WO2014203462A1 - エジェクタ - Google Patents

Abstract

　エジェクタ（１８）のボデー部（１８ｂ）の内部空間のうち、ノズル部（１８ａ）の冷媒噴射口（１８ｃ）からディフューザ部（１８ｇ）の入口部（１８ｈ）へ至る範囲に形成された、冷媒噴射口（１８ｃ）から噴射された噴射冷媒と冷媒吸引口（１８ｄ）から吸引された吸引冷媒とを混合させる混合部（１８ｅ）を有する。さらに、ディフューザ部（１８ｇ）の入口部（１８ｈ）へ流入する冷媒の流速が二相音速αｈ以下となるように、混合部（１８ｅ）における冷媒噴射口（１８ｃ）から入口部（１８ｈ）へ至る距離（Ｌａ）を決定する。これにより、混合冷媒が超音速状態から亜音速状態へ移行する際に発生する衝撃波を混合部（１８ｅ）内で発生させて、ディフューザ部（１８ｇ）における昇圧性能を安定化させる。

Description

エジェクタ 関連出願の相互参照

　本出願は、当該開示内容が参照によって本出願に組み込まれた、２０１３年６月１８日に出願された日本特許出願２０１３－１２７５７８を基にしている。

　本開示は、流体を減圧させるとともに、高速度で噴射される噴射流体の吸引作用によって流体を吸引するエジェクタに関する。

　従来、エジェクタを備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置（以下、エジェクタ式冷凍サイクルという。）が知られている。

　この種のエジェクタ式冷凍サイクルでは、エジェクタのノズル部から噴射された高速度の噴射冷媒の吸引作用によって蒸発器から流出した冷媒を吸引し、エジェクタのディフューザ部（昇圧部）にて噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒の運動エネルギを圧力エネルギに変換することによって混合冷媒を昇圧させ、圧縮機の吸入側へ流出させている。

　これにより、エジェクタ式冷凍サイクルでは、蒸発器における冷媒蒸発圧力と圧縮機の吸入冷媒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。

　さらに、このようなエジェクタ式冷凍サイクルの具体的構成として、例えば、特許文献１には、２つの蒸発器を備え、冷媒蒸発圧力の高い側の蒸発器から流出した冷媒をエジェクタのノズル部へ流入させ、噴射冷媒の吸引作用によって冷媒蒸発圧力の低い側の蒸発器から流出した冷媒を吸引するものが開示されている。

特開２０１２－１４９７９０号公報

　ところが、本願発明者らの検討によれば、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルを実際に作動させると、エジェクタのディフューザ部が所望の冷媒昇圧性能を発揮できず、エジェクタを備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得られない場合がある。

　そこで、本願発明者らがその原因について調査したところ、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルのように蒸発器から流出した気相冷媒をエジェクタのノズル部へ流入させる場合、（ｉ）噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒が、乾き度の高い気液二相冷媒になってしまうこと、（ｉｉ）ノズル部内に形成される冷媒通路にて気相冷媒を減圧させながら凝縮させていることが原因であると判った。

　本開示では、上記点に鑑み、ノズル部へ蒸発器から流出した冷媒を流入させるエジェクタの冷媒昇圧性能の低下を抑制することを目的とする。

　より詳細には、本開示では、ノズル部へ蒸発器から流出した冷媒を流入させるエジェクタにおいて、冷媒昇圧性能を安定化させることによって、冷媒昇圧性能の低下を抑制することを目的とする。

　また、本開示では、ノズル部へ蒸発器から流出した冷媒を流入させるエジェクタにおいて、ノズル部における冷媒のエネルギ損失を低減することによって、冷媒昇圧性能の低下を抑制することを別の目的とする。

　本開示は、上記目的を達成するために案出されたもので、本開示におけるエジェクタは、冷媒を蒸発させる第１蒸発器および第２蒸発器を備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置に適用される。

