JP7472675B2 - エジェクタ - Google Patents

Description

本発明は、駆動側ノズル部から気液二相状態の流体を噴射するエジェクタに関する。

従来、エジェクタを備える冷凍サイクル装置であるエジェクタ式冷凍サイクルが知られている。

エジェクタ式冷凍サイクルでは、エジェクタの昇圧作用によって、圧縮機へ吸入される冷媒の圧力を、蒸発器における冷媒蒸発圧力よりも上昇させることができる。これにより、エジェクタ式冷凍サイクルでは、圧縮機の消費動力を低減させて、サイクルの成績係数（ＣＯＰ）を向上させている。従って、エジェクタ式冷凍サイクルのＣＯＰを向上させるためには、エジェクタの昇圧能力を向上させることが有効である。

これに対して、特許文献１には、エジェクタ式冷凍サイクルに適用されるエジェクタとして、噴射冷媒と吸引冷媒とを混合させる混合部の通路形状を、冷媒流れ方向に向かうに伴って通路断面積を拡大させる円錐台形状としたエジェクタが開示されている。これにより、特許文献１のエジェクタでは、混合部における冷媒のエネルギ損失を抑制して、ディフューザ部における冷媒の昇圧量を増加させようとしている。

また、特許文献２には、真空排気装置等に適用される産業用エゼクタ（以下、蒸気エジェクタと記載する。）では、衝撃波の圧力回復作用によって気相流体（具体的には、空気）を昇圧させることが記載されている。さらに、特許文献２には、蒸気エジェクタでは、衝撃波の最上流部における空気のマッハ数を低下させることで、衝撃波の圧力回復作用を高めることができると記載されている。

米国特許第９５６８２２０号明細書 特開昭５９－１５１０００号公報

ところが、特許文献１のエジェクタでは、冷媒通路の通路断面積が固定されている。このため、単に混合部の通路形状を円錐台形状にするだけでは、冷凍サイクル装置の負荷変動によらず、全ての運転条件において高い昇圧能力を得ることは難しい。

また、エジェクタ式冷凍サイクルに適用されるエジェクタでは、特許文献２の蒸気エジェクタと同様の手段を採用しても、衝撃波の圧力回復作用を高めて冷媒の昇圧量を増加できるとは限らない。

その理由は、蒸気エジェクタでは駆動側ノズル部から気相流体を噴射しており、冷凍サイクル装置に適用されるエジェクタでは、一般的に、駆動側ノズル部から気液二相冷媒を噴射するからである。そして、駆動側ノズル部から気相流体を噴射する蒸気エジェクタにおける衝撃波の発生態様と駆動側ノズル部から気液二相流体を噴射するエジェクタにおける衝撃波の発生態様は異なっているからである。

本発明は、上記点に鑑み、適用された冷凍サイクル装置の負荷変動によらず、衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮可能なエジェクタを提供することを目的とする。

上記目的を達成するため、請求項１に記載のエジェクタは、冷凍サイクル装置に適用されるエジェクタであって、駆動側ノズル部（３１）と、ボデー部（３２）と、を備える。

駆動側ノズル部は、駆動側冷媒を減圧して超音速となるまで加速させて、気液二相状態の駆動側噴射冷媒を噴射する。

ボデー部は、冷媒吸引口（３２１）、吸引側ノズル部（３２２）、混合部（３２３）、およびディフューザ部（３２４）を有する。冷媒吸引口は、吸引側冷媒を吸引する。吸引側ノズル部は、冷媒吸引口から吸引された吸引側冷媒を減圧して噴射する。混合部は、吸引側ノズル部から噴射された吸引側噴射冷媒と駆動側ノズル部から噴射された駆動側噴射冷媒とを混合させる。ディフューザ部は、混合部にて混合された混合冷媒の運動エネルギを圧力エネルギに変換する。

駆動側ノズル部は、冷媒流れ下流側に向かって外径を拡大させる形状の末広部（３１ｄ）を有している。駆動側ノズル部は、ボデー部の内部に形成された円柱状空間内に同軸上に配置されている。吸引側ノズル部の冷媒通路は、末広部の外周面とボデー部の内周面との間に断面円環状に形成されている。
駆動側ノズル部の駆動側噴射口（３１ｅ）と吸引側ノズル部の吸引側噴射口（３２２ａ）は、駆動側噴射冷媒の噴射方向と吸引側噴射冷媒の噴射方向が同等の方向となるように開口している。

さらに、駆動側噴射冷媒の圧力は、吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くなっており、混合部から流出してディフューザ部へ流入する混合冷媒は、中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が一致しているとともに、亜音速になっているエジェクタである。

これによれば、駆動側ノズル部（３１、１３１）にて減圧された駆動側噴射冷媒の冷媒圧力が、吸引側ノズル部（３２２）にて減圧された吸引側噴射冷媒の冷媒圧力よりも高くなっている。従って、冷凍サイクル装置の負荷変動によらず、駆動側ノズル部（３１、１３１）にて駆動側冷媒を不足膨張させて、混合部（３２３）内に確実に衝撃波を発生させることができる。その結果、混合部（３２３）にて、衝撃波の圧力回復作用によって混合冷媒を昇圧することができる。

さらに、混合部（３２３）から流出してディフューザ部（３２４）へ流入する混合冷媒の流速が亜音速になっている。このため、駆動側噴射冷媒によって生じる最初の衝撃波によって、混合部（３２３）内にエネルギ損失の原因となり得る疑似衝撃波が発生してしまっても、疑似衝撃波を速やかに消滅させることができる。

これに加えて、混合部（３２３）では、混合部（３２３）から流出してディフューザ部（３２４）へ流入する混合冷媒の中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が一致するように、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合している。従って、冷凍サイクル装置の負荷変動によって、疑似衝撃波の発生範囲が変化しても、疑似衝撃波を混合部（３２３）内で確実に消滅させることができる。

その結果、適用された冷凍サイクル装置の負荷変動によらず、衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮可能なエジェクタを提供することができる。

ここで、疑似衝撃波とは、後述する実施形態で説明するように、駆動側噴射冷媒によって生じる最初の衝撃波の下流側に膨張波が発生することによって、冷媒通路内の中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が異なる値となって、再び衝撃波が生じる現象である。

なお、この欄及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一例である。

第１実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの模式的な全体構成図である。 第１実施形態のエジェクタの軸方向断面図である。 疑似衝撃波を説明するための説明図である。 初期マッハ数と疑似衝撃波を消滅させるために必要な混合部距離との関係を示すグラフである。 ディフューザ部出口冷媒圧力の変化に対するエジェクタの内壁面側の圧力変化を示すグラフである。 運転条件ＯＰ１におけるエジェクタの疑似衝撃波の発生態様を模式的に示した説明図である。 運転条件ＯＰ２におけるエジェクタの疑似衝撃波の発生態様を模式的に示した説明図である。 運転条件ＯＰ３におけるエジェクタの疑似衝撃波の発生態様を模式的に示した説明図である。 運転条件ＯＰ４におけるエジェクタの疑似衝撃波の発生態様を模式的に示した説明図である。 第１実施形態のエジェクタの駆動ノズル部における膨張波の発生態様を説明するための説明図である。 第２実施形態のエジェクタの軸方向断面図である。 第３実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの模式的な全体構成図である。

以下に、図面を参照しながら本発明を実施するための複数の実施形態を説明する。各実施形態において先行する実施形態で説明した事項に対応する部分には同一の参照符号を付して重複する説明を省略する場合がある。各実施形態において構成の一部のみを説明している場合は、構成の他の部分については先行して説明した他の実施形態を適用することができる。各実施形態で具体的に組合せが可能であることを明示している部分同士の組合せばかりではなく、特に組合せに支障が生じなければ、明示していなくとも実施形態同士を部分的に組み合せることも可能である。

（第１実施形態）
図１～図１０を用いて、本発明の第１実施形態を説明する。本実施形態のエジェクタ１３は、図１に示すように、エジェクタ式冷凍サイクル１０に適用されている。エジェクタ式冷凍サイクル１０は、エジェクタを備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置である。エジェクタ式冷凍サイクル１０は、車両用空調装置に適用されており、空調対象空間である車室内へ送風される送風空気を冷却する。

エジェクタ式冷凍サイクル１０では、冷媒としてＨＦＯ系冷媒（具体的には、Ｒ１２３４ｙｆ）を採用している。エジェクタ式冷凍サイクル１０は、高圧側の冷媒圧力が冷媒の臨界圧力を超えない亜臨界冷凍サイクルを構成する。冷媒には、エジェクタ式冷凍サイクル１０の圧縮機１１を潤滑するための冷凍機油が混入されている。冷凍機油の一部は、冷媒とともにエジェクタ式冷凍サイクル１０を循環している。

