JP2001116376A - 超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクル - Google Patents
超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルInfo
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Abstract
(57)【要約】
【課題】ガスインジェクションの効果を弱めず、内部熱
交換器を加えることにより、成績係数を向上できる超臨
界蒸気圧縮式冷凍サイクルを提供する。 【解決手段】圧縮機１、高圧放熱器２、第１の膨張装置
３、第１の気液分離器４、第２の膨張装置７、蒸発器
８、第２の気液分離器９を順次接続し、第２の気液分離
器９から分離された気相冷媒を圧縮機の吸込口側に戻す
主経路を構成し、かつ第１の気液分離器の気相冷媒をガ
スインジェクション配管により圧縮機のインジェクショ
ンポートに戻すガスインジェクションサイクルにおい
て、高温の冷媒と低温の冷媒との熱交換を行う内部熱交
換器を、冷媒の乾き度に直接に影響しない第１の気液分
離器の下流側に配置することで、サイクルの成績係数を
向上させた。
交換器を加えることにより、成績係数を向上できる超臨
界蒸気圧縮式冷凍サイクルを提供する。 【解決手段】圧縮機１、高圧放熱器２、第１の膨張装置
３、第１の気液分離器４、第２の膨張装置７、蒸発器
８、第２の気液分離器９を順次接続し、第２の気液分離
器９から分離された気相冷媒を圧縮機の吸込口側に戻す
主経路を構成し、かつ第１の気液分離器の気相冷媒をガ
スインジェクション配管により圧縮機のインジェクショ
ンポートに戻すガスインジェクションサイクルにおい
て、高温の冷媒と低温の冷媒との熱交換を行う内部熱交
換器を、冷媒の乾き度に直接に影響しない第１の気液分
離器の下流側に配置することで、サイクルの成績係数を
向上させた。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ガスインジェクシ
ョンと内部熱交換器を備えた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイ
クルに関するものである。
ョンと内部熱交換器を備えた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイ
クルに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】今世紀３０〜４０年代にフロン冷媒が開
発される前に、二酸化炭素（ＣＯ2）はすでに冷媒とし
て特に船舶の冷凍装置に使われていた。周知のように、
特定フロン（ＣＦＣ、ＨＣＦＣ）は、オゾン層破壊や地
球温暖化などの問題があり、規制されている。新しく開
発された代替冷媒（ＨＦＣ）は、オゾン層を破壊しない
が、地球温暖化係数が二酸化炭素の数百から数千倍とな
る。このような背景より、古い冷媒でもある二酸化炭素
は蘇りつつあり、地球環境にやさしい冷媒として再び注
目されている。
発される前に、二酸化炭素（ＣＯ2）はすでに冷媒とし
て特に船舶の冷凍装置に使われていた。周知のように、
特定フロン（ＣＦＣ、ＨＣＦＣ）は、オゾン層破壊や地
球温暖化などの問題があり、規制されている。新しく開
発された代替冷媒（ＨＦＣ）は、オゾン層を破壊しない
が、地球温暖化係数が二酸化炭素の数百から数千倍とな
る。このような背景より、古い冷媒でもある二酸化炭素
は蘇りつつあり、地球環境にやさしい冷媒として再び注
目されている。
【０００３】しかし、二酸化炭素は、臨界温度が約３１
℃で、よく使われている冷媒Ｒ２２（臨界温度が約９６
℃）と比べると、臨界温度がかなり低いことが分かる。
このような物性特徴により、二酸化炭素を空調・冷凍機
器の作動流体として使った場合、通常の温度範囲におい
て圧縮された冷媒の温度と圧力が共にそれぞれ二酸化炭
素の臨界温度と臨界圧力を超えるようになり、いわゆる
超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルが形成されて作動する。
℃で、よく使われている冷媒Ｒ２２（臨界温度が約９６
℃）と比べると、臨界温度がかなり低いことが分かる。
このような物性特徴により、二酸化炭素を空調・冷凍機
器の作動流体として使った場合、通常の温度範囲におい
て圧縮された冷媒の温度と圧力が共にそれぞれ二酸化炭
素の臨界温度と臨界圧力を超えるようになり、いわゆる
超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルが形成されて作動する。
【０００４】超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの放熱過程
（従来冷凍サイクルの凝縮器における冷媒の熱力学過程
に相当）においては、冷媒が超臨界圧力状態となってい
るため、従来冷媒のような潜熱ではなく顕熱の形で放熱
が行われる。このように、従来の冷凍サイクルと比べる
と、サイクルの効率が低下してしまう。
（従来冷凍サイクルの凝縮器における冷媒の熱力学過程
に相当）においては、冷媒が超臨界圧力状態となってい
るため、従来冷媒のような潜熱ではなく顕熱の形で放熱
が行われる。このように、従来の冷凍サイクルと比べる
と、サイクルの効率が低下してしまう。
【０００５】二酸化炭素のような冷媒を用いた超臨界蒸
気圧縮式冷凍サイクルの効率を向上させるために、種々
の提案が報告されてきていた。例えば、冷凍空調便覧
（日本冷凍協会、１９９３年）に、ガスインジェクショ
ン（多効式サイクル）が、二酸化炭素のように膨張弁通
過時、フラッシュガスの発生割合が大きい冷媒に有利で
あることが記述されている。この例として、図２にガス
インジェクションを用いた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイク
ルの概念図を示す。
気圧縮式冷凍サイクルの効率を向上させるために、種々
の提案が報告されてきていた。例えば、冷凍空調便覧
（日本冷凍協会、１９９３年）に、ガスインジェクショ
ン（多効式サイクル）が、二酸化炭素のように膨張弁通
過時、フラッシュガスの発生割合が大きい冷媒に有利で
あることが記述されている。この例として、図２にガス
インジェクションを用いた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイク
ルの概念図を示す。
【０００６】さらに、内部熱交換器が、非共沸混合冷媒
のサイクルの効率改善、単純冷媒サイクルの液戻り防止
や蒸発器から出た冷媒の油分離に用いられていたが、超
臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルに用いることにより、サイ
クルの効率が向上できることも知られている（例えば、
