JP2008075904A - 蒸発器ユニットおよびエジェクタ式冷凍サイクル - Google Patents

Abstract

【課題】エジェクタ式冷凍サイクル用の蒸発器ユニットから吹き出される送風空気の温度分布の不均一を抑制する
【解決手段】エジェクタ式冷凍サイクルに適用される蒸発器ユニットにおいて、ノズル部の通路断面積および絞り機構の通路断面積のうち、少なくとも一方の通路断面積を調整して、分岐部Ｚからエジェクタのノズル部側へ供給される第１冷媒流量Ｇｎと分岐部から絞り機構側へ供給される第２冷媒流量Ｇｅとの合計値Ｇｎ＋Ｇｅに対する前記第２冷媒流量Ｇｅの流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が、０．４３≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．７４となるようにする。
【選択図】図５

Description

本発明は、複数の蒸発部を有する蒸発器ユニット、および、この蒸発器ユニットを適用したエジェクタ式冷凍サイクルに関する。

従来、特許文献１に、エジェクタのディフューザ部に接続された第１蒸発器およびエジェクタの冷媒吸引口に接続された第２蒸発器を一体に構成し、冷却対象空間に送風される送風空気を、第１蒸発器→第２蒸発器の順で冷却するエジェクタ式冷凍サイクルが開示されている。

この特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルでは、ディフューザ部の昇圧作用によって第１蒸発器の冷媒蒸発温度を第２蒸発器の冷媒蒸発温度よりも上昇させることができるので、双方の蒸発器における冷媒蒸発温度と送風空気との温度差を確保して、効率的に送風空気を冷却している。
特開２００５−３０８３８４号公報

さらに、本出願人は、エジェクタ式冷凍サイクルの各構成機器の搭載性を向上させるため、先に、特願２００６−１２４６１号（以下、先願例という。）において、上述した２つの蒸発器に、さらに、冷媒の流れを分岐する分岐部およびエジェクタ等を一体化した蒸発器ユニットを提案している。なお、以下の説明では、蒸発器ユニットとして一体化された各蒸発器を蒸発部とよぶ。

ところが、実際に先願例の蒸発器ユニットが適用されたエジェクタ式冷凍サイクルを作動させると、蒸発器ユニット（具体的には、第２蒸発部）から冷却対象空間に向かって吹き出される空気の温度分布が不均一になってしまうことがあった。すなわち、送風空気流れ方向から見た際の蒸発器ユニット吹出空気温度が不均一になってしまうことがあった。

このような温度分布が発生すると、例えば、冷却対象空間に吹き出される送風空気の温度が吹出口毎に変わってしまい、冷却対象空間を適切に冷却できなくなるという点で問題となる。そこで、本発明者らが、その原因について調査したところ、先願例の蒸発器ユニットの分岐部において冷媒が適切に分岐されていないことが原因であると判明した。

その理由は、先願例の蒸発器ユニットでは、分岐部で分岐された一方の冷媒を、エジェクタを介して第１蒸発部へ供給し、さらに、分岐された他方の冷媒を、絞り機構を介して第２蒸発部へ供給するようになっているので、分岐部において適切に冷媒が分岐されないと、いずれかの蒸発部において過熱度領域が発生して、この領域で送風空気を冷却できなくなるからである。

本発明は上記点に鑑み、蒸発器ユニットから吹き出される送風空気の温度分布の不均一を抑制することを目的とする。

本発明は、以下の実験的知見に基づいて案出されたものである。本発明者らは、後述する実施形態に示す蒸発器ユニット（２０）における流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））と温度分布との関係を調査した。

なお、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））とは、分岐部（Ｚ）からエジェクタ（１４）のノズル部（１４ａ）側へ供給される第１冷媒流量（Ｇｎ）と分岐部（Ｚ）から絞り機構（１７）側へ供給される第２冷媒流量（Ｇｅ）との合計値（Ｇｎ＋Ｇｅ）に対する第２冷媒流量（Ｇｅ）の割合である。

すなわち、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））は、分岐部（Ｚ）から流出する総冷媒流量に対する第２冷媒流量（Ｇｅ）の割合なので、必ず１以下になる。さらに、この調査では、エジェクタ（１４）のノズル部（１４ａ）の圧力損失および絞り機構（１７）の圧力損失のうち、少なくとも一方の圧力損失を調整することで流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））を変化させている。

また、温度分布とは、蒸発器ユニットから吹き出される送風空気の最高温度と最低温度の差である。

図５は、調査結果を示すもので、図５の下段は、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））の変化に伴う、温度分布の変化をプロットしたものである。また、図５の上段は、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））の変化に伴う、サイクル効率向上率（ＣＯＰ向上率）の変化をプロットしたものである。

なお、ＣＯＰ向上率とは、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が０になる条件、すなわち、第１蒸発部（１５）のみに冷媒が供給される条件を基準として、ＣＯＰが向上した割合を示している。

さらに、図５は、高負荷運転条件における調査結果を示している。ここで、高負荷運転条件とは、エジェクタ式冷凍サイクルの冷房負荷が高くなり、サイクル内を循環する循環冷媒流量が通常運転時に対して多くなる運転条件である。

図５の下段のグラフによれば、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））の増加に伴って、温度分布も少なくなることが判る。このことは、送風空気流れ方向の下流側に位置する第２蒸発部（１８）の過熱度領域の発生を抑制することで、蒸発器ユニット（２０）全体としての温度分布も抑制できることを意味する。

さらに、一般的に、温度分布が３℃以下であれば、冷却対象空間を適切に冷却できることが判っているので、図５の下段のグラフより、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））を、
０．４３≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）とすることが望ましいと判明した。

