JP2006145087A - Supercritical refrigeration cycle - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、CO2冷媒等のように高圧圧力が臨界圧力以上(超臨界状態)となる冷媒を用いた超臨界冷凍サイクルに関するもので、車両空調用冷凍サイクルに用いて好適なものである。 The present invention relates to a supercritical refrigeration cycle using a refrigerant having a high pressure equal to or higher than a critical pressure (supercritical state) such as a CO2 refrigerant, and is suitable for use in a refrigeration cycle for vehicle air conditioning.
超臨界冷凍サイクルでは、高圧側冷媒を冷却する放熱器出口の冷媒温度に対してサイクルのCOP(成績係数)が最大となる高圧圧力が存在する。そこで、COPが最大となるように膨張弁(減圧手段)の開度を調整して高圧圧力を制御する方式が種々提案されている。 In the supercritical refrigeration cycle, there is a high pressure at which the COP (coefficient of performance) of the cycle is maximum with respect to the refrigerant temperature at the outlet of the radiator that cools the high-pressure side refrigerant. Therefore, various methods have been proposed for controlling the high pressure by adjusting the opening of the expansion valve (decompression unit) so that the COP is maximized.
例えば、特許文献1には、放熱器出口の冷媒温度および冷媒圧力を温度センサおよび圧力センサにより検出し、この放熱器出口側の冷媒温度および冷媒圧力に基づいてCOPが最大となるように膨張弁(減圧手段)の開度を調整して高圧圧力を制御することが提案されている。
For example, in
また、特許文献2には、圧縮機吐出側に圧縮機吐出圧を検出する圧力センサを設けるとともに、放熱器出口側に冷媒温度を検出する温度センサを設け、この圧縮機吐出圧および放熱器出口冷媒温度に基づいてCOPが最大となるように膨張弁(減圧手段)の開度を調整して高圧圧力を制御することが提案されている。
ところで、冷凍サイクルではサイクルの高圧圧力が異常に上昇することを防止して、サイクル機器の保護を図ることが行われている。この異常高圧を確実に防止するためには、圧力が最も高くなる圧縮機吐出圧を検出する必要がある。 By the way, in the refrigeration cycle, the high pressure of the cycle is prevented from rising abnormally to protect the cycle equipment. In order to reliably prevent this abnormal high pressure, it is necessary to detect the compressor discharge pressure at which the pressure becomes highest.
しかるに、特許文献1のものでは、放熱器出口側の冷媒圧力を検出しているだけであるので、異常高圧の保護制御を正確に行うためには、圧縮機吐出圧を検出する圧力センサを追加する必要があり、圧力センサ数の増加に伴うコストアップを招く。
However, in
一方、特許文献2では、圧縮機吐出圧を検出する圧力センサを有するので、異常高圧の保護制御は正確に行うことができるが、その反面、圧縮機吐出側圧力と放熱器出口側圧力との圧力差、すなわち、放熱器の圧損はサイクル運転状態に応じて変動するため、COPを最大化するための高圧圧力制御が不正確となる。
On the other hand,
例えば、車両用空調装置における夏期の冷房始動時のように、冷房熱負荷が非常に大きいサイクル運転条件では、圧縮機能力が最大となり、サイクル循環冷媒流量が最大となるので、放熱器の圧損(上記圧力差)も最大となる。 For example, under the cycle operation conditions where the cooling heat load is very large, such as at the start of cooling in the summer of a vehicle air conditioner, the compression function force is maximized and the cycle circulation refrigerant flow is maximized. The pressure difference is also maximized.
しかるに、放熱器出口側冷媒圧力の代わりに圧縮機吐出側圧力を用いて、COP最大化のための高圧圧力制御を行うと、冷房始動時のような高負荷時には放熱器の圧損増大によって膨張弁開度が必要以上に開き気味で制御されてしまう。その結果、低圧圧力の低下が遅れて、蒸発器吹出空気温度の低下に時間がかかるので、冷房効果の立ち上げが遅れる。 However, if high pressure control is performed to maximize the COP using the compressor discharge side pressure instead of the radiator outlet side refrigerant pressure, the expansion valve will increase due to an increase in the pressure loss of the radiator at high loads such as during cooling start. The opening degree is controlled more than necessary. As a result, the lowering of the low-pressure pressure is delayed, and it takes time to lower the evaporator blowing air temperature, so that the start-up of the cooling effect is delayed.
従って、特許文献2においても、COPを最大化するための高圧圧力制御を正確に行うためには、放熱器出口側冷媒圧力を検出する圧力センサを追加する必要があり、やはり、圧力センサ数の増加に伴うコストアップを招く。
Therefore, in
本発明は、上記点に鑑み、冷媒圧力センサを1個用いるだけで、異常高圧の保護制御とCOP最大化のための高圧圧力制御をともに正確に行うことができる超臨界冷凍サイクルを提供することを目的とする。 In view of the above, the present invention provides a supercritical refrigeration cycle that can accurately perform both high-pressure protection control and COP maximization control by using only one refrigerant pressure sensor. With the goal.
上記目的を達成するため、請求項1に記載の発明では、高圧側の冷媒圧力が冷媒の臨界圧力以上となる超臨界冷凍サイクルにおいて、
圧縮機(1)の吐出圧力を検出する圧力検出手段(12)と、
圧縮機(1)の吐出冷媒を冷却する放熱器(2)の出口側冷媒温度を検出する温度検出手段(13)と、
圧力検出手段(12)の圧力検出値とサイクル運転状態とから放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出する圧力算出手段(S160)と、
圧力算出手段(S160)の圧力算出値が、温度検出手段(13)の温度検出値に基づいて決定される目標値と一致するように減圧手段(3)の開度を制御する開度制御手段(S170)と、
圧力検出手段(12)の圧力検出値が予め設定された異常高圧設定値に達すると、圧縮機(1)の停止または圧縮機(1)の能力低下の制御を行う圧縮機制御手段(S30)とを備えることを特徴としている。
In order to achieve the above object, in the invention according to
Pressure detection means (12) for detecting the discharge pressure of the compressor (1);
Temperature detecting means (13) for detecting the outlet side refrigerant temperature of the radiator (2) for cooling the refrigerant discharged from the compressor (1);
Pressure calculation means (S160) for calculating the outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) from the pressure detection value of the pressure detection means (12) and the cycle operation state;
Opening control means for controlling the opening of the decompression means (3) so that the pressure calculation value of the pressure calculation means (S160) matches the target value determined based on the temperature detection value of the temperature detection means (13). (S170),
When the pressure detection value of the pressure detection means (12) reaches a preset abnormal high pressure set value, the compressor control means (S30) controls the stop of the compressor (1) or the deterioration of the capacity of the compressor (1). It is characterized by comprising.
これによると、圧力検出手段(12)により圧縮機(1)の吐出圧力を検出し、その圧力検出値に基づいて異常高圧の保護制御を行うから、算出値を用いずに圧縮機吐出圧そのものに基づいて異常高圧の保護制御を的確に行うことができる。 According to this, since the discharge pressure of the compressor (1) is detected by the pressure detection means (12) and protection control for abnormally high pressure is performed based on the detected pressure value, the discharge pressure of the compressor itself without using the calculated value. Based on the above, it is possible to accurately perform protection control of abnormally high pressure.
しかも、圧力算出手段(S160)はサイクル運転状態の変動を常に把握して、このサイクル運転状態と圧力検出手段(12)の圧力検出値とから放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出するから、冷房始動時のように冷房熱負荷が大きく変動する過渡時においても、圧力算出手段(S160)の算出値に基づいて減圧手段(3)の開度制御、ひいてはCOP最大化のための高圧圧力制御を的確に行うことができる。 Moreover, the pressure calculating means (S160) always grasps the fluctuation of the cycle operation state, and calculates the refrigerant pressure on the outlet side of the radiator (2) from this cycle operation state and the pressure detection value of the pressure detection means (12). Thus, even during a transient time when the cooling heat load greatly fluctuates, such as at the start of cooling, the opening degree of the decompression means (3) is controlled based on the calculated value of the pressure calculation means (S160), and thus the high pressure for maximizing the COP. Pressure control can be performed accurately.
これにより、圧縮機(1)の吐出圧力を検出する圧力検出手段(12)を1個用いるだけですむから、圧力センサ数の減少によりコスト低減を図ることができる。 Thereby, since only one pressure detection means (12) for detecting the discharge pressure of the compressor (1) is used, the cost can be reduced by reducing the number of pressure sensors.
