JP5963970B2 - 冷凍装置 - Google Patents

Description

本発明は、−８０℃等の極低温を達成する冷凍装置、特に、二酸化炭素（Ｒ７４４）を含む冷媒組成物を使用する冷凍装置に関する。

従来より庫内を−８０℃等の極低温に冷却可能な冷凍装置では、例えば、沸点が−８８．８℃のエタン（Ｒ１７０）や、沸点が−８５．７℃のＲ５０８Ａ（トリフルオロメタン（Ｒ２３）を３９質量％、ヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）を６１質量％混合した共沸混合物）や、沸点が−８６．９℃のＲ５０８Ｂ（トリフルオロメタン（Ｒ２３）を４６質量％、ヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）を５４質量％混合した共沸混合物）等の沸点の低い冷媒が使用されている（例えば、特許文献１参照）。

また、地球温暖化係数（Ｇｌｏｂａｌ−ｗａｒｍｉｎｇ ｐｏｔｅｎｔｉａｌ：以下、ＧＷＰと称する）や可燃性を低くする目的で、上述の主冷媒に二酸化炭素（Ｒ７４４、ＧＷＰ＝１）を混合することも提案されている。更に、係る二酸化炭素（Ｒ７４４）は熱伝導率が高く、また、二酸化炭素（Ｒ７４４）を混合することで圧縮機に吸い込まれる冷媒の密度が上昇し、循環量が増加する等の作用から、上述した主冷媒との混合により、冷凍能力の向上も期待できる。

また、この種冷凍装置では、最終段の蒸発器から圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管と蒸発器に向かうキャピラリチューブとで二重管を構成し、両者を熱交換させることで性能の改善を図っていた（例えば、特許文献２参照）。

特許第３２４４２９６号公報 特開２０１１−１１２３５１号公報

ここで、二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点は−７８．４℃であり、主冷媒であるエタン（Ｒ１７０）等と比較して高く、最終の蒸発器内でも蒸発しにくい。そのため、蒸発器を出る冷媒は二酸化炭素（Ｒ７４４）の比率が非常に高いものとなり、且つ、−８０℃等の極低温となる。他方、上述した二重管部分ではどうしても圧力損失が生じ易いため、この部分で二酸化炭素（Ｒ７４４）が固化してしまい、ドライアイスとなって冷媒回路の配管中に詰まる状態が発生する。

そして、このドライアイスにより冷媒回路内の冷媒循環が阻害され、庫内温度が急激に上昇してしまうという問題が生じていた。

本発明は、係る従来の技術的課題を解決するために成されたものであり、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化による不都合の発生を効果的に解消することができる冷凍装置を提供することを目的とする。

上記課題を解決するために、本発明の冷凍装置は、圧縮機から吐出された冷媒を凝縮した後、キャピラリチューブで減圧し、蒸発器にて蒸発させて冷凍効果を発揮する冷媒回路を備え、この冷媒回路中の冷媒として、沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の極低温域の第１冷媒と、二酸化炭素（Ｒ７４４）とを含む混合冷媒を封入し、蒸発器から圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を加熱するヒータを設けたことを特徴とする。

請求項２の発明の冷凍装置は、上記発明において蒸発器から圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を、主管と、この主管の両端にそれぞれ接続された接続配管とから構成し、キャピラリチューブを主管内に挿入し、両端の接続配管から引き出すことで二重管構造体とすると共に、ヒータが二重管構造体の少なくとも一部を加熱することを特徴とする。

請求項３の発明の冷凍装置は、上記各発明において混合冷媒は、二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度においてこの二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性を有する第２冷媒をさらに含むことを特徴とする。

請求項４の発明の冷凍装置は、圧縮機から吐出された冷媒を凝縮した後、キャピラリチューブで減圧し、蒸発器にて蒸発させて冷凍効果を発揮する冷媒回路を備え、蒸発器から圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を、主管と、この主管の両端にそれぞれ接続された接続配管とから構成し、キャピラリチューブを主管内に挿入し、両端の接続配管から引き出すことで二重管構造体とすると共に、冷媒回路中の冷媒として、沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の極低温域の第１冷媒と、二酸化炭素（Ｒ７４４）と、この二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度においてこの二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性を有する第２冷媒とを含む混合冷媒を封入したことを特徴とする。

請求項５の発明の冷凍装置は、上記発明において二重管構造体の少なくとも一部を加熱するヒータを設けたことを特徴とする。

請求項６の発明の冷凍装置は、請求項２、請求項３又は請求項５のうちの何れかの発明において、ヒータの通電を制御する制御手段を備え、この制御手段は、二重管構造体の温度が所定値以下に低下した場合、ヒータに通電することを特徴とする。

請求項７の発明の冷凍装置は、上記発明において制御手段は、二重管構造体の温度が所定値以下に低下し、且つ、冷凍効果で冷却される対象の温度が設定値に対して上昇した場合、ヒータに通電することを特徴とする。

請求項８の発明の冷凍装置は、請求項２、請求項３、請求項５乃至請求項７のうちの何れかの発明において、高温側冷媒回路と、低温側冷媒回路とを備え、高温側冷媒回路の蒸発器と低温側冷媒回路の凝縮器とでカスケード熱交換器が構成され、低温側冷媒回路に二重管構造体が設けられ、低温側冷媒回路に、混合冷媒が封入され、又は、それに加えてヒータが設けられていることを特徴とする。

請求項９の発明の冷凍装置は、請求項２乃至請求項８のうちの何れかの発明において、接続配管は、圧力損失が生じ易い形状を呈していることを特徴とする。

請求項１０の発明の冷凍装置は、上記発明において接続配管は、Ｔ字管であることを特徴とする。

本発明によれば、圧縮機から吐出された冷媒を凝縮した後、キャピラリチューブで減圧し、蒸発器にて蒸発させて冷凍効果を発揮する冷媒回路を備えたものであって、冷媒回路の冷媒として、沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の極低温域の第１冷媒と、二酸化炭素（Ｒ７４４）とを含む混合冷媒を封入し、吸込配管の少なくとも一部を加熱するヒータを設け、それに加えて、或いは、それに代えて二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高い第２冷媒をさらに混合冷媒に含めたので、請求項２や請求項４の如く蒸発器から圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を、主管と、この主管の両端にそれぞれ接続された接続配管とから構成し、キャピラリチューブを主管内に挿入し、両端の接続配管から引き出し、この接続配管を請求項９や請求項１０の発明の如く圧力損失が生じ易いＴ字管等から構成した二重管構造体を備えた冷凍装置において、当該部分に生じる二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を解消し、安定した冷凍効果を発揮させることが可能となる。

