JPS60252190A - ベ−ン形圧縮機 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 この発明は、自動車用空調機に好適なベーン形圧縮機に
関する。

〔発明の背景〕

従来、自動車用空調機には、構造が簡単で高速回転に適
するベーン形圧縮機が用いられている。

（特開昭５８−１９７４９４号）、このベーン形圧縮機
は第１０図及び第１１図においてその概略を示すように
、吸込みポー）１０１が作動室１０２の側方を閉塞する
サイドグレート１０３に穿設されているため、チャンバ
ｌｌｏに設けられた吸込み口１００から吸込みボート１
０４までの冷媒流路の長さが短く、この間における冷媒
の圧力損失および温度上昇は比較的小さかった。そのた
め、カムリング１０５の空胴内面とロータ１０６のベー
７１０７の先端との間で発生する摺動摩擦熱によって加
熱されたカムリング１０５を充分冷却することができず
、吐出し口１０８の冷媒温度を高める原因となっていた
。このように、従来ノべ一ン形圧縮機においては、冷媒
による機体内、特にカムリングの冷却が充分できないた
め、機械的損失が増大し、耐久性が低下すると共に、吐
出し冷媒温度の上昇が避けられないので、過熱度の制御
幅が小さくなり、それだけこれを用いた冷凍サイクルの
きめ細かな制御がし難いという問題があった。

〔発明の目的〕

この発明の目的は、吐出し冷媒温度を低下させて過熱度
制御音し易くすると共に、カムリングの温度上昇を抑え
て耐久性に優れたベーン形圧縮機を提供することである
。

〔発明の概要〕

本発明のベーン形圧縮機は、作動室に冷媒全供給する吸
込ポート２チヤンバ内壁面と対向したカムリングの外周
面に設け、チャンバに設けられた吸込み口から吸込みボ
ートに至る冷媒流路をチャンバの内壁面とカムリングの
外周面とで形成される空間の全てとし−その流路長を大
きくしたものである。

上記構成によると、吸込み口から圧縮機内部に流入した
冷媒は、吸込みボートに至る間にカムリングの熱を奪っ
て上昇し、それに伴ってカムリングの空胴内面とベーン
先端との摺動部分の潤滑状態を良好にし、吐出し冷媒温
度を下げる。したがって、圧縮機の入口と出口における
冷媒温度差が太きくなり、過熱度が上昇するので、それ
だけ過熱度の制御幅が拡大し、吐出し冷媒温度の低下を
目的とした過熱度制御、即ち上記圧縮機を用いた冷凍サ
イクルの制御が容易となる。

〔発明の実施例〕

以下、この発明の実施例を図面に基づいて説明する。

本発明に係るベーン形圧縮機工には、カムリング２とそ
の両側に夫々２本のボルト３により固着された一対のサ
イドプレート、即ちフロントグレート４及びリヤプレー
ト５によりなる室内に円筒状のロータ６が回動自在に収
納されている。

ロータ６には穴６ａが形成され、該穴６ａにはフロント
プレート４及びリヤプレート５に夫々装着されたラジア
ル軸受８．９に回動自在に支持された駆動軸１０が圧入
されている。またロータ６には、はぼ放射状に複数の溝
１２が形成され、該溝１２には夫々ベーン１３が滑動可
能に嵌挿されている。溝１２の駆動軸１０の軸心Ｏ側端
部には、溝幅（はぼベーン幅に等しい）より若干大きい
直径の逃げ内部１’２ａが夫々形成されており、該逃げ
内部１２ａは、溝１２の内面、即ちベーン１３との摺動
面の研磨を行う際の砥石の逃げである。

フロントプレート４のフロント側（第２図において左側
）には、メカニカルシールの回転子１５が設けられ、該
回転子１５とフロントカックー１６に設けた固定子１８
とによりメカニカルシールを構成する。リヤプレート５
の駆動軸１０端面側には、オイルクーラ２０が設置され
ており、該オイルクーラ２０は、ボルト３で一体化され
たカムリング２、フロントプレート４及びリヤプレート
５と共にチャンバ２２に覆われて収納され、カムリング
２、フロントプレート４及びリヤプレート５は、複数の
通しボルト２３によりフロントカッく−１６に固定され
ている。