請求項2に記載の発明では、請求項1に記載の超臨界冷凍サイクルにおいて、圧縮機は、容量の変更を制御する容量制御手段(1b)を有し、この容量制御手段(1b)により冷媒吐出流量が目標流量となるように容量を可変制御する流量制御タイプの可変容量型圧縮機(1)であり、
容量制御手段(1b)の制御電流値(Ic)により目標流量を決定するようになっており、
サイクル運転状態に関連する情報値として、少なくとも容量制御手段(1b)の制御電流値(Ic)を用い、
制御電流値(Ic)に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、圧力検出手段(12)の圧力検出値と放熱器(2)の圧損とに基づいて放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする。
According to a second aspect of the present invention, in the supercritical refrigeration cycle according to the first aspect, the compressor has a capacity control means (1b) for controlling a change in capacity, and the capacity control means (1b) provides a refrigerant. A variable capacity compressor (1) of a flow rate control type that variably controls the capacity so that the discharge flow rate becomes a target flow rate,
The target flow rate is determined by the control current value (Ic) of the capacity control means (1b),
As the information value related to the cycle operation state, at least the control current value (Ic) of the capacity control means (1b) is used,
The pressure loss of the radiator (2) is calculated based on the control current value (Ic), and the outlet side of the radiator (2) is calculated based on the pressure detection value of the pressure detection means (12) and the pressure loss of the radiator (2). The refrigerant pressure is calculated.
ところで、流量制御タイプの可変容量型圧縮機(1)を用いる冷凍サイクルでは、容量制御手段(1b)の制御電流値(Ic)がサイクル循環冷媒の流量との相関性が高い。そこで、このことに着目して請求項2では、制御電流値(Ic)に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、圧力検出手段(12)の圧力検出値と放熱器(2)の圧損とに基づいて放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出する。
By the way, in the refrigeration cycle using the flow rate control type variable capacity compressor (1), the control current value (Ic) of the capacity control means (1b) is highly correlated with the flow rate of the cycle circulation refrigerant. In view of this, in
これにより、流量制御タイプの可変容量型圧縮機(1)における制御電流値(Ic)を利用して放熱器出口側冷媒圧力を精度よく算出できる。 As a result, the radiator outlet side refrigerant pressure can be accurately calculated using the control current value (Ic) in the flow rate control type variable capacity compressor (1).
請求項3に記載の発明では、請求項2に記載の超臨界冷凍サイクルにおいて、放熱器(2)の圧損を、制御電流値(Ic)と温度検出手段(13)の温度検出値と圧力検出手段(12)の圧力検出値とに基づいて算出することを特徴とする。 According to a third aspect of the present invention, in the supercritical refrigeration cycle according to the second aspect, the pressure loss of the radiator (2) is determined based on the control current value (Ic), the temperature detection value of the temperature detection means (13), and the pressure detection. Calculation is based on the pressure detection value of the means (12).
これによると、温度検出手段(13)の温度検出値と圧力検出手段(12)の圧力検出値とに基づいて高圧側の冷媒の密度を算出できるので、放熱器(2)の圧損を精度よく算出できる。よって、放熱器出口側冷媒圧力の算出精度を一層向上できる。 According to this, since the density of the refrigerant on the high pressure side can be calculated based on the temperature detection value of the temperature detection means (13) and the pressure detection value of the pressure detection means (12), the pressure loss of the radiator (2) can be accurately detected. It can be calculated. Therefore, the calculation accuracy of the radiator outlet side refrigerant pressure can be further improved.
請求項4に記載の発明では、請求項1に記載の超臨界冷凍サイクルにおいて、放熱器(2)の出口側冷媒と圧縮機(1)の吸入側冷媒との間で熱交換を行う内部熱交換器(20)を備え、
サイクル運転状態に関連する情報値として、内部熱交換器(20)の高圧側入口冷媒温度(Tgc)、内部熱交換器(20)の低圧側入口冷媒温度(Tac)、および内部熱交換器(20)の高圧側出口冷媒温度(Tex)または低圧側出口冷媒温度(Tsx)を用い、
これらの温度に基づいて内部熱交換器温度比(A)を算出し、この内部熱交換器温度比(A)に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、
圧力検出手段(12)の圧力検出値と放熱器(2)の圧損とに基づいて放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする。
According to a fourth aspect of the present invention, in the supercritical refrigeration cycle according to the first aspect, internal heat is exchanged between the outlet side refrigerant of the radiator (2) and the suction side refrigerant of the compressor (1). Comprising an exchanger (20),
As information values related to the cycle operation state, the high-pressure inlet refrigerant temperature (Tgc) of the internal heat exchanger (20), the low-pressure inlet refrigerant temperature (Tac) of the internal heat exchanger (20), and the internal heat exchanger ( 20) of the high-pressure side outlet refrigerant temperature (Tex) or the low-pressure side outlet refrigerant temperature (Tsx),
Calculate the internal heat exchanger temperature ratio (A) based on these temperatures, calculate the pressure loss of the radiator (2) based on the internal heat exchanger temperature ratio (A),
The outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) is calculated based on the pressure detection value of the pressure detection means (12) and the pressure loss of the radiator (2).
ところで、内部熱交換器(20)を備える冷凍サイクルでは、後述するように内部熱交換器温度比(A)によりサイクル循環冷媒の流量を算出できる。そこで、請求項4では、内部熱交換器温度比(A)に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、更に、放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出するようにしている。 By the way, in the refrigeration cycle including the internal heat exchanger (20), the flow rate of the cycle circulation refrigerant can be calculated from the internal heat exchanger temperature ratio (A) as described later. Accordingly, in claim 4, the pressure loss of the radiator (2) is calculated based on the internal heat exchanger temperature ratio (A), and the outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) is further calculated.
従って、高価な圧力センサを追加することなく、内部熱交換器(20)の入口、出口冷媒温度を検出するだけで、内部熱交換器温度比(A)に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、更に、放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出できる。 Therefore, the pressure loss of the radiator (2) can be determined based on the internal heat exchanger temperature ratio (A) only by detecting the refrigerant temperature at the inlet and outlet of the internal heat exchanger (20) without adding an expensive pressure sensor. And the outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) can be calculated.
請求項5に記載の発明では、請求項1に記載の超臨界冷凍サイクルにおいて、圧縮機は常に一定の容量で作動する固定容量型圧縮機(1)であり、この固定容量型圧縮機(1)の作動の断続制御によって圧縮機能力を制御するようになっており、
固定容量型圧縮機(1)の作動時に、サイクル運転状態に関連する情報値として少なくとも圧縮機回転数を用い、この圧縮機回転数に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、
圧力検出手段(12)の圧力検出値と放熱器(2)の圧損とに基づいて放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする。
According to a fifth aspect of the present invention, in the supercritical refrigeration cycle according to the first aspect, the compressor is a fixed capacity type compressor (1) that always operates at a constant capacity, and the fixed capacity type compressor (1) ), The compression function force is controlled by intermittent control of operation,
When operating the fixed capacity compressor (1), at least the compressor rotational speed is used as the information value related to the cycle operation state, and the pressure loss of the radiator (2) is calculated based on the compressor rotational speed,
The outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) is calculated based on the pressure detection value of the pressure detection means (12) and the pressure loss of the radiator (2).
ところで、固定容量型圧縮機(1)の作動を断続制御する冷凍サイクルにおいて、固定容量型圧縮機(1)の作動時には圧縮機回転数に基づいてサイクル循環冷媒の流量を算出できる。そこで、請求項5では、圧縮機回転数に基づいて放熱器(2)の圧損を算出し、放熱器出口側冷媒圧力を算出できる。
By the way, in the refrigeration cycle in which the operation of the fixed capacity compressor (1) is intermittently controlled, the flow rate of the cycle circulation refrigerant can be calculated based on the compressor rotational speed when the fixed capacity compressor (1) is operated. Therefore, in
なお、上記各手段の括弧内の符号は、後述する実施形態に記載の具体的手段との対応関係を示すものである。 In addition, the code | symbol in the bracket | parenthesis of each said means shows the correspondence with the specific means as described in embodiment mentioned later.