そこで、本発明では、冷媒の流れを分岐する分岐部（Ｚ）と、分岐部（Ｚ）で分岐された一方の冷媒を減圧膨張させるノズル部（１４ａ）から噴射する高速度の冷媒流により冷媒を冷媒吸引口（１４ｂ）から吸引するエジェクタ（１４）と、エジェクタ（１４）から流出した冷媒を、空気と熱交換させて蒸発させる第１蒸発部（１５）と、分岐部（Ｚ）で分岐された他方の冷媒を減圧膨張させる絞り機構（１７）と、絞り機構（１７）から流出した冷媒を、第１蒸発部（１５）で熱交換した後の空気と熱交換させて蒸発させ、冷媒吸引口（１４ｂ）上流側に流出する第２蒸発部（１８）とを備え、分岐部（Ｚ）からノズル部（１４ａ）側へ供給される第１冷媒流量（Ｇｎ）と分岐部（Ｚ）から絞り機構（１７）側へ供給される第２冷媒流量（Ｇｅ）との合計値（Ｇｎ＋Ｇｅ）に対する第２冷媒流量（Ｇｅ）の流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
０．４３≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）
になっている蒸発器ユニットを第１の特徴とする。

これによれば、図５に示すように、蒸発器ユニットから吹き出される送風空気の温度分布の不均一を抑制できる。具体的には、温度分布を３℃以下にすることができる。

また、図５の上段のグラフによれば、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））の増加に伴って、ＣＯＰ向上率が山なりに変化することが判る。これは、第２冷媒流量（Ｇｅ）が増加すると、第１冷媒流量（Ｇｎ）が低下して、第１蒸発部（１５）の冷凍能力が低下してしまうからである。

さらに、ＣＯＰ向上率が３５％以上であれば充分なサイクル効率向上効果を得ることができるので、図５の上段のグラフより、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））を、
０．３４≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．７４とすることが望ましいと判明した。

そこで、第１の特徴の蒸発器ユニットにおいて、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．７４になっていてもよい。これによれば、温度分布の不均一が抑制できるとともに、高いサイクル効率を発揮させながらサイクルを運転できる。

ところで、図５に示す調査結果は、前述の如く、循環冷媒流量が通常運転時に対して多くなる高負荷運転条件におけるものである。これに対して、循環冷媒流量が通常運転時に対して少なくなる低負荷運転条件では、高負荷運転条件に対して、第２蒸発部１８に過熱度領域が発生しやすい。

そこで、本発明者らは、低負荷条件における流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））と温度分布との関係についても調査した。図６は調査結果を示すもので、図５と同様に、下段は温度分布の変化を示し、上段にＣＯＰ向上率の変化を示している。

図６の下段のグラフによれば、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））を、
０．５２≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）とすることで温度分布を３℃以下にできることが判明した。

そこで、第１の特徴の蒸発器ユニットにおいて、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
０．５２≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）になっていてもよい。これによれば、低負荷運転条件においても温度分布の不均一が抑制できる。

さらに、図６の上段のグラフによれば、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））を、
０．４１≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．６３とすることでＣＯＰ向上率が３５％以上にできることが判明した。

そこで、上記の特徴の蒸発器ユニットにおいて、流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．６３になっていてもよい。これによれば、低負荷運転条件においても高いサイクル効率を発揮させながらサイクルを運転できる。

また、本発明では、上述の特徴の蒸発器ユニット（２０）を備えるエジェクタ式冷凍サイクルを第２の特徴とする。これによれば、上記の如く、蒸発器ユニット（２０）から吹き出される送風空気の温度分布の不均一が抑制されたエジェクタ式冷凍サイクルを提供できる。

なお、この欄および特許請求の範囲で記載した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。

（第１実施形態）
以下、本発明の蒸発器ユニット、および、この蒸発器ユニットを適用したエジェクタ式冷凍サイクルの第１実施形態を説明する。なお、この蒸発器ユニットは、エジェクタ式冷凍サイクル用ユニット、あるいは、エジェクタ付き蒸発器ユニットとも呼ばれ得るものである。

図１〜図５は、本発明の第１実施形態を示すもので、図１は本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０を車両用空調装置に適用した例の全体構成図を示す。まず、エジェクタ式冷凍サイクル１０において、冷媒を吸入して圧縮する圧縮機１１は、電磁クラッチ１１ａ、ベルト等を介して図示しない車両走行用エンジンにより回転駆動される。

この圧縮機１１としては、吐出容量の変化により冷媒吐出能力を調整できる可変容量型圧縮機、あるいは電磁クラッチ１１ａの断続により圧縮機作動の稼働率を変化させて冷媒吐出能力を調整する固定容量型圧縮機のいずれを採用してもよい。また、圧縮機１１として電動圧縮機を使用すれば、電動モータの回転数調整により冷媒吐出能力を調整できる。

圧縮機１１の冷媒吐出側には放熱器１２が接続されている。放熱器１２は、圧縮機１１から吐出された高圧冷媒と図示しない冷却ファンにより送風される外気（車室外空気）とを熱交換させて、高圧冷媒を冷却するものである。

なお、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルでは、冷媒として、フロン系、ＨＣ系等の冷媒を採用しており、高圧側冷媒圧力が臨界圧力を超えない亜臨界サイクルを構成している。従って、放熱器１２は冷媒を凝縮する凝縮器として作用する。

放熱器１２の出口側には受液器１２ａが設けられており、この受液器１２ａは縦長のタンク形状のもので、冷媒の気液を分離してサイクル内の余剰液相冷媒を溜める気液分離器である。また、受液器１２ａの底部側には液相冷媒を流出させる冷媒出口が設けられている。なお、本実施形態では受液器１２ａは放熱器１２と一体的に設けられている。