壕だオイルクーラ２０は、リヤプレート５とチャンバ２
２との間に挾み込捷れるようにして固定され、チャンバ
２２内壁面とりャプレート５表面により形成される空間
２５と駆動軸１０端面との気密ヲ保つため、リヤグレー
ト５とオイルクーラ２０とはＯリング２６でシールされ
ている。

フロントカバ−１６内壁面とフロントプレート４表面に
より形成さ扛る空間２８には、油分離器２９が設置され
、空間２８の下部は油溜め室として使用される。またフ
ロントカバー１６には吐出し口３０が形成され、チャン
バ２２には空間２５に直接連通する吸込み口３１が形成
されている。

次にカムリング２の構造全第３図によって説明する。同
図はカムリング２をフロント側より見た側面図で、該カ
ムリング２の内周面にはカム曲線３２が形成されており
、該カム曲線３２の座標中心Ｏ（駆動軸１０の軸心）か
ら角度α０の間は、ロータ６の外径より僅かに、例えば
２０〜２０μｍ程度大きい半径の円弧部が形成されてい
る。その他の部分は、ベーン１３が溝１２内全単弦運動
するような曲線、いわゆる閉曲線に形成されている。

従って、ロータ６の外周面とカムリング２のカム曲線３
２で形成される空間（以下−圧縮室という）は２つであ
り、２つの圧縮室３３．３４は、角度α０の真内部分で
シールされている。

またカムリング２には、２個の吐出弁３５（第１図参照
）が挿入される非挿入穴３６が形成され、この非挿入穴
３６とカムリング２の圧縮室３４とは吐出ボート３８に
より連通されている。該吐出ボート３８の形状は、第３
図の■矢視會示した第４図のように長穴状に形成されて
いる。同図において、直線ａは角度α０のアキシャルシ
ール部の中心を示す線であり、吐出ボート３８は、直線
ａよりロータ６回転方向とは反対側に吐出ボート３８の
幅Ｃより若干広い幅ｅだけずらした位置に形成され、そ
の長芋方向位置は、分割線ｂ（カムリング２の幅方向の
中心線）に対して対称に形成されている。

更にカムリング２の外周面には、吸込ボート４０．４１
が形成されてあり、このうちの１つの吸込ボート４１の
流れの上流側には、この吸込ボート４１への流れ全阻止
するための流量阻止弁４３（第１図参照）が収納される
非挿入穴４５が形成され、該非挿入穴４５は流路４６に
よりカムリング２外周面と連通している。また吸込ボー
ト４０．４１のカムリンク２内周面側開口部には、切り
欠き４８が形成されている。該切り欠き４８の始まυ角
度は、直線ａからの角度βで約１５°〜２０°程度とし
である。これは、この角度範囲ではカムリング２内周面
とロータ６外周面との半径方向距離が小さいため、この
部分でもシール性を持たせるためである。

切ジ欠き４８の終了点位置の直線ａからの角度γは次の
ように定める。圧縮室数ｆ％、ベーン数ｉｚとすると、
相隣れる２枚のベーン１３、ロータ６外周面、カムリン
グ２内周面及びフロントプレート４、リヤプレート５に
より形成される室間４９（以下、作動室という。第１図
参照）が最大体積となるときの後続ベーン１３の直線ａ
からの角度δは、 で与えられる。従って理論的には、 γ＝δ であればよい。しかし、後続ベーンエ３の角度γがδに
近づいてくると、冷媒の流路が小となって、冷媒が十分
流入しないことから、体積効率が低下する。そこで、こ
れを回避するため、ｒ〉δとしである。実際には、 γ−δ＋６゜ 程度とするのがよい。なおγ〉δとすると、作動室４９
の最大体積は理論最大体積より減少し、例えばγ＝δ千
６°とすると、その減少分は１．１％である。しかし、
冷媒には慣性力があり、γ〉δとすると特に高速運転条
件下では、γ−δのときに比べて体積効率が良くなる。

角度γ全角度δから増大させる角度を犬きくすると、最
大体積が小となるため、吸込み冷媒の慣性力が小さい低
速運転時には体積効率が悪化する。従って、低速運転時
の体積効率低下と、高速時の効率向上とのかね合いから
、γ−δ＋６°としである。