圧縮機１１は、エジェクタ式冷凍サイクル１０において、冷媒を吸入し、圧縮して吐出する。圧縮機１１は、吐出容量が固定された固定容量型の圧縮機構を電動モータにて回転駆動する電動圧縮機である。圧縮機１１は、後述する制御装置２０から出力される制御信号によって、回転数（すなわち、冷媒吐出能力）が制御される。

圧縮機１１の吐出口には、放熱器１２の冷媒入口側が接続されている。放熱器１２は、圧縮機１１から吐出された高圧冷媒と冷却ファン１２ａにより送風される車室外空気（外気）とを熱交換させて、高圧冷媒を放熱させて凝縮させる放熱用熱交換器である。冷却ファン１２ａは、制御装置２０から出力される制御電圧によって回転数（すなわち、送風能力）が制御される電動式送風機である。

放熱器１２の冷媒出口には、エジェクタ１３の駆動側ノズル部３１の駆動側入口３１ａ側が接続されている。エジェクタ１３は、放熱器１２から流出した駆動側冷媒を減圧させる冷媒減圧部である。エジェクタ１３は、後述する蒸発器１６から流出した冷媒を吸引して輸送する冷媒輸送部でもある。さらに、エジェクタ１３は、内部へ流入した冷媒を昇圧させる冷媒昇圧部でもある。

エジェクタ１３の詳細構成については、図２等を用いて説明する。エジェクタ１３は、駆動側ノズル部３１およびボデー部３２を有している。

駆動側ノズル部３１は、駆動側冷媒を等エントロピ的に減圧して、超音速となるまで加速させた気液二相状態の駆動側噴射冷媒を、ボデー部３２の混合部３２３内へ噴射する。駆動側ノズル部の冷媒流れ最上流側には、放熱器１２から流出した高圧冷媒である駆動側冷媒を流入させる駆動側入口３１ａが形成されている。駆動側ノズル部３１の冷媒流れ最下流部には、駆動側噴射冷媒を噴射する駆動側噴射口３１ｅが形成されている。

駆動側ノズル部３１は、先細部３１ｂ、喉部３１ｃ、末広部３１ｄを有している。先細部３１ｂは、駆動側入口３１ａから流入した冷媒の通路断面積を冷媒流れ下流側に向かうに伴って縮小させる部位である。喉部３１ｃは、冷媒の通路断面積を最も縮小させる部位である。末広部３１ｄは、喉部３１ｃから駆動側噴射口３１ｅへ向かうに伴って冷媒の通路断面積を拡大させる部位である。つまり、エジェクタ１３では、駆動側ノズル部３１として、いわゆるラバールノズルが採用されている。

駆動側ノズル部３１は、金属製（本実施形態では、ステンレス製）の円筒状部材に塑性加工を施すことによって形成されている。駆動側ノズル部３１の先細部３１ｂおよび末広部３１ｄを形成する部位の厚みは、概ね一定になっている。このため、先細部３１ｂおよび末広部３１ｄの外観形状は、内部に形成された冷媒通路の形状と同様に変化している。もちろん、駆動側ノズル部３１は、ブロック状の金属部材に切削加工を施すことによって形成されていてもよい。

駆動側ノズル部３１の冷媒通路の形状は、駆動側噴射口３１ｅから噴射される駆動側噴射冷媒の流速が、気液二相冷媒の音速である二相音速以上となるように決定されている。さらに、駆動側ノズル部３１の冷媒通路内の気相冷媒の速度が、気相冷媒の音速である気相音速以下となるように決定されている。

具体的には、駆動側ノズル部３１の冷媒通路の形状は、以下数式Ｆ１を満足するように喉部面積Ａｎｚｔｈと駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔとの関係が決定されている。
１．３≦Ａｎｚｏｕｔ／Ａｎｚｔｈ≦１．５ …（Ｆ１）
ここで、喉部面積Ａｎｚｔｈは、喉部３１ｃの通路断面積である。駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔは、駆動側噴射口３１ｅの通路断面積である。

次に、ボデー部３２は、金属製（本実施形態では、アルミニウム製）の筒状部材で形成されている。ボデー部３２は、エジェクタ１３の外殻を形成している。駆動側ノズル部３１は、ボデー部３２の長手方向一端側の内部に圧入にて固定されている。駆動側ノズル部３１の中心軸とボデー部３２の中心軸は、同軸上に配置されている。ボデー部３２は、樹脂製の筒状部材で形成されていてもよい。

ボデー部３２は、冷媒吸引口３２１、吸引側ノズル部３２２、混合部３２３、およびディフューザ部３２４を有している。

冷媒吸引口３２１は、ボデー部３２の筒状側面に形成されている。冷媒吸引口３２１は、駆動側ノズル部３１から噴射された駆動側噴射冷媒の吸引作用によって、蒸発器１６から流出した吸引側冷媒をエジェクタ１３の内部へ吸引する貫通穴である。

冷媒吸引口３２１は、ボデー部３２の内部に形成された吸引空間３２１ａに連通している。吸引空間３２１ａは、ボデー部３２の内部に形成された円柱状空間内に、駆動側ノズル部３１の先細部３１ｂおよび末広部３１ｄが同軸上に配置されることによって形成される。従って、吸引空間３２１ａは、駆動側ノズル部３１の先細部３１ｂおよび末広部３１ｄの外周側に断面円環状に形成されている。

吸引側ノズル部３２２は、冷媒吸引口３２１を介して吸引空間３２１ａ内へ吸引された吸引側冷媒を減圧して混合部３２３内へ噴射する。吸引側ノズル部３２２は、ボデー部３２のうち、吸引空間３２１ａの下流部であって、駆動側ノズル部３１の末広部３１ｄの先端部の外周側に形成されている。このため、吸引側ノズル部３２２の冷媒通路は、末広部３１ｄの外周面とボデー部３２の内周面との間に断面円環状に形成されている。

前述の如く、駆動側ノズル部３１の末広部３１ｄの外周部は、内部の冷媒通路の形状と同様に、冷媒流れ下流側に向かうに伴って外径を拡大させる形状に形成されている。このため、吸引側ノズル部３２２の円環状の冷媒通路は、冷媒流れ下流側に向かうに伴って通路断面積が縮小する形状になる。つまり、エジェクタ１３では、実質的に、吸引側ノズル部３２２として、いわゆる先細ノズルが採用されている。

吸引側ノズル部３２２の吸引側噴射口３２２ａは、駆動側噴射口３１ｅの周囲に円環状に開口している。駆動側噴射口３１ｅと吸引側噴射口３２２ａは、同一平面上に開口している。吸引側噴射口３２２ａの外径は、混合部３２３の入口部の内径である混合部入口径Ｄｍｉｘと一致している。

このため、駆動側噴射口３１ｅと吸引側噴射口３２２ａは、駆動側噴射口３１ｅから噴射された直後の駆動側噴射冷媒と吸引側噴射口３２２ａから噴射された直後の吸引側噴射冷媒が略平行に流れるように開口している。換言すると、駆動側噴射口３１ｅと吸引側噴射口３２２ａは、噴射された直後の駆動側噴射冷媒の噴射方向と噴射された直後の吸引側噴射冷媒の噴射方向が同等の方向になるように開口している。

駆動側ノズル部３１の減圧性能および吸引側ノズル部３２２の減圧性能は、駆動側噴射口３１ｅから噴射された直後の駆動側噴射冷媒の圧力が、吸引側噴射口３２２ａから噴射された直後の吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くなるように決定されている。

具体的には、駆動側ノズル部３１の駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔと吸引側ノズル部３２２の吸引側噴射口面積Ａｓｎｏｕｔが、以下数式Ｆ２を満足するように決定されている。
２≦Ａｓｎｏｕｔ／Ａｎｚｏｕｔ≦４ …（Ｆ２）
ここで、吸引側噴射口面積Ａｓｎｏｕｔは、吸引側噴射口３２２ａの通路断面積である。

上記数式Ｆ２によれば、駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔが吸引側噴射口面積Ａｓｎｏｕｔよりも小さくなる。ところが、駆動側冷媒は、放熱器１２から流出した高圧冷媒であり、吸引側冷媒は、蒸発器１６から流出した低圧冷媒である。このため、数式Ｆ２を満足するように、吸引側噴射口面積Ａｓｎｏｕｔと駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔとを決定すれば、駆動側噴射冷媒の圧力を、吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くすることができる。

混合部３２３は、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させる混合空間３２３ａを形成する。混合部３２３は、ボデー部３２のうち、駆動側噴射口３１ｅおよび吸引側噴射口３２２ａの冷媒流れ下流側に配置されている。混合空間３２３ａは、冷媒流れ下流側に向かうに伴って、通路断面積を拡大させる略円錐台形状に形成されている。