Heyl， P.，Kraus，W．E.， and Quack，H．：Expande
r−compressor for a more efficient use of CO2 as
refrigerant．Proceedings of the Joint Meeting of t
he lnternational lnstitute of Refrigeration，Secti
ons B and E，June２−５，１９９８，Oslo，Norway，
pp．１９５−２０１）。
のサイクルの効率改善、単純冷媒サイクルの液戻り防止
や蒸発器から出た冷媒の油分離に用いられていたが、超
臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルに用いることにより、サイ
クルの効率が向上できることも知られている（例えば、
Heyl， P.，Kraus，W．E.， and Quack，H．：Expande
r−compressor for a more efficient use of CO2 as
refrigerant．Proceedings of the Joint Meeting of t
he lnternational lnstitute of Refrigeration，Secti
ons B and E，June２−５，１９９８，Oslo，Norway，
pp．１９５−２０１）。
【０００７】図３に内部熱交換器を用いた超臨界蒸気圧
縮式冷凍サイクルの概念図を示す。このほかに膨張機の
利用や二段圧縮・中間冷却による効率の改善方法も提案
されている。
縮式冷凍サイクルの概念図を示す。このほかに膨張機の
利用や二段圧縮・中間冷却による効率の改善方法も提案
されている。
【０００８】上記説明したサイクルを混在させた、すな
わちガスインジェクションと内部熱交換器を設けている
超臨界蒸気圧縮式サイクルの構成が特開平１１−６３６
９４号公報に開示されている。このサイクルは、図４に
示すように、放熱器２と第１の膨張弁３との間には、高
圧側ラインの冷媒と、第２の気液分離器（アキュムレー
タ）９によって分離された気相冷媒とを熱交換する補助
熱交換器６が設けられており、放熱器２から流出される
冷媒が蒸発器下流側の冷媒によってさらに冷却されるよ
うになっている。
わちガスインジェクションと内部熱交換器を設けている
超臨界蒸気圧縮式サイクルの構成が特開平１１−６３６
９４号公報に開示されている。このサイクルは、図４に
示すように、放熱器２と第１の膨張弁３との間には、高
圧側ラインの冷媒と、第２の気液分離器（アキュムレー
タ）９によって分離された気相冷媒とを熱交換する補助
熱交換器６が設けられており、放熱器２から流出される
冷媒が蒸発器下流側の冷媒によってさらに冷却されるよ
うになっている。
【０００９】このような構成によれば、上述したごと
く、第１の気液分離器内に液相冷媒を確保することがで
きると共に、放熱器２から流出した冷媒をさらに冷却し
てサイクルの冷却性能を高めることができ、運転効率を
向上させることができることが記載されている。
く、第１の気液分離器内に液相冷媒を確保することがで
きると共に、放熱器２から流出した冷媒をさらに冷却し
てサイクルの冷却性能を高めることができ、運転効率を
向上させることができることが記載されている。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】上述した超臨界蒸気圧
縮式サイクルの効率改善方法の中で、コストや技術的可
能性の視点から見ると、内部熱変換器とガスインジェク
ションは最も実現しやすい効率の改善方法と考えられ
る。
縮式サイクルの効率改善方法の中で、コストや技術的可
能性の視点から見ると、内部熱変換器とガスインジェク
ションは最も実現しやすい効率の改善方法と考えられ
る。
【００１１】しかしながら、特開平１１−６３６９４号
公報に記載の方法によリガスインジェクションと内部熱
交換器を組み合わせた場合には、各々の機能が十分に発
揮されていない。
公報に記載の方法によリガスインジェクションと内部熱
交換器を組み合わせた場合には、各々の機能が十分に発
揮されていない。
【００１２】すなわち、上記公報の方法では、内部熱交
換器における熱交換によって、高圧放熱器出口側冷媒が
さらに冷却されるが、第１の膨張装置を通過した後、冷
媒の乾き度が下がり、ガスインジェクションの効果を弱
めることになってしまう。その結果、冷凍サイクルの成
績係数が内部熱交換器を有しない図２に示すガスインジ
ェクションサイクルの場合に比べ劣ってしまう。
換器における熱交換によって、高圧放熱器出口側冷媒が
さらに冷却されるが、第１の膨張装置を通過した後、冷
媒の乾き度が下がり、ガスインジェクションの効果を弱
めることになってしまう。その結果、冷凍サイクルの成
績係数が内部熱交換器を有しない図２に示すガスインジ
ェクションサイクルの場合に比べ劣ってしまう。
【００１３】本発明は、上記問題点に鑑み、ガスインジ
ェクションの効果を弱めることなく内部熱交換器を加え
ることにより、冷凍サイクルの成績係数（ＣＯＰ：coef
ficient Of performance）を向上できる超臨界蒸気圧縮
式冷凍サイクルを提供するものである。
ェクションの効果を弱めることなく内部熱交換器を加え
ることにより、冷凍サイクルの成績係数（ＣＯＰ：coef
ficient Of performance）を向上できる超臨界蒸気圧縮
式冷凍サイクルを提供するものである。
【００１４】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記課題
について鋭意検討した結果、ガスインジェクションと内
部熱交換器を用いた超臨界冷凍サイクルにおいて、ガス
インジェクションと内部熱交換器の組み合わせ方を適切
にすることで冷凍サイクルの成績係数（ＣＯＰ）が格段
に良くなることを見い出した。具体的には、冷媒として
ＣＯ2等を用いた超臨界冷凍サイクルとしては、内部熱
交換器をガスインジェクションサイクルのバイパス経路
より下流側に配置すれば冷凍サイクルのＣＯＰが向上す
ることを見出した。
について鋭意検討した結果、ガスインジェクションと内
部熱交換器を用いた超臨界冷凍サイクルにおいて、ガス
インジェクションと内部熱交換器の組み合わせ方を適切
にすることで冷凍サイクルの成績係数（ＣＯＰ）が格段
に良くなることを見い出した。具体的には、冷媒として
ＣＯ2等を用いた超臨界冷凍サイクルとしては、内部熱
交換器をガスインジェクションサイクルのバイパス経路
より下流側に配置すれば冷凍サイクルのＣＯＰが向上す
ることを見出した。
【００１５】上記の理由を図２〜図５、および表１を用
いて説明する。二酸化炭素冷媒を例として、図２に示す
従来の内部熱交換器を有しないガスインジェクション、
及び図４に示す従来のガスインジェクションと内部熱交
換器の構成での超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの成績係