捷た切シ欠き４８の加工法について述べると、鋳造の場
合には鋳型で対処できる。しかし、複数の通しボルト２
３用のボルト穴５０及び給油穴５１は機械加工によらね
ばならない。一方焼結金属で成形する場合、上記のボル
ト穴５０及び給油穴５１は、追・加工することなくその
捷ま金型で設けることができ、更に吐出弁挿入穴３６及
び流量阻止弁挿入穴４５は、仕上げ加工のみで良い状態
にまで金型で仕上げることができるといった利点がある
が、切ジ欠き４８は機械加工によらなければならない。

しかし、切り欠き４８、吸込みボート４０．４１及び流
路４６全金型で成形するには、カムリング２を駆動軸１
０に直角な面で２分割成形すればよい。本実施例ではカ
ムリング２を第４図及び第３図のＶ矢視全示した第５図
に示すように、カムリング２の幅方向の中央部で分割し
である（分割線ｂ）。このように、２分割で成形したカ
ムリング２を焼結すると同時に接合することによジ、ボ
ルト穴５０など駆動軸１０と平行の穴及び吸込みボート
４０．４１、吐出ボート３８などの機械加工を省略でき
るといった生産上の利点がある。壕だ焼結成形の場合、
ＦＣ鋳造より軽量化できるといった効果もある。々お焼
結金属の場合、ＦＣの鋳造品に比べてカスの透過が犬で
あるが、カムリング２の外表面は機械加工する必要がな
いので、スチーム処理を行えばガスの透過を小とするこ
とができ、体私効率への悪影響を皆無にすることができ
る。

第６図は本発明に係るベーン形圧縮機を用いた冷凍ザイ
クル金示したもので、圧縮機１で圧縮した高圧・高温の
気体の冷媒を、油分煎器２９（第２Ｖ参照）全通して油
分を分離し、配管５２により凝縮器５３に導Ｏ・き、こ
の凝縮器５３で水冷又は′ｇ冷して常温・高圧の液体状
の冷媒となし、この冷媒を受液器５４を通ｌ〜で電磁弁
式膨張弁５５で絞って減圧し、配管５２により低圧の蒸
発器５６に導いて蒸発させ周囲より気化熱ケ奪い、蒸発
した気体状の冷ｆＮｋ配廿５２により圧縮機１に吸引さ
せる。

そして、圧縮機１には、カムリンク２の外周面とチャン
バ２２の内壁面にょジ形成される複数の扇形又はほぼ台
形状の空間のうち、容量制御用の流量阻止弁４３が設置
された吸込みボート４１とは別の吸込みボート４０が開
口する空間５８内に冷媒の過熱度を検出するセンサ６０
が設置されている。また圧縮機１の吐出し口３０（第２
図参照）の上流部（即ち圧縮機１内）又はすぐ下流部に
は、吐出し冷媒温度を検出するためのセンサ６２が設置
されている。

蒸発器５６の出口部には、蒸発器出口冷媒の過熱度を検
出するためのセンサ６３が設けてあり、該センサ６３の
信号は、上記センサ６０．６２の信号と共に演算回路６
５に導かれる。該演算回路６５は、圧縮機吐出し冷媒温
度がある設定された値以下のときには、センサ６３で検
出された過熱度が一定となるように膨張弁５５の開度を
制御し、また圧縮機吐出し冷媒温度が、上記設定値以上
のときには、センサ６０で検出された過熱度が一定とな
るように膨張弁５５の開度を制御するような信号全発生
ずる。このような過熱度制御方法により、圧縮機吐出し
冷媒温度が異常に上昇するのが防止される。

つぎに、本発明の実施例の動作を説明する。

ｉｒｙ：　７　ｗＩは井筒かＪ　ＯＯＫｍ／１１で走行
中の冷凍サイクルの低圧側冷媒過熱度を示したもので、
同図において、膨張弁５４により断熱的に膨ｋｚ　した
冷媒は湿り状態で、この冷１が蒸発器５６に流入し、周
囲の孕気と熱交換して蒸発する。圧縮機吐出し冷媒温度
が周定の位置］のときＫは、膨張弁５４に一蒸発器５６
の出口部に設置したセンサ６３の過熱度ＳＨｅが一定と
なるように流ｈ１制御する。一般的には過熱度ＳＨｅは
約１０℃である。センサ６３から下流側では、配管５２
内の圧力損失と管壁からの加熱により過熱度か上昇する
。軍両によってこの過熱度の上昇拓は異るか、条件が良
い場合には、蒸発器５６出口から圧縮機１人口才での間
の過熱度士昇分（は約１０°Ｃ程度である。