混合部３２３では、混合部３２３から流出する混合冷媒の中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が一致するように、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させる。混合部３２３では、混合部３２３から流出する混合冷媒に圧力分布が生じておらず、一様の圧力となるように、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させる。さらに、混合部３２３では、混合部３２３から流出してディフューザ部３２４へ流入する気液二相状態の混合冷媒の流速が、亜音速となるように駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させる。

ここで、エジェクタ１３の混合部３２３よりも冷媒流れ下流側では、冷媒流れ下流側に向かうに伴って、通路断面積が縮小することがない。通路断面積が縮小しない。従って、混合部３２３にて、一様の圧力で亜音速となった気液二相状態の混合冷媒は、混合部３２３よりも冷媒流れ下流側で再び超音速に加速されることはない。

従って、混合部３２３よりも冷媒流れ下流側では衝撃波が発生することはない。つまり、混合部３２３の通路形状は、駆動側ノズル部３１から超音速で噴射される駆動側噴射冷媒によって生じた衝撃波を、混合部３２３内で消滅させる形状になっている。

具体的には、混合部３２３の通路形状は、以下数式Ｆ３を満足するように、混合部距離Ｌが決定されている。緩和距離Ｌｖは、以下数式Ｆ４で定義される。
Ｌｖ＜Ｌ …（Ｆ３）
Ｌｖ＝Ｕ₀×（ρ_L×Ｄ_L ²）／（１８×μ_G） …（Ｆ４）
ここで、混合部距離Ｌは、混合部３２３の入口から出口へ至る軸方向長さである。

また、数式Ｆ４のＵ₀は、駆動側噴射冷媒によって混合部３２３内に生じる最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒の平均質量流速である。ρ_Lは、最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒中の液相冷媒の粒（以下、液滴と記載する。）の密度である。Ｄ_Lは、最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒中の液滴の平均的な直径である。μ_Gは、最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒中の気相冷媒の粘度である。

数式Ｆ４に示されるように、緩和距離Ｌｖは、最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒の平均質量流速Ｕ₀に、液滴の慣性力と粘性の比で表される無時間緩和時間を積算した距離に対応する値である。緩和距離Ｌｖは、衝撃波の最上流部における混合冷媒の初速に、混合冷媒中の気相冷媒の流速と液滴の流速が同等となるまでの時間を積算した距離を表している。

従って、駆動側噴射冷媒によって混合部３２３内で最初の衝撃波を消滅させるためには、少なくとも混合部距離Ｌが緩和距離Ｌｖよりも大きくなっている必要がある。すなわち、上記数式Ｆ３を満足する必要がある。

ところで、最初の衝撃波の最上流部における混合冷媒のマッハ数である初期マッハ数Ｍ₀が比較的高い値になっていると、最初の衝撃波の下流側に膨張波が発生してしまうことがある。そして、最初の衝撃波の下流側に膨張波が発生することによって、混合部３２３の中心軸側の冷媒流速が亜音速となるものの、乱流境界層側の冷媒流速が再び超音速になってしまう。

その結果、混合部３２３の中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が異なる値で変化して、再び衝撃波が生じる疑似衝撃波と呼ばれる現象が生じることがある。疑似衝撃波では、一般的に、膨張波の下流側の流体が亜音速になるまで、複数の衝撃波が発生する。疑似衝撃波は、衝撃波によるエントロピ生成と膨張波による冷媒の摩擦損失の増加によって、エジェクタ内部を流れる冷媒のエネルギ損失を招く原因となる。

疑似衝撃波は、図３に模式的に示すように、ショックトレイン領域（shock train region）およびミキシング領域（mixing region）に大別される。ショックトレイン領域は、流体通路の中心軸側の流体圧力Ｐｍｉと壁面側の流体圧力Ｐｍｏとの高低関係が周期的に変化する領域である。また、ミキシング領域は、混合部の中心軸側の流体圧力Ｐｍｉと壁面側の流体圧力Ｐｍｏが略同等となって変化する領域である。

なお、図３は、円管１００の軸方向断面図上に、円管１００の流体通路内を流れる気相流体に生じた疑似衝撃波の発生態様、および流体圧力を模式的に示した説明図である。図３の円管１００内の無ハッチング領域は、主に超音速の流体が分布している領域である。点ハッチング領域は、主に亜音速の流体が分布している領域である。

図３の円管１００内の太線は衝撃波を示しており、二重破線は膨張波を示している。図３では、模式的に、３つの衝撃波および３つの膨張波を表しているが、衝撃波および膨張波の数は、これに限定されない。また、疑似衝撃波は、必ず生じる現象ではなく、初期マッハ数Ｍ₀が比較的低い値になっている際には生じない。

ところで、疑似衝撃波は、一般的に、蒸気エジェクタにて確認される現象と認識されている。蒸気エジェクタは、内部に気相流体が流れ、ディフューザ部の出口が大気に開放されたエジェクタである。蒸気エジェクタは、真空排気装置、排煙吸引装置、航空機のエアインテーク等に用いられる。

これに対して、本発明者らは、試験検討の結果、内部に気液二相流体が流れるエジェクタにおいても疑似衝撃波が生じることを確認した。さらに、本発明者らは、蒸気エジェクタにて発生する疑似衝撃波の発生態様と気液二相流体が流れるエジェクタで発生する疑似衝撃波の発生態様が異なっていることも確認した。

以下の説明では、説明の明確化のため、気相流体が流れる蒸気エジェクタで発生する疑似衝撃波を、気相流における疑似衝撃波と記載する。また、気液二相流体が流れるエジェクタで発生する疑似衝撃波を、二相流における疑似衝撃波と記載する。

気相流における疑似衝撃波の発生態様と二相流における疑似衝撃波の発生態様が異なっている理由は、気液二相流体には、液滴が存在しているからである。具体的には、衝撃波中の気相冷媒は急速に流速を低下させるが、液滴は慣性力を有するために速度低下が気相冷媒よりも緩やかになる。また、膨張波中の気相冷媒は急速に流速を増加させるが、液滴は気相冷媒のからの抗力によって気相冷媒よりも緩やかに増速する。

さらに、二相流における疑似衝撃波は、駆動側噴射冷媒の乾き度が低くなるに伴って発生しにくくなることが判っている。その理由は、液滴には、圧力波を散乱や吸収によって減衰させる作用があるからである。従って、二相流における疑似衝撃波は、液滴の大きさや数密度に応じて発生態様が変化する。

そこで、本発明者らは、エジェクタ１３において、混合部３２３内で二相流における疑似衝撃波が発生した際に、二相流における疑似衝撃波を速やかに消滅させるための検討を行った。

その結果、図４に示すように、二相流における疑似衝撃波を消滅させるために必要な軸方向長さは、初期マッハ数Ｍ₀の増加に伴って長くなることが判った。さらに、二相流における疑似衝撃波を消滅させるために必要な軸方向長さは、混合部３２３を流れる冷媒の乾き度Ｘの上昇に伴って長くなることが判った。なお、図４では、疑似衝撃波を消滅させるために必要な軸方向長さを、緩和距離Ｌｖに対する比で表している。

そして、エジェクタ式冷凍サイクルに適用されるエジェクタでは、以下数式Ｆ５を満足するように、混合部距離Ｌと緩和距離Ｌｖとの関係を決定すれば、疑似衝撃波を混合部内で消滅させることができることを見出した。
１＜Ｌ／Ｌｖ≦３．５（但し、１＜Ｍ₀＜２．５） …（Ｆ５）
さらに、数式Ｆ５に示す関係を流路形状に換算すると、以下数式Ｆ６を満足するように、混合部距離Ｌと混合部入口径Ｄｍｉｘとの関係を決定すれば、疑似衝撃波を混合部内で消滅させることができることを見出した。
１＜Ｌ／Ｄｍｉｘ≦１０（但し、１＜Ｍ₀＜２．５） …（Ｆ６）
ここで、混合部入口径Ｄｍｉｘは、混合部３２３の入口における冷媒通路の径である。

混合部入口径Ｄｍｉｘは、吸引側ノズル部３２２の吸引側噴射口３２２ａの外径と一致している。また、数式Ｆ５、Ｆ６における初期マッハ数Ｍ₀の範囲は、一般的なエジェクタ式冷凍サイクルに適用されるエジェクタにおいて、実使用上取り得る範囲である。

エジェクタ１３の混合部３２３の混合部距離Ｌは、上記数式Ｆ３、Ｆ５、Ｆ６を満足するように決定されている。このため、混合部３２３では、混合冷媒の圧力を上昇させるだけでなく、混合冷媒の流速を大きく低下させる。その結果、混合部３２３の壁面側の冷媒が、壁面から剥離しやすくなる。混合部３２３の壁面側の冷媒の壁面からの剥離は、混合冷媒の流れを妨げ、エネルギ損失を招く原因となる。

