JP5202266B2 - 水噴射式圧縮機およびその駆動方法 - Google Patents

Description

本発明は空気および蒸気を含むガスを圧縮する圧縮機に関し、より詳しくは、圧力に対するガス温度変化を、断熱圧縮からより等温圧縮に近い状態変化へと近づけることによって圧縮仕事を低減することができる水噴射式圧縮機およびその駆動方法に関するものである。

製造工程において油分の混入を避ける必要がある場合においてはオイルフリーの圧縮機が利用されており、中でもローター同士またはローターとケーシング間に、シールおよび潤滑機能を兼用させる目的で水を噴射するスクリュー圧縮機が知られている。

上記スクリュー圧縮機の吸気管内及びケーシング内に水を噴射すると、吸気行程のガスまたは圧縮行程のガスから噴射した水の気化潜熱分だけ熱が奪われて冷却され、等温圧縮に近いガス温度変化を実現できる。すなわち、図２３に示すように、断熱圧縮線Ｐ６を等温圧縮線Ｐ７に近づけることのできることが従来から知られている（例えば、特許文献１参照）。

上記特許文献１に記載のコンプレッサ設備では、冷却水分配装置を用いて冷却水を取り込み、ダクトとハウジングに噴射して、コンプレッサ内空気を１００％飽和させて作動ガスの圧縮過程を等温変化に近づけている。

また、上記コンプレッサ設備と同じ効果を狙ってハウジング（ケーシング）に水噴射ノズルを設けた流体機械も知られている（例えば、特許文献２及び特許文献３参照）。
特表平１０−５１２９３８号公報 実開昭５４−８４６１１号公報 特開２００３−１８４７６８号公報

上記特許文献１では、噴射した冷却水の蒸発を速めるために、冷却水液滴の直径が０．１mm未満、好ましくは０．０５mm未満となるように冷却水を微粒化している。

しかしながら、実際に運転されるスクリュー圧縮機は、ローターが４，０００rpm程度で回転しており、４枚羽根式ローターの場合では約４msで丁度、羽根が９０°移動して位置が入れ替わることになる。そのため、簡単に見積もっても４ms以内に蒸発が完了しないと、微粒化された水滴はローター壁面に衝突してローター表面を覆う液膜となり、蒸発のための表面積が急激に減少し、その結果、蒸発量も急激に低下する。したがって、等温圧縮に近い状態変化へと近づけつつ圧縮機を高速化することは困難である。

また、特許文献３に記載のスクリュー圧縮機では、圧縮機本体の中間部に注入する水の平均粒子径を２００μm程度以下にすると記載されているように、噴霧粒子の微粒化により蒸発に必要な表面積を大きく稼いで、短時間で蒸発が完了するように努力されている。

しかしながら、これまで上記に例示したように、水噴射による等温圧縮を目的とする発明が数多く出願され、また、開発研究がなされてきているが、実際には、通常の微粒化によって達成できる１０μmクラスの粒子が蒸発に要する時間は４ms以内に収まらず、数１０msになるため、上記水噴射ノズルから冷却水を微粒化してケーシング内に噴射し、圧縮行程を等温圧縮に近づけるという技術は実用化されていない。

本発明は以上のような従来の課題を考慮してなされたものであり、圧縮行程を等温圧縮に近づけつつ圧縮機を高速化することができる水噴射式圧縮機およびその駆動方法を提供するものである。

本発明は、圧縮機のケーシング内に噴射する水を加熱する加熱手段と、加熱された水を、その加熱温度の飽和蒸気圧以上の圧力で、上記圧縮機の吸気管内及び上記ケーシング内の少なくともいずれか一方に噴射する給水手段と、を備えてなる水噴射式圧縮機である。

本発明の水噴射式圧縮機において、上記加熱手段として上記ケーシングを冷却するケーシング冷却装置を有する場合、このケーシング冷却装置に導入され昇温した冷却水を上記加熱された水として使用するように構成することができる。

また、上記加熱手段として上記圧縮機より吐出される吐出ガスが導入される熱交換器を有する場合、この熱交換器に導入され昇温した冷却水を上記加熱された水として使用するように構成することができる。

また、上記ケーシング冷却装置または上記熱交換器からの上記昇温した冷却水を、さらに加熱する加熱器を設けることができる。

本発明は、加熱された水を、その加熱温度の飽和蒸気圧以上の圧力で、上記圧縮機の吸気管内及び上記ケーシング内の少なくともいずれか一方に噴射する水噴射式圧縮機の駆動方法である。