つぎに、冷媒が圧縮機１に流入すると、圧縮機１内での
冷媒圧縮及び機械損失による発熱の影響で、才ず吸込み
口３］で過熱度が上昇（〜、ついで、空間２５内に設け
られたオイルクーラ２０を通過するときに過熱度が急激
に上昇し、更に、チャンバ２２内壁面とカムリング２外
周面により形成される空所５８内で過熱度が上昇して、
２枚のベーン１３で形成される作動室４９に流入する。

この結果、熱負荷条件などによっても異るが、蒸発器５
６の出口で約１０℃であった過熱度が、圧縮機１の吸込
み［」３］直前では２０’Ｃ、カムリング２に形成され
た吸込みボート４０のｊ酉前では６０℃にも達する。

ここで、圧縮機１内部で吸込み冷媒が吸収する熱量は、
圧縮機吐出し冷媒又は圧縮行程途中の冷媒が放出する熱
量に等しいから単に熱収支計算を行うと、圧縮機１内部
での吸収熱量がいくら多くても、川］ち、吸込みボート
４０人口での過熱度が筒くなっても、吐出し冷媒温度は
変化しない。しかし寅際には前述のように、吸込み冷媒
で潤滑油又はカムリング２を冷却した場合には、ベーン
１３先端とカッ、リング２との摺動面などに代表さ扛る
摺動部分の潤滑状態が良くなるので、吐出し冷媒温度は
低下する。以下その理由″ｆ、説明する。

第８図は横軸が軸受定数ｅと称され、軸受の潤滑状態を
現わす値で卵って、次式で定義される。

ｅ−τｖ　／　（Ｆ／Ｈ） ここで、τは潤滑油の粘度、■はベーン１３先端とカム
リンク２とのすべり速度、Ｆはベーン１３とカムリング
２との押しつけ力、■■はベーン」３の軸方向幅でりる
。

捷た縦軸は、ベー７１３とカムリング２との摩擦係数ｆ
である。

さて、ロータ６の外径及び軸方向幅と力１．　ＩＪンク
２の内周面フロフィールが一定の圧縮機１であって、本
発明のように、カムリング２の外周面が低温低圧冷媒で
冷却されている場合（以下、低圧チャンバ方式と称する
）のカムリンク２の温度ハ、第１０図及び第１１図に示
しｆｃように、カムリング２外周面が冒温高圧冷媒の場
合（以下、高圧チャンバ方式と称する）と比較して当然
低温である。

例えば、吐出し冷媒温度が１３５°Ｃのとぎ、低圧チャ
ンバ方式でのカムリング２内周ωｊの温度（実際は内周
面より１ｍ戸外側の温度）は自転速度にはあ才り影響さ
ｎず約１０５℃であるのに対して、高圧チャンバ方式で
は約１２５℃である。ここで、車両が１００ＫＩＩＩ／
ｈで走行中の圧縮機１の運転状態は第１表の如くである
。同表において摩擦損失Ｌｉ１−１：、 Ｌ＝ｆ−Ｆ・ｖ／１０２Ｘ（ベーン数）　ｘ　８６０　
（ｋｃａｌ／ｈ）で定義した。また、この摩擦損失によ
り吐出し冷媒温度が上昇するが、これによるエンタルピ
ｉの上昇分ΔｉＬは冷媒流量ｋＧ（ｋ！９／ｈ）とする
と、Δｉ　ｒ、　−−”　（ｋ　ｃａｌ／ｋｇ）である
。ここで、低圧チャンバ方式又は高圧チャンバ方式にか
かわらず、理想的に断熱圧縮されたときの吐出し冷媒の
状態全圧力ｐｄ二１７．６　ａｔａ。