数（ＣＯＰ）を表１に示す条件でそれぞれ算出して比較
した。
いて説明する。二酸化炭素冷媒を例として、図２に示す
従来の内部熱交換器を有しないガスインジェクション、
及び図４に示す従来のガスインジェクションと内部熱交
換器の構成での超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの成績係
数（ＣＯＰ）を表１に示す条件でそれぞれ算出して比較
した。
【００１６】
【表１】
【００１７】その結果を図５に示す。図５の縦軸に、図
２で示した内部熱変換器を有しないガスインジェクショ
ンサイクルの最大ＣＯＰに対する、図４のような内部熱
交換器を用いた冷凍サイクルのＣＯＰアップ率を表わ
す。図５の横軸に、サイクルの中間圧力、すなわち第１
の膨張装置を通過した冷媒の圧力を表わす。
２で示した内部熱変換器を有しないガスインジェクショ
ンサイクルの最大ＣＯＰに対する、図４のような内部熱
交換器を用いた冷凍サイクルのＣＯＰアップ率を表わ
す。図５の横軸に、サイクルの中間圧力、すなわち第１
の膨張装置を通過した冷媒の圧力を表わす。
【００１８】図５で明らかなように、図４に示すガスイ
ンジェクションと内部熱交換器を併用した構成では、ど
のような中間圧力値に対しても図２で示したガスインジ
ェクションサイクルより、冷凍サイクルのＣＯＰが低下
していることが分かる。
ンジェクションと内部熱交換器を併用した構成では、ど
のような中間圧力値に対しても図２で示したガスインジ
ェクションサイクルより、冷凍サイクルのＣＯＰが低下
していることが分かる。
【００１９】勿論、サイクルの計算条件が違うと、具体
的なＣＯＰ値の相違が生じてくるが、図５に示している
傾向には変わりがない。すなわち、図５に示しているよ
うに、設定した中間圧力によってＣＯＰアップ率が変わ
るが、マイナスの傾向が変わらないということである。
また、高圧放熱器の冷媒圧力（以下、高圧側圧力）を変
えても、図４のような構成では前記と同様に図２に示す
ガスインジェクションサイクルのＣＯＰよりも低くなる
ことを確認している。
的なＣＯＰ値の相違が生じてくるが、図５に示している
傾向には変わりがない。すなわち、図５に示しているよ
うに、設定した中間圧力によってＣＯＰアップ率が変わ
るが、マイナスの傾向が変わらないということである。
また、高圧放熱器の冷媒圧力（以下、高圧側圧力）を変
えても、図４のような構成では前記と同様に図２に示す
ガスインジェクションサイクルのＣＯＰよりも低くなる
ことを確認している。
【００２０】この現象の熱力学的な解釈としては、次の
ようなことが考えられる。まず、二酸化炭素のような作
動流体を用いた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、内部熱交換器を第１の膨張装置の上流に設置する
と、内部熱交換器高圧側出口の冷媒エンタルピが高圧放
熱器出口の冷媒エンタルピより小さくなることで、第１
の膨張装置を介して同じ中間圧力まで膨張した冷媒（二
相状態）の乾き度が小さくなる。
ようなことが考えられる。まず、二酸化炭素のような作
動流体を用いた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、内部熱交換器を第１の膨張装置の上流に設置する
と、内部熱交換器高圧側出口の冷媒エンタルピが高圧放
熱器出口の冷媒エンタルピより小さくなることで、第１
の膨張装置を介して同じ中間圧力まで膨張した冷媒（二
相状態）の乾き度が小さくなる。
【００２１】冷凍空調便覧（日本冷凍協会、１９９３
年）に記述されているように、ガスインジェクションが
膨張弁を通過した後の乾き度が大きい冷媒に有利である
ことから、一回目に膨張した冷媒の乾き度の低減がガス
インジェクションの効果を弱めることになることが分か
る。一方、Heylらによると、ガスインジェクションと内
部熱交換器とによるそれぞれの効果は前者が後者の数倍
であると結論されている。このことは、図４に示す構成
は図２に示すガスインジェクションサイクルよりもＣＯ
Ｐが低下する論拠になるものと考えられる。
年）に記述されているように、ガスインジェクションが
膨張弁を通過した後の乾き度が大きい冷媒に有利である
ことから、一回目に膨張した冷媒の乾き度の低減がガス
インジェクションの効果を弱めることになることが分か
る。一方、Heylらによると、ガスインジェクションと内
部熱交換器とによるそれぞれの効果は前者が後者の数倍
であると結論されている。このことは、図４に示す構成
は図２に示すガスインジェクションサイクルよりもＣＯ
Ｐが低下する論拠になるものと考えられる。
【００２２】本発明者らは、以上の知見に基づいて、内
部熱交換器とガスインジェクション配管とを用いた超臨
界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおいて、内部熱交換器を第
１の膨張装置よりも下流側であって、かつガスインジェ
クションの効果を弱めることのない気液分離器よりも下
流側、すなわち、冷媒の乾き度に直接に影響しない位置
に配置する構成を採用してみたところ、サイクルのＣＯ
Ｐが大幅に向上することを見出した。
部熱交換器とガスインジェクション配管とを用いた超臨
界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおいて、内部熱交換器を第
１の膨張装置よりも下流側であって、かつガスインジェ
クションの効果を弱めることのない気液分離器よりも下
流側、すなわち、冷媒の乾き度に直接に影響しない位置
に配置する構成を採用してみたところ、サイクルのＣＯ
Ｐが大幅に向上することを見出した。
【００２３】すなわち、本発明は、冷媒を圧縮する圧縮
機と、圧縮され超臨界状態となった冷媒を冷却する高圧
放熱器と、高圧放熱器から流出した冷媒を減圧する第１
の膨張装置と、第１の膨張装置で減圧され気液共存状態
となつた冷媒を気液分離する気液分離器と、気液分離器
で分離された気体の冷媒を前記圧縮機に導入するガスイ
ンジェクション配管と、気液分離器で分離された液体の
冷媒を再減圧する第２の膨張装置と、第２の膨張装置で
減圧された冷媒を蒸発させる蒸発器と、高温の冷媒と低
温の冷媒を熱交換させる内部熱交換器とを有する超臨界
蒸気圧縮式冷凍サイクルにおいて、内部熱交換器を第１
の膨張装置を通過した冷媒の乾き度に直接に影響しない
位置に配置したことを特徴としている。
機と、圧縮され超臨界状態となった冷媒を冷却する高圧
放熱器と、高圧放熱器から流出した冷媒を減圧する第１
の膨張装置と、第１の膨張装置で減圧され気液共存状態
となつた冷媒を気液分離する気液分離器と、気液分離器
で分離された気体の冷媒を前記圧縮機に導入するガスイ
ンジェクション配管と、気液分離器で分離された液体の
冷媒を再減圧する第２の膨張装置と、第２の膨張装置で
減圧された冷媒を蒸発させる蒸発器と、高温の冷媒と低