　エジェクタは、ノズル部、ボデー部、冷媒吸引口、昇圧部、混合部を備える。ノズル部は、第１蒸発器から流出した冷媒を気液二相状態となるまで減圧させ、噴射冷媒として冷媒噴射口から噴射する。冷媒吸引口は、ボデー部に形成され、ノズル部から噴射された噴射冷媒の吸引作用によって第２蒸発器から流出した冷媒を吸引冷媒として吸引する。昇圧部は、ボデーに形成され、噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒を昇圧させる昇圧部が形成される。

　混合部は、ボデー部の内部空間のうち、冷媒噴射口から昇圧部の入口部へ至る範囲に形成され、噴射冷媒と吸引冷媒とを混合させる。

　混合部における冷媒噴射口から入口部へ至る距離は、入口部へ流入する冷媒の流速が二相音速以下となるように決定されている。

　これによれば、昇圧部の入口部へ流入する冷媒の流速が二相音速以下となるように、混合部における冷媒噴射口から入口部へ至る距離が決定されている。従って、混合冷媒が超音速状態から亜音速状態へ移行する際に発生する衝撃波を混合部内で生じさせることができる。

　従って、昇圧部内で衝撃波が発生してしまうことを抑制でき、衝撃波の作用によって昇圧部内を流通する混合冷媒の流速が不安定になってしまうことを抑制できる。その結果、ノズル部へ蒸発器から流出した冷媒を流入させるエジェクタにおいて、昇圧部における冷媒昇圧性能を安定化させて、冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　あるいは、本開示におけるエジェクタは、冷媒を蒸発させる第１蒸発器および第２蒸発器を備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置に適用される。

　エジェクタは、ノズル部とボデー部、冷媒吸引口、昇圧部、および混合部を備える。ノズル部は、第１蒸発器から流出した冷媒を気液二相状態となるまで減圧させ、噴射冷媒として冷媒噴射口から噴射する。冷媒吸引口はボデー部に形成され、噴射冷媒の吸引作用によって第２蒸発器から流出した冷媒を吸引冷媒として吸引する。昇圧部はボデー部に形成され、噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒を昇圧させる。混合部は、ボデー部の内部空間のうち、冷媒噴射口から昇圧部の入口部へ至る範囲に形成され、噴射冷媒と吸引冷媒とを混合させる。

　ノズル部内に形成される冷媒通路として、冷媒通路断面積が冷媒流れ下流側に向けて徐々に縮小させる先細部、および先細部の最下流部から冷媒噴射口へ冷媒を導く噴射部が設けられている。ノズル部は、噴射部の軸方向断面における拡がり角度が０°以上となっていることによって、混合部へ噴射される前記噴射冷媒を自由膨張させるように形成されている。

　これによれば、ノズル部内に形成される冷媒通路の最下流側に噴射部が設けられており、混合部へ噴射される噴射冷媒を自由膨張させるので、冷媒通路として冷媒通路断面積が冷媒流れ下流側に向けて徐々に拡大させる末広部等を設けることなく、混合部にて冷媒を加速することができる。

　従って、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦を低下させて、冷媒通路を流れる冷媒の有する運動エネルギの損失を抑制することができ、噴射冷媒の流速が低下してしまうことを抑制できる。その結果、蒸発器から流出した冷媒をノズル部へ流入させるエジェクタにおいて、ノズル部における冷媒のエネルギ損失を低減させて、冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　「噴射部の軸方向断面における拡がり角度が０°以上となっている」とは、拡がり角度が０°より大きくなっている場合には、噴射部の形状が冷媒流れ方向に向かって冷媒通路断面積が徐々に拡大させる形状（例えば、円錐台形状）になっていることを意味し、拡がり角度が０°となっている場合には、噴射部の形状が冷媒通路断面積を一定とする形状（例えば、円柱形状）になっていること意味する。