(第1実施形態)
図1は本発明の第1実施形態を示す車両空調用冷凍サイクルの構成図であって、この冷
凍サイクルは、冷媒として高圧圧力が臨界圧力以上(超臨界状態)となるCO2を用いて
いる。従って、この冷凍サイクルは超臨界冷凍サイクルを構成する。
(First embodiment)
FIG. 1 is a configuration diagram of a refrigeration cycle for vehicle air-conditioning showing a first embodiment of the present invention, and this refrigeration cycle uses
圧縮機1は図示しない車両走行用エンジンから駆動力を得て冷媒を吸入圧縮するもので
ある。この圧縮機1は、駆動力を断続するクラッチ手段をなす電磁クラッチ1aを介して
駆動力を得ている。
The
本実施形態の圧縮機1は外部からの制御信号により容量を変化できる可変容量型圧縮機
であり、電磁式の容量制御弁1bを備えている。
The
圧縮機1の吐出側には放熱器2が設けられている。この放熱器2は、圧縮機1から吐出された高温高圧の超臨界状態にある吐出冷媒と外気(室外空気)との間で熱交換して冷媒を冷却する。放熱器2には電動式の冷却ファン2aによって外気が送風される。
A
放熱器2の出口側には減圧手段をなす電気式膨張弁3が設けられている。この電気式膨張弁3は、サイクルの高圧圧力が目標高圧となるように電気的に開度が制御される圧力制御弁としての役割を果たす。
On the outlet side of the
電気式膨張弁3の出口側には蒸発器4が設けられている。この蒸発器4は車両用空調装置の室内空調ユニット部の空気通路をなすケース5内に配置され、このケース5内の空気を冷却する冷却手段を構成する。
An evaporator 4 is provided on the outlet side of the
蒸発器4の空気流れ上流側には電動式の送風機6が配置され、図示しない内外気切替箱を通して導入される内気または外気がケース5内に送風されるようになっている。なお、ケース5内には、蒸発器4の空気流れ下流側に空気を加熱する加熱手段をなすヒータコア(図示せず)等が配置され、このヒータコアの加熱度合いにより温度調整された空調風がケース5の空気流れ下流側端部の吹出口(図示せず)から車室内へ吹き出すようになっている。
An
蒸発器4の出口側にはアキュムレータ7が設けられている。このアキュムレータ7は、蒸発器4の出口冷媒の液冷媒とガス冷媒とを分離してサイクル内の余剰冷媒を蓄える気液分離手段であって、分離したガス冷媒を圧縮機1の吸入側に向けて導出する。
An
次に、本実施形態における電気制御部の概要を説明する。空調用制御装置10は、マイクロコンピュータおよびその周辺回路等から構成され、予め設定されたプログラムに従って所定の演算処理を行って、空調機器の作動を制御する。
Next, an outline of the electric control unit in the present embodiment will be described. The air-
具体的には、空調用制御装置10の出力側に、圧縮機1の電磁クラッチ1a、容量制御弁1b、放熱器2の冷却ファン2a、電気式膨張弁3、電動送風機6等の空調機器が接続され、これらの空調機器の作動を制御する。
Specifically, air-conditioning equipment such as an
空調用制御装置10の入力側には圧縮機1の吐出冷媒温度センサ11、圧縮機1の吐出冷媒圧力センサ12、放熱器2の出口側の冷媒温度センサ13、蒸発器4の吹出空気温度センサ14等が接続される。なお、空調用制御装置10には周知のごとくエンジン回転センサ、外気温度センサ、内気温度センサ、日射センサ、エンジン水温センサ等を包含するセンサ群15からも検出信号が入力される。
On the input side of the air-
また、空調用制御装置10には車室内の計器盤(インパネ)付近に配置される空調操作パネル16から種々な空調操作信号が入力される。
Various air conditioning operation signals are input to the air
具体的には、車室内の設定温度を設定する温度設定スイッチ、空調自動制御の指令を出すオートスイッチ、圧縮機1の作動指令信号を出すエアコンスイッチ、電動送風機6の風量切替スイッチ、室内空調ユニット部の吹出モード切替スイッチ、内外気切替箱の内外気導入モード切替スイッチ等の操作部材が空調操作パネル16に設けられる。
Specifically, a temperature setting switch for setting a set temperature in the passenger compartment, an auto switch for issuing an air conditioning automatic control command, an air conditioner switch for issuing an operation command signal for the
次に、可変容量型圧縮機1について具体的に述べる。本実施形態の可変容量型圧縮機1は、斜板式圧縮機として公知のものであり、電磁式容量制御弁1bに加える制御電流値を変化させることにより、斜板室の制御圧力Pcを変化させ、これにより、斜板の傾斜角度の変化→ピストンストロークの変化→容量の変化を行うようになっている。ここで、容量は冷媒の吸入圧縮を行う作動空間の幾何学的な容積である。
Next, the
また、斜板式可変容量型圧縮機1においては制御圧Pcの調整により吐出容量を100%の最大容量から略0%付近の最小容量まで連続的に変化させることができる。
Further, in the swash plate type
そして、電磁式容量制御弁1bの制御電流値により目標吐出冷媒流量を設定し、実際の吐出冷媒流量がこの目標吐出冷媒流量となるように斜板室の制御圧Pcを変化させ、それにより、容量を変化させる、いわゆる流量制御タイプの可変容量型圧縮機となっている。このような流量制御タイプの可変容量型圧縮機は、特開2001−107854号公報、特開2001−173556号公報等により公知である。
Then, the target discharge refrigerant flow rate is set according to the control current value of the electromagnetic
そこで、この流量制御タイプの可変容量型圧縮機1の概要を図2により説明すると、図2は、斜板式可変容量型圧縮機1の吐出側流路部分と、斜板室103の制御圧Pcを制御する電磁式容量制御弁1b部分を示す概略図であり、圧縮機1の吐出室100は図示しない複数のピストン作動室(シリンダ)から吐出される冷媒を集合する部分である。
The outline of the flow control type
この吐出室100の出口側流路101に絞り部102を設けて、圧縮機1の吐出冷媒がこの絞り部102を通過することにより、この絞り部102の前後間に所定の差圧ΔPが発生するようにしてある。ここで、差圧ΔP=PdH−PdLである。PdHは絞り部102の上流部の冷媒圧力であり、PdLは絞り部102の下流部の冷媒圧力である。
A
差圧ΔPは圧縮機1の吐出冷媒流量と比例関係にあるから、差圧ΔPを制御することにより圧縮機1の吐出冷媒流量を制御できることになる。
Since the differential pressure ΔP is proportional to the discharge refrigerant flow rate of the
一方、容量制御弁1bは、上記差圧ΔPに応じた力F1を発生する差圧応動機構111と、この差圧応動機構111の力F1に対抗する電磁力F2を発生する電磁機構112とを備え、基本的には、この差圧ΔPに応じた力F1と電磁力F2と釣り合いにより弁体113の位置(図2の左右方向位置)を変化させるようになっている。
On the other hand, the
但し、図2の図示例では、後述の構成により絞り部102の上流部の冷媒圧力PdH(圧縮機吐出圧)にも依存して、弁体113の位置を変化させるようになっている。
However, in the illustrated example of FIG. 2, the position of the
なお、上記差圧ΔPは実際には微小値であるので、図1の吐出冷媒圧力センサ12は絞り部102の上流部および下流部のいずれに設けてもよいが、絞り部102は圧縮機1の本体内部に内蔵されるので、センサ取付上の都合から吐出冷媒圧力センサ12は通常、絞り部102の下流部に設ける。
Note that since the differential pressure ΔP is actually a minute value, the discharged
差圧応動機構111は、ケース111a内に弁体113の移動方向(図2の左右方向)に弾性的に伸縮可能なベローズ111bを収容し、ベローズ111bの内部に絞り部102の上流部の冷媒圧力PdHを導入する。一方、ケース111a内には絞り部102の下流部の冷媒圧力PdLを導入する。
The differential pressure
ベローズ111bの図2の右端部がケース111aに固定される固定端を構成し、ベローズ111bの図2の左端部が弾性的な伸縮作用により図2の左右方向に変位する可動端111cを構成する。また、ベローズ111bの内部にはベローズ111bを伸長方向(図2の左側方向)に押圧するばね111dが設けられている。
The right end portion of the
ベローズ111bの可動端111cにプッシュロッド111eが一体に連結されている。このプッシュロッド111eは、ケース111aの嵌合穴111fに対して摺動可能に、かつ、図示しないシール機構により気密に嵌合し、ケース111aの外部へ突出している。
A
一方、電磁機構112は電磁コイル112aを有し、この電磁コイル112aの内周部にプランジャ112bがその軸方向(図2の左右方向)に変位可能に配置されている。プランジャ112bの端部には可動鉄心112cが一体に構成され、この可動鉄心112cに固定鉄心112dが対向配置される。この可動鉄心112cと固定鉄心112dとの間に、電磁コイル112aに供給される制御電流Icに応じた電磁力(吸引力)F2を発生するようになっている。
On the other hand, the
