JP2007051833A - エジェクタ式冷凍サイクル - Google Patents

Abstract

【課題】 エジェクタと複数個の蒸発器とを有するエジェクタ式冷凍サイクルのＣＯＰを向上する。
【解決手段】 圧縮機１１と、放熱器１３と、冷媒吸引口１４ｂを有するエジェクタ１４と、エジェクタ１４の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを冷媒吸引口１４ｂに導く分岐通路１６と、エジェクタ１４の冷媒流れ下流側に配置される第１蒸発器１５と、分岐通路１６に配置される第２蒸発器１８とを備え、第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅと圧縮機１１から吐出される吐出冷媒流量Ｇｎとの冷媒流量比αを、０．０７以上、０．９３以下の範囲に設定する。
【選択図】 図１

Description

本発明は、冷媒を吸引するエジェクタと、複数個の蒸発器とを有するエジェクタ式冷凍サイクルに関するもので、例えば、空調装置、あるいは冷凍、冷蔵用冷凍装置等に適用して有効である。

従来、この種のエジェクタ式冷凍サイクルは特許文献１等にて知られている。この特許文献１では、冷媒減圧手段および冷媒循環手段の役割を果たすエジェクタの冷媒下流側と気液分離器との間に第１蒸発器を配置するともに、気液分離器の液冷媒出口側とエジェクタの冷媒吸引口との間に第２蒸発器を配置したエジェクタ式冷凍サイクルが開示されている。

このエジェクタ式冷凍サイクルによると、膨張時の冷媒の高速な流れにより生じる圧力低下を利用して、第２蒸発器から排出される気相冷媒を吸引するとともに、膨張時の冷媒の速度エネルギーをディフューザ部（昇圧部）にて圧力エネルギーに変換して冷媒圧力を上昇させるので、圧縮機の駆動動力を低減できる。

また、２つの蒸発器により別々の空間、または２つの蒸発器で同一の空間から吸熱（冷却）作用を発揮することができる。そして、２つの蒸発器にて室内の冷房を行ってもよい旨の記載もある（特許文献１の段落０１９２参照）。
特許第３３２２２６３号公報

しかし、この従来技術では、第２蒸発器側へ分岐する冷媒の質量流量（以下、質量流量を単に流量という）はエジェクタの冷媒吸引機能に依存するので、第２蒸発器側へ分岐する冷媒の流量を独立して調整することができない。

そこで、本出願人は、先に、特願２００５−３７６４５号（以下、先願例という）にて、図１に示すエジェクタ式冷凍サイクル１０を提案している。

この先願例のエジェクタ式冷凍サイクルでは、エジェクタ１４の冷媒下流側と圧縮機１１との間に第１蒸発器１５を配置するともに、エジェクタ１４の冷媒上流側の分岐点Ｚで冷媒流れを分岐させている。そして、分岐点Ｚとエジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂとの間に冷媒の圧力および流量を調整する絞り機構１７と第２蒸発器１８とを配置し、第２蒸発器１８の出口側をエジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂ側に接続している。

これにより、第２蒸発器１８側への分岐冷媒流量Ｇｅを、エジェクタ１４の冷媒吸引機能に依存することなく、絞り機構１７で独立して調整できる。

しかし、本発明者の詳細な検討によると、この先願例では、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒと圧縮機１１の駆動動力Ｌとの比で表されるＣＯＰ（Ｑｅｒ／Ｌ）が膨張弁サイクルのＣＯＰよりも低下してしまう場合があることがわかった。ここで、膨張弁サイクルとは、周知のごとく、圧縮機、放熱器、膨張弁および蒸発器を順次接続した閉回路からなる冷凍サイクルである。

本発明は、上記点に鑑み、エジェクタ式冷凍サイクルのＣＯＰを向上することを目的とする。

本発明の他の目的は、高いＣＯＰを実現できるエジェクタ式冷凍サイクルを提供することにある。

本発明のさらに他の目的は、エジェクタの上流とエジェクタの吸引口との間に配置された蒸発器への冷媒流量を適切に設定する手段を備えることにより、高いＣＯＰを発揮するエジェクタ式冷凍サイクルを提供することにある。

本発明では、上記目的を達成するための技術的手段を以下のごとき実験、研究による知見に基づいて案出している。そこで、本発明者による実験、研究の知見について最初に説明する。

図１に示すエジェクタ式冷凍サイクル（１０）では、圧縮機（１１）から吐出された流量（Ｇｎ）の冷媒がエジェクタ（１４）の冷媒上流側の分岐点（Ｚ）で分岐して、第２蒸発器（１８）を流れる流量（Ｇｅ）の冷媒と、エジェクタ（１４）のノズル部（１４ａ）を流れる流量（Ｇｎ−Ｇｅ）の冷媒とに分かれる。

第２蒸発器（１８）で蒸発した流量（Ｇｅ）の冷媒はエジェクタ（１４）にて吸引され、エジェクタ（１４）の混合部（１４ｃ）でノズル部（１４ａ）の流量（Ｇｎ−Ｇｅ）の冷媒と混合する。この混合した冷媒は、エジェクタ（１４）のディフューザ部（１４ｄ）で昇圧されて第１蒸発器（１５）に流入するので、第１蒸発器（１５）に流量（Ｇｎ）の冷媒が流れる。

図３は、このエジェクタ式冷凍サイクル（１０）におけるｐ−ｈ線図である。この図３において、第１蒸発器（１５）に流入する冷媒圧力（Ｐ１）と第２蒸発器（１８）の冷媒蒸発圧力（Ｐ２）との圧力差（Ｐ１−Ｐ２）がエジェクタ（１４）による昇圧量（ΔＰｅｊｅ）である。また、圧力損失（ΔＰｅｂａ１）は、第１蒸発器（１５）における冷媒の圧力損失を示している。

図３からわかるように、第２蒸発器（１８）の冷媒蒸発圧力（Ｐ２）は、第１蒸発器（１５）冷媒蒸発圧力（Ｐ１−ΔＰｅｂａ１）よりも低いので、第２蒸発器（１８）の冷媒蒸発温度は、第１蒸発器（１５）の冷媒蒸発温度よりも低くなる。このため、より冷媒蒸発温度の低い第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）を増加すれば、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）が増加する。

しかしながら、第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）の増加に伴い、エジェクタ（１４）のノズル部（１４ａ）を流れるノズル部冷媒流量（Ｇｎ−Ｇｅ）は減少して、エジェクタ（１４）による昇圧量（ΔＰｅｊｅ）が低下するため、圧縮機（１１）の駆動動力（Ｌ）が増加する。