そこで、混合部３２３の通路形状は、混合冷媒の流れ方向下流側へ向かうに伴って、通路断面積が増加する形状に形成されている。具体的には、混合部３２３の通路形状は、上記数式Ｆ５、Ｆ６を満たす範囲で、以下数式Ｆ７を満足するように、面積変化率ｄＡ／ｄｚが決定されている。
０＜ｄＡ／ｄｚ≦０．８（ｍｍ） …（Ｆ７）
ここで、面積変化率ｄＡ／ｄｚは、混合部３２３における軸方向の単位長さｄｚ（ｍｍ）あたりの冷媒通路断面積の変化量ｄＡ（ｍｍ²）である。さらに、混合部３２３では、冷媒流れ下流側へ向かうに伴って、面積変化率ｄＡ／ｄｚを増加させている。

ディフューザ部３２４は、混合部３２３にて混合された混合冷媒の運動エネルギを圧力エネルギへ変換する昇圧通路３２４ａを形成する。昇圧通路３２４ａの入口は、混合部３２３の出口に連続するように形成されている。昇圧通路３２４ａは、冷媒流れ下流側に向かうに伴って通路断面積を拡大させる略円錐台形状に形成されている。この形状により、ディフューザ部３２４では、混合冷媒を減速させて、混合冷媒を昇圧させる。

さらに、昇圧通路３２４ａの通路形状は、混合部３２３から流出してディフューザ部３２４へ流入する混合冷媒の流速が亜音速となるように決定されている。

具体的には、ディフューザ部３２４の通路形状は、以下数式Ｆ８を満足するように、混合部出口面積Ａｍｉｘｏｕｔとディフューザ部出口面積Ａｏｕｔとの関係が決定されている。
０．３≦Ａｍｉｘｏｕｔ／Ａｏｕｔ≦０．６ …（Ｆ８）
ここで、混合部出口面積Ａｍｉｘｏｕｔは、混合部３２３の出口の通路断面積である。混合部出口面積Ａｍｉｘｏｕｔは、ディフューザ部３２４の入口の通路断面積と一致している。また、ディフューザ部出口面積Ａｏｕｔは、ディフューザ部３２４の出口の通路断面積である。

エジェクタ式冷凍サイクルに適用されるエジェクタでは、圧縮機の消費動力を低減するために、ディフューザ部から流出する冷媒がある程度の流速を有している。一般的なエジェクタ式冷凍サイクルでは、ディフューザ部から流出する冷媒の流速は、音速の０．１倍から０．２倍程度の亜音速となっていればよい。

従って、上記数式Ｆ８を満足するようにディフューザ部３２４の通路断面積が拡大してれば、混合部３２３から流出してディフューザ部３２４へ流入する混合冷媒の流速が音速を超えてしまうことはない。

ディフューザ部３２４の出口には、図１に示すように、アキュムレータ１４の入口側が接続されている。アキュムレータ１４は、ディフューザ部３２４から流出した冷媒の気液を分離する気液分離部である。さらに、アキュムレータ１４は、分離された液相冷媒の一部をサイクル内の余剰冷媒として蓄える貯液部である。

アキュムレータ１４の気相冷媒流出口には、圧縮機１１の吸入口側が接続されている。一方、アキュムレータ１４の液相冷媒流出口には、減圧手段としての固定絞り１５を介して、蒸発器１６の冷媒入口側が接続されている。固定絞り１５としては、オリフィス、キャピラリーチューブ等を採用することができる。

蒸発器１６は、固定絞り１５にて減圧された低圧冷媒と室内送風機１６ａから車室内へ向けて送風される送風空気とを熱交換させて、低圧冷媒を蒸発させて送風空気を冷却する吸熱用熱交換器である。室内送風機１６ａは、制御装置２０から出力される制御電圧によって回転数（すなわち、送風能力）が制御される電動式送風機である。蒸発器１６の冷媒出口は、エジェクタ１３の冷媒吸引口３２１側に接続されている。

次に、エジェクタ式冷凍サイクル１０の電気制御部について説明する。制御装置２０は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等を含む周知のマイクロコンピュータとその周辺回路から構成されている。制御装置２０は、ＲＯＭ内に記憶された空調制御プログラムに基づいて、各種演算、処理を行い、出力側に接続された各種制御対象機器１１、１２ａ、１６ａ等の作動を制御する。

また、制御装置２０の入力側には、内気温センサ、外気温センサ、日射センサ、蒸発器温度センサ、吐出圧力センサ等の複数の空調制御用のセンサ群が接続されている。制御装置２０には、これらのセンサ群の検出値が入力される。

より具体的には、内気温センサは、車室内温度を検出する内気温検出部である。外気温センサは、外気温を検出する外気温検出部である。日射センサは、車室内の日射量を検出する日射量検出部である。蒸発器温度センサは、蒸発器１６の吹出空気温度（蒸発器温度）を検出する蒸発器温度検出部である。吐出圧力センサは、圧縮機１１から吐出された冷媒の圧力を検出する吐出冷媒圧力検出部である。

さらに、制御装置２０の入力側には、車室内前部の計器盤付近に配置された図示しない操作パネルが接続され、この操作パネルに設けられた各種操作スイッチからの操作信号が制御装置へ入力される。操作パネルに設けられた各種操作スイッチとしては、車室内空調を行うことを要求する空調作動スイッチ、車室内温度を設定する車室内温度設定スイッチ等が設けられている。

制御装置２０は、出力側に接続された各種制御対象機器の作動を制御する制御部が一体に構成されたものである。制御装置２０のうち、各制御対象機器の作動を制御する構成（ハードウェアおよびソフトウェア）が各制御対象機器の制御部を構成している。例えば、圧縮機１１の作動を制御する構成が、吐出能力制御部を構成している。

また、図１等では、制御装置２０と各種制御対象機器とを接続する電力線あるいは信号線を図示しているが、図示の明確化のために、センサ群、および制御装置２０とセンサ群とを接続する信号線の図示を省略している。

次に、上記構成における本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０の作動について説明する。操作パネルの空調作動スイッチが投入（ＯＮ）されると、制御装置２０が圧縮機１１、冷却ファン１２ａ、室内送風機１６ａ等を作動させる。これにより、圧縮機１１が冷媒を吸入し、圧縮して吐出する。

圧縮機１１から吐出された高温高圧冷媒は、放熱器１２へ流入する。放熱器１２へ流入した高圧冷媒は、冷却ファン１２ａから送風された外気と熱交換して凝縮する。放熱器１２にて凝縮した冷媒は、駆動側冷媒としてエジェクタ１３の駆動側ノズル部３１の駆動側入口３１ａへ流入する。駆動側ノズル部３１では、駆動側冷媒が等エントロピ的に減圧される。

駆動側ノズル部３１へ流入した駆動側冷媒は、喉部３１ｃにて臨界状態に至り、エジェクタ１３の駆動流量が決定される。駆動側冷媒は、末広部３１ｄにて超音速状態となるまで加速される。そして、気液二相状態の駆動側噴射冷媒となって駆動側噴射口３１ｅから混合部３２３の混合空間３２３ａへ噴射される。駆動側噴射冷媒は、二相音速を超えた超音速ミスト流となる。

さらに、駆動側噴射口３１ｅから混合部３２３へ噴射された駆動側噴射冷媒の吸引作用によって、蒸発器１６から流出した冷媒が、吸引側冷媒として冷媒吸引口３２１から吸引空間３２１ａへ吸引される。より詳細には、駆動側噴射冷媒は気液二相状態となっているので、噴射された液滴が慣性力の作用で加速することによって、吸引側噴射口３２２ａ近傍の圧力を低下させる。その結果、吸引側冷媒が吸引空間３２１ａへ吸引される。

吸引空間３２１ａへ吸引された吸引側冷媒は、吸引側ノズル部３２２にて減圧されて、吸引側噴射冷媒となって吸引側噴射口３２２ａから混合部３２３の混合空間３２３ａへ噴射される。混合部３２３へ噴射される駆動側噴射冷媒の冷媒圧力は、混合部３２３へ噴射される吸引側噴射冷媒の冷媒圧力よりも高くなる。このため、駆動側ノズル部３１では駆動側冷媒を不足膨張させて、混合部３２３内に膨張波を発生させる。

駆動側噴射冷媒が発生させた膨張波は、混合部３２３の壁面や乱流境界層に反射して混合部３２３内に衝撃波を発生させる。混合部３２３では、駆動側噴射冷媒が発生させた衝撃波の圧力回復作用によって、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒との混合冷媒の圧力が上昇する。さらに、混合部３２３では、一様の圧力で亜音速となった気液二相状態の混合冷媒となるように、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させる。