また、可動鉄心112cと固定鉄心112dとの間には電磁力F2と逆方向のばね力を発生するばね112eが配置されている。プランジャ112bのうち、可動鉄心112cと反対側の端部(図2の右端部)に上記した弁体113が一体に形成されている。更に、弁体113は弁体113よりも十分小径の連結軸部113aを介してプッシュロッド111eに一体に連結されている。従って、プランジャ112bと弁体113とプッシュロッド111eは一体物を構成し、プランジャ112bの軸方向(図2の左右方向)に一体に変位する。
A
弁体113は制御圧通路114に配置され、制御圧通路114の通路面積を増減する。この制御圧通路114の一端部は連通路115を介して圧縮機1の吐出室100に連通するので、制御圧通路114の一端部には絞り部102の上流部の冷媒圧力PdHが導入される。一方、制御圧通路114の他端部は連通路116を介して圧縮機1の斜板室103に連通する。
The
そして、斜板室103は絞り104を有する連通路105を介して圧縮機1の吸入室106に連通する。弁体113は図2の右方向に変位すると制御圧通路114の通路面積を減少し、図2の左方向に変位すると制御圧通路114の通路面積を増加させる。従って、電磁力F2は弁体113を図2の右方向に変位させる閉弁方向の力であり、逆に、差圧ΔPに応じた力F1は弁体113を図2の左方向に変位させる開弁方向の力である。
The
制御圧通路114の通路面積が減少すると、圧縮機1の吐出室100から連通路115→制御圧通路114→連通路116を経て斜板室103に流入する吐出冷媒量が減少して、斜板室103の圧力、すなわち、制御圧Pcが低下し、逆に制御圧通路114の通路面積が増加すると斜板室103に流入する吐出冷媒量が増加して、斜板室103の制御圧Pcが上昇する。
When the passage area of the
なお、斜板式可変容量型圧縮機1においては、周知のように制御圧Pcの低下→斜板の傾斜角度の増加→ピストンストロークの増加→吐出容量の増加となり、逆に、制御圧Pcの上昇→斜板の傾斜角度の減少→ピストンストロークの減少→吐出容量の減少となるように吐出容量変更機構が構成されている。
In the swash plate type
ところで、電磁力F2は、差圧ΔPに応じた力F1に対抗する力であるから、電磁力F2を増減することにより目標差圧を決定することになり、現実の差圧ΔPがこの電磁力F2により決定される目標差圧となるように斜板室103の制御圧Pcが制御され、吐出容量が変化することになる。更に、差圧ΔPと吐出冷媒流量は前述のように比例関係にあるから、目標差圧を決定することは目標吐出冷媒流量を決定することになる。
By the way, since the electromagnetic force F2 is a force that opposes the force F1 corresponding to the differential pressure ΔP, the target differential pressure is determined by increasing or decreasing the electromagnetic force F2, and the actual differential pressure ΔP is the electromagnetic force. The control pressure Pc of the
そして、電磁力F2は電磁コイル112aに供給される制御電流Icに応じて決定されるから、制御電流Icの増加に応じて目標差圧および目標吐出冷媒流量が増加する関係となる。
Since the electromagnetic force F2 is determined according to the control current Ic supplied to the
図3はこのような流量制御特性を持つ斜板式可変容量型圧縮機1を用いた場合の制御電流Icとサイクル内循環冷媒流量との関係を示す特性図であり、図中、圧縮機吐出圧PdH1〜PdH4はPdH1<PdH2<PdH3<PdH4の関係になっており、冷媒流量が制御電流Icの他に圧縮機吐出圧PdHにも依存して変化する。
FIG. 3 is a characteristic diagram showing the relationship between the control current Ic and the circulating refrigerant flow rate in the cycle when the swash plate type
これは、具体的には、制御圧通路114に連通路115により圧縮機吐出圧PdHが導入されるとともに、制御圧通路114における弁体113の受圧面積S1を差圧応動機構111のプッシュロッド111eの受圧面積S2よりも大きくして、弁体113の位置制御に圧縮機吐出圧PdHが影響するようになっているためである。
Specifically, the compressor discharge pressure PdH is introduced into the
電磁式容量制御弁1bの制御電流値Icは、蒸発器4の実際の吹出空気温度(温度センサ14の検出温度)Teが空調制御のための蒸発器目標温度TEOとなるように空調用制御装置10により算出される。この蒸発器目標温度TEOは、周知のごとく車室内吹出空気の目標温度TAO、外気温Tam等に基づいて算出される。
The control current value Ic of the electromagnetic
なお、制御電流Icは具体的には電流制御回路の構成上、デューティ制御により変化させる方式とするのが通常であるが、制御電流Icの値をデューティ制御によらず直接、連続的(アナログ的)に変化させてもよい。 Specifically, the control current Ic is usually changed by duty control because of the configuration of the current control circuit, but the value of the control current Ic is directly and continuously (analog-like) regardless of duty control. ) May be changed.
次に、上記構成において本実施形態の作動を説明する。最初に、冷凍サイクルの基本的作動を説明する。空調操作パネル16のオートスイッチまたはエアコンスイッチが投入されると、電磁クラッチ1aが空調用制御装置10により通電され接続状態になる。これにより、車両エンジンの駆動力が電磁クラッチ1aを介して圧縮機1に伝達され、圧縮機1が駆動される。
Next, the operation of this embodiment in the above configuration will be described. First, the basic operation of the refrigeration cycle will be described. When the auto switch or the air conditioner switch of the air
圧縮機1により圧縮された高温高圧の冷媒は、臨界圧力よりも圧力が高い超臨界状態に
て放熱器2内に流入する。ここで、高温高圧の超臨界状態の冷媒は冷却ファン2aによっ
て送風される外気と熱交換して外気中に放熱し、エンタルピを減少する。
The high-temperature and high-pressure refrigerant compressed by the
そして、放熱器2の出口冷媒は、膨張弁3の絞り通路にて減圧され、低温低圧の気液2相状態となる。ここで、膨張弁3の開度は後述するようにサイクルCOPが最大となるように制御される。
And the refrigerant | coolant of the exit of the
膨張弁3通過後の低温低圧の気液2相冷媒は蒸発器4に流入し、ここで、電動送風機6の送風空気から吸熱して蒸発する。これにより、電動送風機6の送風空気を蒸発器4で冷却することができ、冷風を車室内へ吹き出すことができる。
The low-temperature and low-pressure gas-liquid two-phase refrigerant after passing through the
蒸発器4を通過した低圧冷媒は次にアキュムレータ7内に流入し、この低圧冷媒の液冷
媒とガス冷媒とが密度差にて分離され、アキュムレータ7の出口からガス冷媒が圧縮機1の吸入側に向けて導出され、圧縮機1に吸入され、再度、圧縮される。
The low-pressure refrigerant that has passed through the evaporator 4 then flows into the
なお、可変容量型圧縮機1においては、電磁式容量制御弁1bの制御電流値により目標吐出冷媒流量を変化させて、蒸発器4の実際の吹出空気温度Teが蒸発器目標温度TEOとなるように容量を制御する。
In the
具体的には、蒸発器吹出温度Teが蒸発器目標温度TEOより高いときは、圧縮機1の容量制御弁1bに出力される制御電流値を増加して目標吐出冷媒流量を増加し、これにより、圧縮機1の容量を増加できる。その結果、蒸発器5への循環冷媒流量を増加して蒸発器4の冷却能力を増加する。
Specifically, when the evaporator outlet temperature Te is higher than the evaporator target temperature TEO, the control current value output to the
逆に、蒸発器吹出温度Teが蒸発器目標温度TEOより低いときは、圧縮機1の容量制御弁1bに出力される制御電流値を減少して目標吐出冷媒流量を減少し、これにより、圧縮機1の容量を減少できる。その結果、蒸発器4への循環冷媒流量を減少して蒸発器4の冷却能力を減少する。
On the contrary, when the evaporator outlet temperature Te is lower than the evaporator target temperature TEO, the control current value output to the
なお、蒸発器目標温度TEOの最低温度は蒸発器4のフロスト防止のために0℃より若干高めの温度(1℃程度)に決定される。 The minimum temperature of the evaporator target temperature TEO is determined to be slightly higher than 0 ° C. (about 1 ° C.) in order to prevent the evaporator 4 from being frosted.