また、放熱器１２として、冷媒流れ上流側に位置する凝縮用熱交換部と、この凝縮用熱交換部からの冷媒を導入して冷媒の気液を分離する受液器と、この受液器からの飽和液相冷媒を過冷却する過冷却用熱交換部とを有する、いわゆるサブクールタイプの凝縮器を採用してもよい。

受液器１２ａの冷媒出口側には温度式膨張弁１３が接続されている。この温度式膨張弁１３は受液器１２ａから流出した高圧液相冷媒を中間圧に減圧するとともに、温度式膨張弁１３から流出する冷媒の流量を調整するものである。

具体的には、本実施形態の温度式膨張弁１３は、圧縮機１１の吸入側通路に配置された感温部１３ａを有しており、圧縮機１１の吸入側冷媒の温度と圧力とに基づいて圧縮機吸入側冷媒の過熱度を検出し、圧縮機吸入側冷媒の過熱度が予め設定された所定値となるように弁開度（冷媒流量）を調整している。

温度式膨張弁１３の下流側は、蒸発器ユニット２０の冷媒流入口２５へ接続される。蒸発器ユニット２０は、エジェクタ１４、第１蒸発部１５、第２蒸発部１８および絞り機構１７を一体に構成（ユニット化）したもので、図１の破線内部に示すような内部構成になっている。

蒸発器ユニット２０の内部には、温度式膨張弁１３から蒸発器ユニット２０へ流入した冷媒の流れを分岐する分岐部Ｚが配置されており、分岐部Ｚにおいて冷媒の流れが分流される。そして、分流された一方の冷媒は冷媒通路１６ａへ流入し、他方の冷媒は分岐通路１６ｂへ流入する。

冷媒通路１６ａの下流側は、蒸発器ユニット２０の内部において、エジェクタ１４（具体的には、ノズル部１４ａ入口側）に接続される。従って、本実施形態では、分岐部Ｚから冷媒通路１６ａへ流入する冷媒流量が第１冷媒流量Ｇｎとなる。エジェクタ１４は冷媒を減圧する減圧手段であるとともに、高速で噴射する冷媒流の吸引作用によって冷媒の循環を行う冷媒循環手段でもある。

このエジェクタ１４は、冷媒通路１６ａから流入した中間圧の冷媒の通路面積を小さく絞って冷媒をさらに減圧膨張させるノズル部１４ａと、ノズル部１４ａの冷媒噴射口１４ｅと連通するように配置されて、後述する第２蒸発部１８から流出した冷媒を吸引する冷媒吸引口１４ｂを有して構成される。

さらに、エジェクタ１４は、ノズル部１４ａおよび冷媒吸引口１４ｂの下流側にノズル部１４ａの冷媒噴射口１４ｅから噴射された高速度の冷媒流と冷媒吸引口１４ｂから吸引された吸引冷媒とを混合する混合部１４ｃを有し、混合部１４ｃの下流側に昇圧部をなすディフューザ部１４ｄを有している。

ディフューザ部１４ｄは冷媒の通路面積を徐々に大きくする形状に形成されており、冷媒流れを減速して冷媒圧力を上昇させる作用、つまり、冷媒の速度エネルギーを圧力エネルギーに変換する作用を果たす。また、ディフューザ部１４ｄの出口側は、蒸発器ユニット２０の内部において、第１蒸発部１５に接続される。

第１蒸発部１５は、エジェクタ１４のディフューザ部１４ｄから流出した冷媒と送風ファン１９によって送風された空気との間で熱交換を行って、低圧冷媒を蒸発させて吸熱作用を発揮させる吸熱用熱交換器で構成されている。送風ファン１９はモータ１９ａによって駆動される電動ファンであり、モータ１９ａは空調制御装置（図示せず）から出力される制御電圧によって回転駆動される。

さらに、第１蒸発部１５の出口側は、蒸発器ユニット２０の冷媒流出口２６に接続されており、冷媒流出口２６は圧縮機１１の冷媒吸引側に接続される。

次に、分岐通路１６ｂの下流側は、蒸発器ユニット２０の内部において、絞り機構１７を介して第２蒸発部１８に接続される。従って、本実施形態では、分岐部Ｚから分岐通路１６ｂへ流入する冷媒流量が第２冷媒流量Ｇｅとなる。

絞り機構１７は第２蒸発部１８に流入する冷媒を減圧する減圧手段であるとともに、第２蒸発部１８に流入する冷媒の流量調整を行う流量調整手段でもある。なお、本実施形態では、後述するように絞り機構１７をキャピラリチューブで構成しているが、オリフィス等の固定絞りで構成することもできる。

なお、本実施形態では、上述の第１冷媒流量Ｇｎと第２冷媒流量Ｇｅとの合計値に対する第２冷媒流量Ｇｅの流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が、以下の数式Ｆ１の範囲になるように調整されている。
０．４３≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．７４…（Ｆ１）
このような調整は、例えば、エジェクタ１４のノズル部１４ａの圧力損失および絞り機構１７の圧力損失のうち、少なくとも一方の圧力損失を調整することで容易に行うことができる。具体的には、本実施形態では、ノズル部１４ａの通路断面積および絞り機構の通路断面積のうち、少なくとも一方の通路断面積を調整している。

なお、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）は、分岐部Ｚから流出する総冷媒流量に対する第２冷媒流量（Ｇｅ）の割合を意味するので、必ず１以下になる。

第２蒸発部１８は、絞り機構１７から流出した冷媒と送風ファン１９送風空気との間で熱交換を行って、低圧冷媒を蒸発させて吸熱作用を発揮させる吸熱用熱交換器で構成されている。ここで、第１蒸発部１５は送風ファン１９によって送風された空気の流れ方向の上流側（風上側）に配置され、第２蒸発部１８は空気の流れ方向の下流側（風下側）に配置されている。