混合部３２３から流出した混合冷媒は、ディフューザ部３２４へ流入する。ディフューザ部３２４では通路断面積の拡大により、混合冷媒の運動エネルギが圧力エネルギに変換される。これにより、混合冷媒の圧力がさらに上昇する。

ディフューザ部３２４から流出した冷媒は、アキュムレータ１４へ流入して、気液分離される。アキュムレータ１４にて分離された液相冷媒は、固定絞り１５にて減圧されて蒸発器１６へ流入する。蒸発器１６へ流入した冷媒は、室内送風機１６ａによって送風された送風空気から吸熱して蒸発する。これにより、送風空気が冷却される。

蒸発器１６から流出した冷媒は、前述の如く、吸引側冷媒となってエジェクタ１３の冷媒吸引口３２１から吸引される。一方、アキュムレータ１４にて分離された気相冷媒は、圧縮機１１へ吸入されて再び圧縮される。

エジェクタ式冷凍サイクル１０は、以上の如く作動して、車室内へ送風される送風空気を冷却することができる。

エジェクタ式冷凍サイクル１０では、エジェクタ１３にて昇圧された冷媒を圧縮機１１へ吸入させている。これにより、エジェクタ式冷凍サイクル１０では、蒸発器における冷媒蒸発圧力と圧縮機の吸入冷媒の圧力が略同等となる通常の冷凍サイクル装置よりも、圧縮機１１へ吸入される吸入冷媒の圧力を上昇させることができる。従って、エジェクタ式冷凍サイクル１０では、通常の冷凍サイクル装置よりも、圧縮機１１の消費動力を低減させて、サイクルの成績係数（ＣＯＰ）を向上させることができる。

さらに、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０では、エジェクタ１３を備えているので、負荷変動によらず、高いＣＯＰを発揮することができる。つまり、本実施形態のエジェクタ１３では、負荷変動によらず、高い昇圧能力を発揮することができる。

より詳細には、エジェクタ１３では、混合部３２３へ噴射される駆動側噴射冷媒の冷媒圧力が、吸引側噴射冷媒の冷媒圧力よりも高くなっている。従って、エジェクタ式冷凍サイクル１０の負荷変動によらず、駆動側ノズル部３１にて駆動側冷媒を不足膨張させて、混合部３２３内に確実に衝撃波を発生させることができる。これにより、混合部３２３にて、衝撃波の圧力回復作用によって混合冷媒を昇圧することができる。

さらに、エジェクタ１３では、混合部３２３から流出して流出してディフューザ部３２４へ流入する混合冷媒の流速を亜音速に低下させている。これにより、駆動側噴射冷媒によって発生させた衝撃波を、混合部３２３内で確実に消滅させることができる。従って、圧力回復作用を発揮した後の衝撃波によって生じるエネルギ損失を抑制することができる。

換言すると、エジェクタ式冷凍サイクル１０の負荷変動によって、混合部３２３内に二相流における疑似衝撃波が発生してしまっても、疑似衝撃波を速やかに消滅させて、疑似衝撃波のエントロピ生成によるエネルギ損失を抑制することができる。

これに加えて、混合部３２３では、混合部３２３から流出して流出してディフューザ部３２４へ流入する混合冷媒の中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力を一致させるように駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒とを混合させている。従って、冷凍サイクル装置の負荷変動によって、二相流における疑似衝撃波の発生範囲が変化しても、混合部３２３内で疑似衝撃波を確実に消滅させることができる。

その結果、本実施形態のエジェクタ１３によれば、適用された冷凍サイクル装置の負荷変動によらず、衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮させることができる。さらに、内部に気液二相冷媒が流れるエジェクタ１３では、気液二相冷媒に含まれる液滴によって圧力波を減衰させることができる。従って、衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮させても、騒音や振動の発生を抑制することができる。

さらに、本発明者らは、エジェクタ１３における衝撃波の圧力回復作用によって効果的に混合冷媒を昇圧するための検討も行っている。図５は、検討結果を示すグラフである。

図５では、エジェクタ１３へ流入する駆動側冷媒の入口圧力Ｐｉｎ、駆動側冷媒の乾き度Ｘ、および吸引側冷媒の吸引流量を一定として、ディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力を変化させた際のエジェクタ１３内部の圧力変化を示している。より具体的には、図５では、以下の運転条件ＯＰ１～運転条件ＯＰ４の４つについて、エジェクタ１３の内壁面近傍の静圧分布を示している。

運転条件ＯＰ１は、ディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力を最も低くした運転条件である。運転条件ＯＰ２は、運転条件ＯＰ１よりもディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力を高くした運転条件である。運転条件ＯＰ３は、運転条件ＯＰ２よりもディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力を高くした運転条件である。運転条件ＯＰ４は、運転条件ＯＰ３よりもディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力を高くした運転条件である。

従って、ディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力は、運転条件ＯＰ１、運転条件ＯＰ２、運転条件ＯＰ３、運転条件ＯＰ４の順に高くなっている。また、図５のグラフにおいて、ディフューザ部３２４の出口における冷媒圧力から混合部３２３の入口における冷媒圧力を減算した値が、エジェクタ１３全体としての冷媒の昇圧量となる。図５では、図示の明確化のため、運転条件ＯＰ３についてのみ昇圧量ΔＰを示している。

まず、運転条件ＯＰ１では、図５のグラフに太破線で示すように、ディフューザ部３２４の入口側で混合冷媒の圧力低下が生じている。従って、運転条件ＯＰ１では、図６に示すように、超音速の混合冷媒がディフューザ部３２４内に進入して、ディフューザ部３２４の通路断面積の拡大によって、超音速冷媒の圧力低下が生じていることが理解される。

さらに、運転条件ＯＰ１では、エジェクタ１３全体としての昇圧量が他の運転条件よりも少ない。従って、二相流における疑似衝撃波が発生し、ショックトレイン領域がディフューザ部３２４の内部まで延びて、エネルギ損失を増加させていることが理解される。

なお、図６は、エジェクタ１３の軸方向断面図上に、エジェクタ１３内を流れる冷媒に生じた衝撃波の発生態様を、図３と同様に模式的に示した説明図である。従って、図６のエジェクタ１３内の無ハッチング領域は、主に超音速の流体が分布している領域である。点ハッチング領域は、主に亜音速の流体が分布している領域である。また、エジェクタ１３内の太線は衝撃波を示しており、二重破線は膨張波を示している。このことは、図７～図９においても同様である。

次に、運転条件ＯＰ２では、図５のグラフに太一点鎖線で示すように、混合部３２３の下流側で混合冷媒の急峻な圧力上昇が始まっている。従って、運転条件ＯＰ２では、運転条件ＯＰ１よりもショックトレイン領域が短くなり、混合部３２３の下流側で、衝撃波による圧力回復作用が始まっていることが理解される。

さらに、運転条件ＯＰ２では、運転条件ＯＰ１よりもエジェクタ１３全体としての昇圧量が増加している。従って、運転条件ＯＰ２では、図７に示すように、混合部３２３内で衝撃波を消滅させて、運転条件ＯＰ１よりも疑似衝撃波の緩和距離Ｌｖを縮小させることによって、エネルギ損失を減少させていることが理解される。

次に、運転条件ＯＰ３では、図５のグラフに太実線で示すように、混合部３２３の入口近傍で混合冷媒の急峻な圧力上昇が始まっている。つまり、急峻な圧力上昇が開始される位置が、運転条件ＯＰ２よりも冷媒流れ上流側に移動している。従って、運転条件ＯＰ３では、運転条件ＯＰ２よりもショックトレイン領域が短くなり、混合部３２３の入口近傍で、衝撃波による圧力回復作用が始まっていることが理解される。

さらに、運転条件ＯＰ３では、他の運転条件よりもエジェクタ１３全体としての昇圧量が増加している。従って、運転条件ＯＰ３では、図８に示すように、混合部３２３内で衝撃波を速やかに消滅させて、他の運転条件よりも疑似衝撃波の緩和距離Ｌｖを縮小させることによって、より一層エネルギ損失を減少させていることが理解される。

次に、運転条件ＯＰ４では、図５の太二点鎖線図に示すように、他の運転条件よりも、混合部３２３の入口における冷媒圧力が上昇している。つまり、図５の細破線に示すように、駆動側噴射冷媒の圧力が上昇している。図５の細破線は、駆動側ノズル部３１内の静圧分布を示している。

さらに、混合部３２３へ流入した直後から混合冷媒の急峻な圧力上昇が始まっている。従って、運転条件ＯＰ４では、図９に示すように、駆動側ノズル部３１にて駆動側冷媒を不足膨張させることができず、駆動側ノズル部３１の内部で衝撃波が発生していることが理解される。