本発明の水噴射式圧縮機の駆動方法において、上記圧縮機の吸気管に空気を導入し、７０℃以上に加熱された水を噴射することができる。

また、上記圧縮機の吸入空気が飽和するまで上記吸気管内に上記加熱された水を噴射し、この飽和吸入空気を用い、上記ケーシング内で圧縮された空気をさらに飽和させるのに必要な量の上記加熱された水を上記ケーシング内に噴射することができる。

また、上記圧縮機の吸気管に蒸気を導入し、上記加熱された水を上記吸気管内および上記ケーシング内のそれぞれに噴射することができる。

本発明によれば、圧縮行程を等温圧縮に近づけつつ圧縮機を高速化することが可能になり、圧縮仕事を低減することができる。

以下、図面に示した実施の形態に基づいて本発明を詳細に説明する。
1 本発明の圧縮機における蒸発の理論
本発明の実施形態を説明するにあたり、まず、蒸発の理論に関して考える。

1-1 水が吸収する熱
液相の状態にある水の比熱は圧力と温度にあまり依存せず、２３３[J/kmolK]でほぼ一定である。他方、蒸発潜熱も圧力と温度にあまり依存せず、１２５,３８９[J/kmol]でほぼ一定になっており、蒸発潜熱に相当する熱を顕熱変化での温度差に換算すると５３８[℃]に相当する。

つまり、水を噴霧して空気を冷却するために冷水を供給して、もし飽和温度（沸点）にまで水滴の温度が上昇せずに蒸発潜熱をガスから奪うことができないなら、たとえ温度１００℃の熱水を供給したとしても水滴を完全に蒸発させた方がガスから蒸発潜熱を奪うことができるため、はるかにガスの冷却効果が大きいことを意味している。

1-2 液滴からの蒸発量
ガス中に置かれた液滴からの単位時間・単位表面積当たりの蒸発量は勾配拡散によって支配される現象であり、式(1)によって表される。

ここで、Ｎ：蒸発モル量[kmol/m²s]、ｋ_ｃ：境膜物質移動係数[m/s]、Ｃ_ｓ：液滴表面における蒸気濃度[kmol/m³]、Ｃ_∞：ガスのバルク部での蒸気濃度[kmol/m³]。

境膜物質移動係数ｋ_ｃは式(2)によって表される。

ここで、Ｓｈ：シャーウッド数、Ｒｅ_ｄ：粒子レイノルズ数、Ｓｃ：シュミット数、ｄ_ｐ：粒子径、Ｄ_ｍ：水蒸気の拡散係数。

液滴表面における蒸気濃度は、界面における蒸気の分圧は液滴温度Ｔ_ｐでの飽和蒸気圧Ｐ_ｓａｔに等しいと考えられることから、状態方程式より式(3)のように求めることができる。

Ｒ：ガス定数。

バルク部における蒸気濃度は蒸気モル分率Ｘを用いて、同様に状態方程式より式(4)のように求めることができる。

さて、式(1)におけるＮは単位時間・単位表面積当たりの蒸発モル量[kmol/m²s]であることから、Ｎが同一でも蒸発の起こる界面面積を増加させれば蒸発効率の良いことがわかる。これが、従来からの手法に見られるような冷却水の微粒化により液滴表面積を増加させている根拠である。なお、本発明における冷却水とは、吸気管内及びケーシング内に噴射する水を冷却水と呼ぶ。

しかし、前述したようにこの方法では十分に蒸発量は多くならない。そこで境膜物質移動係数Ｋ_ｃを大きくする方法が考えられるが、シュミット数Ｓｃは、ガスと液滴の物質が決まると一義的に決定される物性値であり、装置や運転方法の変更では変えられない。

一方、レイノルズ数Ｒｅは速度を増加させることにより大きくなるので、噴射ノズルを絞って高圧噴射することにより水滴を高速化させれば蒸発を速めることができる。

しかし、粒子が壁面に衝突すると液膜となって表面積が減少し蒸発量が減るため、粒子速度のみを速くすると粒子が蒸発する間もなく対面の壁面に衝突することになり、水滴の高速化にも限度がある。

1-3 蒸発濃度
次に濃度Ｃ_ｓを大きくする方法が考えられる。

図１は液滴温度Ｔ_ｐと飽和蒸気圧Ｐ_ｓａｔの関係を示したグラフであり、図２は液滴温度Ｔ_ｐと液滴表面における蒸気濃度Ｃ_ｓの関係を示したグラフである。

図２に示されるように、例えば２０℃の常温水を噴射する場合に比べて、９０℃の熱水を噴射すると液滴表面における蒸気濃度Ｃ_ｓは約２５倍大きくなることがわかる（グラフ中、ａ点およびｂ点参照）。