したがって、第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）を増加しすぎると、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）と圧縮機（１１）の駆動動力（Ｌ）との比で表されるＣＯＰ（Ｑｅｒ／Ｌ）が低下してしまい、逆に、第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）が低下しすぎても、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）が減少するため、ＣＯＰ（Ｑｅｒ／Ｌ）が低下してしまう。

そこで、本発明者は、図４のように、冷媒流量比（α）とＣＯＰ向上効果との相関関係を明らかにした。ここで、冷媒流量比（α）とは、第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）と圧縮機（１１）から吐出された吐出冷媒流量（Ｇｎ）との比（α＝Ｇｅ／Ｇｎ）である。

また、ＣＯＰ向上効果とは、膨張弁サイクルのＣＯＰを１としたときの、エジェクタ式冷凍サイクル（１０）のＣＯＰである。即ち、ＣＯＰ向上効果の値が１より大きいほど、エジェクタ式冷凍サイクル（１０）のＣＯＰが膨張弁サイクルのＣＯＰと比較して向上することを意味する。ここで、膨張弁サイクルは、前述した圧縮機、放熱器、膨張弁および蒸発器を順次接続した閉回路からなる冷凍サイクルである。

この図４によると、冷媒流量比（α）が小さい領域および冷媒流量比（α）が大きい領域ではＣＯＰ向上効果が１未満となり、その中間領域ではＣＯＰ向上効果が１以上となるとともに、この中間領域にＣＯＰ向上効果が最大となる最適な冷媒流量比（α）が存在することがわかる。

上記点に鑑み、本発明は、冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
分岐通路（１６）に配置され、冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）と圧縮機（１１）から吐出される吐出冷媒流量（Ｇｎ）との冷媒流量比（α）を、０．０７以上、０．９３以下の範囲に設定することを第１の特徴とする。

これによると、圧縮機（１１）の駆動動力（Ｌ）の増加を抑制しつつ、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）を増加して、エジェクタと複数個の蒸発器とを有するエジェクタ式冷凍サイクルのＣＯＰを向上することができることがわかった。

また、この設定範囲の中でも、冷媒流量比（α）を、０．１以上、０．８２以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、冷媒流量比（α）を、０．２以上、０．６以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより一段と向上することができることがわかった。

次に、本発明の第２の特徴に関して述べる。ここで、第１蒸発器（１５）の熱交換コア部（１５ａ）における冷媒流路容積である第１コア部容積（Ｃｅ１）と第２蒸発器（１８）の熱交換コア部（１８ａ）における冷媒流路容積である第２コア部容積（Ｃｅ２）との合計を総容積（Ｃｎ）とする。

第２コア部容積（Ｃｅ２）と総容積（Ｃｎ）との比である容積比（β＝Ｃｅ２／Ｃｎ）が小さすぎるとき、即ち、第２コア部容積（Ｃｅ２）が小さすぎるときは、第２蒸発器（１８）で冷媒が十分に蒸発できないため、流量（Ｇｅ）に見合うだけの冷却能力が得られない。この結果、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）が低下してＣＯＰが低下する。

また、容積比（β）が大きすぎる、即ち、第１コア部容積（Ｃｅ１）が小さすぎるときは、第１蒸発器（１５）で冷媒が十分に蒸発できないため、流量（Ｇｎ）に見合うだけの冷却能力が得られない。この結果、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）が低下してＣＯＰが低下する。

換言すれば、容積比（β）によってＣＯＰが変化し、ＣＯＰを向上できる容積比（β）の範囲が存在する。

そこで、本発明は、第２コア部容積（Ｃｅ２）と総容積（Ｃｎ）との容積比（β）を、０．０９以上、０．８９以下の範囲に設定することを第２の特徴とする。

これによると、第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１８）の両者において、冷媒が適正に蒸発して、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）が増加する。この結果、エジェクタと複数個の蒸発器とを有するエジェクタ式冷凍サイクルのＣＯＰを向上することができることがわかった。

また、この設定範囲の中でも、容積比（β）を、０．１３以上、０．８以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、容積比（β）を、０．２２以上、０．６以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより一段と向上することができることがわかった。

次に、本発明の第３の特徴に関して述べる。冷媒流量比（α）が容積比（β）より大きすぎるとき、即ち、第２蒸発器（１８）を流れる冷媒の流量（Ｇｅ）に対して第２コア部容積（Ｃｅ２）が小さすぎるときは、第２蒸発器（１８）で冷媒が十分に蒸発できず、ＣＯＰが低下する。

また、冷媒流量比（α）が容積比（β）より小さすぎるとき、即ち、第１蒸発器（１５）を流れる冷媒の流量（Ｇｎ）に対して第１コア部容積（Ｃｅ１）が小さすぎるときは、第１蒸発器（１５）で冷媒が十分に蒸発できず、ＣＯＰが低下する。

換言すれば、冷媒流量比（α）と容積比（β）との差である流量比容積比差（α−β）によってＣＯＰが変化し、ＣＯＰを向上できる流量比容積比差（α−β）の範囲が存在する。

そこで、本発明は、冷媒流量比（α）と容積比（β）との差である流量比容積比差（α−β）を−０．３以上、０．３以下の範囲に設定することを第３の特徴とする。

これによると、第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１８）のそれぞれの容積（Ｃｅ１、Ｃｅ２）が、それぞれの蒸発器（１５、１８）を流れる冷媒流量（Ｇｎ、Ｇｅ）に対して適正になる。

このため、第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１８）の両者において、冷媒が適正に蒸発して、冷凍サイクル全体の冷凍能力（Ｑｅｒ）を増加する。この結果、ＣＯＰを向上することができることがわかった。

また、この設定範囲の中でも、流量比容積比差（α−β）を−０．２以上、０．２以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、流量比容積比差（α−β）を−０．１以上、０．１以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより一段と向上することができることがわかった。

また、本発明は、第１蒸発器（１５）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ１）を、第２蒸発器（１８）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ２）よりも大きくすることを第４の特徴とする。

本発明においては、第１蒸発器（１５）には、放熱器（１３）で凝縮された冷媒のみならず、第２蒸発器（１８）で蒸発した冷媒が混合して流入するため、第１蒸発器（１５）に流入する冷媒の乾き度が高くなる。即ち、冷媒の比容積が大きく、冷媒流速が速いため、第１蒸発器（１５）における冷媒の圧力損失（ΔＰｅｂａ１）が大きくなる。