第１実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第１実施形態のエジェクタの軸方向断面図である。 第１実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルを作動させた際の冷媒の状態を示すモリエル線図である。 第１実施形態のエジェクタのエジェクタ効率を示すグラフである。 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の軸方向断面図である。 図６のＶＩＩ－ＶＩＩ断面図である。 第３実施形態のエジェクタのノズル効率を示すグラフである。 第４実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第５実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルを作動させた際の冷媒の状態を示すモリエル線図である。 第５実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第５実施形態の貯液タンクの断面図である。 第６実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第７実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第８実施形態のエジェクタの軸方向断面図である。 第９実施形態のエジェクタの軸方向断面図である。 第９実施形態の変形例のエジェクタの軸方向断面図である。 第１０実施形態のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 第１０実施形態の変形例のエジェクタ式冷凍サイクルの全体構成図である。 一般的なエジェクタ式冷凍サイクルの運転時にエジェクタ内で衝撃波が発生する箇所を説明するための説明図である。 ノズル部へ流入する冷媒の乾き度が比較的高くなる運転時にエジェクタ内で衝撃波が発生する箇所を説明するための説明図である。 一般的なエジェクタ式冷凍サイクルの運転時の混合冷媒の圧力変化を説明するための説明図である。 ノズル部へ流入する冷媒の乾き度が比較的高くなる運転時の混合冷媒の圧力変化を説明するための説明図である。 バレル衝撃波を説明するための説明図である。 エジェクタのノズル部にて凝縮遅れが生じた際の冷媒の状態を示すモリエル線図である。

　従来のエジェクタ式冷凍サイクルでは、エジェクタのノズル部から噴射された高速度の噴射冷媒の吸引作用によって蒸発器から流出した冷媒を吸引冷媒として吸引し、エジェクタのディフューザ部（昇圧部）にて噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒の運動エネルギを圧力エネルギに変換することによって混合冷媒を昇圧させ、圧縮機の吸入側へ流出させている。

　これにより、エジェクタ式冷凍サイクルでは、蒸発器における冷媒蒸発圧力と圧縮機の吸入冷媒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。

　例えば、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルは、２つの蒸発器を備え、冷媒蒸発圧力の高い側の蒸発器から流出した冷媒をエジェクタのノズル部へ流入させ、噴射冷媒の吸引作用によって冷媒蒸発圧力の低い側の蒸発器から流出した冷媒を吸引するものが開示されている。

　ところが、本願発明者らの検討によれば、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルを実際に作動させると、エジェクタのディフューザ部が所望の冷媒昇圧性能を発揮できず、エジェクタを備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得られない場合がある。

　そこで、本願発明者らがその原因について調査したところ、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルのように蒸発器から流出した気相冷媒をエジェクタのノズル部へ流入させる構成では、（ａ）噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒が、乾き度の高い気液二相冷媒になってしまうこと、（ｂ）ノズル部内に形成される冷媒通路にて気相冷媒を減圧させながら凝縮させていることが原因であると判った。

　（ａ）噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒が、乾き度の高い気液二相冷媒になる
　噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒が、乾き度の高い気液二相冷媒になってしまうことによって、エジェクタのディフューザ部が所望の冷媒昇圧性能を発揮できなくなってしまう理由について説明する。

　混合冷媒が比較的乾き度ｘの高い気液二相冷媒（例えば、乾き度ｘが０．８以上の気液二相冷媒）になっていると、この気液二相冷媒によってディフューザ部近傍あるいはディフューザ部内で衝撃波が発生する。従って、エジェクタのディフューザ部における冷媒昇圧性能が不安定になる。

　この衝撃波は、気液二相状態となっている二相流体の流速が、二相音速αｈ以上（超音速状態）から二相音速αｈより低い値（亜音速状態）へ移行する際に発生する。

　ここで、二相音速αｈは、気相流体と液相流体が混合した気液混合状態の流体の音速であって、以下数式Ｆ１で定義される。
αｈ＝［Ｐ／｛α×（１－α）×ρｌ｝］0.5　…（Ｆ１）
　数式Ｆ１中のαはボイド率であって、単位体積あたりに含まれるボイド（気泡）の容積割合を示している。より詳細には、ボイド率αは以下数式Ｆ２で定義される。
α＝ｘ／｛ｘ＋（ρｇ／ρｌ）×（１－ｘ）｝…（Ｆ２）
　また、数式Ｆ１、Ｆ２中のρｇは気相流体密度、ρｌは液相流体密度、Ｐは二相流体の圧力である。