従って、送風ファン１９より送風された空気は、矢印Ｙ方向に流れ、まず、第１蒸発部１５でディフューザ部１４ｄから流出した冷媒と熱交換して冷却され、次に第２蒸発部１８で絞り手段１７から流出した冷媒と熱交換して冷却されるようになっている。これにより、第１蒸発部１５と第２蒸発部１８にて同一の冷却対象空間（図示せず）を冷却することができるようになっている。

また、第１、２蒸発部１５、１８は上記の如く配置されているので、第１蒸発部１５は風上側蒸発部、第２蒸発部１８は風下側蒸発部とも呼ばれ得る。そして、第２蒸発部１８の出口側は、蒸発器ユニット２０の内部において、エジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂに接続される。

次に、上述の蒸発器ユニット２０の内部構成を実現する、蒸発器ユニット２０の具体的構造を図２により説明する。図２は、蒸発器ユニット２０の分解斜視図である。図２の上下左右の各矢印の方向は、蒸発器ユニット２０を車両に搭載した状態の方向であり、矢印Ｙに示す送風ファン１９送風空気の流れ方向風上側が前方、風下側が後方となる。

まず、本実施形態では、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８が完全に１つの蒸発器ユニット２０として一体化されている。そのため、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８は、送風ファン１９送風空気の流れ方向（矢印Ｙ方向）から見ると重なるように配置されている。

また、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８の基本的構成は同一であり、それぞれ内部を通過する冷媒と送風ファン１９送風空気とを熱交換させる熱交換コア部１５ａ、１８ａを備えている。熱交換コア部１５ａ、１８ａは上下方向に延びる複数のチューブ２１と、この複数のチューブ２１相互間に配置されるフィン２２とを有している。

チューブ２１は、内部を冷媒が通過する管であり、断面形状が空気流れ方向Ｙに沿って扁平な扁平チューブである。フィン２２は、空気側伝熱面積を拡大して空気と冷媒との熱交換を促進するもので、薄板材を波状に曲げ成形したコルゲートフィンである。

チューブ２１は左右方向に複数本配置されており、隣り合うチューブ２１間にフィン２２が配置される。具体的には、フィン２２は、隣接するチューブ２１の平坦な外側面（扁平面）に接合されている。従って、熱交換コア部１５ａ、１８ａは、チューブ２１およびフィン２２が左右方向に積層された積層構造によって構成される。

なお、図２では、チューブ２１とフィン２２の積層構造の一部のみ図示しているが、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８の全域にチューブ２１とフィン２２の積層構造が構成される。また、この積層構造の空隙部を送風ファン１９送風空気が矢印Ｙ方向に通過するようになっている。

第１蒸発部１５および第２蒸発部１８の上側にはそれぞれヘッダタンク１５ｂ、１８ｂが配置され、下側にはそれぞれヘッダタンク１５ｃ、１８ｃが配置されている。これらのヘッダダンク１５ｂ…１８ｃはチューブ２１の長手方向（図２の上下方向）両端部に接続されて冷媒の集合・分配を行うものである。

ヘッダタンク１５ｂ…１８ｃは、いわゆる分割タイプのヘッダタンクになっており、チューブ２１が接続されるプレート部材と、このプレート部材に組み合わされるタンク部材とを有して筒状に構成される。例えば、上側の２つのヘッダタンク１５ｂ、１８ｂは、図２に示すように、それぞれプレート部材１５ｄ、１８ｄおよびタンク部材１５ｅ、１８ｅを組み合わせて構成される。

各プレート部材には、チューブ２１の上側または下側端部が挿入されて接合されるチューブ嵌合穴部（図示せず）が形成されており、このチューブ嵌合穴を介してチューブ２１と、それぞれのヘッダタンク１５ｂ…１８ｃの内部空間とが連通する。また、第１、２蒸発部１５、１８のチューブ２１は互いに独立した冷媒通路を構成しており、それぞれのヘッダタンク１５ｂ…１８ｃの内部空間も互いに独立した空間を構成する。

なお、本実施形態では、上側の２つのヘッダタンク１５ｂ、１８ｂが隣接しているので、プレート部材１５ｄ、１８ｄ同士、および、タンク部材１５ｅ、１８ｅ同士を一体に形成して、これらを組み合わせることで、ヘッダタンク１５ｂ、１８ｂを一体に形成している。下側の２つのヘッダタンク１５ｃ、１８ｃも同様である。

さらに、上側の２つのヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの内部には、それぞれ、セパレータ１５ｆ、１８ｆが配置されている。セパレータ１５ｆ、１８ｆは、ヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの内壁面に接合されて、ヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの内部空間を仕切る仕切板である。

具体的には、ヘッダタンク１５ｂには、セパレータ１５ｆが配置されて、左側の内部空間Ｋの容積と右側の内部空間Ｌの容積が略同等になるようにヘッダタンク１５ｂの内部空間を仕切っている。また、ヘッダタンク１８ｂには、セパレータ１８ｆが配置されて、左側の内部空間Ｍの容積と右側の内部空間Ｎの容積が略同等になるようにヘッダタンク１８ｂの内部空間を仕切っている。

ヘッダタンク１８ｂの左側の内部空間Ｍには、前述のエジェクタ１４がヘッダタンク１８ｂの長手方向（左右方向）に沿って延びるように配置されている。このエジェクタ１４は、ノズル部１４ａの入口側が後述する接続ブロック２３と連通するように配置される。