そこで、本発明の第４の特徴のように、第１蒸発器（１５）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ１）を、第２蒸発器（１８）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ２）よりも大きくすれば、第１蒸発器（１５）における冷媒圧力損失（ΔＰｅｂａ１）を抑制できる。

このため、圧縮機（１１）の駆動動力（Ｌ）が低減して、ＣＯＰを向上することができる。

また、本発明は、具体的には、第２蒸発器（１８）を、第１蒸発器（１５）を通過する空気流れ（Ａ）の下流側に配置する。

これにより、第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１８）の両者にて冷却された空気を共通の冷却対象空間（２３）に吹き出して、共通の冷却対象空間（２３）を冷房（冷却）することができる。

また、本発明は、具体的には、第２蒸発器（１８）が、第１蒸発器（１５）によって冷却される第１の冷却対象空間（２３）とは別の第２の冷却対象空間（２４）を冷却するようにしてもよい。

これにより、第１蒸発器（１５）と第２蒸発器（１８）とで、別々の２つの冷却対象空間（２３、２４）を冷房（冷却）できる。

また、本発明は、第２蒸発器（１８）が、第１蒸発器（１５）を通過する空気流れ（Ａ）の下流側に配置されており、
第２蒸発器（１８）における空気側伝熱面積（Ｈｅａ２）と冷媒側伝熱面積（Ｈｅｒ２）との比である伝熱面積比（γ２）を、第１蒸発器（１５）における空気側伝熱面積（Ｈｅａ１）と冷媒側伝熱面積（Ｈｅｒ１）との比である伝熱面積比（γ１）よりも大きくすることを第５の特徴とする。

これによると、第２蒸発器（１８）が、第１蒸発器（１５）を通過する空気流れ（Ａ）の下流側に配置されることにより、第２蒸発器（１８）の吸込み空気温度は、第１蒸発器（１５）の吸込み空気温度よりも低くなる。このため、第２蒸発器（１８）の吸込み空気の比容積が減少し、冷媒流速が減少するので、第２蒸発器（１８）の熱伝達率が低下する。

そこで、本発明の第５の特徴のように、第２蒸発器（１８）における伝熱面積比（γ２＝Ｈｅａ２／Ｈｅｒ２）を、第１蒸発器（１５）における伝熱面積比（γ１＝Ｈｅａ１／Ｈｅｒ１）よりも大きくすれば、第２蒸発器（１８）の熱伝達率を向上させることができる。この結果、第２蒸発器（１８）の冷凍能力が向上して、ＣＯＰを向上することができる。

また、本発明は、第１蒸発器（１５）を、冷媒流れに対して並列に複数個配置し、
第２蒸発器（１８）を、冷媒流れに対して並列に複数個配置して、複数の冷却対象空間（２３、２４）を冷房（冷却）してもよい。

また、この複数個の第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１８）を１個ずつ組み合わせ、この複数個の組み合わせのそれぞれにおいて、第２蒸発器（１８）を第１蒸発器（１５）の空気流れ（Ａ、Ｂ）下流側に配置してもよい。

また、本発明における冷媒は、Ｒ１３４ａ、ＣＯ２、Ｒ４０４Ａ、ＨＣ、Ｒ４１０ＡおよびＲ４０７Ａのいずれか１つにしてもよい。

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、本発明の第１実施形態について図１〜図４に基づいて説明する。図１は第１実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクル１０を車両用冷凍装置に適用した例であり、主要な構成は先願例のエジェクタ式冷凍サイクルと同様である。本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０において、冷媒を吸入圧縮する圧縮機１１は、プーリー１２、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使用してもよい。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。

この圧縮機１１の冷媒吐出側には放熱器１３が配置されている。放熱器１３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）との間で熱交換を行って高圧冷媒を冷却する。

本例では、エジェクタ式冷凍サイクル１０の冷媒としてＲ４０４Ａを使用している。このＲ４０４Ａのようなフロン系冷媒を用いる場合は、高圧圧力が臨界圧力を超えない亜臨界サイクルとなるので、放熱器１３は冷媒を凝縮する凝縮器として作用する。一方、冷媒として二酸化炭素（ＣＯ２）のように高圧圧力が臨界圧力を超える冷媒を用いる場合はエジェクタ式冷凍サイクル１０が超臨界サイクルとなるので、冷媒は超臨界状態のまま放熱するだけで、凝縮しない。

放熱器１３よりもさらに冷媒流れ下流側部位には、エジェクタ１４が配置されている。このエジェクタ１４は冷媒を減圧する減圧手段であるとともに、高速で噴出する作動冷媒の吸引作用によって冷媒輸送を行う運動量輸送式ポンプでもある。

エジェクタ１４には、放熱器１３から流入する高圧冷媒の通路面積を小さく絞って、高圧冷媒を等エントロピ的に減圧膨張させるノズル部１４ａと、ノズル部１４ａの冷媒噴出口と同一空間に配置され、後述する第２蒸発器１８からの気相冷媒を吸引する冷媒吸引口１４ｂが備えられている。

さらに、ノズル部１４ａおよび冷媒吸引口１４ｂの冷媒流れ下流側部位には、ノズル部１４ａからの高速度の冷媒流と冷媒吸引口１４ｂの吸引冷媒とを混合する混合部１４ｃが設けられている。そして、混合部１４ｃの冷媒流れ下流側に昇圧部をなすディフューザ部１４ｄが配置されている。このディフューザ部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。

エジェクタ１４のディフューザ部１４ｄの下流側に第１蒸発器１５が接続され、この第１蒸発器１５の冷媒流れ下流側は圧縮機１１の吸入側に接続される。

一方、エジェクタ１４の上流部（放熱器１３とエジェクタ１４との間の中間部位）の分岐点Ｚにおいて冷媒分岐通路１６が分岐され、この冷媒分岐通路１６の下流側はエジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂに接続される。

この冷媒分岐通路１６には絞り機構１７が配置され、この絞り機構１７よりも冷媒流れ下流側部位には第２蒸発器１８が配置されている。絞り機構１７は第２蒸発器１８への分岐冷媒流量Ｇｅの調節作用をなす減圧手段であって、具体的にはオリフィスのような固定絞りで構成できる。また、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絞り機構１７として用いてもよい。

分岐点Ｚから冷媒分岐通路１６が分岐されることにより、圧縮機１１から吐出された質量流量Ｇｎの冷媒は、第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅと、エジェクタ１４のノズル部１４ａを流れるノズル部冷媒流量Ｇｎ−Ｇｅとに分かれる。