次に、本実施形態における異常高圧の保護制御、および膨張弁3の開度制御に基づくサイクルCOP制御を図4により詳述する。図4は空調用制御装置10のマイクロコンピュータにより実行される制御ルーチンであり、この制御ルーチンは例えば、空調操作パネル16のオートスイッチの投入によりスタートする。
Next, the abnormal high pressure protection control and the cycle COP control based on the opening degree control of the
まず、ステップS10にて圧縮機1の吐出圧(圧力センサ12の検出圧力)を読み込み、ステップS20にてこの圧縮機吐出圧が高圧上限値以上であるか判定する。ここで、高圧上限値は予め設定された異常高圧の設定値であって、例えば、14.6MPaである。 First, in step S10, the discharge pressure of the compressor 1 (detected pressure of the pressure sensor 12) is read, and in step S20, it is determined whether the compressor discharge pressure is equal to or higher than the high pressure upper limit value. Here, the high pressure upper limit value is a preset value of an abnormal high pressure, and is, for example, 14.6 MPa.
そして、実際の圧縮機吐出圧が高圧上限値以上であるときはステップS30に進み、圧縮機1を停止する。具体的には、圧縮機1の容量制御弁1bの制御電流Icを0にするとともに、圧縮機1の電磁クラッチ1aへの通電を遮断して、圧縮機1を停止状態とする。これにより、圧縮機吐出圧が低下し始める。
And when an actual compressor discharge pressure is more than a high pressure upper limit, it progresses to Step S30 and stops
次のステップS40にて圧縮機吐出圧を再度読み込み、ステップS50にて圧縮機吐出圧が復帰圧力よりも低下したか判定する。ここで、復帰圧力は高圧上限値よりも一定値だけ低い圧力であり、例えば、10MPaである。 In step S40, the compressor discharge pressure is read again. In step S50, it is determined whether the compressor discharge pressure has decreased below the return pressure. Here, the return pressure is a pressure lower than the high pressure upper limit by a certain value, for example, 10 MPa.
圧縮機吐出圧が復帰圧力以上である間は圧縮機1の停止状態が維持される。これにより、圧縮機吐出圧が高圧上限値を超えて更に上昇することを回避できるので、圧縮機1を異常高圧による過負荷状態から確実に保護できる。
While the compressor discharge pressure is equal to or higher than the return pressure, the stopped state of the
この場合、圧縮機吐出圧を推定値ではなく、圧縮機吐出圧を直接検出する圧力センサ12の検出圧力に基づいて異常高圧の保護制御を行うから、異常高圧の保護制御を予め設定された設定値でもって確実に実行できる。
In this case, because the compressor discharge pressure is not based on the estimated value but based on the detected pressure of the
そして、圧縮機吐出圧が復帰圧力よりも低下すると、ステップS60に進み圧縮機1を作動状態に復帰させる。具体的には、電磁クラッチ1aに通電して電磁クラッチ1aを接続状態とし、圧縮機1を車両エンジンにより回転駆動する。また、容量制御弁1bには、実際の蒸発器吹出温度Teと蒸発器目標温度TEOとの偏差に基づいて算出された制御電流Icが供給され、これにより、圧縮機1の容量が制御電流Icに応じた所定容量に制御される。
Then, when the compressor discharge pressure is lower than the return pressure, the process proceeds to step S60 and the
一方、圧縮機吐出圧が高圧上限値未満であるとき(高圧の正常時)はステップS20からステップS70に進み、放熱器2の出口冷媒温度(温度センサ13の検出温度)Tgcに基づいてサイクルのCOPが最大となる目標高圧を算出する。具体的には、放熱器2の出口冷媒温度Tgcと、これに対応するCOPが最大となる高圧との関係を定めたマップを予め設定しておくことにより、このマップに放熱器2の出口冷媒温度Tgcの検出値を適用することにより、COPが最大となる目標高圧を算出できる。
On the other hand, when the compressor discharge pressure is less than the high pressure upper limit value (when the high pressure is normal), the process proceeds from step S20 to step S70, and the cycle temperature is determined based on the outlet refrigerant temperature of the radiator 2 (detected temperature of the temperature sensor 13) Tgc. A target high pressure that maximizes the COP is calculated. Specifically, a map that defines the relationship between the outlet refrigerant temperature Tgc of the
次のステップS80では、この算出した目標高圧が予め設定された制御上限圧以上であるか判定する。ここで、制御上限圧はステップS20の高圧上限圧よりも若干低い圧力であって、例えば、13MPaである。算出目標高圧が制御上限圧以上であるときはステップS90に進み、制御上限圧を目標高圧とする。これに対し、算出目標高圧が制御上限圧未満であるときは、ステップS100にて算出目標高圧をそのまま目標高圧として決定する。 In the next step S80, it is determined whether the calculated target high pressure is equal to or higher than a preset control upper limit pressure. Here, the control upper limit pressure is slightly lower than the high pressure upper limit pressure in step S20, and is, for example, 13 MPa. When the calculated target high pressure is equal to or higher than the control upper limit pressure, the process proceeds to step S90, and the control upper limit pressure is set as the target high pressure. On the other hand, when the calculated target high pressure is less than the control upper limit pressure, the calculated target high pressure is determined as it is as the target high pressure in step S100.
次に、ステップS110にて圧縮機1の容量制御弁1bの制御電流値Icおよび圧縮機1の吐出圧(圧力センサ12の検出圧力)に基づいて容量可変時の冷媒流量を算出する。ここで、容量制御弁1bの制御電流値Icは、前述のごとく圧縮機1吐出側の絞り部に発生する圧損に対応する目標圧損を設定して、最終的には目標吐出冷媒流量を設定するものである。従って、容量制御弁1bの制御電流値Icは、基本的には、サイクル冷媒流量を代表する情報値である。
Next, in step S110, based on the control current value Ic of the
そして、本実施形態の容量制御弁1bにおいては、前述したように制御電流値Iの他に圧縮機吐出圧の影響も受けて圧縮機容量を変化させ、ひいては冷媒流量を変化させるようになっているから、制御電流値Icと圧縮機1の吐出圧とに基づいて容量可変時の冷媒流量を算出する。
In the
より具体的には、図3に対応する制御マップを予め設定しておき、この制御マップに制御電流値Icと圧縮機吐出圧の検出値とを適用することにより、容量可変時の冷媒流量を簡単に算出できる。 More specifically, a control map corresponding to FIG. 3 is set in advance, and by applying the control current value Ic and the detected value of the compressor discharge pressure to this control map, the refrigerant flow rate at the time of variable capacity is set. Easy to calculate.
次に、ステップS120にて容量100%時(最大容量時)の冷媒流量を算出する。この容量100%になっているときの圧縮機吐出冷媒流量は次式(1)により算出できる。 Next, in step S120, the refrigerant flow rate when the capacity is 100% (at the maximum capacity) is calculated. The compressor discharge refrigerant flow rate when the capacity is 100% can be calculated by the following equation (1).
冷媒流量=圧縮機吸入冷媒密度×圧縮機容量×回転数×圧縮機体積効率 (1)
ここで、圧縮機容量は固定値であり、また、圧縮機体積効率は回転数の影響が大きいので、回転数に基づいて決めることができる。
Refrigerant flow rate = compressor suction refrigerant density x compressor capacity x rotation speed x compressor volumetric efficiency (1)
Here, the compressor capacity is a fixed value, and the compressor volumetric efficiency can be determined based on the number of revolutions because the influence of the number of revolutions is large.
また、圧縮機吸入冷媒密度は、吸入冷媒の温度、圧力により決まるが、圧縮機吸入部への新たなセンサの追加を避けるために、本実施形態では、蒸発器吹出空気温度Te(温度センサ14の検出温度)に基づいて圧縮機吸入冷媒密度を推定している。 The compressor suction refrigerant density is determined by the temperature and pressure of the suction refrigerant. In this embodiment, in order to avoid the addition of a new sensor to the compressor suction portion, the evaporator blown air temperature Te (temperature sensor 14) is used. The refrigerant suction refrigerant density is estimated on the basis of the detected temperature).