このため、運転条件ＯＰ４では、衝撃波の圧力回復作用を、混合部３２３内にて混合冷媒の昇圧するために充分に利用できておらず、他の運転条件よりもエジェクタ１３全体としての昇圧量も減少してしまっている。運転条件ＯＰ４のように、混合部３２３の入口における冷媒圧力が上昇すると、吸引側冷媒の圧力も上昇して、蒸発器１６における冷媒蒸発温度が上昇してしまう可能性がある。

以上のことから、混合部３２３における衝撃波の圧力回復作用によって混合冷媒を効果的に昇圧するためには、駆動側ノズル部３１にて駆動側冷媒を確実に不足膨張させることが有効であることが判った。さらに、駆動側噴射冷媒によって生じる最初の衝撃波を混合部３２３の入口近傍で発生させることが有効であることが判った。さらに、混合部３２３内で発生した衝撃波を速やかに消滅させることが有効であることが判った。すなわち、ショックトレイン領域を短くすることが有効であると判った。

そこで、本実施形態のエジェクタ１３では、数式Ｆ２で説明したように、駆動側噴射冷媒の圧力が吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くなるように、Ａｓｎｏｕｔ／Ａｎｚｏｕｔが設定されている。

これによれば、負荷変動に応じた複雑な運転制御等を必要とすることなく、駆動側噴射冷媒の圧力を吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くすることができる。そして、駆動側ノズル部３１にて駆動側冷媒を確実に不足膨張させて、駆動側噴射冷媒に確実に膨張波を発生させることができる。

また、本実施形態のエジェクタ１３では、数式Ｆ１で説明したように、駆動側噴射口３１ｅから噴射される駆動側噴射冷媒の流速が、気液二相冷媒の音速である二相音速以上となり、かつ、駆動側ノズル部３１の冷媒通路内の気相冷媒の速度が、気相冷媒の音速である気相音速以下となるように、Ａｎｚｏｕｔ／Ａｎｚｔｈが設定されている。

これによれば、負荷変動に応じた複雑な運転制御等を必要とすることなく、気液二相状態の駆動側噴射冷媒を、確実に二相音速以上とすることができる。さらに、駆動側ノズル部３１の冷媒通路内の気相冷媒の速度を、気相音速以下とすることができる。

そして、駆動側ノズル部３１の冷媒通路内の気相冷媒の速度を気相音速以下とすることで、図１０に示すように、駆動側ノズル部３１の内部から膨張波を発生させることができる。これは、膨張波による加速流が、外周側の気相音速以下の気相冷媒を駆動側ノズル部３１内に引き込むからである。その結果、駆動側噴射冷媒によって混合部３２３内に生じる最初の衝撃波を混合部３２３の入口近傍に近づけることができる。

本発明者の試験検討によれば、エジェクタ式冷凍サイクル１０の通常運転時には、混合部３２３の入口から最初の衝撃波が発生するまでの距離Ｌ１が、混合部入口径Ｄｍｉｘの０．１倍以下となることが確認されている。従って、図５の運転条件ＯＰ３で説明したように、エジェクタ１３全体としての昇圧量を増加させることができる。

これに加えて、駆動側ノズル部３１の冷媒通路内の壁面摩擦を緩和させることができるので、初期マッハ数Ｍ₀を上昇させることができる。従って、高いエネルギを有する衝撃波によって、混合冷媒の昇圧量をより一層増加させることができる。

また、本実施形態のエジェクタ１３では、数式Ｆ３で説明したように、混合部距離Ｌが緩和距離Ｌｖよりも長くなるように設定されている。これによれば、駆動側噴射冷媒によって混合部３２３内に生じる最初の衝撃波を、確実に、混合部３２３内で消滅させることができる。従って、混合部３２３から流出してディフューザ部３２４へ流入する気液二相状態の混合冷媒の流速を、亜音速に近づけやすい。

さらに、本実施形態のエジェクタ１３では、数式Ｆ５、Ｆ６に示したように、Ｌ／ＬｖあるいはＬ／Ｄｍｉｘの範囲を設定している。これによれば、エジェクタ式冷凍サイクル１０の負荷変動によって、二相流における疑似衝撃波が発生したとしても、二相流における疑似衝撃波を、確実に、混合部３２３内で消滅させることができる。

ここで、二相流における疑似衝撃波を、混合部３２３内で消滅させるためには、単に混合部距離Ｌを長く設定することが考えられる。ところが、混合部距離Ｌを長く設定してしまうと、エジェクタ１３全体としての体格も大きくなってしまう。これに対して、数式Ｆ５、Ｆ６では、実使用上実現可能な範囲で混合部距離Ｌの上限値を示している点で、極めて有効である。

また、本実施形態のエジェクタ１３では、数式Ｆ７で説明したように、混合部３２３の通路形状が、混合冷媒の流れ方向下流側へ向かうに伴って、通路断面積が増加する形状を有している。これによれば、混合部３２３の壁面側の冷媒の壁面からの剥離を抑制して、エネルギ損失を抑制することができる。

本実施形態のように、混合部３２３にて、衝撃波の圧力回復作用によって混合冷媒の圧力を急上昇させることのできるエジェクタ１３では、混合部３２３にて混合冷媒の流速が急低下する。このため、混合部３２３の壁面側の冷媒の壁面からの剥離を抑制できることは、エネルギ損失の抑制に有効である。

また、本発明者らは、冷媒として、ＨＦＯ系冷媒、ＨＦＣ系冷媒、これらの冷媒の複数種を混合させた混合冷媒を採用するエジェクタ式冷凍サイクル１０において、以下の条件で、エジェクタ１３が衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮することを確認している。

具体的には、少なくともエジェクタ１３の入口圧力Ｐｉｎおよび出口圧力Ｐｏｕｔが、以下数式Ｆ９、Ｆ１０の双方を満足する範囲で、エジェクタ１３が、従来技術の４倍以上の昇圧能力を発揮することを確認している。
０．４≦Ｐｉｎ≦１．７（ＭＰａ） …（Ｆ９）
０．３≦Ｐｏｕｔ≦０．６５（ＭＰａ） …（Ｆ１０）
ここで、入口圧力Ｐｉｎは、エジェクタ１３の駆動側ノズル部３１へ流入する駆動側冷媒の圧力である。出口圧力Ｐｏｕｔは、ディフューザ部３２４から流出する冷媒の圧力である。

さらに、少なくともエジェクタ１３の入口圧力Ｐｉｎおよび駆動側噴射圧力Ｐｎｚｏｕｔが、以下数式Ｆ１１となる範囲で、エジェクタ１３が、従来技術の４倍以上の昇圧能力を発揮することを確認している。
０．２≦Ｐｎｚｏｕｔ／Ｐｉｎ≦０．６５ …（Ｆ１１）
ここで、駆動側噴射圧力Ｐｎｚｏｕｔは、駆動側噴射口３１ｅから噴射された直後の駆動側噴射冷媒の圧力である。

また、ＨＦＯ系冷媒には、Ｒ１２３４ｙｆの他に、Ｒ１２３４ｚｄ等が含まれる。ＨＦＣ系冷媒には、Ｒ１３４ａ、Ｒ４１０Ａ、Ｒ３２、Ｒ４０４Ａ，Ｒ４０７Ｃ等が含まれる。これら冷媒を採用するエジェクタ式冷凍サイクルでは、亜臨界冷凍サイクルが構成される。

（第２実施形態）
本実施形態のエジェクタ１１３は、第１実施形態と同様の構成のエジェクタ式冷凍サイクル１０に適用されている。本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０は、据置用の暖房給湯装置に適用されており、室内へ送風される送風空気あるいは給湯水の加熱をする。本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０は、冷媒として二酸化炭素を採用しており、高圧側の冷媒圧力が冷媒の臨界圧力を超える超臨界冷凍サイクルを構成している。

このため、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０の放熱器１２は、高圧冷媒と空調対象空間へ送風される送風空気あるいは台所や風呂等へ供給される給湯水とを熱交換させて、高圧冷媒を超臨界状態のまま放熱させる放熱用熱交換器となる。また、本実施形態の蒸発器１６は、低圧冷媒と外気ファンにより送風された外気とを熱交換させて、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となる。

本実施形態のエジェクタ１１３は、図１１に示すように、駆動側ノズル部１３１、ボデー部１３２、ニードル弁１３３、および駆動機構１３４を有している。駆動側ノズル部１３１は、第１実施形態で説明した駆動側ノズル部３１を同様の機能を発揮するように各部位の寸法諸元が設定されている。駆動側ノズル部１３１の冷媒通路内には、ニードル弁１３３が配置されている。