ここで、第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅと圧縮機１１から吐出された吐出冷媒流量Ｇｎとの比Ｇｅ／Ｇｎを冷媒流量比αとする。本実施形態においては、冷媒流量比αが０．０７以上、０．９３以下の範囲になるように、絞り機構１７の絞り開度が設定されている。

ところで、本実施形態では、２つの蒸発器１５、１８を１つのケース１９内に収納するようになっている。このケース１９内において、２つの蒸発器１５、１８のうち、エジェクタ１４下流側の主流路に接続される第１蒸発器１５を空気流れＡの上流側に配置し、エジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂに接続される第２蒸発器１８を空気流れＡの下流側に配置している。

図２は、第１、第２蒸発器１５、１８の要部拡大図である。２つの蒸発器１５、１８は、周知のごとく、複数のチューブ２１相互間に接合されるコルゲート状の伝熱フィン２２との積層構造からなる熱交換コア部１５ａ、１８ａ、および、複数のチューブ２１への冷媒の分配と複数のチューブ２１から流出する冷媒の集合とを行うタンク部（図示せず）等から構成される。

なお、本例では、第１蒸発器１５および第２蒸発器１８を構成するチューブ２１、伝熱フィン２２、タンク部等を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で成形している。そして、このアルミニウム材にて成形された上記各部品を一体ろう付けすることにより、第１、第２蒸発器１５、１８を一体に組み付けている。

また、第１、第２蒸発器１５、１８を別体構造にして、第１蒸発器１５を空気流れＡの上流側に配置し、第２蒸発器１８を空気流れＡの下流側に配置してもよい。

そして、ケース１９内に構成される空気通路に共通の電動送風機２０により空気（被冷却空気）を矢印Ａのごとく送風し、この送風空気Ａを２つの蒸発器１５、１８で冷却するようなっている。２つの蒸発器１５、１８で冷却された冷風は、共通の冷却対象空間２３に送風される。

なお、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０を冷凍車用冷凍装置に適用する場合は、冷凍車の冷凍冷蔵庫内空間が冷却対象空間２３となる。また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０を車両空調用冷凍サイクル装置に適用する場合は車室内空間が冷却対象空間２３となる。

次に、上記構成における作動を図３のｐ−ｈ線図に基づいて説明する。ここで、図３中の点ａ〜ｈは、図１中の点ａ〜ｈに対応している。圧縮機１１が起動すると、第１蒸発器１５から気相冷媒が圧縮機１１に吸入され、圧縮された流量Ｇｎの冷媒が放熱器１３に吐出される（ｆ→ａ）。放熱器１３では高温の冷媒が外気により冷却されて凝縮する（ａ→ｂ）。

放熱器１３から流出した流量Ｇｎの高圧液相冷媒は、分岐点Ｚにて分岐冷媒通路１６に向かう流量Ｇｅの冷媒流れと、エジェクタ１４に向かう流量Ｇｎ−Ｇｅの冷媒流れとに分流する。

エジェクタ１４に流入した流量Ｇｎ−Ｇｅの冷媒流れはノズル部１４ａで等エントロピ的に減圧され膨張する（ｂ→ｃ）。したがって、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、このノズル部１４ａの噴出口から冷媒は高速度となって噴出する。この時、高速度で噴出する冷媒流の圧力低下により、第２蒸発器１８から流量Ｇｅの気相冷媒を冷媒吸引口１４ｂに吸引する。

ノズル部１４ａから噴出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（ｃ→ｄ、ｈ→ｄ）、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（ｄ→ｅ）。

そして、エジェクタ１４のディフューザ部１４ｄから流出した流量Ｇｎの冷媒は第１蒸発器１５に流入する。第１蒸発器１５では、低温の低圧冷媒が熱交換コア部１５ａにて矢印Ａ方向の送風空気から吸熱して蒸発する（ｅ→ｆ）。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、分岐冷媒通路１６に流入した流量Ｇｅの冷媒流れは絞り機構１７で減圧されて低圧冷媒となり（ｂ→ｇ）、この低圧冷媒が第２蒸発器１８に流入する。第２蒸発器１８では、矢印Ａ方向の送風空気から冷媒が吸熱して蒸発する（ｇ→ｈ）。この蒸発後の流量Ｇｅ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。

以上のごとく、第１蒸発器１５に流量Ｇｎの冷媒を供給するととともに、分岐通路１６側の冷媒を絞り機構１７を通して第２蒸発器１８に流量Ｇｅの冷媒を供給できるので、第１、第２蒸発器１５、１８で同時に冷却作用を発揮できる。そのため、第１、第２蒸発器１５、１８の両方で冷却された冷風を冷却対象空間２３に吹き出して、冷却対象空間２３を冷房（冷却）できる。

ところで、図３に示すΔＰｅｊｅは、エジェクタ１４による昇圧量、即ち、第１蒸発器１５に流入する冷媒圧力Ｐ１と第２蒸発器１８の冷媒蒸発圧力Ｐ２との圧力差（Ｐ１−Ｐ２）である。また、ΔＰｅｂａ１は、第１蒸発器１５における冷媒の圧力損失を示している。

このように、第２蒸発器１８の冷媒蒸発圧力Ｐ２は第１蒸発器１５の冷媒蒸発圧力Ｐ２Ｐ１−ΔＰｅｂａ１よりも低くなる。したがって、第２蒸発器１８の冷媒蒸発温度が第１蒸発器１５の冷媒蒸発温度よりも低くなる。

そして、送風空気の流れ方向Ａに対して冷媒蒸発温度が高い第１蒸発器１５を上流側に配置し、冷媒蒸発温度が低い第２蒸発器１８を下流側に配置しているから、第１蒸発器１５における冷媒蒸発温度と送風空気との温度差および第２蒸発器１８における冷媒蒸発温度と送風空気との温度差を両方とも確保できる。

このため、第１、第２蒸発器１５、１８の冷却性能を両方とも有効に発揮できる。したがって、共通の冷却対象空間２３に対する冷却性能を第１、第２蒸発器１５、１８の組み合わせにて効果的に向上できる。