さらに、１５０℃の水を飽和蒸気圧(０．４７６MPa_abs)以上の圧力である０．７MPa_absの高圧加熱水にして噴射すれば、２０℃の常温水を噴射する場合に比べて、液滴表面における蒸気濃度Ｃ_ｓは約１４０倍にもなる（グラフ中、ｃ点参照）。

このことは、水滴を１０μm以下にまで微粒化するよりもはるかに容易である。

上記「1-1 水が吸収する熱」の欄の説明に戻るが、２０℃の常温水を噴射する場合に比べて、１５０℃の高圧加熱水を噴射するということは、
２３３[J/kmolK]×(１５０−２０)[℃]=２７,９６０[J/kmol]のエネルギーを余計に系内に持ち込んで、１２５,３８９[J/kmol]のエネルギーを蒸発潜熱として確実に吸収することを意味している。

他方、ガスのバルク部での蒸気濃度Ｃ_∞に関しては、乾燥ガスの場合に最も小さな値であるゼロになり、多少湿度のあるガスを吸引しても通常の運転では１[kmol/m³]のオーダーにしかならない。

噴射した水が湿度１００％になるまで蒸発できた段階で最大２０[kmol/m³]程度にまで蒸気濃度は上昇することがあり得る。

以上のことから、予め加熱して高温にした冷却水を噴射することが一見冷却目的から矛盾しているように見えて、理論的に正しいことが分かる。

2 本発明の第一実施形態
表１に示す一般的な１段圧縮式のスクリュー空気圧縮機に対して水噴射を行う。この時の運転状態は熱力学的に計算によって求めることができる。以下にその計算方法を示す。

2-1 断熱変化の関係式
下記の式において比熱比κをポリトロープ指数ｎに変えることによって、ポリトロープ変化を表す関係式(5)に変わる。

2-2 仕事と仕事率
仕事とは、ポリトロープ変化による圧縮仕事と等圧変化による排出仕事の和を意味する。

仕事率とは、上記式(8)で表される仕事の時間微分を意味する。

2-3 混合ガスの物性値
(ａ)比熱

(ｂ)比熱比

(ｃ)圧縮後の混合ガス温度（ただし、水の潜熱をＬ(J/kg)とする）

2-4 ポリトロープ指数

図３は、式(5)〜(13)を用いて吐出ガスの湿度をパラメータとして求めた噴霧水の質量流量、空気と噴射した蒸気の圧縮・排出仕事率を示したグラフであり、図４は、吐出ガスの湿度とポリトロープ指数を示したグラフである。

図３において、Ｐ１は噴霧質量特性を示し、横軸の吐出ガス湿度において０％は水を含まない状態、１００％は飽和状態を示し、飽和させるために必要な水の噴霧流量は０．００６５[kg/s]である。

したがって、空気流量０．１２９kg／ｓに対し０．００６５kg／s、すなわち、質量において５％の水を入れてやれば、圧縮機出口で飽和させることができる。

この結果、空気の圧縮仕事は、空気のみ圧縮・排出仕事率の特性Ｐ２に示すように８．９%削減されるが、噴霧して蒸気になった水分も一緒に圧縮する必要があるため、正味の圧縮仕事は、空気と蒸気の圧縮・排出仕事率の特性Ｐ３に示すように４．４%の削減に留まる。しかしながら、４．４％の圧縮仕事削減は、圧縮機においては有効な動力削減となる。

また、図４におけるポリトロープ指数特性Ｐ４において、指数ｎ＝１．４は断熱変化、指数ｎ＝１．００は等温変化を意味するが、実際は、蒸発量が限られていることから飽和状態においても指数ｎ＝１．１２程度までしか下がらない。しかしながら、このときの吐出側温度は５２０Ｋから３６０Ｋまで低下しており、等温変化に近い状態まで近づけることはできる。

そこで、本発明は、最大の効果を発揮する０．００６５[kg/s]の水噴霧を狙って噴射条件を求めている。

噴霧される粒子の個数は１×１０⁸［個/s]であり、そこから０．７８[m²/s]の割合で新たに水と空気の界面が発生している。蒸発により粒子径が小さくなっていく状況は式(14)によって与えられる。