温の冷媒を熱交換させる内部熱交換器とを有する超臨界
蒸気圧縮式冷凍サイクルにおいて、内部熱交換器を第１
の膨張装置を通過した冷媒の乾き度に直接に影響しない
位置に配置したことを特徴としている。
【００２４】ここで、第１の膨張装置を通過した冷媒の
乾き度に直接に影響しない位置とは、例えば、内部熱交
換器を冷凍サイクルの主経路において気液分離器よりも
下流側に配置した構成が挙げられる。すなわち、上記圧
縮機、高圧放熱器、第１の膨張装置、気液分離器、第２
の膨張装置、蒸発器とを順次接続して冷凍サイクルの主
経路を構成し、かつ気液分離器で分離された気体の冷媒
を圧縮機に導入するガスインジェクション配管と内部熱
交換器とを備えた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、内部熱交換器を主経路における気液分離器よりも下
流側に配置した構成である。
乾き度に直接に影響しない位置とは、例えば、内部熱交
換器を冷凍サイクルの主経路において気液分離器よりも
下流側に配置した構成が挙げられる。すなわち、上記圧
縮機、高圧放熱器、第１の膨張装置、気液分離器、第２
の膨張装置、蒸発器とを順次接続して冷凍サイクルの主
経路を構成し、かつ気液分離器で分離された気体の冷媒
を圧縮機に導入するガスインジェクション配管と内部熱
交換器とを備えた超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、内部熱交換器を主経路における気液分離器よりも下
流側に配置した構成である。
【００２５】内部熱交換器は、同一サイクルを循環する
冷媒同士（高温の冷媒と低温の冷媒）をサイクル内部に
おいて熱交換させる熱交換器をいい、そのサイクル内で
の配置は、第１の膨張装置を通過した冷媒の乾き度に直
接影響しない位置、特に第１の気液分離器の下流側に配
置する態様が好適である。この場合、高温の冷媒は第１
の気液分離器で分離された液相冷媒となり、低温の冷媒
は蒸発器で蒸発した低温の冷媒、又は蒸発器の下流側に
第２の気液分離器が配置される場合は、第２の気液分離
器で分離された気体の冷媒となる。この場合の高温の冷
媒は、低温の冷媒と熱交換し、過冷却状態となって第２
の膨張装置で減圧され、蒸発器に流れる。従って、蒸発
器における冷凍効果が大きくなり、成績係数（ＣＯＰ）
も向上することになる。この冷凍サイクルを循環する作
動流体としては、比較的臨界点が低い二酸化炭素、エタ
ン等の冷媒が用いられる。
冷媒同士（高温の冷媒と低温の冷媒）をサイクル内部に
おいて熱交換させる熱交換器をいい、そのサイクル内で
の配置は、第１の膨張装置を通過した冷媒の乾き度に直
接影響しない位置、特に第１の気液分離器の下流側に配
置する態様が好適である。この場合、高温の冷媒は第１
の気液分離器で分離された液相冷媒となり、低温の冷媒
は蒸発器で蒸発した低温の冷媒、又は蒸発器の下流側に
第２の気液分離器が配置される場合は、第２の気液分離
器で分離された気体の冷媒となる。この場合の高温の冷
媒は、低温の冷媒と熱交換し、過冷却状態となって第２
の膨張装置で減圧され、蒸発器に流れる。従って、蒸発
器における冷凍効果が大きくなり、成績係数（ＣＯＰ）
も向上することになる。この冷凍サイクルを循環する作
動流体としては、比較的臨界点が低い二酸化炭素、エタ
ン等の冷媒が用いられる。
【００２６】ところで、上記超臨界圧縮式冷凍サイクル
の構成において、その最大効率を引き出すためには、高
圧側圧力と中間圧力に最適な値を与えることが重要にな
る。そこで、本発明者らは、上記高圧側圧力と中間圧力
の最適値について鋭意検討した結果、まず、高圧側圧力
については、高圧放熱器の冷媒圧力を、内部熱交換器を
有しないガスインジェクションサイクルの高圧放熱器の
冷媒圧力より低く設定した場合、従来方式に比べてＣＯ
Ｐを向上することを見出した。
の構成において、その最大効率を引き出すためには、高
圧側圧力と中間圧力に最適な値を与えることが重要にな
る。そこで、本発明者らは、上記高圧側圧力と中間圧力
の最適値について鋭意検討した結果、まず、高圧側圧力
については、高圧放熱器の冷媒圧力を、内部熱交換器を
有しないガスインジェクションサイクルの高圧放熱器の
冷媒圧力より低く設定した場合、従来方式に比べてＣＯ
Ｐを向上することを見出した。
【００２７】また、中間圧力については、第１の気液分
離器内の冷媒圧力（第１の膨張装置を通過した冷媒の圧
力：中間圧力）を、内部熱交換器を有しないガスインジ
ェクションサイクルの第１の気液分離器内の冷媒圧力よ
り高く設定した場合、サイクルのＣＯＰを向上できるこ
とも見出した。
離器内の冷媒圧力（第１の膨張装置を通過した冷媒の圧
力：中間圧力）を、内部熱交換器を有しないガスインジ
ェクションサイクルの第１の気液分離器内の冷媒圧力よ
り高く設定した場合、サイクルのＣＯＰを向上できるこ
とも見出した。
【００２８】これら超臨界圧縮式冷凍サイクルは、従来
から利用されている種々の装置に適用可能であるが、特
に、空気調和機に適用すれば、成績係数（ＣＯＰ）の向
上に大いに寄与することができる。
から利用されている種々の装置に適用可能であるが、特
に、空気調和機に適用すれば、成績係数（ＣＯＰ）の向
上に大いに寄与することができる。
【００２９】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を図面
に基づいて説明する。図１は、本発明に係わる超臨界蒸
気圧縮式冷凍サイクルの構成要素および冷媒の流れを示
す概念図である。
に基づいて説明する。図１は、本発明に係わる超臨界蒸
気圧縮式冷凍サイクルの構成要素および冷媒の流れを示
す概念図である。
【００３０】この超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルは、図
１のごとく、圧縮機１、高圧放熱器２、第１の膨張装置
３、第１の気液分離器４、ガスインジェクション用配管
５、内部熱交換器６、第２の膨張装置７、蒸発器８、第
２の気液分離器（アキュムレータ）９から構成されてい
る。
１のごとく、圧縮機１、高圧放熱器２、第１の膨張装置
３、第１の気液分離器４、ガスインジェクション用配管
５、内部熱交換器６、第２の膨張装置７、蒸発器８、第
２の気液分離器（アキュムレータ）９から構成されてい
る。
【００３１】この冷凍サイクルにおいては、作動流体と
して二酸化炭素等のような低い臨界温度をもつ冷媒が用
いられている。圧縮機１はガスインジェクション機能付
きの圧縮機（例えば、２シリンダーガスインジェクショ
ンコンプレッサ）とする。
して二酸化炭素等のような低い臨界温度をもつ冷媒が用
いられている。圧縮機１はガスインジェクション機能付
きの圧縮機（例えば、２シリンダーガスインジェクショ
ンコンプレッサ）とする。
【００３２】このような冷凍サイクルにおいては、図１
のごとく、圧縮機１によつて圧縮された冷媒が、高温高
圧の超臨界状態の流体として圧縮機１の吐出口から高圧