特に、請求項６の発明の如くヒータの通電を制御する制御手段を備え、この制御手段が、二重管構造体の温度が所定値以下に低下した場合、ヒータに通電し、又は、請求項７の発明の如く制御手段が、二重管構造体の温度が所定値以下に低下し、且つ、冷凍効果で冷却される対象の温度が設定値に対して上昇した場合、ヒータに通電することにより、ヒータによる二重管構造体の加熱を的確に制御することができるようになる。

そして、本発明は請求項８の発明の如く高温側冷媒回路と、低温側冷媒回路とを備え、高温側冷媒回路の蒸発器と低温側冷媒回路の凝縮器とでカスケード熱交換器が構成され、低温側冷媒回路に二重管構造体が設けられた冷凍装置において、低温側冷媒回路に混合冷媒が封入し、又は、それに加えてヒータを設けることで特に有効となる。

本発明の一実施例の冷凍装置の冷媒回路図である。 図１の冷凍装置の二重管構造体部分の外観図である。 実施例で使用する冷媒の特性を説明する図である。 エタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）とジフロロメタン（Ｒ３２）を含む冷媒組成物における各冷媒組成に対する庫内温度と図１の低温側冷媒回路の蒸発器入口温度の変化を示す図である。 図４の冷媒組成物における二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化とそれを解消するジフロロメタン（Ｒ３２）の作用を説明する図である。 エタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）と１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を含む冷媒組成物における各冷媒組成に対する庫内温度と図１の低温側冷媒回路の蒸発器入口温度の変化を示す図である。 ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）と二酸化炭素（Ｒ７４４）とジフロロメタン（Ｒ３２）を含む冷媒組成物における各冷媒組成に対する庫内温度と図１の低温側冷媒回路の蒸発器入口温度の変化を示す図である。 図１の冷凍装置の他の実施例の二重管構造体部分の外観図である。 本発明を適用した一実施例の超低温貯蔵庫の背面図である。

以下、本発明の実施の形態について、詳細に説明する。

（１）冷凍装置Ｒ
図１は、図９に例示する実施例の超低温貯蔵庫ＤＦの貯蔵室ＣＢ内を−８０℃以下の温度（庫内温度）、例えば−８５℃乃至−８６℃の極低温に冷却する実施例の冷凍装置Ｒの冷媒回路図である。尚、冷凍装置Ｒの冷媒回路を構成する圧縮機１、２等は超低温貯蔵庫ＤＦの断熱箱体ＩＢの下部に位置する機械室ＭＣに設置されており、蒸発器（冷媒配管）３は、断熱箱体ＩＢの内箱ＩＬの断熱材Ｉ側の周面に交熱的に取り付けられているものとする。

（１−１）高温側冷媒回路４
本実施例の冷凍装置Ｒの冷媒回路は、多元（二元）単段の冷媒回路として、それぞれ独立した冷媒閉回路を構成する高温側冷媒回路４と低温側冷媒回路６により構成されている。高温側冷媒回路４を構成する圧縮機１は、一相若しくは三相交流電源を用いる電動圧縮機である。この圧縮機１で圧縮された冷媒は、圧縮機１の吐出側に接続された冷媒吐出管７に吐出される。この冷媒吐出管７は、補助凝縮器（プレコンデンサ）８に接続される。この補助凝縮器８は前記貯蔵室ＣＢの開口縁を加熱して露付きを防止するためのフレームパイプ９に接続される。

フレームパイプ９を出た冷媒配管は、一旦、圧縮機１のオイルクーラ１１に接続された後、次に低温側冷媒回路６を構成する圧縮機２のオイルクーラ１２に接続された後、凝縮器（コンデンサ）１３に接続される。そして、凝縮器１３を出た冷媒配管は、高温側デハイドレータ（ドライコア）１４及びキャピラリチューブ１６に接続される。デハイドレータ１４は、高温側冷媒回路４内の水分を除去するための水分除去手段である。また、キャピラリーチューブ１６は、カスケード熱交換器１７の高温側蒸発器１９から出て圧縮機１に戻る吸込配管１８の一部（１８Ａ）内に挿通されている。

具体的には、蒸発器１９の出口側の吸込配管１８の一部である配管１８Ａ内に、キャピラリチューブ１６を挿通して二重管構造を構成している。係る二重管構造により、当該二重管２１（以下、二重管構造体と称する）の内側となるキャピラリチューブ１６を流れる冷媒と、その外側となる配管１８Ａを流れる蒸発器１９からの冷媒とが熱交換可能に構成されている。

このように、キャピラリチューブ１６を吸込配管１８（配管１８Ａ）内に挿通して二重管構造体２１とすることで、キャピラリチューブ１６内を通過する冷媒と吸込配管１８（配管１８Ａ）内を通過する冷媒とは、キャピラリチューブ１６の全周の壁面を伝達する熱伝導によって熱交換することとなる。これにより、従来の吸込配管の外周面にキャピラリチューブを添設した構造から比して、熱交換性能を格段に向上させることができるようになる。

更に、二重管構造体２１の配管１８Ａの外周全体は図示しない断熱材により囲繞される。これにより、外部からの熱の影響を受け難くなり、配管１８Ａ内の冷媒とキャピラリチューブ１６内の冷媒との熱交換能力をより一層向上させることができるようになる。更にまた、二重管構造体２１の内側となるキャピラリーチューブ１６内と、当該キャピラリチューブ１６の外側の吸込配管１８（配管１８Ａ）内において、冷媒の流れが対向流となるように冷媒を流す。これにより、当該二重管構造体２１における熱交換能力をより一層改善することができるようになる。

また、キャピラリチューブ１６を出た冷媒配管は、低温側冷媒回路６の凝縮器２２と交熱的に設けられた高温側蒸発器１９に接続される。当該高温側蒸発器１９は、低温側冷媒回路６の凝縮器２２と共にカスケード熱交換器１７を構成している。そして、高温側蒸発器１９から出た吸込配管１８は、高温側ヘッダー２３、上記二重管構造体２１を順次経て圧縮機１の吸込側に接続される。