ここで、Ｍは水の分子量（Ｍ＝１８）、ρは水の密度（ρ＝１０００[kg/m³]）である。式(14)におけるバルクの蒸気濃度Ｃ_∞は時間と場所の関数であるが、噴霧開始前のバルク蒸気濃度をＣ_∞，ｉ、噴霧終了時に飽和した状態のバルク蒸気濃度をＣ_∞，ｆとして、濃度差の時間平均を式(15)により算術平均で与えることにより時間に寄らない定数にできる。

式(14)に式(15)を代入し、式(2)を連立させて微分方程式を解くことにより、蒸発に要する時間ｔを求める式(16)が得られる。

式(14)の計算に必要な粒子レイノルズ数Ｒｅ_ｄとシュミット数Ｓｃに関しては、粒子の噴射速度を１００[m/s]として粒子レイノルズ数を求め、シュミット数Ｓｃはバルクのガス状態と水蒸気の拡散係数から求めた。その水蒸気の拡散係数Ｄ_ｍに関しては温度依存を考慮して式(17)によりモデル化した。ただし、バルク温度Ｔ_∞の単位は[K]である。

噴霧開始前のバルク蒸気濃度Ｃ_∞，ｉは表１の吸気条件から求められる。

噴霧終了時のバルク蒸気濃度Ｃ_∞，ｆは温度Ｔ_∞のバルクが飽和したときの蒸気濃度として、式(18)で与えられる。

以上で計算に必要な式は全て揃ったことになる。

2-5 噴霧条件の計算
噴霧条件を求めるために、(a)常温水(水温２９０[K])、(b)ケーシング冷却水(常温水と吐出ガス冷却水温度の平均温度)、(c)吐出ガス冷却水(図４に示す吐出ガス温度と同じ)、(d)冷却水＋４０℃加熱(吐出ガス冷却水をさらに４０℃分加熱)をそれぞれ噴霧した場合の計算を行った。ただし、冷却水の粒子径は５０μmとした。

本計算では、まず吸入空気が飽和するまで圧縮機の吸気管内にて冷却水を噴霧し、その後、ケーシング内での圧縮行程にある作動空気に対して圧縮による空気の温度上昇とともに圧力の異なる複数の位置から飽和までの差分（吸気管内に噴霧した量を引いた残りの量）をそれぞれ噴霧している。

表２に示すように、空気圧縮を考慮したこのケースでは、最終的なバルクの蒸気濃度は２１.７７[kmol/m³]であるのに対して、吸気管内での噴霧による飽和蒸気濃度はわずか０．８０[kmol/m³]であることから、吸気管内での噴霧はほとんど効果を上げていない。しかしながら、吸入空気をわずかでも冷却して空気の密度を上げ、それによって吸入空気の質量を増やすために本実施形態では吸気管内でも噴霧を行っている。後述するように、蒸気圧縮では大きな効果を上げることができる。

また、上記(a)常温水(２９０[K])と上記(b)ケーシング冷却水(３２６[K])については、ケーシング内噴霧での蒸発時間がマイナスになっている。これは終期蒸気濃度の雰囲気に冷却水を噴霧すると蒸発ではなく凝縮が起こることを意味しており、実際には終期蒸気濃度まで蒸発が進行せずに途中で飽和することになる。すなわち、冷却水がそれ以上蒸発しないことを意味している。

したがってこの条件では吐出ガス湿度１００％は達成できず、動力の低減効果４．４％も実現できない。実際には、長時間をかけて圧縮空気から噴霧粒子に熱伝達で熱が伝わって飽和するまで蒸発が進むが、それは圧縮機を出た後のことであり、動力低減に寄与できない。

また、上記(c)吐出ガス冷却水の場合、４[ms]の時間内で吐出ガス湿度３０％まで蒸発が進行し（図５のグラフ中、ｄ点参照）、圧縮仕事削減率の特性Ｗから約３．５％の圧縮動力削減が可能であることが分かる。

質量流量で冷却水の２０倍に及ぶ吐出ガスの冷却に冷却水を使用すると、冷却水は吐出ガスと同じ温度まで加熱される。この冷却水をさらに電熱線加熱器により４０℃分加熱するのに１.０９[kW]を要する。これは圧縮仕事の２.８％に相当するものの、圧縮仕事の削減量４.４％よりもまだ小さいので、トータルで見れば動力低減効果を奏することができる。

また、上記(d)冷却水＋４０℃加熱の場合、冷却水をさらに＋４０℃加熱すれば、４[ms]の時間内で吐出ガス湿度１００％まで蒸発が進行して（図５のグラフ中、ｅ点参照）４．４％の圧縮動力削減が可能になる。