すなわち、図1に示すようにアキュムレータ7を蒸発器4の出口側に配置するアキュムレータサイクルにおいては、アキュムレータ7内部に飽和冷媒の気液界面が形成されるので、蒸発器4の出口冷媒は常に飽和状態に維持される。このため、蒸発器吹出空気温度Teにより蒸発器4内の飽和状態の冷媒の温度および圧力を精度よく推定でき、ひいては、吸入冷媒の密度を精度よく推定できる。
That is, in the accumulator cycle in which the
以上の結果、蒸発器吹出空気温度Teおよび圧縮機回転数を変数として用いるだけで、上記(1)式に基づいて容量100%時の冷媒流量を算出できる。なお、圧縮機回転数は、図1のセンサ群15に備えられるエンジン回転センサの検出値に基づいて求めることができるので、専用のセンサは不要である。
As a result, the refrigerant flow rate at a capacity of 100% can be calculated based on the above equation (1) only by using the evaporator blown air temperature Te and the compressor rotational speed as variables. The compressor speed can be obtained based on the detection value of the engine rotation sensor provided in the
なお、容量100%時の冷媒流量は、精度が低下するものの、圧縮機回転数と圧縮機吐出圧から算出(推定)することもできる。すなわち、圧縮機吐出圧は放熱器出口冷媒温度により決まるため外気温度と相関があり、そして、外気温度と蒸発器4の冷房熱負荷とが相関があるため、圧縮機吐出圧に基づいて蒸発器吹出空気温度Teをある程度推定できるるからである。 Note that the refrigerant flow rate at a capacity of 100% can be calculated (estimated) from the compressor rotation speed and the compressor discharge pressure, although the accuracy is lowered. That is, since the compressor discharge pressure is determined by the radiator outlet refrigerant temperature, there is a correlation with the outside air temperature, and since the outside temperature and the cooling heat load of the evaporator 4 are correlated, the evaporator discharge pressure is based on the compressor discharge pressure. This is because the blown air temperature Te can be estimated to some extent.
次のステップS130では、容量可変時の冷媒流量と容量100%時の冷媒流量の大小を比較する。容量可変時の冷媒流量が容量100%時の冷媒流量より大きいときはステップS140に進み、容量100%時の冷媒流量を最終冷媒流量とする。 In the next step S130, the refrigerant flow rate at the time of variable capacity and the refrigerant flow rate at the capacity of 100% are compared. When the refrigerant flow rate at the time of variable capacity is larger than the refrigerant flow rate at the capacity of 100%, the process proceeds to step S140, and the refrigerant flow rate at the capacity of 100% is set as the final refrigerant flow rate.
これに対し、容量可変時の冷媒流量が容量100%時の冷媒流量より小さいときはステップS150に進み、容量可変時の冷媒流量を最終冷媒流量とする。このようなS110〜S150の制御処理を行うことにより、最終冷媒流量が容量100%時の冷媒流量より大きくなってしまうという不合理を確実に回避できる。 In contrast, when the refrigerant flow rate at the time of variable capacity is smaller than the refrigerant flow rate at the capacity of 100%, the process proceeds to step S150, and the refrigerant flow rate at the time of variable capacity is set as the final refrigerant flow rate. By performing such control processing of S110 to S150, it is possible to reliably avoid the unreasonable situation that the final refrigerant flow rate becomes larger than the refrigerant flow rate when the capacity is 100%.
次のステップS160では、上記最終冷媒流量に基づいて放熱器2の圧損(圧力損失)を算出し、この放熱器2の圧損に基づいて放熱器2の出口圧力を算出する。
In the next step S160, the pressure loss (pressure loss) of the
ここで、放熱器2の圧損は、冷媒流量と高圧側冷媒の密度とに相関があるため、高圧側冷媒の密度を放熱器出口冷媒温度(温度センサ13の検出値Tgc)および圧縮機吐出圧に基づいて求め、この高圧側冷媒の密度と上記最終冷媒流量とに基づいて放熱器2の圧損を算出できる。
Here, since the pressure loss of the
次に、圧縮機吐出圧からこの放熱器圧損の算出値を減算することにより、放熱器2の出口圧力を算出できる。
Next, the outlet pressure of the
なお、上記のように放熱器2の圧損の算出と、放熱器2の出口圧力の算出とを2段階に分けて演算処理せずに、上記最終冷媒流量と放熱器出口冷媒温度と圧縮機吐出圧との三者から放熱器出口圧力を求める制御マップを予め作成しておくことにより、この制御マップに上記最終冷媒流量と放熱器出口冷媒温度と圧縮機吐出圧とを適用することにより、放熱器出口圧力を一挙に算出するようにしてもよい。
As described above, the calculation of the pressure loss of the
また、サイクル運転条件が特定範囲に限られているような場合には高圧側冷媒の密度変化が小さいため、最終冷媒流量のみから放熱器圧損を算出して、放熱器出口圧力を算出することも可能である。 In addition, when the cycle operating conditions are limited to a specific range, the change in the density of the high-pressure side refrigerant is small, so it is possible to calculate the radiator outlet pressure by calculating the radiator pressure loss only from the final refrigerant flow rate. Is possible.
次のステップS170では、COP最大化のための膨張弁3の開度制御を行う。すなわち、放熱器2の出口圧力算出値と、ステップS90またはステップS100の目標高圧とが一致するように膨張弁3の開度を制御する。すなわち、放熱器2の出口圧力算出値が目標高圧より高いときは膨張弁3の開度を増加し、逆に、放熱器2の出口圧力算出値が目標高圧より低いときは膨張弁3の開度を減少させる。このような膨張弁3の開度制御により放熱器2の出口圧力算出値が目標高圧と一致するように高圧制御が行われる。
In the next step S170, the opening degree control of the
ところで、本実施形態では、圧力センサとして圧縮機吐出圧を検出する圧力センサ12を1個のみ設けているだけであるが、放熱器2の圧損を前述のごとく少なくともサイクル冷媒流量に基づいて算出し、この放熱器2の圧損に基づいて放熱器2の出口圧力を算出しているから、放熱器2の出口圧力を精度よく算出できる。
By the way, in this embodiment, only one
つまり、夏期の冷房始動時のごとく、サイクル冷媒流量が最大になって、放熱器2の圧損が最大となるような運転条件下でも、放熱器2の圧損を算出することにより放熱器2の出口圧力を精度よく算出できる。
That is, the outlet of the
このため、圧縮機吐出圧を検出する圧力センサ12を1個のみ設けるだけであっても、膨張弁3の開度制御によるCOP最大化制御を精度よく正確に実行できる。従って、圧力センサ12の個数減少によるコスト低減と、COP最大化制御の正確さとを巧く両立できる。
For this reason, even if only one
なお、図1に示す吐出冷媒温度センサ11の検出信号は、圧縮機1の吐出冷媒温度の制御のために用いられる。すなわち、圧縮機1の吐出冷媒温度(センサ11の検出値)が吐出温度目標値より高いときは、圧縮機1の容量を、吹出空気温度センサ14の検出値によらず、強制的に所定量減少させて吐出圧力を低下させ、これにより、吐出冷媒温度を吐出温度目標値(耐熱性からの限界温度)に抑制する制御を行う。
The detection signal of the discharge
図4の各ステップは機能実現手段を構成するものであって、図4の各ステップと本発明の手段との対応関係を述べると、ステップS30は異常高圧時に圧縮機1を停止させる圧縮機制御手段を構成する。また、ステップS160は放熱器2の出口側冷媒圧力を算出する圧力算出手段を構成する。
Each step in FIG. 4 constitutes a function realization means, and the correspondence between each step in FIG. 4 and the means of the present invention will be described. Step S30 is a compressor control for stopping the
また、ステップS170はステップS160の圧力算出値が目標高圧となるように膨張弁(減圧手段)3の開度を制御する開度制御手段を構成する。 Step S170 constitutes an opening degree control means for controlling the opening degree of the expansion valve (decompression means) 3 so that the pressure calculated value in step S160 becomes the target high pressure.