（１−２）高温側冷媒回路４の冷媒
当該高温側冷媒回路４内には、ジフロロメタン（Ｒ３２）／ペンタフロロエタン（Ｒ１２５）／１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）共沸混合物（Ｒ４０７Ｄ）、或いは、ペンタフロロエタン（Ｒ１２５）／１，１，１−トリフロロエタン（Ｒ１４３ａ）／１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）共沸混合物（Ｒ４０４Ａ）、或いは、ＧＷＰが１５００以下である冷媒組成物として、ジフロロメタン（Ｒ３２）、ペンタフロロエタン（Ｒ１２５）、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）、１，１，１−トリフロロエタン（Ｒ１４３ａ）の冷媒群に、１，１，１，２，３−ペンタフロロペンテン（ＨＦＯ−１２３４ｚｅ、ＧＷＰ６、沸点−１９℃）を含むフッ化炭化水素混合冷媒を含む混合冷媒、或いは、同様にＧＷＰが１５００以下である冷媒組成物として、ジフロロメタン（Ｒ３２）、ペンタフロロエタン（Ｒ１２５）、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）、１，１，１−トリフロロエタン（Ｒ１４３ａ）の冷媒群に、１，１，１，２−テトラフロロペンテン（ＨＦＯ−１２３４ｙｆ、ＧＷＰ４、沸点−２９．４℃）を含むフッ化炭化水素混合冷媒を含む混合冷媒が封入される。

沸点は大気圧で約−４０℃であり、この混合冷媒が補助凝縮器８、フレームパイプ９、及び、凝縮器１３にて凝縮し、キャピラリチューブ１６にて減圧されてカスケード熱交換器１７を構成する高温側蒸発器１９に流入して蒸発する。これにより、カスケード熱交換器１７は−３６℃程となる。

（１−３）高温側冷媒回路４の冷媒の流れ
図１において、破線矢印は高温側冷媒回路４を循環する冷媒の流れを示している。即ち、圧縮機１から吐出された高温ガス状冷媒は、冷媒吐出管７を介して密閉容器から吐出され、補助凝縮器８、フレームパイプ９にて放熱した後、再度密閉容器内に戻りオイルクーラ１１を通過する。これにより、密閉容器内を温度低下した冷媒により冷却することができる。そして、係る高温ガス状冷媒は、低温側冷媒回路６の圧縮機２のオイルクーラ１２、凝縮器１３にて凝縮されて放熱液化した後、デハイドレータ１４で含有する水分が除去され、二重管構造体２１のキャピラリチューブ１６に流入する。

ここで、キャピラリチューブ１６において、冷媒は当該キャピラリチューブ１６の全周に設けられた吸込配管１８（配管１８Ａ）内を通過する冷媒と、キャピラリチューブ１６の全周の壁面を伝達する熱伝導によって熱交換して、更に温度低下しながら減圧されて、蒸発器１９に流入する。そして、蒸発器１９において前記冷媒がカスケード熱交換器１７の凝縮器２２内を流れる冷媒から吸熱することにより蒸発する。これにより、凝縮器２２内を流れる冷媒が冷却される。

そして、蒸発器１９にて蒸発した冷媒は、その後、吸込配管１８を介して当該高温側蒸発器１９から出て、高温側ヘッダー２３を経て二重管構造体２１内に流入し、前述したキャピラリチューブ１６内を流れる冷媒と熱交換した後、圧縮機１に帰還する。

（１−４）低温側冷媒回路６
他方、低温側冷媒回路６を構成する圧縮機２は、高温側冷媒回路４の圧縮機１と同様に一相若しくは三相交流電源を用いる電動圧縮機である。この圧縮機２の冷媒吐出管２６は、内部熱交換器２７に至る。この内部熱交換器２７は、圧縮機２で圧縮され、キャピラリチューブ２８に向かう途中の高圧側冷媒と蒸発器３にて蒸発し、圧縮機２に戻る途中の低圧側冷媒とを熱交換するための熱交換器である。

内部熱交換器２７を経た高圧側の冷媒配管は、凝縮器２２に接続される。当該凝縮器２２は、前述したように高温側冷媒回路４の高温側蒸発器１９と共にカスケード熱交換器１７を構成している。凝縮器２２から出た冷媒配管は、低温側デハイドレータ（ドライコア）３１及びキャピラリチューブ２８に接続される。デハイドレータ３１は、低温側冷媒回路６内の水分を除去するための水分除去手段である。また、キャピラリチューブ２８は、蒸発器３から出て圧縮機２に戻る吸込配管３２の一部である後述する二重管構造体３３の主管３４内に挿通されている。

（１−５）二重管構造体３３の構造
具体的な構造が図２に示されている。即ち、蒸発器３の出口側であって、且つ、内部熱交換器２７の上流側に位置する吸込配管３２の一部（蒸発器３の直後）である主管３４内に、キャピラリチューブ２８を挿通して図２に示すように二重管構造体３３を構成している。係る二重管構造により、二重管構造体３３の内側となるキャピラリチューブ２８を流れる冷媒と、その外側となる主管３４を流れる蒸発器３からの冷媒とが熱交換可能に構成されている。

次に、この二重管構造体３３の製造手順の実施例を説明する（尚、前述した二重管構造体２１も同様である）。先ず、キャピラリチューブ２８に比較して大径となる直管状の主管３４内に直管状のキャピラリチューブ２８を挿通して二重管とする。次に、係る二重管を螺旋状に複数段巻回する。このとき、主管３４の軸の中心と、キャピラリチューブ２８の軸の中心とがなるべく一致するように巻回して、螺旋状の二重管を形成する。これにより、主管３４の内壁面とキャピラリチューブ２８の外壁面との間に、できるだけ一貫して均一な隙間を構成する。このように、二重管を複数段螺旋状に巻回して、螺旋状の二重管構造とすることで、キャピラリーチューブ２８の長さを十分に確保し、且つ、係る二重管構造体３３の熱交換部分を十分に確保しながら、小型化を図ることが可能となる。