ちなみに、通常、よく試されている常温水の吸気管内噴霧では、吸気管内で飽和するためだけで２．６[sec]を要する。

図６〜図８は、冷却水の粒子径を７０μm、３０μm、１０μmとした場合の蒸発時間と吐出ガス湿度および圧縮仕事削減率の関係を示したグラフであり、各グラフにおいて、横軸は吐出ガス湿度を、左縦軸は蒸発時間を、右縦軸は圧縮仕事削減率をそれぞれ示している。

これらのグラフに示されるように、粒子径が７０μm→３０μm→１０μmと小さくなればなるほど、より低温の冷却水の噴射で同程度の圧縮仕事削減率が得られるようになることが分かる。

具体的には、図６において、粒子径７０μｍの「冷却水＋４０℃加熱」を加熱した水として使用すれば、蒸発時間４[ms]を満足する圧縮仕事削減率は４．２％になり、「吐出ガス冷却水」を加熱した水として使用すれば圧縮仕事削減率は２．８％になる。

図７において、粒子径３０μｍの「吐出ガス冷却水」を加熱した水として使用すれば、同じく蒸発時間４[ms]を満足し、上記４．２％と同程度の圧縮仕事削減率が得られる。

さらに図８において、粒子径１０μｍの「ケーシング冷却水」を加熱した水として使用すれば、同じく蒸発時間４[ms]を満足し、上記４．２％から若干低下するが圧縮仕事削減率３．２％が得られる。

図９は、上記冷却水温度と圧縮仕事削減率の関係を、冷却水の粒子径別にまとめたグラフである。

このグラフから、電熱線加熱器を用いずに吐出ガスの冷却水を噴射して３％程度の圧縮仕事削減を意図する場合には、７０℃以上の水温を持つ冷却水が必要になる。

3 空気を圧縮対象とする水噴射式圧縮機の構成
図１０〜１４は、空気を圧縮する水噴射式圧縮機について、そのケーシング内に噴射する水を加熱する形態別に示したものである。

3-1 加熱器によって冷却水を加熱し噴霧する第一の形態
図１０は、本発明の水噴射式圧縮機１の基本構成を示したものであり、圧縮機本体２と、この圧縮機本体２に加熱した冷却水を供給するヘッダー３と、冷却水供給配管４に設けられ冷却水を所定の温度に加熱する加熱手段としての電熱線加熱器（以下、加熱器と略称する）５とから主として構成されている。なお、図中、６は交流電源を示している。

圧縮機本体２において、一対の雄スクリューロータ２ａと雌スクリューロータ２ｂが噛み合わされた状態でケーシング２ｃ内に収納され、スクリュー圧縮機を構成している。

雄スクリューロータ２ａの駆動軸２ｄおよび雌スクリューロータ２ｂの従動軸２ｅはそれぞれ図示しない軸受けによって支持されており、駆動軸２ｄは図示しない駆動モータの出力軸に接続されている。

したがって、駆動モータが回転すれば、雄スクリューロータ２ａが回転し、この雄スクリューロータ２ａに噛み合っている雌スクリューロータ２ｂが同期して回転するようになっている。

上記ヘッダー（給水手段）３からは複数の給水管３ａ〜３ｅが分岐しており、給水管３ａは吸気ガスが導入される吸気管（吸入部）７内に加熱した冷却水を噴射し、給水管３ｂ〜３ｅは、雄スクリューロータ２ａと雌スクリューロータ２ｂとの間に形成される圧縮作動室に対し、複数箇所から加熱した冷却水を噴射するようになっている。

なお、上記ヘッダー３に供給される冷却水は、吐出（圧縮）ガスの冷却に供せられ昇温した冷却水であり、上記加熱器５によってさらに４０℃分昇温されるようになっている。

この構成は、図５のグラフにおける「冷却水＋４０℃加熱」に対応する。

3-2 ケーシングの冷却に供せられ加熱した冷却水を噴霧する第二の形態
なお、以下の説明において図１０と同じ構成要素については同一符号を付してその説明を省略する。

図１１に示す水噴射式圧縮機１０は、ケーシング２ｃの発熱を冷却するためのケーシング冷却用流路からなる冷却部（ケーシング冷却装置）１１を有し、この冷却部１１に導入され、上記発熱との熱交換によって加熱された冷却水をヘッダー３に導入するように構成されている。