また、ΔＰｅｊｅで表されるディフューザ部１４ｄでの昇圧作用により圧縮機１１の吸入圧を上昇して、圧縮機１１の駆動動力を低減できる。

図４は、エジェクタ式冷凍サイクル１０において、冷媒流量比αを０から１まで変化させたときのＣＯＰ向上効果の変化を示すグラフである。ここで、ＣＯＰ向上効果とは、膨張弁サイクルのＣＯＰを１としたときのエジェクタ式冷凍サイクル１０のＣＯＰの値である。即ち、ＣＯＰ向上効果の値が１より大きいほど、エジェクタ式冷凍サイクル１０のＣＯＰが膨張弁サイクルのＣＯＰより向上することを意味する。

ここで、膨張弁サイクルは、前述した圧縮機、放熱器、膨張弁および蒸発器を順次接続した閉回路からなる冷凍サイクルである。

この図４によると、冷媒流量比αが小さい領域および冷媒流量比αが大きい領域ではＣＯＰ向上効果が１未満となり、その中間領域ではＣＯＰ向上効果が１以上となるとともに、この中間領域内にＣＯＰ向上効果が最大となる最適な冷媒流量比αが存在していることがわかる。

これは、以下の理由による。即ち、第２蒸発器１８の冷媒蒸発温度が第１蒸発器１５の冷媒蒸発温度よりも低いので、より冷媒蒸発温度の低い第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅを増加すれば、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒが増加してＣＯＰが向上する。

しかしながら、第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅの増加に伴い、エジェクタ１４のノズル部１４ａを流れるノズル部冷媒流量Ｇｎ−Ｇｅは減少して、エジェクタ１４による昇圧量ΔＰｅｊｅが低下する。このため、第２蒸発器１８を流れる分岐冷媒流量Ｇｅを増加しすぎると圧縮機１１の駆動動力Ｌが増加してＣＯＰが悪化してしまう。

そこで、本実施形態のように、絞り機構１７の絞り開度の設定により、冷媒流量比αを０．０７以上、０．９３以下の範囲に設定すれば、膨張弁サイクルのＣＯＰと比較してＣＯＰを略１０％以上向上することができることがわかった。

また、この設定範囲の中でも、冷媒流量比αを０．１以上、０．８２以下の範囲に設定すれば、膨張弁サイクルのＣＯＰと比較してＣＯＰを略２０％以上向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、冷媒流量比αを０．２以上、０．６以下の範囲に設定すれば、膨張弁サイクルのＣＯＰと比較してＣＯＰを略５０％以上向上することができることがわかった。

冷媒流量比αは、０．３以上、０．５以下の範囲に設定することができる。また、冷媒流量比αは、約０．４を中心とする範囲に設定することができる。冷媒流量比αの望ましい範囲は、装置に求められる効率に応じて定めることができる。

冷媒流量比αの望ましい範囲は、装置に求められる効率を定めることによって、図示されたグラフによって示される範囲とすることができる。例えば、約０．１４以上、約０．７５以下の範囲、約０．１７以上、約０．５８以下の範囲、約０．２８以上、約０．５２以下の範囲などを採ることができる。

また、冷媒流量比αは、第２蒸発器１８に流れる分岐冷媒流量Ｇｅが、圧縮機１１から吐出された吐出冷媒流量Ｇｎの半分以下となるように設定することができる。また、冷媒流量比αは、第２蒸発器１８に流れる分岐冷媒流量Ｇｅが、ノズル部１４ａに流れる冷媒流量Ｇｎ−Ｇｅより少なくなるように設定することができる。

上記の冷媒流量比αの範囲は、圧縮機などサイクル構成要素の能力などの制限の下で、サイクルに要求される能力を発揮しうるように、各蒸発器の容積、表面積などの値を設定した条件の下で、有効となる。

これらの冷媒流量比αは、絞り機構１７等の流量比設定手段によって設定されることができる。流量比設定手段としては、ノズル部１４ａへの流量を調節する可変開度弁あるいは可変ノズル、所定流量比が得られるように大きさが設定された流路、所定流量比が得られる形状に設定された分岐部分、あるいは各流路の流路面積を調節する複数の開度可変の弁とそれらの弁を制御する制御装置とを有する制御手段によって提供されうる。

絞り機構１７に代えて、あるいは追加して分岐部よりも上流側に絞り機構を設ける構成を採用することもできる。さらに、可変型の絞り機構と、固定型の絞り機構としてのキャピラリチューブとを直列に配置する構成を採用することもできる。

（第２実施形態）
上記第１実施形態では、冷媒流量比αを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上しているが、本実施形態では、第１蒸発器１５の熱交換コア部１５ａにおける冷媒流路容積である第１コア部容積Ｃｅ１と第２蒸発器１８の熱交換コア部１８ａにおける冷媒流路容積である第２コア部容積Ｃｅ２との合計を総容積Ｃｎとしたときの、第２コア部容積Ｃｅ２と総容積Ｃｎとの容積比β（β＝Ｃｅ／Ｃｎ）を所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上する。

ここで、蒸発器の熱交換コア部における冷媒流路容積とは、具体的には、蒸発器の熱交換コア部を構成するチューブ２１の中空部２１ａ（図２）の体積の合計である。

本実施形態では、具体的には、上記第１実施形態における第１、第２蒸発器１５、１８のチューブ２１の本数を増減することにより、第１コア部容積Ｃｅ１および第２コア部容積Ｃｅ２を増減する。これにより、第２コア部容積Ｃｅ２と総容積Ｃｎとの容積比βを所定範囲に設定する。なお、本例では、容積比βを０．０９以上、０．８９以下の範囲に設定している。

容積比βが小さすぎるとき、即ち、第２コア部容積Ｃｅ２が小さすぎるときは、第２蒸発器１８で冷媒が十分に蒸発できないため、流量Ｇｅに見合うだけの冷却能力が得られない。この結果、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒが低下してＣＯＰが低下する。

また、容積比βが大きすぎる、即ち、第１コア部容積Ｃｅ１が小さすぎるときは、第１蒸発器１５で冷媒が十分に蒸発できないため、流量Ｇｎに見合うだけの冷却能力が得られない。この結果、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒが低下してＣＯＰが低下する。

換言すれば、容積比βによってＣＯＰが変化し、ＣＯＰを向上できる容積比βの範囲が存在する。

図５は、エジェクタ式冷凍サイクル１０において、容積比βを０から１まで変化させたときのＣＯＰ向上効果の変化を示すグラフである。ここで、ＣＯＰ向上効果とは、膨張弁サイクルのＣＯＰを１としたときのエジェクタ式冷凍サイクル１０のＣＯＰの値である。即ち、ＣＯＰ向上効果の値が１より大きいほど、エジェクタ式冷凍サイクル１０のＣＯＰが膨張弁サイクルのＣＯＰより向上することを意味する。