次に、主管３４の両端に、実施例ではＴ字管の一方の側端３６Ａに端管３７の一端を溶接して成る接続配管３６の他方の側端３６Ｂを溶接して取り付け、接続配管３６の端管３７の他端の開口からキャピラリチューブ２８の端部をそれぞれ引き出した後、当該端管３７の他端を溶接してシールする。更に、一方の接続配管３６のＴ字管の下端３６Ｃに蒸発器３の出口側に接続された吸込配管３２を接続して、この接続部を溶接する。同様に、主管３４の他端に取り付けられた接続配管３６のＴ字管の下端３６Ｃに内部熱交換器２７に至る吸込配管３２を接続して、この接続部を溶接する。そして、係る二重管構造体３３の外周を図示しない断熱材により囲繞する。

このように、キャピラリチューブ２８を吸込配管３２（主管３４及び接続配管３６）内に挿通して二重管構造体３３とすることで、キャピラリチューブ２８内を通過する冷媒と吸込配管３２（主管３４）内を通過する冷媒とは、キャピラリチューブ２８の全周の壁面を伝達する熱伝導によって熱交換することとなる。これにより、吸込配管の外周面にキャピラリチューブを添設した構造から比して、熱交換性能を格段に向上させることができるようになる。

更に、二重管構造体３３の外周全体を断熱材により囲繞することで、外部からの熱の影響を受け難くなり、主管３４内の冷媒とキャピラリチューブ２８内の冷媒との熱交換能力をより一層向上させることができるようになる。更にまた、二重管構造体３３の内側となるキャピラリーチューブ２８内と、当該キャピラリチューブ２８の外側の吸込配管３２（主管３４）内において、冷媒の流れが対向流となるように冷媒を流す。これにより、当該二重管構造体３３における熱交換能力をより一層改善することができるようになる。

係る二重管構造体３３は、図９に示す如く超低温貯蔵庫ＤＦの内箱ＩＬの背面側となる断熱材Ｉ内に収納される。尚、図９では二重管構造体３３を囲繞する断熱材は示していない。また、図９に示すＩＳは、前述したカスケード熱交換器１７等を断熱材で囲繞して成る断熱構造体であり、二重管構造体３３に隣接して内箱ＩＬの背面側の断熱材Ｉ内に収納される。一方、当該二重管構造体３３を出た吸込配管３２は、内部熱交換器２７を経て圧縮機２の吸込側に接続される。

（１−６）低温側冷媒回路６の冷媒組成物
当該低温側冷媒回路６内には、実施例では第１冷媒（主冷媒）としてのエタン（Ｒ１７０）と、これに混合される冷媒としての二酸化炭素（Ｒ７４４）、及び、ジフロロメタン（Ｒ３２）を含む混合冷媒を封入する。各冷媒の沸点及びＧＷＰは図３に示されている。エタン（Ｒ１７０）の沸点は−８８．８℃、ＧＷＰは３、二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点は−７８．４℃、ＧＷＰは１、ジフロロメタン（Ｒ３２）の沸点は−５１．７℃、ＧＷＰは６５０であり、これらを混合した冷媒組成物の沸点は、二酸化炭素（Ｒ７４４）による冷凍能力向上も寄与して−８６℃以下となる。

二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点は−７８．４℃であるため、−８５℃〜−８６℃の蒸発温度を目的とする蒸発器３での冷却作用には直接には寄与しないが、ＧＷＰが１であるため、この二酸化炭素（Ｒ７４４）を混合することにより、低温側冷媒回路６に封入される冷媒のＧＷＰを低下させることができる。また、熱伝導率が向上することにより、冷凍能力を向上させることが可能となると共に、圧縮機２に吸い込まれる冷媒の密度が高くなると共に、第１冷媒であるエタン（Ｒ１７０）との共沸効果も期待できることから、尚一層の冷凍能力の改善を図ることができるようになる。また、第１冷媒が可燃性の場合、不燃化への効果も期待できる。また、ジフロロメタン（Ｒ３２）は二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度において当該二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高い冷媒（第２冷媒）である。

（１−７）低温側冷媒回路６の冷媒の流れ
図１において、実線矢印は低温側冷媒回路６を循環する冷媒の流れを示している。具体的に当該低温側冷媒回路６における冷媒の流れを説明すると、圧縮機２から吐出された高温ガス状冷媒は、冷媒吐出管２６を介して密閉容器から吐出され、内部熱交換器２７、凝縮器２２にて凝縮されて放熱液化した後、低温側デハイドレータ３１で含有する水分が除去され、キャピラリチューブ２８に流入する。

ここで、キャピラリチューブ２８において、冷媒は当該キャピラリチューブ２８の全周に設けられた吸込配管３２（主管３４）内を通過する冷媒と、キャピラリチューブ２８の全周の壁面を伝達する熱伝導によって熱交換して、更に温度低下しながら減圧されて蒸発器３に流入する。そして、蒸発器３において第１冷媒であるエタン（Ｒ１７０）が周囲から熱を奪って蒸発する。このとき、第１冷媒のエタン（Ｒ１７０）が蒸発器３で蒸発することにより、冷却作用を発揮して、この蒸発器３の周囲を−８８℃〜−９０℃という極低温に冷却する。前述したように蒸発器（冷媒配管）３は断熱箱体ＩＢの内箱ＩＬの断熱材Ｉ側に沿って交熱的に巻回して構成されているので、係る蒸発器３の冷却により、超低温貯蔵庫ＤＦの貯蔵室ＣＢ内を、−８０℃以下の庫内温度とすることが可能となる。そして、蒸発器３にて蒸発した冷媒は、その後、吸込配管３２を介して蒸発器３から出て、前述した二重管構造体３３、内部熱交換器２７を経て圧縮機２に帰還する。

このように、蒸発器３から圧縮機２に帰還する冷媒が通過する吸込配管３２（主管３４）内に、キャピラリチューブ２８を挿通して二重管構造体３３とすることで、主管３４内の冷媒とキャピラリチューブ２８内の冷媒との熱交換効率を向上させて、性能の改善を図ることができる。特に、キャピラリチューブ２８を蒸発器３から出た直後の吸込配管３２の主管３４内に挿通して二重管構造体３３とし、キャピラリチューブ２８の全周の壁面を伝達する熱伝導によって熱交換可能に構成することで、蒸発器３からの帰還冷媒によって、最も沸点の低いエタン（Ｒ１７０）が効率的に冷却されることとなり、性能の著しい向上を図ることができる。従って、本実施例のような超低温貯蔵庫ＤＦでは、特に有効である。