この構成は、図５のグラフにおける「ケーシング冷却水」に対応する。

3-3 吐出ガスによって冷却水を加熱し噴霧する第三の形態
図１２に示す水噴射式圧縮機２０は、圧縮機本体２の吐出部から吐出される吐出ガス管路２１に熱交換器２２を設け、この熱交換器２２の冷媒入口に冷却水を供給して吐出ガスと熱交換させ、熱交換によって加熱された冷却水をヘッダー３に導入するように構成されている。

この構成は図５のグラフにおける「吐出ガス冷却水」に対応する。

また、上記した冷却部１１と上記熱交換器２２とを組み合わせ、上記冷却部１１の出口と上記熱交換器２２の冷媒入口とを接続し、熱交換器２２から送り出される加熱された冷却水を上記ヘッダー３に導入することもできる。それにより、冷却水を効率良く加熱することが可能になる。

3-4 ケーシングの冷却に供せられて加熱された冷却水をさらに加熱器で加熱し噴射する第四の形態
図１３に示す水噴射式圧縮機３０は、図１０の構成と図１１の構成を組み合わせたものであり、ケーシング２ｃを冷却するための冷却部１１を有し、この冷却部１１に導入され、熱交換によって加熱された冷却水を加熱器５に導入し、この加熱器５によって冷却水をさらに加熱し、ヘッダー３に供給するように構成されている。この構成によれば、冷却水を所定の温度まで加熱することが可能になる。

3-5 吐出ガスによって加熱された冷却水をさらに加熱器で加熱し噴射する第五の形態
図１４に示す水噴射式圧縮機４０は、図１０の構成と図１２の構成を組み合わせたものであり、熱交換器２２に冷却水を供給して吐出ガスと熱交換させ、熱交換によって加熱された冷却水を加熱器５に導入し、この加熱器５によって冷却水をさらに加熱し、ヘッダー３に供給するように構成されている。この構成においても、冷却水を所定の温度まで加熱することが可能になる。

ただし、図１０、図１３および図１４に示す構成では加熱器５を稼働させるために新たな電力が必要となるため、これらの構成は、その新たな電力を追加しても圧縮仕事との合計で有利になる場合に限られる。

４ 蒸気を圧縮対象とする水噴射式圧縮機の構成
次に、スクリュー圧縮機を蒸気圧縮機として用いる場合について説明する。

蒸気圧縮機は、図１０〜１４に説明した水噴射式圧縮機と基本的に同じ構成から構成されているが、吸気側に空気に代えて蒸気が導入される。

この蒸気圧縮機によれば、(1) 圧縮蒸気の温度を下げることにより、ローターとケーシングの熱膨張を抑制し、(2) 噴射した水も圧縮蒸気になることで蒸気発生量を増加させることができる。

4-1 蒸気の圧縮条件
表３に蒸気の圧縮条件を示す。

4-2 水噴射条件
図１５は噴射水流量（横軸）に対する吐出側温度（左縦軸）およびポリトロープ指数（右縦軸）の関係を示したグラフである。

図１６は噴射水流量（横軸）に対する仕事率（左縦軸）および単位質量蒸気当たりの仕事率（右縦軸）の関係を示したグラフである。

ただし、上記仕事率とは、吸入蒸気と蒸発した噴射水を合わせたガスを圧縮するのに必要な仕事率であり、単位質量蒸気当たりの仕事率とは、上記仕事を吸入蒸気と蒸発した噴射水を合わせたガスの質量で除算した単位蒸気当たりの圧縮の仕事率である。

図１５において、表３に示した蒸気圧縮条件では、０．０３６２ｋｇ／ｓ（２．１７Ｌ／ｍｉｎ）の水を噴射することで吐出蒸気の温度は６４８Ｋから４４８Ｋまで低下し、圧縮の前後では４１５Ｋで吸気されて、わずかに３３Ｋだけ温度が上昇することになり、ほぼ等温変化を実現できる。

ただし、図１６からわかるように、大量の水を噴射し、しかもすべて蒸発して蒸気になった結果、圧縮する蒸気が増加して圧縮仕事は増加している。ところが、この噴射した水が蒸発した結果得られた蒸気も、元々、吸引して圧縮した蒸気と同様に高圧蒸気として利用することができる。