ここで、膨張弁サイクルは、前述した圧縮機、放熱器、膨張弁および蒸発器を順次接続した閉回路からなる冷凍サイクルである。

この図５によると、容積比βが小さい領域および容積比βが大きい領域ではＣＯＰ向上効果が１未満となり、その中間領域ではＣＯＰ向上効果が１以上となるとともに、この中間領域内にＣＯＰ向上効果が最大となる最適な容積比βが存在していることがわかる。

そこで、本実施形態のように、容積比βを０．０９以上、０．８９以下の範囲に設定すれば、第１蒸発器１５および第２蒸発器１８の両者において冷媒が適正に蒸発するので、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒが向上して、ＣＯＰを向上することができることがわかった。

この設定範囲の中でも、容積比βを０．１３以上、０．８以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、容積比βを０．２２以上、０．６以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより一段と向上することができることがわかった。

（第３実施形態）
上記第１実施形態では、冷媒流量比αを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上し、上記第２実施形態では、容積比βを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上しているが、本実施形態では、冷媒流量比αと容積比βとの差である流量比容積比差α−βを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上する。

本実施形態では、具体的には、流量比容積比差α−βが−０．３以上、０．３以下の範囲となるように、冷媒流量比αおよび容積比βの両者を設定する。

冷媒流量比αが容積比βより大きすぎるとき、即ち、第２蒸発器１８を流れる冷媒の流量Ｇｅが第２コア部容積Ｃｅ２に対して多すぎるときは、第２蒸発器１８で冷媒が十分に蒸発できず、ＣＯＰが低下する。

また、冷媒流量比αが容積比βより小さすぎるとき、即ち、第１蒸発器１５を流れる冷媒の流量Ｇｎが第１コア部容積Ｃｅ１に対して多すぎるときは、第１蒸発器１５で冷媒が十分に蒸発できず、ＣＯＰが低下する。換言すれば、流量比容積比差α−βによってＣＯＰが変化し、ＣＯＰを向上できる流量比容積比差α−βの範囲が存在する。

そこで、本実施形態のように、流量比容積比差α−βを−０．３以上、０．３以下の範囲に設定すれば、第１蒸発器１５および第２蒸発器１８の両者において冷媒が適正に蒸発して、ＣＯＰを向上することができることがわかった。

また、この設定範囲の中でも、流量比容積比差α−βを−０．２以上、０．２以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより向上することができることがわかった。

さらに、この設定範囲の中でも、流量比容積比差α−βを−０．１以上、０．１以下の範囲に設定すれば、ＣＯＰをより一段と向上することができることがわかった。

（第４実施形態）
上記第１実施形態では、冷媒流量比αを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上しているが、本実施形態では、第１蒸発器１５の熱交換コア部１５ａにおける冷媒流路面積Ｆｅｒ１を、第２蒸発器１８の熱交換コア部１８ａにおける冷媒流路面積Ｆｅｒ２よりも大きくする（Ｆｅｒ１＞Ｆｅｒ２）ことによりＣＯＰを向上する。

ここで、蒸発器の熱交換コア部における冷媒流路面積とは、具体的には、蒸発器１５、１８の熱交換コア部１５ａ、１８ａを構成するチューブ２１の中空部２１ａの断面積の合計であり、チューブ２１の１本当たりの中空部断面積とチューブ２１の配置本数との積で求められる。

本実施形態では、具体的には、上記第１実施形態における第１蒸発器１５のチューブ２１の本数を増加することにより、第１蒸発器１５の冷媒流路面積Ｆｅｒ１を増加させる。これにより、第１蒸発器１５の冷媒流路面積Ｆｅｒ１が第２蒸発器１８の冷媒流路面積Ｆｅｒ２よりも大きくなる。

また、第１蒸発器１５のチューブ２１の１本当たりの中空部断面積を増加させることにより第１蒸発器１５の冷媒流路面積Ｆｅｒ１を増加させてもよい。

ところで、図１に示すエジェクタ式冷凍サイクル１０においては、第１蒸発器１５には、放熱器１３で凝縮された冷媒のみならず、第２蒸発器１８で蒸発した冷媒が混合して流入するため、第１蒸発器１５に流入する冷媒の乾き度が高くなる。即ち、冷媒の比容積が大きく、冷媒流速が速いため、第１蒸発器１５における冷媒の圧力損失ΔＰｅｂａ１が大きくなる。

図３からわかるように、冷媒圧力損失ΔＰｅｂａ１が大きくなると、圧縮機１１の吸入圧力が低下して圧縮機１１の駆動動力Ｌが増加するので、ＣＯＰが低下してしまう。

そこで、本実施形態では、第１蒸発器１５の冷媒流路面積Ｆｅｒ１を第２蒸発器１８の冷媒流路面積Ｆｅｒ２よりも大きくして、第１蒸発器１５における冷媒圧力損失ΔＰｅｂａ１を低減しているので、圧縮機１１の駆動動力Ｌを低減でき、ＣＯＰを向上することができる。

（第５実施形態）
上記第１実施形態では、冷媒流量比αを所定範囲に設定することによりＣＯＰを向上しているが、本実施形態では、第２蒸発器１８における空気側伝熱面積Ｈｅａ２と冷媒側伝熱面積Ｈｅｒ２との伝熱面積比γ２＝Ｈｅａ２／Ｈｅｒ２を、第１蒸発器１５における空気側伝熱面積Ｈｅａ１と冷媒側伝熱面積Ｈｅｒ１との伝熱面積比γ１＝Ｈｅａ１／Ｈｅｒ１よりも大きくする（γ２＞γ１）ことによりＣＯＰを向上する。

ここで、蒸発器における空気側伝熱面積とは、蒸発器の熱交換コア部のうち、空気が接触する部分の面積の合計であり、具体的には、チューブ２１の外周面の表面積と伝熱フィン２２の表面積の合計である。また、蒸発器における冷媒側伝熱面積とは、蒸発器の熱交換コア部のうち、冷媒が接触する部分の面積の合計であり、具体的には、チューブ２１の内周面の表面積の合計である。

本実施形態では、具体的には、上記第１実施形態における第２蒸発器１８のコルゲート状伝熱フィン２２のフィンピッチＰ（図２）を狭くすることにより、第２蒸発器１８の空気側伝熱面積Ｈｅａ２を増加させる。これにより、第２蒸発器１８の伝熱面積比γ２を第１蒸発器１５の伝熱面積比γ１よりも大きくする。