更に、キャピラリチューブ２８が挿通されて二重管構造体３３を断熱材にて囲繞することで、熱交換効率をより一層改善することができるようになる。更にまた、キャピラリチューブ２８内の冷媒の流れと、当該キャピラリチューブ２８の外側の主管３４内を通過する冷媒の流れを対向流とすることで、更なる熱交換能力の改善を図ることができる。

更にまた、実施例では高温側冷媒回路４の減圧手段としてのキャピラリチューブ１６も低温側冷媒回路６のキャピラリチューブ２８と同様に二重管構造体２１とされ、係る二重管構造体２１が断熱材にて囲繞されている。更に、二重管構造体２１の内側となるキャピラリーチューブ１６内と、当該キャピラリチューブ１６の外側の吸込配管１８（配管１８Ａ）内において、冷媒の流れが対向流となる。これにより、蒸発器１９からの帰還冷媒によって、キャピラリチューブ１６内の冷媒を効率的に冷却することができる。これにより、熱交換効率をより一層向上させて、更なる性能の改善を図ることができる。総じて、効率的に超低温貯蔵庫ＤＦの庫内（貯蔵室ＣＢ内）を所望の極低温に冷却可能な冷凍装置Ｒを実現することができる。

（２）低温側冷媒回路６での二酸化炭素のドライアイス化を解消する冷媒組成
ここで、前述した低温側冷媒回路６の二重管構造体３３では、Ｔ字管で構成される各接続配管３６の部分で、その形状に沿って冷媒の流通方向が略直角に変更されるかたちとなる（図１、図２にＸ１、Ｘ２で示す）。そのため、この接続配管３６を冷媒が通過する際、どうしても圧力損失が生じ易い。

他方、前述した如く二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点は−７８．４℃であり、第１冷媒であるエタン（Ｒ１７０）と比較して高く、最終の蒸発器３内でも蒸発せずに液体、或いは、湿り蒸気として吸込配管３２に出てくることになる。そのため、蒸発器３を出た冷媒は二酸化炭素（Ｒ７４４）の比率が非常に高く、且つ、−８５℃以下の極低温のものとなるため、二酸化炭素の特性上、ドライアイス化する可能性がある。

このような状態の冷媒が低温側冷媒回路６の二重管構造体３３に至り、前述した圧力損失が生じ易い箇所Ｘ１、Ｘ２において、二酸化炭素（Ｒ７４４）が固化し、ドライアイスとなった場合、Ｘ１やＸ２で示す接続配管３６中に詰まり、冷媒循環が阻害される状態に至る。

（２−１）エタン（Ｒ１７０）＋二酸化炭素（Ｒ７４４）
図４は低温側冷媒回路６に封入される冷媒組成物の総重量に対する二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合（ｗｔ％）を段階的に変化させた場合の庫内温度（高さ方向の庫内中央の温度）１／２Ｈと蒸発器３の入口の温度（蒸発器入口温度）Ｅｖａ−Ｉｎの変化を示している（外気温度＋３０℃）。エタン（Ｒ１７０）が１００（ｗｔ％）のときに蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９１．２℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．０℃であった。そこに二酸化炭素（Ｒ７４４）を４．６（ｗｔ％）混合すると、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９２．２℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．１℃に下がり、更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を８．８（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．９℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．３℃に下がった。

更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１１．９（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．０℃に上昇するものの、庫内温度１／２Ｈは−８６．６℃に下がった。但し、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが上昇し始めていることから、前記接続配管３６で圧力損失が生じ易い箇所Ｘ１、Ｘ２にドライアイスが生成され始めているものと考えられる。

そして、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１５．４（ｗｔ％）まで増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎと庫内温度１／２Ｈが極めて不安定となって計測不可能となってしまった。即ち、二酸化炭素（Ｒ７４４）がドライアイス化して前記箇所Ｘ１、Ｘ２に詰まってしまい、冷媒が流れなくなり、或いは、流れが著しく阻害されていることを示している。この状態では庫内温度も急激に上昇することになる。

（２−２）ジフロロメタン（Ｒ３２）の添加
次に、係る組成、即ち、エタン（Ｒ１７０）が８４．６（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が１５．４（ｗｔ％）の組成に対して、ジフロロメタン（Ｒ３２）を３．１（ｗｔ％）混合した場合、各温度は安定して蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９１．２℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．８℃となった。これは接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２部分に詰まったドライアイスを、二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性が高いジフロロメタン（Ｒ３２）が溶かして除去したことを表している。このときの組成は、エタン（Ｒ１７０）が８１．９（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が１５．０（ｗｔ％）、ジフロロメタン（Ｒ３２）が３．１（ｗｔ％）である。総重量に対するエタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合が減少しているのは、ジフロロメタン（Ｒ３２）が入ったためである。

その後、ジフロロメタン（Ｒ３２）を６．１（ｗｔ％）に増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９１．９℃に下がり、庫内温度１／２Ｈも−８７．０℃に下がった。更に、ジフロロメタン（Ｒ３２）を８．９（ｗｔ％）に増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．２℃、庫内温度１／２Ｈも−８６．８℃となり、安定したことが分かる。

図５は上記エタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）とジフロロメタン（Ｒ３２）を含む冷媒組成物の割合に対する二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化とその解消の状況を纏めたものである。図５の横軸は総重量に対する二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合（ｗｔ％）、縦軸は蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎである。尚、図５の上段と下段は、外気温度、及び／又は、キャピラリチューブの条件を変えて得られた二つの実験結果をそれぞれプロットしたものである。図中に星印プロット（１４）、（１５）、（１６）で示す条件において、ジフロロメタン（Ｒ３２）を含まないエタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）の混合冷媒を使用した場合、ドライアイスの発生が実験で確認された。

また、図５中の各プロット（１）〜（６）は実施例の冷凍装置Ｒにエタン（Ｒ１７０）のみ、エタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）にジフロロメタン（Ｒ３２）を０（ｗｔ％）、３．１（ｗｔ％）、６．１（ｗｔ％）、８．９（ｗｔ％）、２３．６（ｗｔ％）添加した場合をそれぞれ示し、（７）〜（１３）は上記の如く条件を変えて冷凍装置Ｒにエタン（Ｒ１７０）のみ、エタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）にジフロロメタン（Ｒ３２）を０（ｗｔ％）、４．０（ｗｔ％）、１５．８（ｗｔ％）、１１．３（ｗｔ％）、１８．５（ｗｔ％）、２７．５（ｗｔ％）添加した場合をそれぞれ示している。