したがって、図１６に示したように、単位質量蒸気当たりの仕事率として整理した結果を取り上げて比較することが好ましい。

上記結果からは、０．０３６２ｋｇ／ｓ（２．１７Ｌ／ｍｉｎ）の水を噴射することで、単位質量蒸気質量当たりの仕事率は１０％低減できる。

空気圧縮の場合と同様に、蒸発に要する時間を下記（19）式

によって求めた。

粒子径を５０、７０、９０、１１０μｍの４通りに変化させ、それぞれの場合でケーシング冷却水（水温は吸引蒸気温度と吐出蒸気温度の中間値）、吐出ガスとの熱交換水（水温は吐出蒸気温度）、吐出ガスとの熱交換水＋４０℃加熱（水温は吐出蒸気温度＋４０℃）にて計算を行った。

図１７〜２０に、粒子径に応じた蒸発時間と単位質量蒸気圧圧縮仕事削減率の結果を示す。

各図において、蒸発時間の値がマイナスを示しているのは、飽和したケーシング内環境を想定すると蒸発ではなく逆に低温の粒子側に粒子が凝縮してくることを意味している。従って、熱伝達に長い時間を要するため粒子温度が上昇するまで飽和になり得ない。すなわち、図１７〜２０の条件の中では、ケーシング冷却水の場合は、飽和状態まで蒸発することができない。

他方、吐出ガス冷却水、および吐出ガス冷却水＋４０℃の条件では飽和に至るまで蒸発することができる。

ここで、これまでと同様に、ローターの回転速度とローターの羽根枚数から決定される特性時間、すなわち、羽根が９０°移動して位置が入れ替わる時間４ｍｓを、蒸発時間の最長許容時間として粒子径による影響を調べた。

図２１に示すように、粒子径（横軸）が大きくなると、蒸発に必要な表面積が減少する結果、吐出ガス温度（右縦軸）は上昇する一方で単位質量蒸気当たりの圧縮動力削減率（左縦軸）が減少する。

しかしながら、蒸気圧縮の場合は空気圧縮の場合とは異なり、２００μｍ程度の粒子でも４．０ｍｓの時間内に蒸発がある程度進行し、７％の単位質量蒸気当たりの圧縮動力削減率が見られる。

表３に示した蒸気圧縮条件では、吸気側の蒸気が飽和蒸気ではなく過熱蒸気であるため、圧縮機に通じる吸気管内で水噴射を行うことにより、吸気蒸気温度はある程度低下することになる。その結果、吸気蒸気の密度が上昇して圧縮機の吸気効率の向上に寄与させることができる。

表４は、吸気側で飽和蒸気になるまで水を噴射した場合の噴射水流量と噴射前後での蒸気の状態変化を示している。

表４の結果から、０．００５４ｋｇ／ｓ（０．３２４Ｌ／ｍｉｎ）の水を吸気管内で噴射することにより、吸気蒸気の密度を０．８４１ｋｇ／ｍ^３から０．９０４ｋｇ／ｍ^３へ７．５％増加させることができる。

図２２に、吐出ガスと熱交換させた水温で噴射する水の粒子径と、飽和するまでの蒸発に要する時間の関係を示しているが、２００μｍ程度の粒子径の加熱水を噴射しても１６ｍｓ程度で蒸発が完了する。

圧縮機に通じる吸気管内の流速を４０ｍ／ｓとすると、０．６４ｍの直線距離を確保できれば蒸発が完了する。従って、吸気管内で蒸気が飽和するまで冷却するには、設備の規模に起因する制約から考慮して、２００μｍ程度の粒子径とすることが、粒子径を選択する際の一つの目安になる。

本発明の水噴射式圧縮機は、例えば電子部品の製造において洗浄水を昇圧するための圧縮機、工具を作動させる動力源としての空気を圧縮するための圧縮機、化学プラントにおける例えばフロンの圧縮機、溶射機に供給する圧縮空気を得るための圧縮機等、各種産業分野の製造装置やプラントで使用されている圧縮機に適用することができる。

また、本発明の水噴射式圧縮機は、上記実施形態ではスクリュー圧縮機を例に取り説明したが、断熱圧縮を工程に含むすべての圧縮機に適用できる。例えば、レシプロ圧縮機や軸流圧縮機などに適用することができる。