ところで、図１に示すエジェクタ式冷凍サイクル１０においては、第２蒸発器１８が第１蒸発器１５の空気流れＡ下流側に配置されるため、第２蒸発器１８の吸込み空気温度は、第１蒸発器１５の吸込み空気温度よりも低くなる。このため、第２蒸発器１８の吸込み空気の比容積が減少し、冷媒流速が減少するので、第２蒸発器１８の熱伝達率が低下する。この結果、第２蒸発器１８の冷凍能力が低下してＣＯＰが低下してしまう。

そこで、本実施形態では、第２蒸発器１８の伝熱面積比γ２を第１蒸発器１５の伝熱面積比γ１よりも大きくして、第２蒸発器１８の冷凍能力を向上しているので、冷凍サイクル全体の冷凍能力Ｑｅｒが向上してＣＯＰを向上することができる。

また、本実施形態では、蒸発器としてコルゲートフィン型の蒸発器を採用しているが、蒸発器には種々の熱交換器を採用することができる。例えば、コルゲートフィンを採用した積層型、コルゲートフィンを採用したヘッダアンドチューブ型、さらには、プレート状伝熱フィンもしくは、ウェーブの付いたプレート状伝熱フィンを採用したプレートフィン型熱交換器を採用しうる。

また、本実施形態では、伝熱フィン２２のフィンピッチＰを狭くすることにより、ＣＯＰを向上させているが、伝熱フィン２２に形成されている図示しない多数の切起部（ルーバー部）を細密化することによっても同様の効果を得ることができる。

即ち、伝熱フィン２２の多数の切起部は蒸発器の伝熱性を高めるために形成されており、この多数の切起部を細密化して切起部の個数を増加させることにより、第２蒸発器１８の伝熱性をより高めることができる。この結果、第２蒸発器１８の冷凍能力が向上するので、ＣＯＰを向上することができる。

（第６実施形態）
上記第１実施形態では、１組の第１、第２蒸発器１５、１８により１つの冷却対象空間２３を冷房（冷却）しているが、本実施形態では、図６に示すように、２組の第１、第２蒸発器１５、１８により別々の２つの冷却対象空間２３、２４を冷房（冷却）する。

図６は、本実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成図である。２つの第１蒸発器１５がエジェクタ１４のディフューザ部１４ｄと圧縮機１１の吸入側との間に並列に接続される。また、２つの第２蒸発器１８が絞り機構１７とエジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂとの間に並列に接続される。

そして、この２つの第１蒸発器１５と２つの第２蒸発器１８は、２つのケース１９、２５内にそれぞれ１つずつ収納される。この２つのケース１９、２５内にはそれぞれ電動送風機２０が配置される。これにより、２つのケース１９、２５のうち一方のケース１９内には、第１の空気流れＡが発生し、他方のケース２５内には、第２の空気流れＢが発生する。

一方のケース１９内に収納される２つの蒸発器１５、１８のうち、エジェクタ１４下流側の主流路に接続される第１蒸発器１５を空気流れＡの上流側に配置し、エジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂに接続される第２蒸発器１８を空気流れＡの下流側に配置している。

この第１蒸発器１５および２つの第２蒸発器１８は、上記第１実施形態と同様に一体構造に組み付けてもよいし、別体構造にしてもよい。

他方のケース２５内に収納される２つの蒸発器１５、１８についても同様に、エジェクタ１４下流側の主流路に接続される第１蒸発器１５を空気流れＡの上流側に配置し、エジェクタ１４の冷媒吸引口１４ｂに接続される第２蒸発器１８を空気流れＡの下流側に配置している。

そして、ケース１９内に収納された第１、第２蒸発器１５、１８の両方で冷却された冷風が冷却対象空間２３に吹き出される。また、ケース２５内に収納された第１、第２蒸発器１５、１８の両方で冷却された冷風が冷却対象空間２３とは別の冷却対象空間２４に吹き出される。

上記構成により、２組の第１、第２蒸発器１５、１８により別々の２つの冷却対象空間２３、２４を冷房（冷却）できる。

また、同様の構成により、３組以上の第１、第２蒸発器１５、１８を配置してもよい。これにより、別々の３つ以上の冷却対象空間を冷房（冷却）できる。

（第７実施形態）
上記第１実施形態では、第１蒸発器１５および第２蒸発器１８を１つのケース１９内に収納された第１、第２蒸発器１５、１８により共通の冷却対象空間２３を冷房（冷却）しているが、本実施形態では、図７に示すように、第１蒸発器１５と第２蒸発器１８とをそれぞれ２つのケース１９、２５内に別々に収納し、第１蒸発器１５と第２蒸発器１８とが、別々の２つの冷却対象空間２３、２４を冷房（冷却）する。

図７は、本実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成図である。本実施形態では、第１蒸発器１５と第２蒸発器１８とを別体構造とし、２つのケース１９、２５内にそれぞれ別々に収納する。具体的には、一方のケース１９内に第１蒸発器１５を収納し、他方のケース２５内に第２蒸発器１８を収納する。

この２つのケース１９、２５内にはそれぞれ電動送風機２０が配置される。これにより、２つのケース１９、２５のうち一方のケース１９内には、第１の空気流れＡが発生し、他方のケース２５内には、第２の空気流れＢが発生する。

そして、ケース１９内に収納された第１蒸発器１５で冷却された冷風が冷却対象空間２３に吹き出される。また、ケース２５内に収納された第２蒸発器１８で冷却された冷風が冷却対象空間２３とは別の冷却対象空間２４に吹き出される。

上記構成により、第１、第２蒸発器１５、１８により別々の２つの冷却対象空間２３、２４を冷房（冷却）できる。

（他の実施形態）
（１）上記各実施形態では、絞り機構１７によって第２蒸発器１８への分岐冷媒流量Ｇｅの調節しているが、エジェクタ１４にノズル開度可変式の可変エジェクタを用いてノズル部１４ａを流れるノズル部冷媒流量Ｇｎ−Ｇｅを調整することにより、第２蒸発器１８への分岐冷媒流量Ｇｅを調節してもよい。これにより、絞り機構１７を廃止できる。