さらに、エジェクタ１４の流出側（具体的にはディフューザ部１４ｄ出口側）は、セパレータ１８ｆに設けられた貫通穴１８ｇを貫通するように配置されて、ヘッダタンク１８ｂの右側の内部空間Ｎと連通している。その他の蒸発器ユニット２０内部におけるエジェクタ１４の具体的配置およびエジェクタ１４の具体的形状の詳細は後述する。

次に、内部空間Ｎには、内部空間Ｎを上下に分割する上下仕切板２７が配置されており、エジェクタ１４の流出側は内部空間Ｎの上側空間Ｎ１と連通している。また、この上側空間Ｎ１は図示しない連通路を介してヘッダタンク１５ｂの右側の内部空間Ｌと連通している。さらに、内部空間Ｎの下側空間Ｎ２は、ヘッダタンク１８ｂの右側端部の固定絞り接続穴１８ｈを介して、固定絞り１７の出口側端部と接続されている。

なお、本実施形態において絞り機構１７を構成するキャピラリチューブは、ヘッダダンク１５ｂ、１８ｂの長手方向に沿って延びる形状になっており、ヘッダタンク１５ｂの外側面とヘッダタンク１８ｂの外側面との間に形成される谷部に接合されている。従って、絞り機構１７の入口側端部は、ヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの左側端部に配置されることになる。

また、上側の２つのヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの左側端部（内部空間Ｋ、Ｍの左側端部）には、蒸発器ユニット２０の冷媒吸入口２５および冷媒流出口２６を構成する接続ブロック２３が接合されている。

この接続ブロック２３は、ブロック部２３ａとプレート部２３ｂとを有して構成されており、ブロック部２３ａおよびプレート部２３ｂのそれぞれの対向面には溝部が構成されている。従って、ブロック部２３ａおよびプレート部２３ｂを一体に固定すると、溝部によって接続ブロック２３内部に冷媒通路が形成される。

この冷媒通路は、冷媒流入口２５へ流入した冷媒を、ヘッダタンク１８ｂの内部空間Ｍに配置されたエジェクタ１４のノズル部１４ａ入口側およびヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの外側面に接合された絞り機構１７入口側へ導く通路を構成する。従って、前述の分岐部Ｚ、冷媒通路１６ａおよび分岐通路１６ｂが、接続ブロック２３内部に形成された冷媒通路によって構成される。

また、接続ブロック２３に形成された冷媒流出口２６は、接続ブロック２３の厚み方向（図２では、左右方向）に貫通する貫通穴によって内部空間Ｋと連通している。

なお、上側の２つのヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの右側端部（内部空間Ｌ、Ｎの左側端部）および下側の２つのヘッダタンク１５ｃ、１８ｃの両端部には、各ヘッダタンク１５ｂ…１８ｃを閉塞するタンクキャップが接合されている。

次に、蒸発器ユニット２０内部におけるエジェクタ１４の具体的配置およびエジェクタ１４の具体的形状の詳細を図３により説明する。なお、図３は、第１、２蒸発部１５、１８の上側のヘッダタンク１５ｂ、１８ｂの水平方向断面図である。

まず、主に内部空間Ｍに配置されるエジェクタ１４は、ヘッダタンク１８ｂの長手方向（図３では、左右方向）に沿って延びるボデー部１４０を有している。ボデー部１４０はアルミニウム材にて形成されており、中央に細軸部１４１が設けられた円筒状の形状になっている。

ボデー部１４０の内部空間のうち、細軸部１４１の左側（接続ブロック２３側）にはノズル部１４ａが収容されるノズル部収容空間が形成され、細軸部１４１には混合部１４ｃが形成され、細軸部１４１の右側（内部空間Ｎ側）にはディフューザ部１４ｄが形成されている。

また、ボデー部１４０の外側面のうち、ノズル部収容空間側（接続ブロック２３側）端部は、接続ブロック２３のプレート部２３ｂにＯリング３０ａを介してシール固定され、さらに、ディフューザ部１４ｄ側（内部空間Ｎ側）端部は、セパレータ１８ｆに設けられた貫通穴１８ｇにＯリング３０ｂを介してシール固定されている。

ここで、Ｏリング３０ａ、３０ｂは、ボデー部１４０とヘッダタンク１８ｂとの間に配置され、流体の漏れを阻止するシール部材であって、ボデー部１４０とヘッダタンク１８ｂとの軸方向への位置ずれを許容するシール部材である。この構成は、ボデー部１４０をヘッダタンクとは別部品として構成し、組み付ける構成を可能とする。

ノズル部収容空間に収容されるノズル部１４ａは、ステンレスにて形成されており、接続ブロック２３側（左側）に太軸部１４ｆを有し、混合部１４ｃ側（右側）に細軸部１４ｇを有する略円筒状の形状になっている。太軸部１４ｆはボデー部１４０の内側面に固定される固定部を形成するとともに、太軸部１４ｆの左側端面には冷媒入口部が形成されている。

なお、本実施形態では、ノズル部１４ａの太軸部１４ｆをボデー部１４０のノズル部収容空間の内部に圧入で固定されており、固定部から冷媒が漏れないようになっている。もちろん、固定部から冷媒が漏れないようになっていれば、接着、溶接、圧接、はんだ付け等の接合手段で接合・固定してもよい。また、ノズル部１４ａの細軸部１４ｇの先端には、冷媒が噴射される冷媒噴射孔１４ｅが形成されている。

冷媒吸引口１４ｂは、ボデー部１４０の外側空間（本実施形態では、ヘッダタンク１８ｂの内部空間Ｍ）とボデー部１４０の内部空間とを連通させるように、ボデー部１４０に設けられている。つまり、冷媒吸引口１４ｂは内部空間Ｍに直接開口しており、内部空間Ｍから直接冷媒を吸引することができる。