放熱器２に入り、ここで放熱して冷却される。高圧放熱
器３において、冷媒の圧力が冷媒の臨界圧力を超えてお
り、従来の凝縮器における気液二相の変化は見られな
い。高圧放熱器３から流出した冷媒は、第１の膨張装置
４を通過し、減圧されて気液共存状態（湿り蒸気）とな
り、第１の気液分離器４に入り、飽和蒸気と飽和液体に
分離される。
のごとく、圧縮機１によつて圧縮された冷媒が、高温高
圧の超臨界状態の流体として圧縮機１の吐出口から高圧
放熱器２に入り、ここで放熱して冷却される。高圧放熱
器３において、冷媒の圧力が冷媒の臨界圧力を超えてお
り、従来の凝縮器における気液二相の変化は見られな
い。高圧放熱器３から流出した冷媒は、第１の膨張装置
４を通過し、減圧されて気液共存状態（湿り蒸気）とな
り、第１の気液分離器４に入り、飽和蒸気と飽和液体に
分離される。
【００３３】第１の気液分離器４で分離された飽和液体
の冷媒は、内部熱交換器６に送られ、さらに冷却されて
過冷却状態となる。過冷却状態となった液体の冷媒は、
第２の膨張装置７を通過し、再減圧されて低温低圧の気
液共存状態の冷媒となり、蒸発器８において、ここを通
過する冷却媒体（空気等）と熱交換し、蒸発してほとん
どが気相状態となり、第２の気液分離器（アキュムレー
タ）９で気液分離された後に低温の冷却流体として内部
熱交換器６に送られる。この低温の気体の冷媒は、内部
熱交換器６において、前述した第１の気液分離器４から
の飽和液体の冷媒と熱交換して過熱状態の蒸気となり、
圧縮機１の吸込口から圧縮機１に戻される。
の冷媒は、内部熱交換器６に送られ、さらに冷却されて
過冷却状態となる。過冷却状態となった液体の冷媒は、
第２の膨張装置７を通過し、再減圧されて低温低圧の気
液共存状態の冷媒となり、蒸発器８において、ここを通
過する冷却媒体（空気等）と熱交換し、蒸発してほとん
どが気相状態となり、第２の気液分離器（アキュムレー
タ）９で気液分離された後に低温の冷却流体として内部
熱交換器６に送られる。この低温の気体の冷媒は、内部
熱交換器６において、前述した第１の気液分離器４から
の飽和液体の冷媒と熱交換して過熱状態の蒸気となり、
圧縮機１の吸込口から圧縮機１に戻される。
【００３４】一方、図１のごとく、第１の気液分離器４
で分離された飽和気体の冷媒は、第１の気液分離器４と
圧縮機１との間に設けたガスインジェクション用配管５
を介して圧縮機１のガスインジェクションポートから圧
縮機１に導入される。ガスインジェクションポートから
圧縮機１に導入された飽和気体の冷媒は、圧縮機１のシ
リンダーにおいて、前述した圧縮機１の吸込口から入っ
てほぼ中間圧力まで圧縮された過熱状態の蒸気と混合
し、共に高圧側圧力まで圧縮される。
で分離された飽和気体の冷媒は、第１の気液分離器４と
圧縮機１との間に設けたガスインジェクション用配管５
を介して圧縮機１のガスインジェクションポートから圧
縮機１に導入される。ガスインジェクションポートから
圧縮機１に導入された飽和気体の冷媒は、圧縮機１のシ
リンダーにおいて、前述した圧縮機１の吸込口から入っ
てほぼ中間圧力まで圧縮された過熱状態の蒸気と混合
し、共に高圧側圧力まで圧縮される。
【００３５】［本発明と従来のサイクルのモリエール線
図による比較］上記冷凍サイクルにおける冷媒の熱力学
状態の変化は、圧力Ｐを縦軸としエンタルピｈを横軸と
したモリエール線図で表わすと、図６の太い実線で示さ
れるようになる。図６の水平の点線が冷媒の臨界圧力Ｐ
ｃを示し、細い曲線が冷媒の飽和蒸気曲線と飽和液体曲
線を示す。また、より理解し易くするために、上記冷凍
サイクルの各要素における熱力学過程を示す図６の太い
実線にそれぞれ番号を付けており、その番号は図１に示
した冷凍サイクルの各要素の番号と一致するようにして
いる。
図による比較］上記冷凍サイクルにおける冷媒の熱力学
状態の変化は、圧力Ｐを縦軸としエンタルピｈを横軸と
したモリエール線図で表わすと、図６の太い実線で示さ
れるようになる。図６の水平の点線が冷媒の臨界圧力Ｐ
ｃを示し、細い曲線が冷媒の飽和蒸気曲線と飽和液体曲
線を示す。また、より理解し易くするために、上記冷凍
サイクルの各要素における熱力学過程を示す図６の太い
実線にそれぞれ番号を付けており、その番号は図１に示
した冷凍サイクルの各要素の番号と一致するようにして
いる。
【００３６】図６において、線ＡＢと線ＣＤがともに圧
縮機１における断熱圧縮過程を示しているが、線ＡＢ
は、内部熱交換器６からの冷媒をほぼ中間圧力まで圧縮
する過程であり、線ＣＤは、第１の気液分離器４からの
気相冷媒と過程ＡＢにおいて圧縮された冷媒との混合し
たものを圧縮する過程である。なお、圧縮過程ＣＤ前の
混合過程は線ＢＣと線ＨＣで表わされると考えて良い。
縮機１における断熱圧縮過程を示しているが、線ＡＢ
は、内部熱交換器６からの冷媒をほぼ中間圧力まで圧縮
する過程であり、線ＣＤは、第１の気液分離器４からの
気相冷媒と過程ＡＢにおいて圧縮された冷媒との混合し
たものを圧縮する過程である。なお、圧縮過程ＣＤ前の
混合過程は線ＢＣと線ＨＣで表わされると考えて良い。
【００３７】高圧放熱器２において、冷媒は、等圧でＤ
点からＥ点まで冷却されるが、圧力が臨界圧力を超えて
いることで気液二相の変化が生じないことが分かる。高
圧放熱器２からの冷媒は、第１の膨張装置３を通過し、
Ｅ点からＦ点まで膨張する。Ｇ点とＨ点は、それぞれ第
１の気液分離器４によって分離された飽和液体と飽和気
体の状態を表わしている。
点からＥ点まで冷却されるが、圧力が臨界圧力を超えて
いることで気液二相の変化が生じないことが分かる。高
圧放熱器２からの冷媒は、第１の膨張装置３を通過し、
Ｅ点からＦ点まで膨張する。Ｇ点とＨ点は、それぞれ第
１の気液分離器４によって分離された飽和液体と飽和気
体の状態を表わしている。
【００３８】内部熱交換器６における熱力学過程に関し
ては、線ＧＩは第１の気液分離器４からの冷媒の放熱過
程を、線ＫＡは蒸発器８からの冷媒の受熱過程を示す。
第２の膨張装置７による冷媒の再減圧過程は線ＩＪに示
される。蒸発器８における冷媒の蒸発過程が線ＪＫに示
される。
ては、線ＧＩは第１の気液分離器４からの冷媒の放熱過
程を、線ＫＡは蒸発器８からの冷媒の受熱過程を示す。
第２の膨張装置７による冷媒の再減圧過程は線ＩＪに示
される。蒸発器８における冷媒の蒸発過程が線ＪＫに示
される。
【００３９】一方、図２に示した内部熱交換器を有しな
い従来のガスインジェクションサイクルのモリエール線
図は、図６において、線ＧＩの放熱過程が存在せず、破
線で示すＧＪ´の膨張過程のみをとる。
い従来のガスインジェクションサイクルのモリエール線
図は、図６において、線ＧＩの放熱過程が存在せず、破
線で示すＧＪ´の膨張過程のみをとる。
【００４０】また、図４に示した高圧放熱装置２と第１
の膨張弁３との間に内部熱交換器６を設けたサイクルの
モリエール線図は、図６において、ＥＥ´の放熱過程を
経て、第１の膨張装置３による冷媒の減圧過程Ｅ´Ｆ´