ニードル弁１３３は、駆動側ノズル部１３１の軸方向に変位することによって、駆動側ノズル部１３１の喉部や駆動側噴射口の通路断面積を変化させる。ニードル弁１３３は、金属製（本実施形態では、ステンレス製）の針状部材で形成されている。ニードル弁１３３の中心軸は、駆動側ノズル部１３１の中心軸と同軸上に配置されている。ニードル弁１３３の駆動側噴射口の反対側の端部は、駆動機構１３４に連結されている。

駆動機構１３４は、ニードル弁１３３を中心軸方向へ変位させる駆動部である。本実施形態では、駆動機構１３４として、ステッピングモータが採用されている。駆動機構１３４は、制御装置２０から出力される制御信号（すなわち、制御パルス）によって、作動が制御される。

ボデー部１３２は、複数の金属製（本実施形態では、アルミニウム製）のブロック部材を組み合わせることによって形成されている。ボデー部１３２は、第１実施形態で説明したボデー部３２と同様の機能を発揮するように各部位の寸法諸元が設定されている。ボデー部１３２は、第１実施形態と同様の冷媒吸引口３２１、吸引側ノズル部３２２、混合部３２３、およびディフューザ部３２４を有している。

その他のエジェクタ１１３の構成は、第１実施形態で説明したエジェクタ１３と同様である。

次に、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０の作動について説明する。本実施形態では、制御装置２０が、蒸発器１６出口側冷媒の過熱度が予め定めた基準過熱度ＫＳＨに近づくように、駆動機構１３４の作動を制御する。その他の作動は第１実施形態と同様である。従って、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０においても、第１実施形態と同様の効果を得ることができる。

すなわち、本実施形態のエジェクタ１１３によれば、負荷変動によらず、高い昇圧能力を発揮することができる。その結果、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０においても、負荷変動によらず、高いＣＯＰを発揮することができる。

また、本発明者らは、冷媒として二酸化炭素、あるいは、二酸化炭素を含む混合冷媒を採用するエジェクタ式冷凍サイクル１０において、以下の条件で、エジェクタ１１３が衝撃波を利用して高い昇圧能力を発揮することを確認している。

具体的には、少なくともエジェクタ１３の入口圧力Ｐｉｎおよび出口圧力Ｐｏｕｔが、以下数式Ｆ１２、Ｆ１３の双方を満足する範囲で、エジェクタ１３が、高い昇圧能力を発揮することを確認している。
６≦Ｐｉｎ≦１４（ＭＰａ） …（Ｆ１２）
１．５≦Ｐｏｕｔ≦７（ＭＰａ） …（Ｆ１３）
さらに、少なくともエジェクタ１３の入口圧力Ｐｉｎおよび駆動側噴射圧力Ｐｎｚｏｕｔが、以下数式Ｆ１４を満足する範囲で、エジェクタ１３が、高い昇圧能力を発揮することを確認している。
０．３≦Ｐｎｚｏｕｔ／Ｐｉｎ≦０．７ …（Ｆ１４）
なお、二酸化炭素、あるいは、二酸化炭素を含む混合冷媒を採用するエジェクタ式冷凍サイクルでは、超臨界冷凍サイクルが構成される。

（第３実施形態）
本実施形態では、エジェクタ１３を、図１２に示すように、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａに適用した例を説明する。エジェクタ式冷凍サイクル１０ａは、車両用空調装置に適用に適用されている。エジェクタ式冷凍サイクル１０ａは、分岐部１７、第１蒸発器１６１、第２蒸発器１６２を備えている。また、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、アキュムレータ１４が廃止されている。

分岐部１７は、放熱器１２から流出した冷媒の流れを分岐する三方継手である。分岐部１７の一方の流出口には、エジェクタ１３の駆動側ノズル部３１の駆動側入口３１ａ側が接続されている。分岐部１７の他方の流出口には、固定絞り１５の入口側が接続されている。

エジェクタ１３のディフューザ部３２４の出口には、第１蒸発器１６１の冷媒入口側が接続されている。第１蒸発器１６１は、エジェクタ１３のディフューザ部３２４が流出した低圧冷媒と室内送風機１６ａから送風された送風空気とを熱交換させて、送風空気を冷却する吸熱用熱交換器である。第１蒸発器１６１の冷媒出口には、圧縮機１１の吸入口側が接続されている。

固定絞り１５の出口には、第２蒸発器１６２の冷媒入口側が接続されている。第２蒸発器１６２は、固定絞り１５にて減圧された低圧冷媒と第１蒸発器１６１通過後の送風空気とを熱交換させて、送風空気を冷却する吸熱用熱交換器である。第２蒸発器１６２の冷媒出口には、エジェクタ１３の冷媒吸引口３２１側が接続されている。

本実施形態の第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２は、一体的に構成されている。具体的には、第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２は、いわゆるタンクアンドチューブ型の熱交換器で構成されている。タンクアンドチューブ型の熱交換器は、冷媒を流通させる複数本のチューブ、および複数のチューブの両端部に接続されて冷媒の集合あるいは分配を行う一対の集合分配用タンクとを有する熱交換器である。

そして、第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２は、集合分配用タンクを同一部材にて形成することによって、一体的に構成されている。本実施形態では、第１蒸発器１６１が第２蒸発器１６２に対して送風空気流れ上流側に配置されるように、第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２を送風空気流れに対して直列に配置している。従って、送風空気は図１２の細破線矢印で示すように流れる。

その他のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａおよびエジェクタ１３の構成は、第１実施形態と同様である。

次に、上記構成における本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａの作動について説明する。エジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、制御装置２０が、圧縮機１１を作動させると、第１実施形態と同様に、圧縮機１１から吐出された高温高圧冷媒が、放熱器１２にて凝縮する。放熱器１２から流出した冷媒は、分岐部１７へ流入する。分岐部１７では、放熱器１２から流出した冷媒の流れが分岐される。

分岐部１７にて分岐された一方の冷媒は、駆動側冷媒としてエジェクタ１３の駆動側ノズル部３１へ流入する。駆動側ノズル部３１では、第１実施形態と同様に、駆動側冷媒が等エントロピ的に減圧される。そして、駆動側ノズル部３１の駆動側噴射口３１ｅから、二相音速を超える気液二相状態の駆動側噴射冷媒が混合部３２３の混合空間３２３ａへ噴射される。

さらに、駆動側噴射冷媒の吸引作用によって、第２蒸発器１６２から流出した冷媒が、吸引側冷媒として冷媒吸引口３２１から吸引空間３２１ａへ吸引される。吸引空間３２１ａへ吸引された吸引側冷媒は、吸引側ノズル部３２２へ流入する。吸引側ノズル部３２２では、第１実施形態と同様に、吸引側ノズル部３２２の吸引側噴射口３２２ａから、吸引側噴射冷媒が混合部３２３の混合空間３２３ａへ噴射される。

混合部３２３では、駆動側噴射冷媒が発生させた衝撃波の圧力回復作用によって、駆動側噴射冷媒と吸引側噴射冷媒との混合冷媒の圧力が上昇する。混合部３２３から流出した混合冷媒は、ディフューザ部３２４へ流入する。ディフューザ部３２４では、第１実施形態と同様に、混合冷媒の圧力がさらに上昇する。

ディフューザ部３２４から流出した冷媒は、第１蒸発器１６１へ流入する。第１蒸発器１６１では、ディフューザ部３２４から流出した冷媒が室内送風機１６ａによって送風された送風空気から吸熱して蒸発する。これにより、送風空気が冷却される。第１蒸発器１６１から流出した気相冷媒は、圧縮機１１に吸入されて、再び圧縮される。

一方、分岐部１７にて分岐された他方の冷媒は、固定絞り１５へ流入して等エンタルピ的に減圧される。固定絞り１５にて減圧された低圧冷媒は、第２蒸発器１６２へ流入する。第２蒸発器１６２へ流入した冷媒は、第１蒸発器１６１通過後の送風空気から吸熱して蒸発する。これにより、送風空気がさらに冷却されて車室内へ送風される。第２蒸発器１６２から流出した冷媒は、エジェクタ１３の冷媒吸引口３２１から吸引される。

本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａは、以上の如く作動して、車室内へ送風される送風空気を冷却することができる。

エジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、エジェクタ１３の昇圧作用によって、第１蒸発器１６１の冷媒蒸発温度を、第２蒸発器１６２の冷媒蒸発温度よりも上昇させることができる。従って、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、第１蒸発器１６１の冷媒蒸発温度と送風空気の温度差、および第２蒸発器１６２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、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、エジェクタ１３を採用しているので、負荷変動によらず、高いＣＯＰを発揮することができる。