そして、図５中の実線Ｌ１がエタン（Ｒ１７０）に二酸化炭素（Ｒ７４４）を混合したときのドライアイスが発生しない限界を示しており、例えば、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが−９１℃の場合、二酸化炭素（Ｒ７４４）を１４（ｗｔ％）まで混合してもドライアイスが生じないことを意味している。この実線Ｌ１〜破線Ｌ２の範囲がドライアイスが発生する領域を示しており、上記蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが−９１℃の場合には、例えば二酸化炭素（Ｒ７４４）を１９ｗｔ％まで入れるとドライアイスが発生してしまうことを意味している。

また、実線Ｌ３がジフロロメタン（Ｒ３２）を８．９（ｗｔ％）添加してドライアイス化を解消し、庫内温度１／２Ｈ及び蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが安定した場合を示している。尚、ジフロロメタン（Ｒ３２）が入った分、上記蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが−９１℃の場合には、二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合は１６．４（ｗｔ％）程に低下する。

図４のジフロロメタン（Ｒ３２）を３．１（ｗｔ％）添加した場合が図５のプロット（３）、６．１（ｗｔ％）の場合が図５のプロット（４）、８．９（ｗｔ％）の場合が図５のプロット（５）である。ジフロロメタン（Ｒ３２）を添加しないとき、星印プロット（１４）であったものが、プロット（５）となって実線Ｌ３に移行し、ドライアイス化が防げたことを意味している。

図５の実線Ｌ４はジフロロメタン（Ｒ３２）を２３．６（ｗｔ％）まで入れてドライアイス化を解消し、庫内温度１／２Ｈ及び蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが安定した場合を示しており、この場合には、例えば蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが−９０．５℃のとき、二酸化炭素（Ｒ７４４）を２０（ｗｔ％）より多い２５（ｗｔ％）にまで混合可能（ドライアイス化しない）となる。即ち、ジフロロメタン（Ｒ３２）を添加しないとき、星印プロット（１５）であったものが、プロット（６）となって実線Ｌ４に移行し、ドライアイス化が防げたことを意味している。

参考までに別の実験結果として、下段の実線Ｌ５は、ジフロロメタン（Ｒ３２）を４．０（ｗｔ％）まで入れてドライアイス化を解消し、庫内温度１／２Ｈ及び蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが安定した場合を示し、Ｌ６は１８．５（ｗｔ％）、Ｌ７は２７．５（ｗｔ％）まで増やしてドライアイス化を解消し、庫内温度１／２Ｈ及び蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが安定した場合を示している。

即ち、ジフロロメタン（Ｒ３２）を添加しないとき、星印プロット（１６）であったものが、ジフロロメタン（Ｒ３２）を４．０（ｗｔ％）添加するとプロット（９）となって実線Ｌ５に移行し、ドライアイス化が防げたことを意味している。

このように、実施例ではエタン（Ｒ１７０）を第１冷媒とし、このエタン（Ｒ１７０）と、二酸化炭素（Ｒ７４４）と、この二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高いジフロロメタン（Ｒ３２）を含む冷媒組成としたので、このジフロロメタン（Ｒ３２）を上記のように二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を防止可能な割合で添加することにより、例えば二酸化炭素（Ｒ７４４）を総質量に対して２０％より多く加えた場合にも、低温側冷媒回路６の二重管構造体３３の圧力損失が生じ易い箇所Ｘ１やＸ２におけるドライアイスの発生を解消し、安定した冷凍効果を発揮させることが可能となる。

（３）エタン（Ｒ１７０）＋二酸化炭素（Ｒ７４４）＋１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）
次に、上記低温側冷媒回路６にエタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）に加えて、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を混合してドライアイス化を解消した場合を説明する。前述の実施例では二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高い冷媒（第２冷媒）としてジフロロメタン（Ｒ３２）を用いたが、この実施例の１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）も二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度において当該二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高い冷媒（第２冷媒）である。尚、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）の沸点は−２６．１℃、ＧＷＰは１３００である。また、不燃性でもあり、混合冷媒の不燃化の効果も期待できる。

図６は前述の図４の場合と同様に低温側冷媒回路６に封入される冷媒組成物の総重量に対する二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合（ｗｔ％）を変化させた場合の庫内温度１／２Ｈと蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎの変化を示している（同様に外気温度＋３０℃）。この実験ではエタン（Ｒ１７０）が１００（ｗｔ％）のときに蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９１．８℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．０℃であった。そこに二酸化炭素（Ｒ７４４）を４．６（ｗｔ％）混合すると、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．１℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．３℃に下がり、更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１０．３（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９４．０℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．８℃に下がった。

そして、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１４．８（ｗｔ％）まで増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎと庫内温度１／２Ｈが極めて不安定となって計測不可能となってしまった。即ち、二酸化炭素（Ｒ７４４）がドライアイス化して接続配管３６の前記箇所Ｘ１、Ｘ２に詰まってしまい、冷媒が流れなくなり、或いは、流れが著しく阻害されていることを示している。

（３−１）１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）の添加
次に、係る組成、即ち、エタン（Ｒ１７０）が８５．２（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が１４．８（ｗｔ％）の組成に対して、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を４．６（ｗｔ％）混合した場合、各温度は安定して蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９２．９℃、庫内温度１／２Ｈは−８６．５℃となった。これは接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２部分に詰まったドライアイスを、二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性が高い１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）が溶かして除去したことを表している。このときの組成は、エタン（Ｒ１７０）が８１．３（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が１４．１（ｗｔ％）、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）が４．６（ｗｔ％）である。総重量に対するエタン（Ｒ１７０）と二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合が減少しているのは、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）が４．６（ｗｔ％）が入ったためである。

その後、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を８．３（ｗｔ％）に増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．０℃に下がり、庫内温度１／２Ｈも−８６．４℃に下がった。更に、１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を１１．５（ｗｔ％）に増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９３．３℃、庫内温度１／２Ｈも−８６．４℃となり、安定したことが分かる。