をとる。
の膨張弁３との間に内部熱交換器６を設けたサイクルの
モリエール線図は、図６において、ＥＥ´の放熱過程を
経て、第１の膨張装置３による冷媒の減圧過程Ｅ´Ｆ´
をとる。
【００４１】ここで、冷媒の乾き度について考察する。
図６のモリエール線図中、冷媒の乾き度、すなわち、全
冷媒量に対するガスインジェクションヘの気相冷媒の流
入量は（線ＦＧ／線ＧＨ）で表され、この乾き度が大き
いほどガスインジェクションを用いた場合のＣＯＰの向
上が期待できる。
図６のモリエール線図中、冷媒の乾き度、すなわち、全
冷媒量に対するガスインジェクションヘの気相冷媒の流
入量は（線ＦＧ／線ＧＨ）で表され、この乾き度が大き
いほどガスインジェクションを用いた場合のＣＯＰの向
上が期待できる。
【００４２】従来の内部熱交換器を用いない図２のガス
インジェクションサイクルと従来の図４のサイクルとの
比較では、両者の乾き度は、前者が線ＧＦ／線ＧＨであ
るのに対し、後者が線ＧＦ´／線ＧＨとなり、前者の方
が乾き度が大きくなっている。その結果、前記図５で示
したＣＯＰの比較において、前者の方が良好な結果を得
ているといえる。
インジェクションサイクルと従来の図４のサイクルとの
比較では、両者の乾き度は、前者が線ＧＦ／線ＧＨであ
るのに対し、後者が線ＧＦ´／線ＧＨとなり、前者の方
が乾き度が大きくなっている。その結果、前記図５で示
したＣＯＰの比較において、前者の方が良好な結果を得
ているといえる。
【００４３】次に、本発明のように内部熱交換器６を第
１の膨張装置３を通過した冷媒の乾き度に直接に影響し
ない位置に配置した場合と、内部熱交換器を用いない図
２の冷凍サイクルとで比較すると、図６において、両者
の乾き度（線ＦＧ／線ＧＨ）は同じであるが、内部熱交
換器を用いている面積ＧＩＪＪ´部分でのＣＯＰの向上
が期待できる。
１の膨張装置３を通過した冷媒の乾き度に直接に影響し
ない位置に配置した場合と、内部熱交換器を用いない図
２の冷凍サイクルとで比較すると、図６において、両者
の乾き度（線ＦＧ／線ＧＨ）は同じであるが、内部熱交
換器を用いている面積ＧＩＪＪ´部分でのＣＯＰの向上
が期待できる。
【００４４】［本発明と従来のサイクルのシミュレーシ
ョンによるＣＯＰの比較］ここで、図１に示す本発明の
冷凍サイクルと、図２に示す内部熱交換器を有しない従
来の冷凍サイクルを比較したシミュレーション結果を示
す。シミュレーションは、前記に示した表１の条件で図
７に示すフローチャートに従って冷凍サイクルの成績係
数（ＣＯＰ）を算出し、両者を比較した。
ョンによるＣＯＰの比較］ここで、図１に示す本発明の
冷凍サイクルと、図２に示す内部熱交換器を有しない従
来の冷凍サイクルを比較したシミュレーション結果を示
す。シミュレーションは、前記に示した表１の条件で図
７に示すフローチャートに従って冷凍サイクルの成績係
数（ＣＯＰ）を算出し、両者を比較した。
【００４５】図７のＣＯＰ算出フローは、まず、表１の
条件に従い高圧側圧力、蒸発温度、中間圧力、内部熱交
換器ピンチポイント温度差などを入力し、高圧放熱器出
口側冷媒のエンタルピを算出し、第１の膨張装置で一回
目に膨張した冷媒ガスの乾き度、ガスインジェクション
圧力における飽和気体と飽和液体との比、エンタルピ等
を算出する。次に、内部熱交換器の出口冷媒の初期温度
を設定し、内部熱交換器における熱収支を算出する。こ
の場合、算出した熱収支が熱力学の第１法則（エネルギ
ー保存の法則）を満たさなければならないので、これを
満たすまで内部熱交換器の出口冷媒の初期温度を設定し
直す。
条件に従い高圧側圧力、蒸発温度、中間圧力、内部熱交
換器ピンチポイント温度差などを入力し、高圧放熱器出
口側冷媒のエンタルピを算出し、第１の膨張装置で一回
目に膨張した冷媒ガスの乾き度、ガスインジェクション
圧力における飽和気体と飽和液体との比、エンタルピ等
を算出する。次に、内部熱交換器の出口冷媒の初期温度
を設定し、内部熱交換器における熱収支を算出する。こ
の場合、算出した熱収支が熱力学の第１法則（エネルギ
ー保存の法則）を満たさなければならないので、これを
満たすまで内部熱交換器の出口冷媒の初期温度を設定し
直す。
【００４６】所望の初期温度設定が終了したならば、圧
縮機の吸込側冷媒のエンタルピとエントロピを算出し、
次いで、１段目圧縮後の冷媒エンタルピと、ガスインジ
ェクションとの混合後の冷媒のエンタルピ並びにエント
ロピとを算出し、圧縮機の吐出冷媒のエンタルピを算出
する。そして、これらの算出結果からサイクルのＣＯＰ
を算出する。
縮機の吸込側冷媒のエンタルピとエントロピを算出し、
次いで、１段目圧縮後の冷媒エンタルピと、ガスインジ
ェクションとの混合後の冷媒のエンタルピ並びにエント
ロピとを算出し、圧縮機の吐出冷媒のエンタルピを算出
する。そして、これらの算出結果からサイクルのＣＯＰ
を算出する。
【００４７】ところで、本発明による超臨界圧縮式冷凍
サイクルの構成で、その最大効率を引き出すために、高
圧側圧力と中間圧力に最適な値を与えることが重要とな
る。本発明による超臨界圧縮式冷凍サイクルと従来のサ
イクルとについて、図８に高圧側圧力を比較した結果
を、また、図９に中間圧力を比較した結果を夫々示し、
その詳細を以下に説明する。
サイクルの構成で、その最大効率を引き出すために、高
圧側圧力と中間圧力に最適な値を与えることが重要とな
る。本発明による超臨界圧縮式冷凍サイクルと従来のサ
イクルとについて、図８に高圧側圧力を比較した結果
を、また、図９に中間圧力を比較した結果を夫々示し、
その詳細を以下に説明する。
【００４８】図８（ａ）は、内部熱交換器を有しない従
来のインジェクションサイクルと本発明による冷凍サイ
クルの高圧側圧力のＣＯＰ挙動を示す。この結果、内部
熱交換器を有しない従来のガスインジェクションサイク
ル（単独ガスインジェクションサイクル）の最適高圧側
圧力は１００ｂａｒであるのに対し、本発明による冷凍
サイクルの最適高圧側圧力は９５ｂａｒであった。した
がって、最適高圧側の圧力は、内部熱交換器を有しない
従来のサイクルに比べて低く設定した方がＣＯＰの向上
が期待できることが分かった。
来のインジェクションサイクルと本発明による冷凍サイ
クルの高圧側圧力のＣＯＰ挙動を示す。この結果、内部
熱交換器を有しない従来のガスインジェクションサイク
ル（単独ガスインジェクションサイクル）の最適高圧側
圧力は１００ｂａｒであるのに対し、本発明による冷凍
サイクルの最適高圧側圧力は９５ｂａｒであった。した
がって、最適高圧側の圧力は、内部熱交換器を有しない
従来のサイクルに比べて低く設定した方がＣＯＰの向上
が期待できることが分かった。
【００４９】図８（ｂ）は、図２に示したガスインジェ
クションサイクルの最大ＣＯＰに対する本発明冷凍サイ
クルのＣＯＰアップ率と高圧側圧力との関係を示してい
る。図８（ｂ）の結果からわかるように、何れの圧力に
おいても内部熱交換器を有しない従来のサイクルに比べ