(第2実施形態)
第2実施形態では図5に示すように内部熱交換器20を備える超臨界冷凍サイクルに関する。この内部熱交換器20は、放熱器2の出口側に設けられた高圧側流路20aと、アキュムレータ7の出口側に設けられた低圧側流路20bとを有している。この低圧側流路20bは圧縮機1の吸入側に接続される。
(Second Embodiment)
The second embodiment relates to a supercritical refrigeration cycle including an
内部熱交換器20はアキュムレータ7から流出する低温冷媒(圧縮機吸入冷媒)と放熱器2出口側の高温冷媒とを熱交換し、蒸発器4に流入する冷媒のエンタルピを減少させて、蒸発器4の冷媒入口・出口間における冷媒のエンタルピ差(冷凍能力)を増大させるとともに、圧縮機1に液冷媒が吸入されることを防止する。
The
このように内部熱交換器20を設置すると、蒸発器4の冷媒入口・出口間の冷媒のエンタルピ差(冷凍能力)を増大でき、サイクルCOPを向上できる。
When the
第2実施形態では、内部熱交換器20の設置に伴って、高圧側流路3aの出口冷媒温度Texを検出する温度センサ21および低圧側流路20bの入口冷媒温度Tacを検出する温度センサ22を追加している。
In the second embodiment, as the
内部熱交換器20での熱交換量Qihは、概略、高圧側冷媒と低圧側冷媒との温度差に比例する。そして、内部熱交換器20の高圧側流路3aの入口・出口間の冷媒エンタルピ差(Δi)と低圧側流路20bの入口・出口間の冷媒エンタルピ差(Δi)は同じ値であり、この冷媒エンタルピ差(Δi)と冷媒流量Gと熱交換量Qihは次の(2)式の関係にある。
The amount of heat exchange Qih in the
Qih=G×Δi (2)
この(2)式から冷媒流量Gが多いほど冷媒エンタルピ差(Δi)が小さくなるので、高圧側流路3aおよび低圧側流路20bの入口・出口間の冷媒温度差が小さくなる。
Qih = G × Δi (2)
Since the refrigerant enthalpy difference (Δi) decreases as the refrigerant flow rate G increases from the equation (2), the refrigerant temperature difference between the inlet and outlet of the high-pressure side channel 3a and the low-
換言すると、(2)式から、冷媒流量Gは、G=Qih/Δiにより求めることができる。そして、Qihは上記のように高圧側冷媒と低圧側冷媒との温度差(Tgc−Tac)から求めることができ、Δiは高圧側流路3aの入口・出口間の冷媒温度差(Tgc−Tex)から求めることができる。 In other words, from equation (2), the refrigerant flow rate G can be obtained by G = Qih / Δi. Qih can be obtained from the temperature difference (Tgc-Tac) between the high-pressure side refrigerant and the low-pressure side refrigerant as described above, and Δi is the refrigerant temperature difference (Tgc-Tex) between the inlet and outlet of the high-pressure side flow path 3a. ).
従って、温度比A=(Tgc−Tac)/(Tgc−Tex)を算出すれば、この温度比Aに基づいて冷媒流量Gを算出できる。 Therefore, if the temperature ratio A = (Tgc−Tac) / (Tgc−Tex) is calculated, the refrigerant flow rate G can be calculated based on the temperature ratio A.
なお、第2実施形態における冷媒流量Gの算出は、第1実施形態のステップS110〜ステップS150の冷媒流量算出に置き換わるものであって、第1実施形態のその他の制御、すなわち、ステップS10〜ステップS100の制御およびステップS160〜ステップS170の制御は第2実施形態においても同様に行う。 In addition, calculation of the refrigerant | coolant flow volume G in 2nd Embodiment replaces the refrigerant | coolant flow volume calculation of step S110-step S150 of 1st Embodiment, Comprising: The other control of 1st Embodiment, ie, step S10-step. The control in S100 and the control in steps S160 to S170 are performed in the same manner in the second embodiment.
第2実施形態では、温度比A=(Tgc−Tac)/(Tgc−Tex)を算出し、この温度比Aに基づいて冷媒流量Gを算出する例について説明したが、高圧側流路3aの出口冷媒温度Texを検出する温度センサ21の代わりに、内部熱交換器20の低圧側流路20bの出口冷媒温度Tsxを検出する温度センサ23を設けて、温度比A=(Tgc−Tac)/(Tsx−Tac)を算出し、この温度比Aに基づいて冷媒流量Gを算出してもよい。
In the second embodiment, the example in which the temperature ratio A = (Tgc−Tac) / (Tgc−Tex) is calculated and the refrigerant flow rate G is calculated based on the temperature ratio A has been described. Instead of the
また、内部熱交換器20の低圧側流路20bの入口冷媒温度Tacは、蒸発器吹出空気温度Teと相関が強いから、温度センサ22を廃止して、低圧側流路20bの入口冷媒温度Tacの代わりに、温度センサ14により検出される蒸発器吹出空気温度Teを用いて上記温度比Aを求めてもよい。
Further, since the inlet refrigerant temperature Tac of the low-
(第3実施形態)
上述の第1、第2実施形態では、可変容量型の圧縮機1を用いて、圧縮機1の容量制御により圧縮機1の能力制御を行う冷凍サイクルについて説明したが、第3実施形態は、圧縮機1として容量が常に一定のままに維持される固定容量型圧縮機を用い、この固定容量型圧縮機1の作動を電磁クラッチ1aにより断続して圧縮機1の能力制御を行う冷凍サイクルに関する。
(Third embodiment)
In the above-described first and second embodiments, the refrigeration cycle in which the capacity control of the
図6はこの固定容量型圧縮機1を用いた第3実施形態の超臨界冷凍サイクルであり、固定容量型圧縮機1は電磁クラッチ1aのみを備え、容量制御弁1bは備えていない。この固定容量型圧縮機1を有する冷凍サイクル構成では、周知のごとく蒸発器吹出空気温度Teと目標蒸発器温度TEOとを比較して、蒸発器吹出空気温度Teが目標蒸発器温度TEOを超えると電磁クラッチ1aに通電して圧縮機1を作動させる。
FIG. 6 shows a supercritical refrigeration cycle of the third embodiment using this fixed
そして、圧縮機1の作動によって蒸発器吹出空気温度Teが目標蒸発器温度TEOよりも一定温度低いオフ側温度TEO’以下に低下すると、電磁クラッチ1aへの通電を遮断して圧縮機1を停止させる。このような圧縮機1の断続作動制御により蒸発器吹出空気温度Teを目標蒸発器温度TEOに制御する。
When the evaporator blown air temperature Te falls below the off-side temperature TEO ′ lower than the target evaporator temperature TEO by the operation of the
ところで、第3実施形態では固定容量型圧縮機1の作動時における冷媒流量を第1実施形態のステップS120における容量100%時の冷媒流量算出と同じ方法で算出する。すなわち、蒸発器吹出空気温度Teおよび圧縮機回転数に基づいて圧縮機作動時における冷媒流量を算出する。
By the way, in 3rd Embodiment, the refrigerant | coolant flow rate at the time of the action | operation of the fixed
そして、この算出冷媒流量に基づいて第1実施形態のステップS160と同様に放熱器2の圧損(圧力損失)を算出し、更にこの放熱器2の圧損に基づいて放熱器2の出口圧力を算出する。
Then, the pressure loss (pressure loss) of the
次に、第1実施形態のステップS170と同様に、放熱器2の出口圧力の算出値がステップS90、S100の目標高圧と一致するように、膨張弁3の開度制御を行う。
Next, similarly to step S170 of the first embodiment, the opening degree control of the
なお、固定容量型圧縮機1の断続制御による停止時には、圧縮機1の吐出圧が急速に低下するので、膨張弁3の開度は閉弁方向に制御される。
Note that when the
第3実施形態においても、第1実施形態のステップS10〜ステップS100の制御およびステップS160〜ステップS170の制御は同様に行う。 Also in the third embodiment, the control in steps S10 to S100 and the control in steps S160 to S170 of the first embodiment are performed in the same manner.
(他の実施形態)
なお、第1実施形態では、可変容量型圧縮機1に電磁クラッチ1aを備え、異常高圧の保護制御時には電磁クラッチ1aを開離状態にして可変容量型圧縮機1を停止する例について説明したが、可変容量型圧縮機1として、100%容量(最大容量)から0%付近の最小容量まで容量を減少できるタイプのものを用いる場合に、電磁クラッチ1aを廃止して、エンジン回転が常時、圧縮機1の回転軸に伝達されるようにした、いわゆるクラッチレスタイプを採用する場合がある。
(Other embodiments)
In the first embodiment, the
このようなクラッチレスタイプの可変容量型圧縮機1を用いる冷凍サイクルでは、異常高圧時に容量を0%付近の最小容量に強制的に減少させて、異常高圧の保護制御を行うようにすればよい。
In such a refrigeration cycle using the clutchless type
また、第1実施形態では、図3に示すように、容量制御弁1bの制御電流Icの他に圧縮機吐出圧(高圧側圧力)にも依存して冷媒流量が決定されるようにしているが、圧縮機吐出圧(高圧側圧力)に依存せず、容量制御弁1bの制御電流Icのみで冷媒流量が決定されるようにしてもよい。
In the first embodiment, as shown in FIG. 3, the refrigerant flow rate is determined depending on the compressor discharge pressure (high-pressure side pressure) in addition to the control current Ic of the
また、上述の第1〜第3実施形態では、本発明による冷凍サイクルを冷房運転専用のサイクルに適用する場合について説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、暖房運転又は除湿運転が可能なヒートポンプサイクルに適用してもよいことはもちろんである。 In the first to third embodiments described above, the case where the refrigeration cycle according to the present invention is applied to a cycle dedicated to cooling operation has been described. However, the present invention is not limited to this, and heating operation or dehumidification operation is performed. Of course, the heat pump cycle may be applicable.