１００℃とすると、エンタルピｉｄは１４９．１９ｋｃ
ａｌ／ｋｆ？である。よって、低圧チャンバ方式及び高
圧チャンバ方式それぞれの吐出し冷媒温度Ｔｄば、吐出
し冷媒圧力Ｐｄ　を１７．６ａｔａ一定とすると、同圧
力でエンタルピｊｄが（１４９，１９＋ΔｊＬ）となる
温度である。

第１表 第１表から、高圧チャンバ方式では実際の吐出し冷媒温
度と計算値はほぼ等しいとみなしてよい。

即ち、本発明に係る圧縮機１は、高圧チャンバ方式又は
低圧チャンバ方式にかかわらず、ベーン１３先端での摩
擦損失を０としたときの吐出し冷媒温度は１００℃であ
る。ここで、低圧チャンバ方式とすると、カムリング２
の゛温度が低下するので、内周面での潤滑状態が良好と
なり、摩擦係数ｆが低下する。このため、ベーン１３先
端の摩擦損失りが減少し、吐出し冷媒温度は１２７．７
℃となって、高圧チャンバ方式に比べて７．７℃温度が
低下する。このように、低圧チャンバ方式とすることに
よる吐出し冷媒温度低減の効果はあるが、ここではこの
影響を考慮しないで説明する。

また第７図において、圧縮機１の吸込み口３工の冷媒の
状態は吸込み冷媒圧力Ｐａは１．９ａｔａ、吸込み冷媒
温度Ｔｓは２７９．４Ｋ（＝６．２°Ｃ）であシ、故に
過熱度５Ｉ（ｃは２０℃である。このとき、吐出し冷媒
圧力Ｐｄは１７．６ａｔａ、吐出し冷媒温度Ｔｄは４０
８．２Ｋ（＝１３５℃）であった。よって、圧力比πは
９．３である。しかし第７図には示さないが、センサ６
０部分の吸込み冷媒圧力Ｐｃは１．４ａｔａであり、過
熱度ＳＨｃが６０℃であるから、吸込み冷媒温度Ｔｃは
３１１．２Ｋ（３８℃）である。

よって、センサ６０設置部分から圧縮機１の吐出し口３
０捷での間のポリトロープ指数ｎはである。

さて、例えは上記運転条件で、吐出し冷媒温度の設定値
が１００℃であったとする。このときには演算回路６５
はセンサ６０の過熱度ＳＨｃが一足となるように膨張弁
５４の開度を制御する。このどき、例えばｌ１ｔ＝１．
１２　としＴｄ＝３７３．２Ｋ（＝　１００℃）となる
吸込み冷媒温度ＴｃはＰｃ＝１．４　ａｔａ、Ｐｄ＝１
７．６ａｔａ　とすると、Ｔ　ｃ　＝　’Ｉ’ｄ／　（
”　）　甲−２８４，５Ｋ＝　１１．３℃ｃ である。

このときセンサ６０部分の冷媒の過熱度ＳＨｃは３３．
３℃である。膨張弁５４が、このような流量制御してい
るとき、圧縮機１の吸込み口３１の直前では液戻り現象
が生じてお９、オイルクーラ２０の途中でようやく過熱
度が０である。また例えばオイルクーラ２０を設けない
場合には空間２５．５８では吸込み口３１内と同じ割合
で過熱度が上昇するので、センサ６０部分でようやく過
熱度がＯである。センサ６０は過熱度が０であることと
、湿り度が０であることの判定ができない。

即ち、センサ６０は気液二相流の状態でも過熱度Ｏと判
定するから、オイルクーラ２０を設けない場合にはセン
サ６０の過熱度を０と々るような流量制御はできない。

従って、例えばオイルクーラ２０會設けたり又はカムリ
ンク２外周面を冷却するようにして、吸込み冷媒の過熱
度を上昇させた後の冷媒の過熱度を制御するのがよい。

以上述べたように、吸込み冷媒の過熱度が一定となるよ
うに流量制御する理由は、湿り度センサに比べて過熱度
センサ６０が小形でしかも安価であることによる。

また、本発明のような低圧チャンバ方式とすれば、第９
図にサイクル線図を示したようにエバポレータ出口の点
ａで過熱度が１０℃とすると、圧縮機入口の点すでは過
熱度が２０℃、カムリング２の外周面などを冷却して、
吸込みボート４０人口の点Ｃでは過熱度が６０°Ｃであ
る。この冷媒を圧縮して一吐出ボート３８直前の点ｄで
ｉａ平均吐出し冷媒圧力Ｐｄより高圧高温であり、圧縮
機吐出し口３０の点ｅでは吐出し冷媒圧力Ｐｄ１ｌ−１
１７，６ａｔａ　吐出し冷媒温度Ｔｄは１２７．’Ｃと
なる。