ＣＯＰが向上している。
クションサイクルの最大ＣＯＰに対する本発明冷凍サイ
クルのＣＯＰアップ率と高圧側圧力との関係を示してい
る。図８（ｂ）の結果からわかるように、何れの圧力に
おいても内部熱交換器を有しない従来のサイクルに比べ
ＣＯＰが向上している。
【００５０】図９（ａ）は、内部熱変換器を有しない従
来のインジェクションサイクルと本発明による冷凍サイ
クルの中間圧力のＣＯＰ挙動を示す。この結果、内部熱
交換器を有しない従来のガスインジェクションサイクル
（単独ガスインジェクションサイクル）の最適中間圧力
は５５ｂａｒであるのに対し、本発明による冷凍サイク
ルの最適中間圧力は６１ｂａｒであつた。したがって、
最適中間圧力は内部熱交換器を有しない従来のサイクル
に比べ高く設定した方がＣＯＰが向上することが分かっ
た。
来のインジェクションサイクルと本発明による冷凍サイ
クルの中間圧力のＣＯＰ挙動を示す。この結果、内部熱
交換器を有しない従来のガスインジェクションサイクル
（単独ガスインジェクションサイクル）の最適中間圧力
は５５ｂａｒであるのに対し、本発明による冷凍サイク
ルの最適中間圧力は６１ｂａｒであつた。したがって、
最適中間圧力は内部熱交換器を有しない従来のサイクル
に比べ高く設定した方がＣＯＰが向上することが分かっ
た。
【００５１】図９（ｂ）は、図２に示したガスインジェ
クションサイクルの最大ＣＯＰに対する本発明による冷
凍サイクルのＣＯＰアップ率と中間圧力の関係を示して
いる。図９（ｂ）の結果からわかるように、何れの圧力
においても内部熱交換器を有しない従来のサイクルに比
べＣＯＰが向上していることがわかる。なお、図５、図
８、図９に示した結果はすべて同じ比較条件において得
られたものである。
クションサイクルの最大ＣＯＰに対する本発明による冷
凍サイクルのＣＯＰアップ率と中間圧力の関係を示して
いる。図９（ｂ）の結果からわかるように、何れの圧力
においても内部熱交換器を有しない従来のサイクルに比
べＣＯＰが向上していることがわかる。なお、図５、図
８、図９に示した結果はすべて同じ比較条件において得
られたものである。
【００５２】本発明によるガスインジェクションと内部
熱交換器との構成では、図１と図６に示すように、内部
熱交換器６は冷媒の流れから見ると、ガスインジェクシ
ョンの下流にあることで、第１の膨張装置３を通過した
冷媒の乾き度（図６の点Ｆ）に直接に影響しない。従っ
て、図８及び図９に示した結果の通り、本発明によるガ
スインジェクションと内部熱交換器との構成は、ガスイ
ンジェクションの効果を弱めることなく、超臨界蒸気圧
縮式冷凍サイクルのＣＯＰを向上させることができる。
熱交換器との構成では、図１と図６に示すように、内部
熱交換器６は冷媒の流れから見ると、ガスインジェクシ
ョンの下流にあることで、第１の膨張装置３を通過した
冷媒の乾き度（図６の点Ｆ）に直接に影響しない。従っ
て、図８及び図９に示した結果の通り、本発明によるガ
スインジェクションと内部熱交換器との構成は、ガスイ
ンジェクションの効果を弱めることなく、超臨界蒸気圧
縮式冷凍サイクルのＣＯＰを向上させることができる。
【００５３】また、通常の冷凍サイクル（ガスインジェ
クションと内部熱交換器を有していない冷凍サイクル）
と比べると、最大でＣＯＰは約２０％向上させることが
できる。また、本発明による間接的な効果としては、蒸
発器において冷媒を過熱状態まで加熱しなくても、内部
熱交換器６を付加して、この部分で高温の冷媒から受熱
することにより、圧縮機に吸込まれる冷媒に十分な過熱
度を持たせることができる。従って、蒸発器において冷
媒の過熱受熱面を設ける必要がなく、熱伝達率がわりと
低い蒸気の顕熱での熱交換を無くすことができる。単純
な蒸発熱伝達と均一な伝熱温度差とにより、同じ外部条
件では蒸発温度が上げられるようになり、すなわちＣＯ
Ｐをさらに向上させることができる。例えば、蒸発器の
蒸発温度を２℃程度上げると、ＣＯＰをさらに約５％ア
ップすることができる。従って、上記超臨界蒸気圧縮式
冷凍サイクルを空気調和機の冷凍サイクルとして利用す
れば、ＣＯＰの向上に特に有効となり得る。
クションと内部熱交換器を有していない冷凍サイクル）
と比べると、最大でＣＯＰは約２０％向上させることが
できる。また、本発明による間接的な効果としては、蒸
発器において冷媒を過熱状態まで加熱しなくても、内部
熱交換器６を付加して、この部分で高温の冷媒から受熱
することにより、圧縮機に吸込まれる冷媒に十分な過熱
度を持たせることができる。従って、蒸発器において冷
媒の過熱受熱面を設ける必要がなく、熱伝達率がわりと
低い蒸気の顕熱での熱交換を無くすことができる。単純
な蒸発熱伝達と均一な伝熱温度差とにより、同じ外部条
件では蒸発温度が上げられるようになり、すなわちＣＯ
Ｐをさらに向上させることができる。例えば、蒸発器の
蒸発温度を２℃程度上げると、ＣＯＰをさらに約５％ア
ップすることができる。従って、上記超臨界蒸気圧縮式
冷凍サイクルを空気調和機の冷凍サイクルとして利用す
れば、ＣＯＰの向上に特に有効となり得る。
【００５４】なお、上記実施形態は、第２の気液分離器
を設けて説明したが、この気液分離器は必須のものでは
ない。例えば、液冷媒を蓄える機能を第１の気液分離器
に兼務させるような構成にしても良く、また、蒸発器で
完全に気相にする構成としても良い。さらに、図１に示
していないが、ガスインジェクション量を制御する電磁
弁をガスインジェクション配管に設けた構成を採用して
も良い。
を設けて説明したが、この気液分離器は必須のものでは
ない。例えば、液冷媒を蓄える機能を第１の気液分離器
に兼務させるような構成にしても良く、また、蒸発器で
完全に気相にする構成としても良い。さらに、図１に示
していないが、ガスインジェクション量を制御する電磁
弁をガスインジェクション配管に設けた構成を採用して
も良い。
【００５５】
【発明の効果】以上の説明から明らかな通り、本発明に
よれば、ガスインジェクションの効果を弱めずに超臨界
蒸気圧縮式冷凍サイクルに内部熱交換器を加えることに
より、従来のガスインジェクションサイクルより高い成
績係数（ＣＯＰ）を実現することができる。また、冷凍
サイクルの高圧側圧力と中聞圧力の最適範囲を明確に
し、ガスインジェクションと内部熱交換器を併用した超
臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの設計や制御等に寄与でき
る。
よれば、ガスインジェクションの効果を弱めずに超臨界
蒸気圧縮式冷凍サイクルに内部熱交換器を加えることに
より、従来のガスインジェクションサイクルより高い成
績係数（ＣＯＰ）を実現することができる。また、冷凍
サイクルの高圧側圧力と中聞圧力の最適範囲を明確に
し、ガスインジェクションと内部熱交換器を併用した超
臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの設計や制御等に寄与でき