また、上述の第1、第2実施形態では、可変容量型の圧縮機1を用いて、圧縮機1の容量制御により圧縮機1の吐出冷媒流量を変化させる冷凍サイクルについて説明したが、圧縮機1として回転数を連続的に制御可能な電動圧縮機を用い、この電動圧縮機の回転数制御により吐出冷媒流量を変化させる冷凍サイクルに本発明を適用してもよい。この電動圧縮機を用いる冷凍サイクルでは、圧縮機回転数により冷媒流量を算出できる。
In the first and second embodiments described above, the refrigeration cycle has been described in which the
また、超臨界サイクルの冷媒として、CO2以外に、例えばエチレン、エタン、酸化窒素等の冷媒を用いてもよい。 In addition to CO2, a refrigerant such as ethylene, ethane, or nitrogen oxide may be used as the supercritical cycle refrigerant.
1…可変容量型圧縮機、2…放熱器、3…膨張弁(減圧手段)、4…蒸発器、
10…制御装置、12…冷媒圧力センサ(圧力検出手段)、
13…冷媒温度センサ(温度検出手段)、20…内部熱交換器。
DESCRIPTION OF
DESCRIPTION OF
13 ... Refrigerant temperature sensor (temperature detection means), 20 ... Internal heat exchanger.
Claims (5)
前記圧縮機(1)の吐出冷媒を冷却する放熱器(2)と、
前記放熱器(2)の出口側冷媒を減圧する減圧手段(3)と、
前記減圧手段(3)により減圧された低圧冷媒を蒸発させる蒸発器(4)とを備え、
前記蒸発器(4)を通過した冷媒が前記圧縮機(1)に吸入されるようになっており、
更に、高圧側の冷媒圧力が冷媒の臨界圧力以上となる超臨界冷凍サイクルにおいて、
前記圧縮機(1)の吐出圧力を検出する圧力検出手段(12)と、
前記放熱器(2)の出口側冷媒温度を検出する温度検出手段(13)と、
前記圧力検出手段(12)の圧力検出値とサイクル運転状態とから前記放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出する圧力算出手段(S160)と、
前記圧力算出手段(S160)の圧力算出値が、前記温度検出手段(13)の温度検出値に基づいて決定される目標値と一致するように前記減圧手段(3)の開度を制御する開度制御手段(S170)と、
前記圧力検出手段(12)の圧力検出値が予め設定された異常高圧設定値に達すると、前記圧縮機(1)の停止または前記圧縮機(1)の能力低下の制御を行う圧縮機制御手段(S30)とを備えることを特徴とする超臨界冷凍サイクル。 A compressor (1) for sucking and compressing refrigerant;
A radiator (2) for cooling the refrigerant discharged from the compressor (1);
Decompression means (3) for decompressing the outlet side refrigerant of the radiator (2);
An evaporator (4) for evaporating the low-pressure refrigerant decompressed by the decompression means (3),
The refrigerant that has passed through the evaporator (4) is sucked into the compressor (1),
Furthermore, in the supercritical refrigeration cycle where the refrigerant pressure on the high pressure side is equal to or higher than the critical pressure of the refrigerant,
Pressure detection means (12) for detecting the discharge pressure of the compressor (1);
Temperature detecting means (13) for detecting the outlet side refrigerant temperature of the radiator (2);
Pressure calculating means (S160) for calculating the outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) from the pressure detection value of the pressure detecting means (12) and the cycle operation state;
An opening for controlling the opening of the pressure reducing means (3) so that the pressure calculated value of the pressure calculating means (S160) matches a target value determined based on the temperature detected value of the temperature detecting means (13). Degree control means (S170),
When the pressure detection value of the pressure detection means (12) reaches a preset abnormal high pressure set value, the compressor control means performs control of stopping the compressor (1) or reducing the capacity of the compressor (1). (S30). A supercritical refrigeration cycle comprising:
前記容量制御手段(1b)の制御電流値(Ic)により前記目標流量を決定するようになっており、
前記サイクル運転状態に関連する情報値として、少なくとも前記容量制御手段(1b)の制御電流値(Ic)を用い、
前記制御電流値(Ic)に基づいて前記放熱器(2)の圧損を算出し、前記圧力検出手段(12)の圧力検出値と前記放熱器(2)の圧損とに基づいて前記放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする請求項1に記載の超臨界冷凍サイクル。 The compressor has a capacity control means (1b) for controlling a change in capacity, and the capacity control means (1b) variably controls the capacity so that the refrigerant discharge flow rate becomes a target flow rate. Type compressor (1),
The target flow rate is determined by the control current value (Ic) of the capacity control means (1b),
As the information value related to the cycle operation state, at least the control current value (Ic) of the capacity control means (1b) is used.
The pressure loss of the radiator (2) is calculated based on the control current value (Ic), and the radiator (2) is calculated based on the pressure detection value of the pressure detection means (12) and the pressure loss of the radiator (2). The supercritical refrigeration cycle according to claim 1, wherein the outlet side refrigerant pressure of 2) is calculated.
前記サイクル運転状態に関連する情報値として、前記内部熱交換器(20)の高圧側入口冷媒温度(Tgc)、前記内部熱交換器(20)の低圧側入口冷媒温度(Tac)、および前記内部熱交換器(20)の高圧側出口冷媒温度(Tex)または低圧側出口冷媒温度(Tsx)を用い、
これらの温度に基づいて内部熱交換器温度比(A)を算出し、この内部熱交換器温度比(A)に基づいて前記放熱器(2)の圧損を算出し、
前記圧力検出手段(12)の圧力検出値と前記放熱器(2)の圧損とに基づいて前記放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする請求項1に記載の超臨界冷凍サイクル。 An internal heat exchanger (20) for exchanging heat between the outlet side refrigerant of the radiator (2) and the suction side refrigerant of the compressor (1);
As information values related to the cycle operation state, the high-pressure inlet refrigerant temperature (Tgc) of the internal heat exchanger (20), the low-pressure inlet refrigerant temperature (Tac) of the internal heat exchanger (20), and the internal Using the high-pressure side outlet refrigerant temperature (Tex) or the low-pressure side outlet refrigerant temperature (Tsx) of the heat exchanger (20),
Calculate the internal heat exchanger temperature ratio (A) based on these temperatures, calculate the pressure loss of the radiator (2) based on the internal heat exchanger temperature ratio (A),
The superfluid pressure sensor according to claim 1, wherein an outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) is calculated based on a pressure detection value of the pressure detection means (12) and a pressure loss of the radiator (2). Critical refrigeration cycle.
前記固定容量型圧縮機(1)の作動時に、前記サイクル運転状態に関連する情報値として少なくとも圧縮機回転数を用い、この圧縮機回転数に基づいて前記放熱器(2)の圧損を算出し、
前記圧力検出手段(12)の圧力検出値と前記放熱器(2)の圧損とに基づいて前記放熱器(2)の出口側冷媒圧力を算出することを特徴とする請求項1に記載の超臨界冷凍サイクル。 The compressor is a fixed capacity compressor (1) that always operates at a constant capacity, and the compression function force is controlled by intermittent control of the operation of the fixed capacity compressor (1).
At the time of operation of the fixed capacity compressor (1), at least the compressor rotational speed is used as the information value related to the cycle operation state, and the pressure loss of the radiator (2) is calculated based on the compressor rotational speed. ,
The superfluid pressure sensor according to claim 1, wherein an outlet side refrigerant pressure of the radiator (2) is calculated based on a pressure detection value of the pressure detection means (12) and a pressure loss of the radiator (2). Critical refrigeration cycle.
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