なお、可変エジェクタとは、ノズル部の冷媒通路面積を外部からの信号によって可変制御することができる通路面積変更機構を有するエジェクタである。

（２）上記各実施形態では、冷媒がＲ４０４Ａの例を示したが、冷媒はＨＣ、Ｒ１３４ａ、Ｒ４１０Ａ、Ｒ４０７Ａなど種々に変更可能である。

（３）上記各実施形態では、本発明によるエジェクタ式冷凍サイクルを車両用冷凍装置に適用したが、定置型冷蔵庫、定置型冷凍庫、冷房装置および給湯器用のヒートポンプサイクルなどの蒸気圧縮式サイクルに適用してもよい。

本発明の第１実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクルの構成図である。 図１における第１、第２蒸発器の要部拡大図である。 図１のエジェクタ式冷凍サイクルにおけるｐ−ｈ線図である。 図１のエジェクタ式冷凍サイクルにおける冷媒流量比αとＣＯＰ向上効果との相関関係を示すグラフである。 図１のエジェクタ式冷凍サイクルにおける容積比βとＣＯＰ向上効果との相関関係を示すグラフである。 本発明の第６実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクルの構成図である。 本発明の第７実施形態によるエジェクタ式冷凍サイクルの構成図である。

符号の説明

１１…圧縮機、１３…放熱器、１４…エジェクタ、１４ｂ…冷媒吸引口、
１５…第１蒸発器、１６…分岐通路、１８…第２蒸発器、Ｇｅ…分岐冷媒流量、
Ｇｎ…吐出冷媒流量。

Claims (14)

1. 冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
   前記圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
   前記放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを前記冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、前記冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
   前記分岐通路（１６）に配置され、前記冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
   前記第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）と前記圧縮機（１１）から吐出される吐出冷媒流量（Ｇｎ）との冷媒流量比（α）を、０．０７以上、０．９３以下の範囲に設定することを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。
2. 前記冷媒流量比（α）を、０．１以上、０．８２以下の範囲に設定することを特徴とする請求項１に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
3. 前記冷媒流量比（α）を、０．２以上、０．６以下の範囲に設定することを特徴とする請求項２に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
4. 冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
   前記圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
   前記放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを前記冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、前記冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
   前記分岐通路（１６）に配置され、前記冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
   前記第１蒸発器（１５）の熱交換コア部（１５ａ）における冷媒流路容積である第１コア部容積（Ｃｅ１）と前記第２蒸発器（１８）の熱交換コア部（１８ａ）における冷媒流路容積である第２コア部容積（Ｃｅ２）との合計を総容積（Ｃｎ）としたとき、
   前記第２コア部容積（Ｃｅ２）と前記総容積（Ｃｎ）との容積比（β）を、０．０９以上、０．８９以下の範囲に設定することを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。
5. 前記容積比（β）を、０．１３以上、０．８以下の範囲に設定することを特徴とする請求項４に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
6. 前記容積比（β）を、０．２２以上、０．６以下の範囲に設定することを特徴とする請求項５に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
7. 冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
   前記圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
   前記放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを前記冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
   前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、前記冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
   前記分岐通路（１６）に配置され、前記冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
   前記第２蒸発器（１８）を流れる分岐冷媒流量（Ｇｅ）と前記圧縮機（１１）から吐出される吐出冷媒流量（Ｇｎ）との比を冷媒流量比（α）とし、
   前記第１蒸発器（１５）の熱交換コア部（１５ａ）における冷媒流路容積である第１コア部容積（Ｃｅ１）と前記第２蒸発器（１８）の熱交換コア部（１８ａ）における冷媒流路容積である第２コア部容積（Ｃｅ２）との合計を総容積（Ｃｎ）とし、
   前記第２コア部容積（Ｃｅ２）と前記総容積（Ｃｎ）との比を容積比（β）としたとき、
   前記冷媒流量比（α）と前記容積比（β）との差である流量比容積比差（α−β）を−０．３以上、０．３以下の範囲に設定することを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。
8. 前記流量比容積比差（α−β）を−０．２以上、０．２以下の範囲に設定することを特徴とする請求項７に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
9. 前記流量比容積比差（α−β）を−０．１以上、０．１以下の範囲に設定することを特徴とする請求項８に記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
10. 冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
    前記圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
    前記放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
    前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを前記冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
    前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、前記冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
    前記分岐通路（１６）に配置され、前記冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
    前記第１蒸発器（１５）の熱交換コア部（１５ａ）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ１）を、前記第２蒸発器（１８）の熱交換コア部（１８ａ）における冷媒流路面積（Ｆｅｒ２）よりも大きくすることを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。
11. 前記第２蒸発器（１８）が、前記第１蒸発器（１５）を通過する空気流れ（Ａ）の下流側に配置されていることを特徴とする請求項１ないし１０のいずれか１つに記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
12. 前記第２蒸発器（１８）が、前記第１蒸発器（１５）によって冷却される第１の冷却対象空間（２３）とは別の第２の冷却対象空間（２４）を冷却するようになっていることを特徴とする請求項１ないし１０のいずれか１つに記載のエジェクタ式冷凍サイクル。
13. 冷媒を吸入し圧縮する圧縮機（１１）と、
    前記圧縮機（１１）から吐出された高圧冷媒の放熱を行う放熱器（１３）と、
    前記放熱器（１３）下流側の冷媒をノズルから噴射して得られる高速度の冷媒流により冷媒を内部に吸引する冷媒吸引口（１４ｂ）を有するエジェクタ（１４）と、
    前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ上流側で分岐した冷媒流れを前記冷媒吸引口（１４ｂ）に導く分岐通路（１６）と、
    前記エジェクタ（１４）の冷媒流れ下流側に配置され、前記冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）と、
    前記分岐通路（１６）に配置され、前記冷媒を蒸発させる第２蒸発器（１８）とを備え、
    前記第２蒸発器（１８）が、前記第１蒸発器（１５）を通過する空気流れ（Ａ）の下流側に配置されており、
    前記第２蒸発器（１８）における空気側伝熱面積（Ｈｅａ２）と冷媒側伝熱面積（Ｈｅｒ２）との比である伝熱面積比（γ２）を、前記第１蒸発器（１５）における空気側伝熱面積（Ｈｅａ１）と冷媒側伝熱面積（Ｈｅｒ１）との比である伝熱面積比（γ１）よりも大きくすることを特徴とするエジェクタ式冷凍サイクル。
14. 前記第１蒸発器（１５）は、冷媒流れに対して並列に複数個配置されており、
    前記第２蒸発器（１８）は、冷媒流れに対して並列に複数個配置されていることを特徴とする請求項１ないし１３のいずれか１つに記載のエジェクタ式冷凍サイクル。

Images