る。
【図１】本発明による超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの
構成要素と冷媒の流れを示すサイクル図
構成要素と冷媒の流れを示すサイクル図
【図２】従来の内部熱交換器を用いないインジェクショ
ンサイクルのサイクル図である。
ンサイクルのサイクル図である。
【図３】従来の内部熱交換器を用いた冷凍サイクルのサ
イクル図である。
イクル図である。
【図４】従来のガスインジェクションと内部熱交換器を
併用した超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルのサイクル図
併用した超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルのサイクル図
【図５】ガスインジェクションと内部熱交換器を併用し
た従来の超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルのＣＯＰと従来
の内部熱交換器を用いないインジェクションサイクルの
ＣＯＰとの比較図
た従来の超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルのＣＯＰと従来
の内部熱交換器を用いないインジェクションサイクルの
ＣＯＰとの比較図
【図６】本発明による超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルの
モリエール線図
モリエール線図
【図７】本発明に用いたシミュレーションのＣＯＰ算出
フローチャート
フローチャート
【図８】（ａ）は本発明による超臨界蒸気圧縮式冷凍サ
イクルにおける高圧側圧力のＣＯＰ挙動と、従来のＣＯ
Ｐ挙動をシミュレーションにより比較した図、（ｂ）は
従来方式によるＣＯＰの最適値に対する本発明における
高圧側圧力のＣＯＰアップ率を示す図
イクルにおける高圧側圧力のＣＯＰ挙動と、従来のＣＯ
Ｐ挙動をシミュレーションにより比較した図、（ｂ）は
従来方式によるＣＯＰの最適値に対する本発明における
高圧側圧力のＣＯＰアップ率を示す図
【図９】（ａ）は本発明による超臨界蒸気圧縮式冷凍サ
イクルにおける中間圧力のＣＯＰ挙動と従来のＣＯＰの
挙動をシミュレーションにより比較した図、（ｂ）は従
来方式によるＣＯＰの最適値に対する本発明における中
間圧力のＣＯＰアップ率を示す図
イクルにおける中間圧力のＣＯＰ挙動と従来のＣＯＰの
挙動をシミュレーションにより比較した図、（ｂ）は従
来方式によるＣＯＰの最適値に対する本発明における中
間圧力のＣＯＰアップ率を示す図
１圧縮機 ２高圧放熱器 ３第１の膨張装置 ４第１の気液分離器 ５ガスインジェクション用配管 ６内部熱交換器 ７第２の膨張弁 ８蒸発器 ９第２の気液分離器 １０気液分離器 １１膨張装置
Claims (6)
- 【請求項１】冷媒を圧縮する圧縮機と、圧縮され超臨界
状態となった冷媒を冷却する高圧放熱器と、前記高圧放
熱器から流出した冷媒を減圧する第１の膨張装置と、前
記第１の膨張装置で減圧され気液共存状態となつた冷媒
を気液分離する気液分離器と、前記気液分離器で分離さ
れた気体の冷媒を前記圧縮機に導入するガスインジェク
ション配管と、前記気液分離器で分離された液体の冷媒
を再減圧する第２の膨張装置と、前記第２の膨張装置で
減圧された冷媒を蒸発させる蒸発器と、高温の冷媒と低
温の冷媒を熱交換させる内部熱交換器と、を有する超臨
界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおいて、前記内部熱交換器
が、前記第１の膨張装置を通過した冷媒の乾き度に直接
に影響しない位置に配置されたことを特徴とする超臨界
蒸気圧縮式冷凍サイクル。 - 【請求項２】冷媒を圧縮する圧縮機と、圧縮され超臨界
状態となった冷媒を冷却する高圧放熱器と、前記高圧放
熱器から流出した冷媒を減圧する第１の膨張装置と、前
記第１の膨張装置で減圧され気液共存状態となつた冷媒
を気液分離する気液分離器と、前記気液分離器で分離さ
れた液体の冷媒を再減圧する第２の膨張装置と、前記第
２の膨張装置で減圧された冷媒を蒸発させる蒸発器とが
順次接続されて冷凍サイクルの主経路が構成され、前記
気液分離器で分離された気体の冷媒を前記圧縮機に導入
するガスインジェクション配管と、高温の冷媒と低温の
冷媒を熱交換させる内部熱交換器とを備えた超臨界蒸気
圧縮式冷凍サイクルにおいて、前記内部熱交換器が、前
記主経路において、前記気液分離器よりも下流側に配置
されたことを特徴とする超臨界蒸気圧縮式冷凍サイク
ル。 - 【請求項３】冷媒を圧縮する圧縮機と、圧縮され超臨界
状態となつた冷媒を冷却する高圧放熱器と、前記高圧放
熱器から流出した冷媒を減圧する第１の膨張装置と、前
記第１の膨張装置で減圧され気液共存状態となつた冷媒
を気液分離する第１の気液分離器と、前記第１の気液分
離器で分離された液相冷媒をさらに冷却する内部熱交換
器と、前記内部熱交換器で冷却され過冷却状態となつた
冷媒を減圧する第２の膨張装置と、前記第２の膨張装置
で減圧された冷媒を蒸発させる蒸発器と、前記蒸発器か
ら流出した冷媒に混在する液相冷媒を分離する第２の気
液分離器とが配管で順次接続され、前記第２の気液分離
器で分離された気相冷媒を前記内部熱交換器に導入し、
前記内部熱交換器にて前記第１の気液分離器からの液相
冷媒と熱交換させ、受熱した気相冷媒を前記圧縮機に戻
す冷凍サイクルの主経路が構成され、前記第１の気液分
離器と前記圧縮機との間にガスインジェクション配管が
設けられ、前記第１の気液分離器で分離された気相冷媒
を前記圧縮機に導入するようにしたことを特徴とする超
臨界蒸気圧縮式冷凍サイクル。 - 【請求項４】前記超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、前記高圧放熱器の冷媒圧力は、内部熱交換器を有し
ないガスインジェクションサイクルの高圧放熱器の冷媒
圧力より低く設定されている請求項１、２又は３記載の
超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクル。 - 【請求項５】前記超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクルにおい
て、前記第１の気液分離器内の冷媒圧力は、内部熱交換
器を有しないガスインジェクションサイクルの第１の気
液分離器内の冷媒圧力より高く設定されている請求項
１、２又は３記載の超臨界蒸気圧縮式冷凍サイクル。 - 【請求項６】請求項１〜５のいずれかに記載の超臨界蒸
気圧縮式冷凍サイクルを用いた空気調和機。
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|---|---|---|---|
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