本発明に係る水噴射式圧縮機の原理を説明するための液滴温度−飽和蒸気圧グラフである。 本発明に係る水噴射式圧縮機の原理を説明するための液滴温度−蒸気濃度グラフである。 吐出ガス湿度と仕事率／噴霧流量との関係を示したグラフである。 吐出ガス湿度と吐出側温度／ポリトロープ指数の関係を示したグラフである。 吐出ガス湿度と蒸発時間／圧縮仕事削減率の関係を示したグラフである。 粒子径７０μｍの冷却水を使用した場合の吐出ガス湿度と蒸発時間／圧縮仕事削減率との関係を示すグラフである。 粒子径３０μｍの冷却水を使用した場合の図６相当図である。 粒子径１０μｍの冷却水を使用した場合の図６相当図である。 冷却水温度と圧縮仕事削減率の関係を示したグラフである。 本発明に係る空気圧縮用水噴射式圧縮機の第一の形態を示す構成図である。 本発明に係る空気圧縮用水噴射式圧縮機の第二の形態を示す構成図である。 本発明に係る空気圧縮用水噴射式圧縮機の第三の形態を示す構成図である。 本発明に係る空気圧縮用水噴射式圧縮機の第四の形態を示す構成図である。 本発明に係る空気圧縮用水噴射式圧縮機の第五の形態を示す構成図である。 本発明に係る蒸気圧縮用水噴射式圧縮機について吐出側温度とポリトロープ指数を示したグラフである。 本発明に係る蒸気圧縮用水噴射式圧縮機について圧縮仕事率を示したグラフである。 噴射水粒子径５０μｍにおける蒸発時間と単位質量蒸気圧圧縮仕事削減率を示したグラフである。 噴射水粒子径７０μｍにおける蒸発時間と単位質量蒸気圧圧縮仕事削減率を示したグラフである。 噴射水粒子径９０μｍにおける蒸発時間と単位質量蒸気圧圧縮仕事削減率を示したグラフである。 噴射水粒子径１１０μｍにおける蒸発時間と単位質量蒸気圧圧縮仕事削減率を示したグラフである。 噴射水粒子径に対する圧縮動力削減率及び吐出ガス温度の関係を示すグラフである。 噴射水粒子径と吸気側蒸発時間を示すグラフである。 従来の圧縮機における断熱圧縮と等温圧縮を説明するためのグラフである。

符号の説明

１ 水噴射式圧縮機（圧縮機）
２ 圧縮機本体
２ａ 雄スクリューロータ
２ｂ 雌スクリューロータ
２ｃ ケーシング
２ｄ 駆動軸
２ｅ 従動軸
３ ヘッダー（給水手段）
３ａ〜３ｅ 給水管
４ 冷却水供給配管
５ 加熱器（加熱手段）
６ 交流電源
７ 吸気管
１０ 水噴射式圧縮機
１１ 冷却部
２０ 水噴射式圧縮機
２２ 熱交換器
３０ 水噴射式圧縮機
４０ 水噴射式圧縮機

Claims (6)

1. 圧縮機のケーシング内に噴射する水を加熱する加熱手段と、
   加熱された水を、その加熱温度の飽和蒸気圧以上の圧力で、上記圧縮機の吸気管内及び上記ケーシング内の少なくともいずれか一方に噴射する給水手段と、を備え、
   上記加熱手段として上記ケーシングを冷却するケーシング冷却装置を有し、このケーシング冷却装置に導入され昇温した冷却水を上記加熱された水として使用するように構成されていることを特徴とする水噴射式圧縮機。
2. 上記ケーシング冷却装置からの上記昇温した冷却水を、さらに加熱する加熱器が設けられている請求項１に記載の水噴射式圧縮機。
3. 上記水噴射式圧縮機が、一対の雄スクリューロータと雌スクリューロータが噛み合わされた状態で上記ケーシング内に収納されているスクリュー圧縮機から構成されている請求項１に記載の水噴射式圧縮機。
4. 上記給水手段として、ヘッダーから分岐された複数の給水管を有し、一部の給水管は上記吸気管と接続されてその吸気管内に上記加熱された水を噴射し、残りの給水管は上記雄スクリューロータと上記雌スクリューロータとの間に形成される圧縮作動室に対し複数箇所から上記加熱された水を噴射するように構成されている請求項３に記載の水噴射式圧縮機。
5. 加熱された水を、その加熱温度の飽和蒸気圧以上の圧力で、圧縮機の吸気管内及びケーシング内の少なくともいずれか一方に噴射する水噴射式圧縮機の駆動方法において、
   上記圧縮機の吸入空気が飽和するまで上記吸気管内に上記加熱された水を噴射し、この飽和吸入空気を用い、上記ケーシング内で圧縮された空気をさらに飽和させるのに必要な量の上記加熱された水を上記ケーシング内に噴射することを特徴とする水噴射式圧縮機の駆動方法。
6. 上記圧縮機の吸気管に蒸気を導入し、上記加熱された水を上記吸気管内および上記ケーシング内のそれぞれに噴射する請求項５記載の水噴射式圧縮機の駆動方法。