（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、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内で、以下のように種々変形可能である。

（１）上述の実施形態では、本発明に係るエジェクタ１３、１１３を、エジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａに適用した例を説明したが、エジェクタ１３、１１３を適用可能なサイクルは、これに限定されない。例えば、エジェクタ式冷凍サイクル１０に、中間圧膨張弁を追加したサイクルに適用してもよい。

中間圧膨張弁は、エジェクタ式冷凍サイクル１０において、放熱器１２から流出した冷媒を減圧させて、エジェクタ１３の駆動側ノズル部３１の駆動側入口３１ａ側へ流出させる。中間圧膨張弁としては、中間圧膨張弁へ流入する高圧冷媒の圧力が、高圧冷媒の温度に応じて決定される目標高圧となるように絞り開度を変化させる可変絞り機構を採用することができる。

また、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａに、中間圧膨張弁を追加したサイクルに適用してもよい。

中間圧膨張弁は、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａにおいて、放熱器１２から流出した冷媒を減圧させて、分岐部１７の流入口側へ流出させる。中間圧膨張弁としては、第１蒸発器１６１から流出した冷媒の過熱度が、予め定めた基準過熱度に近づくように絞り開度を変化させる可変絞り機構を採用することができる。

また、上述の第３実施形態では、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａの第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２を一体的に構成した例を説明したが、第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２を別体で形成してもよい。そして、第１蒸発器１６１および第２蒸発器１６２にて、異なる冷媒対象流体を異なる温度帯で冷却するようにしてもよい。

エジェクタ１３、１１３では、負荷変動によらず高い昇圧能力を発揮するので、例えば、冷媒蒸発温度が第２蒸発器１６２よりも高くなる第１蒸発器１６１を、空調対象空間へ送風される空調用の送風空気をするために用いてもよい。そして、冷媒蒸発温度が第１蒸発器１６１よりも低くなる第２蒸発器１６２を、冷凍庫内へ循環送風される冷凍庫用の送風空気を冷却するために用いてもよい。

（２）エジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａの各構成については、上述の実施形態に開示されたものに限定されない。

例えば、圧縮機１１は、電動圧縮機に限定されない。例えば、エジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａが、エンジンを搭載する車両に適用される場合等は、エンジンから伝達される回転駆動力によって駆動されるエンジン駆動式の圧縮機を採用してもよい。エジェクタ式冷凍サイクルでは、エンジン駆動式の圧縮機としては、吐出容量の変化により冷媒吐出能力を調整可能な可変容量型圧縮機等を採用することができる。

また、亜臨界冷凍サイクルを構成するエジェクタ式冷凍サイクルの放熱器１２として、いわゆるサブクール型の凝縮器を採用してもよい。

サブクール型の凝縮器は、凝縮部、レシーバ部、および過冷却部を有している。凝縮部は、冷媒と外気とを熱交換させて、冷媒を凝縮させる。レシーバ部は、凝縮部から流出した冷媒の気液を分離して、分離された液相冷媒の一部をサイクルの余剰冷媒として蓄える。過冷却部は、レシーバ部から流出した液相冷媒と外気とを熱交換させて、液相冷媒を過冷却する。

（３）また、上記各実施形態に開示された手段は、実施可能な範囲で適宜組み合わせてもよい。例えば、第２実施形態で説明したエジェクタ１１３を、第３実施形態で説明したエジェクタ式冷凍サイクル１０ａに適用してもよい。

１３、１１３ エジェクタ
３１、１３１ 駆動側ノズル部
３１ｅ 駆動側噴射口
３２、１３２ ボデー部
３２２ 吸引側ノズル部
３２２ａ 吸引側噴射口
３２３ 混合部
３２４ ディフューザ部

Claims (9)

1. 冷凍サイクル装置に適用されるエジェクタであって、
   駆動側冷媒を減圧して超音速となるまで加速させて、気液二相状態の駆動側噴射冷媒を噴射する駆動側ノズル部（３１）と、
   吸引側冷媒を吸引する冷媒吸引口（３２１）、前記冷媒吸引口から吸引された前記吸引側冷媒を減圧して噴射する吸引側ノズル部（３２２）、前記吸引側ノズル部から噴射された吸引側噴射冷媒と前記駆動側噴射冷媒とを混合させる混合部（３２３）、および前記混合部にて混合された混合冷媒の運動エネルギを圧力エネルギに変換するディフューザ部（３２４）を有するボデー部（３２）と、を備え、
   前記駆動側ノズル部は、冷媒流れ下流側に向かって外径を拡大させる形状の末広部（３１ｄ）を有し、
   前記駆動側ノズル部は、前記ボデー部の内部に形成された円柱状空間内に同軸上に配置されており、
   前記吸引側ノズル部の冷媒通路は、前記末広部の外周面と前記ボデー部の内周面との間に断面円環状に形成されており、
   前記駆動側ノズル部の駆動側噴射口（３１ｅ）と前記吸引側ノズル部の吸引側噴射口（３２２ａ）は、前記駆動側噴射冷媒の噴射方向と前記吸引側噴射冷媒の噴射方向が同等の方向となるように開口しており、
   前記駆動側噴射冷媒の圧力は、前記吸引側噴射冷媒の圧力よりも高くなっており、
   前記混合部から流出して前記ディフューザ部へ流入する前記混合冷媒は、中心軸側の冷媒圧力と壁面側の冷媒圧力が一致しているとともに、亜音速になっているエジェクタ。
2. 前記混合部の出口の通路断面積を混合部出口面積Ａｍｉｘｏｕｔと定義し、前記ディフューザ部の出口の通路断面積をディフューザ部出口面積Ａｏｕｔと定義したときに、
   前記ディフューザ部へ流入する前記混合冷媒の流速が亜音速となるように、
   Ａｍｉｘｏｕｔ／Ａｏｕｔ
   が設定されている請求項１に記載のエジェクタ。
3. 前記混合部の入口から出口へ至る軸方向の長さを混合部距離Ｌと定義し、前記駆動側噴射冷媒が前記混合部内で発生させた衝撃波を消滅させるために必要な軸方向の長さを緩和距離Ｌｖと定義したときに、
   Ｌｖ＜Ｌ
   となっている請求項１または２に記載のエジェクタ。
   但し、緩和距離Ｌｖは、以下の数式で定義される。
   Ｌｖ＝Ｕ₀×（ρ_L×Ｄ_L ²）／（１８×μ_G）
   Ｕ₀：前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒の平均質量流速
   ρ_L：前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒中の液滴の密度
   Ｄ_L：前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒中の液滴の直径
   μ_G：前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒中の気相冷媒の粘度
4. 前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒のマッハ数を初期マッハ数Ｍ₀と定義したときに、
   １＜Ｍ₀＜２．５
   １＜Ｌ／Ｌｖ≦３．５
   となっている請求項３に記載のエジェクタ。
5. 前記衝撃波の最上流部における前記混合冷媒のマッハ数を初期マッハ数Ｍ₀と定義し、前記混合部の冷媒入口の径を混合部入口径Ｄｍｉｘと定義したときに、
   １＜Ｍ₀＜２．５
   １＜Ｌ／Ｄｍｉｘ≦１０
   となっている請求項３に記載のエジェクタ。
6. 前記混合部は、前記混合冷媒の流れ方向下流側へ向かうに伴って通路断面積が増加する形状に形成されている請求項４または５に記載のエジェクタ。
7. 前記駆動側ノズル部は、内部に形成された冷媒通路内の気相冷媒が気相音速以下となるように加速する請求項１ないし６のいずれか１つに記載のエジェクタ。
8. 前記駆動側ノズル部は、冷媒通路断面積を最も縮小させる喉部（３１ｃ）、および前記喉部から前記駆動側噴射口へ向かうに伴って通路断面積を拡大させる末広部（３１ｄ）を有し、
   前記喉部の通路断面積を喉部面積Ａｎｚｔｈと定義し、前記駆動側噴射口の通路断面積を駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔと定義したときに、
   前記冷媒通路内の気相冷媒の速度が気相音速以下となるように、
   Ａｎｚｏｕｔ／Ａｎｚｔｈ
   が設定されている請求項７に記載のエジェクタ。
9. 前記駆動側噴射口の通路断面積を駆動側噴射口面積Ａｎｚｏｕｔと定義し、前記吸引側噴射口の通路断面積を吸引側噴射口面積Ａｓｎｏｕｔと定義したときに、
   前記駆動側噴射冷媒の冷媒圧力が前記吸引側噴射冷媒の冷媒圧力よりも高くなるように、
   Ａｓｎｏｕｔ／Ａｎｚｏｕｔ
   が設定されている請求項１ないし８のいずれか１つに記載のエジェクタ。

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