このように、ジフロロメタン（Ｒ３２）の代わりに１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を添加した場合にも、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を極めて効果的に解消することができる。

（４）ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）＋二酸化炭素（Ｒ７４４）＋ジフロロメタン（Ｒ３２）
次に、上記低温側冷媒回路６にエタン（Ｒ１７０）の代わりに第１冷媒としてジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）を封入した場合について説明する。この場合の冷媒組成物は、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）と二酸化炭素（Ｒ７４４）とジフロロメタン（Ｒ３２）となり、この組成によって二酸化炭素のドライアイス化を解消した場合である。尚、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）の沸点は−８３．５℃、ＧＷＰは１０である。

図７は前述の図４、図６の場合と同様に低温側冷媒回路６に封入される冷媒組成物の総重量に対する二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合（ｗｔ％）を変化させた場合の庫内温度（高さ方向の中央の温度）１／２Ｈと蒸発器３の入口の温度（蒸発器入口温度）Ｅｖａ−Ｉｎの変化を示している。但し、これは外気温度、及び／又は、キャピラリチューブの条件を変えて得られたもう一つの実験結果であるが、同様の傾向を示している。

ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）が１００（ｗｔ％）のときに蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９５．２℃、蒸発器３の出口温度（蒸発器出口温度）Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９０．３℃、庫内温度１／２Ｈは−８８．０℃であった。そこに二酸化炭素（Ｒ７４４）を３．８（ｗｔ％）混合すると、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９７．０℃、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９１℃、庫内温度１／２Ｈは−８８．７℃に下がり、更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を７．９（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９８．３℃、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９１．６℃、庫内温度１／２Ｈは−８９．３℃に下がった。

更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１０．７（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９９．３℃、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９１．８℃、庫内温度１／２Ｈは−８９．６℃に下がり、更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１３．４（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９９．５℃、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９２．１℃、庫内温度１／２Ｈは−８９．８℃に下がった。

更に、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１６．３（ｗｔ％）に増やすと、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９２．２℃、庫内温度１／２Ｈは−９０．０℃に下がるものの、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９７．０℃に上昇した。この蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎが上昇し始めていることから、前記接続配管３６で圧力損失が生じ易い箇所Ｘ１、Ｘ２にドライアイスが生成され始めていることが分かる。

そして、混合する二酸化炭素（Ｒ７４４）を１８．８（ｗｔ％）や２０．８（ｗｔ％）まで増やしたとき、蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎと庫内温度１／２Ｈが極めて不安定となって計測不可能となってしまった。即ち、二酸化炭素（Ｒ７４４）がドライアイス化して前記箇所Ｘ１、Ｘ２に詰まってしまい、冷媒が流れなくなり、或いは、流れが著しく阻害されていることを示している。この状態では庫内温度も急激に上昇することになる。

（４−１）ジフロロメタン（Ｒ３２）の添加
次に、係る組成、即ち、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）が７９．２（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が２０．８（ｗｔ％）の組成に対して、ジフロロメタン（Ｒ３２）を１．１（ｗｔ％）混合した場合、各温度は安定して蒸発器入口温度Ｅｖａ−Ｉｎは−９１．６℃、蒸発器出口温度Ｅｖａ−Ｏｕｔは−９１．４℃、庫内温度１／２Ｈは−８９．３℃となった。これは接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２部分に詰まったドライアイスを、二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性が高いジフロロメタン（Ｒ３２）が溶かして除去したことを表している。このときの組成は、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）が７８．３（ｗｔ％）、二酸化炭素（Ｒ７４４）が２０．６（ｗｔ％）、ジフロロメタン（Ｒ３２）が１．１（ｗｔ％）である。総重量に対するジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）と二酸化炭素（Ｒ７４４）の割合が減少しているのは、ジフロロメタン（Ｒ３２）が入ったためである。

このように、第１冷媒としてエタン（Ｒ１７０）の代わりに、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）を使用した場合にも、ジフロロメタン（Ｒ３２）の添加により、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を極めて効果的に解消することができるものである。

尚、上記各実施例では沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の第１冷媒として、エタン（Ｒ１７０）とジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）を例に説明したが、それに限らず、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）とヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）との混合冷媒や、ジフルオロエチレン（Ｒ１１３２ａ）とエタン（Ｒ１７０）との混合冷媒でも有効である。

また、第１冷媒としてエタン（Ｒ１７０）とヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）の混合冷媒や、トリフルオロメタン（Ｒ２３）を３９質量％、ヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）を６１質量％混合した共沸混合物（Ｒ５０８Ａ、沸点−８５．７℃）や、トリフルオロメタン（Ｒ２３）を４６質量％、ヘキサフルオロエタン（Ｒ１１６）を５４質量％混合した共沸混合物（Ｒ５０８Ｂ、沸点−８６．９℃）を使用した場合にも本発明は効果的である。

また、上記各実施例では二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高い冷媒（第２冷媒）として、ジフロロメタン（Ｒ３２）と１，１，１，２−テトラフロロエタン（Ｒ１３４ａ）を例に説明したが、それに限らず、ｎ−ペンタン（Ｒ６００）やイソブタン（Ｒ６００ａ）、１，１，１，２，３−ペンタフロロペンテン（ＨＦＯ−１２３４ｚｅ）や、１，１，１，２−テトラフロロペンテン（ＨＦＯ−１２３４ｙｆ）も二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度において当該二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性が高いので、第２冷媒として採用可能である。上記各冷媒の沸点及びＧＷＰは図３に示されている。

次に、図８を用いて前記低温側冷媒回路６の二重管構造体３３の他の実施例について説明する。尚、この図において、図２中と同一符号で示すものは同一のものとする。この場合の実施例では、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化が発生する二重管構造体３３に電気ヒータ４１が取り付けられている。この電気ヒータ４１は、前述した圧力損失が生じ易い接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２に対応して巻装されている。

図中４２は超低温貯蔵庫ＤＦの運転制御を司る制御手段としてのコントローラであり、電気ヒータ４１はこのコントローラ４２の出力に接続されている。また、コントローラ４２の入力には、貯蔵室ＣＢ内（蒸発器３による冷凍効果で冷却される対象領域）の庫内温度を検出する庫内温度センサ４３と、二重管構造体３３の温度を検出する二重管構造体温度センサ４４の出力が接続されている。