蒸発器ユニット２０の具体的構成は上記のようになっており、エジェクタ１４を除く蒸発器ユニット２０構成部品（第１蒸発部１５、第２蒸発部１８、絞り機構１７および接続ブロック２３等）の材質として、熱伝導性やろう付け性に優れた金属であるアルミニウム材を採用している。そして、これらの各構成部品をろう付け接合により一体に接合している。

ところで、エジェクタ１４をろう付け接合すると、ろう付け時の高温度（アルミニウムのろう付け温度：６００℃付近）にてノズル部１４ａが熱変形するおそれや、ろう付け工程における不純物の付着のおそれがあるため、ノズル部１４ａの通路形状、寸法等を所期の設計通りに維持できないという不具合が生じる。

そこで、エジェクタ１４については、第１蒸発部１５、第２蒸発部１８、絞り機構１７および接続ブロック２３等の一体ろう付け接合を行った後に、第２蒸発部１８のヘッダタンク１８ｂの内部に組み付けている。

具体的には、第１蒸発部１５、第２蒸発部１８等をろう付け接合するろう付け工程の終了後に、接続ブロック２３に設けたエジェクタ挿入穴２８からエジェクタ１４を挿入する。このエジェクタ挿入穴２８は、図２、３に示すように、第２蒸発部１８の上側のヘッダタンク１８ｂの左側端部と連通するように開口しており、ヘッダタンク１８ｂの長手方向から見るとヘッダタンク１８ｂと完全に重なる位置に配置されている。

そして、ボデー部１４０のディフューザ部１４ｄ外側面がセパレータ１８ｆを貫通するまで挿入して、さらに、エジェクタ１４挿入後のエジェクタ挿入穴２８にスペーサ２８ａを挿入した状態で、エジェクタ挿入穴２８にプラグ２９をネジ止めすることによってエジェクタ１４を固定する。

このようにスペーサ２８ａを挿入することで、接続ブロック２３内部に構成された冷媒通路１６ａを閉塞することなく、エジェクタ１４を固定することができる。さらに、プラグ２９はＯリング３０ｃによってエジェクタ挿入穴２８にシール固定されるので、プラグ２９とエジェクタ挿入穴２８との間から冷媒が漏れることもない。

なお、本実施形態では、エジェクタ１４のノズル部１４ａをステンレスで形成しているが、黄銅等の材質で形成してもよい。また、ボデー部１４０をアルミニウム材で形成しているが、ステンレス、銅、樹脂等の材質で形成してもよい。

次に、上記構成の蒸発器ユニット２０内の冷媒流路を図４により説明する。図４は、蒸発器ユニット２０内の模式的な全体斜視図である。まず、接続ブロック２３の冷媒流入口２５から蒸発器ユニット２０内部へ流入した冷媒流れは、分岐部Ｚで分岐されて一方の冷媒流れは矢印ａ方向に流れてエジェクタ１４のノズル部１４ａに流入する。つまり、この矢印ａ方向に流れる冷媒流量が、第１冷媒流量Ｇｎに相当する。

そして、ノズル部１４ａに流入した冷媒は、エジェクタ１４内（ノズル部１４ａ→混合部１４ｃ→ディフューザ部１４ｄ）を通過して減圧され、この減圧後の低圧冷媒は第２蒸発部１８の上側のヘッダタンク１８ｂのうち、右側に形成された内部空間Ｎの上側空間Ｎ１へ流入する。

上側空間Ｎ１へ流入した冷媒は、連通路を介して第２蒸発部１８のヘッダタンク１５ｂの右側の内部空間Ｌへ流入して、第１蒸発部１５の右側部の複数のチューブ２１に分配される。そしてチューブ２１を矢印ｂのように下降して第１蒸発部１５の下側のヘッダタンク１５ｃの内部空間に集合する。

ヘッダタンク１５ｃの内部空間に集合した冷媒は矢印ｃのように左側に移動して、第１蒸発部１５の左側部の複数のチューブ２１に分配され、矢印ｄのように上昇して第１蒸発部１５の上側のヘッダタンク１５ｂの内部空間Ｋに流入する。内部空間Ｋに流入した冷媒は接続ブロック２３の冷媒流出口２６を介して矢印ｅのように蒸発器ユニット２０から流出する。

分岐部Ｚで分岐された他方の冷媒流れは、接続ブロック２３内部に構成された分岐通路１６ｂを矢印ｆ方向に流れて絞り機構１７を構成するキャピラリチューブに流入する。つまり、この矢印ｆ方向に流れる冷媒流量が、第２冷媒流量Ｇｅに相当する。

そして、キャピラリチューブ内部を右側に移動しながら減圧され、この減圧後の低圧冷媒は第２蒸発部１８の上側のヘッダタンク１８ｂのうち、右側に形成された内部空間Ｎの下側空間Ｎ２へ流入する。

下側空間Ｎ２へ流入した冷媒は、第２蒸発部１８の右側部の複数のチューブ２１に分配される。そしてチューブ２１を矢印ｇのように下降して第２蒸発部１８の下側のヘッダタンク１８ｃの内部空間に集合する。

ヘッダタンク１８ｃの内部空間に集合した冷媒は矢印ｈのように左側に移動して、第２蒸発部１８の左側部の複数のチューブ２１に分配され、矢印ｉのように上昇して第２蒸発部１８の上側のヘッダタンク１５ｂの内部空間Ｍに流入する。内部空間Ｍに流入した冷媒は内部空間Ｍに直接開口している複数の冷媒吸引口１４ｂからエジェクタ１４内部へ吸引される。