これに対して、第１０図及び第１１図に示す高圧チャン
バ方式の場合には、吸込み口１００から吸込みボー）　
１０４４での距離が短く、１〜かもオイルクーラがない
ので、この間の圧力損失及び温度−に昇は比較的小さい
。この結果を低圧チャンバ方式と重ね合わせると、第７
図及び第９図に示す如くへ吸込みボート人口の点ｆでは
過熱度は３３°Ｃであるが、第１表から分るように、ベ
ーン先端の摩擦損失りが太さいために、吐出し一口の点
りでは低圧チャンバ方式と比べて温度が高くなる、この
ことは、例えば低圧チャンバ方式において、吸込みボー
ト４０石前の過熱度を高圧チャンバ方式と同一（点ｆ）
に制御したとすると、点ｆから、点Ｃと点ｄとを結ぶ直
線の傾きで圧縮するから。

圧縮機吐出し口３０では点ｅ′に至り、点りと点ｅ′と
の温度差だけ低温とすることができる。

〔発明の効果〕

上述のとおり、本発明によれば、圧ｍ機の吸込み口から
機体内に流入した冷媒が、チャンバ内壁面とカムリング
外周面との間の空間を通して作動室に吸込唸れるので、
カムリングを冷却することができ、ベーンとカムリング
摺動面との摩擦状態が良好となり、回部の摩擦損失を軽
減させることができるもので、上記圧縮機吐出し冷媒温
度全低下させることができることと相甘って圧縮機の耐
久性全向上させることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図から第９図は本発明に係る実施例を示したもので
、第１図はベーン型圧縮機の縦断面側面図、第２図は第
１図の■−■矢視縦断面正面図、第３図はカムリングの
側面図、第４図は第３図の■矢視の吐出ボートの正面図
、第５図は第３図１のＶ俯視の吸込みボート及び切り欠
きの正面図、第６図は冷凍サイクルの構成と流量？Ｉｉ
制御用センサとの関係を示した概略図、第７図は膨張弁
７５ユら作動室寸での間の流路内の冷媒の過熱度変化金
示した線図、第８図は軸受定数と摩擦係数との関係を示
した線図、第９図はベーン形圧縮機のサイクル線図、第
１０図は従来例の高圧チャンバ方式のベーン形圧縮機の
縦断面側面図、第１１図は第１０図のＭ−η矢視縦断面
正面図である。 １・・ベーン形圧縮機、２・・・カムリング、４．５・
・・一対のサイドフレートたるフロントプレート及びリ
ヤプレート、６・・・ロータ、１３・・・ベーン、２２
・・・チャンバ、２９・・・油分離器、３１・・・吸込
み口、３３．３４・・圧縮室、４０・・・吸込みボート
、５３・・・凝縮器、５５・・・膨張弁、５６・・・蒸
発器、５８・・空間、６０．６３・・・センサ、６５・
・・演算回路。 代理人　鵜　沼　辰　之 第１図 第３図 第４図 ｂ ８ 第５図 す 第６図 ５ 骨％Ｃ褒敏ゼ　ｐ　ｍ −〇 第１Ｑ図

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）　チャンバに所定間隔を置いて両側が開放した空
   胴全有するカムリング會内装し、このカムリングの空胴
   内にロータ全回動自在に設け、このロータに前記カムリ
   ングの空胴内面に所定の押圧力でもって摺接する複数の
   ベーン會滑動自在に装着し、且つ前記カムリングの両側
   全サイドプレートで閉塞すると共に、前記サイドプレー
   トに近接したチャンバに吸込み口および前記チャンバ内
   壁面と対向したカムリングの外周面に吸込みボートを各
   々設け、前記吸込み口から吸込みボートに至る冷媒流路
   をチャンバの内壁面とカムリングの外周面との間の全域
   に亘って形成したことを特徴とするベーン形圧縮機。