そして、コントローラ４２は例えば二重管構造体温度センサ４４が検出する二重管構造体３３の温度が所定値以下に低下した場合、前記電気ヒータ４１に通電して二重管構造体３３の箇所Ｘ１、Ｘ２を加熱し、所定値と所定のディファレンシャルを存した上限値まで上昇した場合、電気ヒータ４１の通電を停止する。この所定値は、接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２の部分で二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化が発生する温度とされる。

このように、コントローラ４２により二重管構造体３３の温度がドライアイスが発生する所定値まで低下した場合、接続配管３６の箇所Ｘ１、Ｘ２を電気ヒータ４１で加熱するので、箇所Ｘ１、Ｘ２における二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を未然に回避し、或いは、発生したドライアイスを融解させることができるようになる。これにより、前述したジフロロメタン（Ｒ３２）の効果と相まって、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化に伴う不都合を極めて効果的に解消することが可能となる。

逆に、この実施例では前述したジフロロメタン（Ｒ３２）等の二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性が高い冷媒を添加しなくとも、二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を解消することが可能となる効果がある。

尚、上記実施例のように二重管構造体３３の温度のみならず、それに加えて、庫内温度センサ４３が検出する貯蔵室ＣＢの庫内温度が設定値に対して上昇（所定値）した場合に、電気ヒータ４１に通電するようにしてもよい（その後、庫内温度が設定値に低下した場合、若しくは、二重管構造体３３の温度が前記上限値まで上昇した場合には、通電を停止する）。それによって一層的確に二酸化炭素（Ｒ７４４）のドライアイス化を認識して、電気ヒータ４１への通電を的確に制御することができるようになる。

また、各実施例ではＴ字管により接続配管３６を構成したが、それに限らず、Ｙ字状やＬ字状等、圧力損失が生じ易い他の形状の接続配管の場合にも本発明は有効である。更に、実施例では所謂二元冷凍装置の低温側冷媒回路に本発明を適用したが、それに限らず、単元の冷凍装置にも適用可能である。更にまた、以上の各実施例で示した数値は、実験測定した超低温貯蔵庫ＤＦの場合の例示であり、その容量等に応じて適宜設定するとよい。

１、２ 圧縮機
３、１９ 蒸発器
４ 高温側冷媒回路
６ 低温側冷媒回路
１３、２２ 凝縮器
１６、２８ キャピラリチューブ
１７ カスケード熱交換器
３２ 吸込配管
３３ 二重管構造体
３４ 主管
３６ 接続配管
ＤＦ 超低温貯蔵庫
Ｒ 冷凍装置

Claims (10)

1. 圧縮機から吐出された冷媒を凝縮した後、キャピラリチューブで減圧し、蒸発器にて蒸発させて冷凍効果を発揮する冷媒回路を備え、
   該冷媒回路中の冷媒として、沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の極低温域の第１冷媒と、二酸化炭素（Ｒ７４４）とを含む混合冷媒を封入し、前記第１冷媒を前記蒸発器にて蒸発させることにより−８０℃以下の冷凍効果を発揮させると共に、
   前記蒸発器から前記圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を加熱することにより、前記吸込配管内において、前記二酸化炭素（Ｒ７４４）を液相又は気相に維持させる又は固化した前記二酸化炭素（Ｒ７４４）を融解させるヒータを設けたことを特徴とする冷凍装置。
2. 前記蒸発器から前記圧縮機に帰還する冷媒が通過する前記吸込配管の少なくとも一部を、主管と、該主管の両端にそれぞれ接続された接続配管とから構成し、前記キャピラリチューブを前記主管内に挿入し、両端の前記接続配管から引き出すことで二重管構造体とすると共に、前記ヒータが前記二重管構造体の少なくとも一部を加熱することを特徴とする請求項１に記載の冷凍装置。
3. 前記混合冷媒は、前記二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度において該二酸化炭素（Ｒ７４４）との溶解性を有する第２冷媒をさらに含むことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の冷凍装置。
4. 圧縮機から吐出された冷媒を凝縮した後、キャピラリチューブで減圧し、蒸発器にて蒸発させて冷凍効果を発揮する冷媒回路を備え、
   前記蒸発器から前記圧縮機に帰還する冷媒が通過する吸込配管の少なくとも一部を、主管と、該主管の両端にそれぞれ接続された接続配管とから構成し、前記キャピラリチューブを前記主管内に挿入し、両端の前記接続配管から引き出すことで二重管構造体とすると共に、
   前記冷媒回路中の冷媒として、沸点が−８９．０℃以上、−７８．１℃以下の極低温域の第１冷媒と、二酸化炭素（Ｒ７４４）と、該二酸化炭素（Ｒ７４４）の沸点より低い温度において該二酸化炭素（Ｒ７４４）と溶解性を有する第２冷媒とを含む混合冷媒を封入したことを特徴とする冷凍装置。
5. 前記二重管構造体の少なくとも一部を加熱するヒータを設けたことを特徴とする請求項４に記載の冷凍装置。
6. 前記ヒータの通電を制御する制御手段を備え、
   該制御手段は、前記二重管構造体の温度が所定値以下に低下した場合、前記ヒータに通電することを特徴とする請求項２又は請求項５に記載の冷凍装置。
7. 前記制御手段は、前記二重管構造体の温度が所定値以下に低下し、且つ、前記冷凍効果で冷却される対象の温度が設定値に対して上昇した場合、前記ヒータに通電することを特徴とする請求項６に記載の冷凍装置。
8. 高温側冷媒回路と、低温側冷媒回路とを備え、前記高温側冷媒回路の蒸発器と前記低温側冷媒回路の凝縮器とでカスケード熱交換器が構成され、前記低温側冷媒回路に前記二重管構造体が設けられ、
   前記低温側冷媒回路に、前記混合冷媒が封入され、又は、それに加えて前記ヒータが設けられていることを特徴とする請求項２、請求項５乃至請求項７のうちの何れかに記載の冷凍装置。
9. 前記接続配管は、圧力損失が生じ易い形状を呈していることを特徴とする請求項２、請求項４乃至請求項８のうちの何れかに記載の冷凍装置。
10. 前記接続配管は、Ｔ字管であることを特徴とする請求項９に記載の冷凍装置。

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