次に、上記の構成において本実施形態の作動を説明する。圧縮機１１を車両エンジンにより駆動すると、圧縮機１１で圧縮され吐出された高温高圧状態の冷媒は放熱器１２に流入する。放熱器１２では高温の冷媒が外気により冷却されて凝縮する。放熱器１２から流出した高圧冷媒は受液器１２ａ内に流入し、この受液器１２ａ内にて冷媒の気液が分離され、液相冷媒が受液器１２ａから導出され温度式膨張弁１３を通過する。

この温度式膨張弁１３では、第１蒸発部１５の出口冷媒（圧縮機吸入冷媒）の過熱度が所定値となるように弁開度（冷媒流量）が調整され、高圧冷媒が減圧される。この温度式膨張弁１３通過後の冷媒（中間圧冷媒）は分岐部Ｚで分岐されて冷媒通路１６ａと分岐通路１６ｂに分流される。

冷媒通路１６ａを介してエジェクタ１４に流入した冷媒流れはノズル部１４ａで減圧され膨張する。従って、ノズル部１４ａで冷媒の圧力エネルギーが速度エネルギーに変換され、冷媒はノズル部１４ａの冷媒噴射口１４ｅから高速度となって噴射する。この際の冷媒の圧力低下により、冷媒吸引口１４ｂから第２蒸発部１８流出冷媒（気相冷媒）が吸引される。

冷媒噴射口１４ｅから噴射した冷媒と冷媒吸引口１４ｂに吸引された冷媒は、ノズル部１４ａ下流側の混合部１４ｃで混合してディフューザ部１４ｄに流入する。このディフューザ部１４ｄでは通路面積の拡大により、冷媒の速度（膨張）エネルギーが圧力エネルギーに変換されるため、冷媒の圧力が上昇する。

そして、エジェクタ１４のディフューザ部１４ｄから流出した流出冷媒は図４の矢印ｂ→ｃ→ｄ→ｅの順に第１蒸発部１５を通過する。この間に、冷媒は送風ファン１９より送風された送風空気（矢印Ｙ）から吸熱して蒸発する。この蒸発後の気相冷媒は、圧縮機１１に吸入され、再び圧縮される。

一方、冷媒分岐通路１６ｂに流入し、絞り機構１７で低圧冷媒となった冷媒は図４に示す矢印ｇ→ｈ→ｉの順に第２蒸発部１８を通過する。この間に、冷媒は送風ファン１９より送風されて第１蒸発部１５を通過した送風空気（矢印Ｙ）から吸熱して蒸発する。蒸発後の気相冷媒は冷媒吸引口１４ｂからエジェクタ１４内に吸引される。

以上の如く、本実施形態のサイクルでは、送風ファン１９から送風された送風空気を第１蒸発部１５→第２蒸発部１８の順に通過させて同一の冷却対象空間を冷却できる。

その際に、ディフューザ部１４ｄの昇圧作用によって第１蒸発部１５の冷媒蒸発温度を第２蒸発部１８の冷媒蒸発温度よりも上昇させることができるので、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８の冷媒蒸発温度と送風空気との温度差を確保して、効率的に送風空気を冷却できる。

さらに、第１蒸発部１５下流側を圧縮機１１吸入側に接続しているので、ディフューザ部１４ｄで昇圧された冷媒を圧縮機１１に吸入させることができる。その結果、圧縮機１１の吸入圧を上昇させることができるので、圧縮機１１の駆動動力を低減することもできる。

ところで、本発明者らによる前述の調査結果より、蒸発器ユニット２０から吹き出される送風空気の温度分布を抑制するためには、送風空気流れ方向Ｙの風下側に位置付けられる第２蒸発部１８の過熱度領域の発生を抑制することが有効であることが判っている。

そこで、本実施形態では、数式Ｆ１に示すように、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が０．４３以上となるように調整されているので、前述の図５で説明したように、蒸発器ユニット２０から吹き出される送風空気の温度分布の不均一を抑制できる。さらに、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が０．７４以下のなるように調整されているので、高いサイクル効率（ＣＯＰ）を発揮させながらサイクルを運転できる。

（第２実施形態）
上述の第１実施形態では、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）を、数式Ｆ１に示す範囲に設定したされた蒸発器ユニット２０について説明したが、本実施形態では、さらに、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が、以下の数式Ｆ２の範囲になるように調整されている。
０．５２≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．６３…（Ｆ２）
その他の構成は、第１実施形態と全く同様である。

本実施形態では、前述の図６で説明したように、低負荷運転条件においても蒸発器ユニット２０から吹き出される送風空気の温度分布の不均一を抑制できるとともに、高いサイクル効率（ＣＯＰ）を発揮させながらサイクルを運転できる。

（他の実施形態）
本発明は上述の実施形態に限定されることなく、以下のように種々変形可能である。

（１）上述の各実施形態では、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）の調整を、ノズル部１４ａの通路断面積および絞り機構の通路断面積のうち、少なくとも一方の通路断面積を調整することで行っているが、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）の調整は、上記の手段に限定されない。

例えば、絞り手段１７を構成するキャリピラリチューブの長さを調整してもよい。また、接続ブロック２３のブロック部２３ａおよびプレート部２３ｂによって形成される分岐部Ｚ、冷媒通路１６ａおよび分岐通路１６ｂの形状を変更することで調整してもよい。

（２）上述の各実施形態では、絞り機構１７として固定絞り機構であるキャピラリチューブを採用し、エジェクタ１４として通路面積が一定のノズル部１４ａを有する固定エジェクタを採用した例を説明しているが、絞り機構１７およびエジェクタ１４はこれに限定されない。

例えば、絞り機構１７として電動アクチュエータにより弁開度（通路絞り開度）が調整可能になっている電気制御弁を採用し、エジェクタ１４として通路面積を調整可能な可変ノズル部を有する可変エジェクタを採用してもよい。そして、電気制御弁および可変エジェクタの作動を制御して、流量割合Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）が上記数式Ｆ１、Ｆ２になるように調整すれば、上述の実施形態と同様の効果を得ることができる。

（３）上述の各実施形態では、蒸発器ユニット２０の各部材を一体に組み付けるに際して、エジェクタ１４を除く他の部材、すなわち、第１蒸発部１５、第２蒸発部１８等をアルミニウム材で形成して、ろう付け接合しているが、これらの部材の接合手段として、ねじ止め、かしめ、溶接、接着等の種々な固定手段を用いて行うことができる。

また、上述の実施形態では、エジェクタ１４の固定手段としてねじ止めを例示しているが、熱変形の恐れのない固定手段であれば、ねじ止め以外の手段を用いることができる。具体的には、かしめ、接着等の固定手段を用いてエジェクタ１４の固定を行ってもよい。

さらに、蒸発器ユニット２０に他のエジェクタ式冷凍サイクル構成部品を一体化してもよい。例えば、蒸発器ユニット２０に温度式膨張弁１３を一体的に組みつけてもよい。

（４）上述の各実施形態では、第１蒸発部１５および第２蒸発部１８を近接配置して一体化することで、蒸発器ユニット２０を構成しているが、蒸発器ユニット２０は上述の実施形態の構成に限定されない。

例えば、所定ヘッダタンクの内部空間同士が連通するような配管を設け、さらに、空気流れＹの上流側に第１蒸発部１５が配置され、空気流れＹの下流側に第２蒸発部１８が配置され、第１蒸発部１５を通過した空気が第２蒸発部１８で冷却されるようになっていれば、第１蒸発部１５と第２蒸発部１８が間隔を開けて配置される構成であってもよい。

（５）上述の各実施形態では、冷媒として高圧圧力が臨界圧力を超えないフロン系、炭化水素系等の冷媒を用いる蒸気圧縮式の亜臨界サイクルについて説明したが、冷媒として二酸化炭素のように高圧圧力が臨界圧力を超える冷媒を採用してもよい。

但し、超臨界サイクルでは、放熱器１２において圧縮機吐出冷媒が超臨界状態のまま放熱し、凝縮しないので受液器１２ａでは冷媒の気液を分離できない。そこで、受液器１２ａを廃止して、第１蒸発部１５下流側かつ圧縮機１１吸入側に低圧側気液分離器であるアキュムレータを配置するサイクル構成とすればよい。

（６）上述の各実施形態では、蒸発器ユニット２０を室内側熱交換器として構成し、放熱器１２を大気側へ放熱する室外熱交換器として構成しているが、逆に、蒸発器ユニット２０を大気等の熱源から吸熱する室外側熱交換器として構成し、放熱器１２を空気あるいは水等の被加熱流体を加熱する室内側熱交換器として構成するヒートポンプサイクルに本発明を適用してもよい。

（７）上述の各実施形態では、車両用の冷凍サイクルについて説明したが、車両用に限らず、定置用等の冷凍サイクルに対しても本発明を同様に適用できることはもちろんである。

第１実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルを示すサイクル構成図である。 第１実施形態の蒸発器ユニットの分解斜視図である。 第１実施形態の蒸発器ユニットの上側のヘッダタンクの断面図である。 第１実施形態の蒸発器ユニットの模式的な全体斜視図である。 高負荷運転条件時の流量割合と温度分布との関係を示すグラフである。 低負荷運転条件時の流量割合と温度分布との関係を示すグラフである。

符号の説明

１１…圧縮機、１２…放熱器、１４…エジェクタ、１４ａ…ノズル部、
１４ｂ…冷媒吸引口、１５…第１蒸発部、１７…絞り機構、１８…第２蒸発部、
２０…蒸発器ユニット、
Ｚ…分岐部、Ｇｎ…第１冷媒流量、Ｇｅ…第２冷媒流量。

Claims (5)

1. 冷媒の流れを分岐する分岐部（Ｚ）と、
   前記分岐部（Ｚ）で分岐された一方の冷媒を減圧膨張させるノズル部（１４ａ）から噴射する高速度の冷媒流により冷媒を冷媒吸引口（１４ｂ）から吸引するエジェクタ（１４）と、
   前記エジェクタ（１４）から流出した冷媒を、空気と熱交換させて蒸発させる第１蒸発部（１５）と、
   前記分岐部（Ｚ）で分岐された他方の冷媒を減圧膨張させる絞り機構（１７）と、
   前記絞り機構（１７）から流出した冷媒を、前記第１蒸発部（１５）で熱交換した後の空気と熱交換させて蒸発させ、前記冷媒吸引口（１４ｂ）上流側に流出する第２蒸発部（１８）とを備え、
   前記分岐部（Ｚ）から前記ノズル部（１４ａ）側へ供給される第１冷媒流量（Ｇｎ）と前記分岐部（Ｚ）から前記絞り機構（１７）側へ供給される第２冷媒流量（Ｇｅ）との合計値（Ｇｎ＋Ｇｅ）に対する前記第２冷媒流量（Ｇｅ）の流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
   ０．４３≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）
   になっていることを特徴とする蒸発器ユニット。
2. 前記流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
   Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．７４
   になっていることを特徴とする請求項１に記載の蒸発器ユニット。
3. 前記流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
   ０．５２≦Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）
   になっていることを特徴とする請求項１または２に記載の蒸発器ユニット。
4. 前記流量割合（Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ））が、
   Ｇｅ／（Ｇｎ＋Ｇｅ）≦０．６３
   になっていることを特徴とする請求項１ないし３のいずれか１つに記載の蒸発器ユニット。
5. 請求項１ないし４のいずれか１つに記載の蒸発器ユニット（２０）を備えることを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。

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