　この衝撃波によってエジェクタのディフューザ部における冷媒昇圧性能が不安定になってしまう原因を、図２０、図２１を用いて説明する。図２０、図２１の上段には、一般的なエジェクタの軸方向断面図を模式的に図示している。図示の明確化のため、図２０、図２１において、後述する実施形態で説明する本開示におけるエジェクタ１８と同一または均等の機能を果たす部位には、本開示におけるエジェクタ１８と同一の符号を付している。

　エジェクタ１８のノズル部１８ａへ比較的乾き度ｘが低くなっている気液二相冷媒（例えば、乾き度ｘが０．５以下となっている気液二相冷媒）を流入させる。この場合は、ノズル部１８ａにて冷媒が等エントロピ的に膨張することにより、ノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃから噴射される直前の冷媒の乾き度ｘは、ノズル部１８ａへ流入させた冷媒の乾き度ｘよりも低い値となる。

　ノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃから噴射された噴射冷媒は、気相状態となっている吸引冷媒と混ざり合うことによって、その流速を低下させながら急激に乾き度ｘを上昇させる。これにより、図２０の太破線で示すように、噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒の二相音速αｈも急激に上昇する。

　その結果、ノズル部１８ａへ比較的乾き度ｘが低くなっている気液二相冷媒を流入させた場合には、冷媒噴射口１８ｃから噴射された直後に混合冷媒の流速が二相音速αｈより低くなり、二相冷媒の流速が超音速状態から亜音速状態へ変化する際に生じる衝撃波は、ノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃの極近傍で発生する。このため、衝撃波がディフューザ部１８ｇの冷媒昇圧性能に与える影響は小さい。

　次に、ノズル部１８ａへ比較的乾き度ｘが高くなっている気液二相冷媒（例えば、乾き度ｘが０．８以上となっている気液二相冷媒）を流入させると、ノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃから噴射される直前の冷媒の乾き度ｘも高くなる。このため、ノズル部１８ａへ比較的乾き度ｘが低くなっている気液二相冷媒を流入させる場合よりも、噴射冷媒が吸引冷媒と混ざり合って混合冷媒となる際の乾き度ｘの上昇度合が小さくなる。

　従って、図２１の太破線で示すように、混合冷媒の二相音速αｈの上昇度合も小さくなり、混合冷媒が二相音速αｈより低い値となる箇所（衝撃波が発生する箇所）が、ノズル部１８ａへ比較的乾き度ｘの低い気液二相冷媒を流入させる場合よりも、冷媒噴射口１８ｃから離れやすくなる。

　衝撃波の発生する箇所が、冷媒噴射口１８ｃから離れてディフューザ部１８ｇの入口部近傍あるいはディフューザ部１８ｇ内へ移動してしまうと、衝撃波の作用によってディフューザ部１８ｇ内を流通する混合冷媒の流速が不安定になってしまい、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が不安定になってしまう。

　その結果、エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇが所望の冷媒昇圧性能を発揮できなくなってしまい、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルでは、エジェクタを備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得られなくなってしまう。さらに、本発明者らにより、特許文献１のエジェクタ式冷凍サイクルでは、混合冷媒の乾き度ｘが０．８以上になっていると、冷媒昇圧性能が不安定になりやすいことが確認された。

　（ｂ）ノズル部内に形成される冷媒通路にて気相冷媒を減圧させながら凝縮させる
　ノズル部内に形成される冷媒通路にて気相冷媒を減圧させながら凝縮させていること、すなわち、後述する実施形態で説明する図３のモリエル線図のｄ３点からｇ３点へ至る減圧過程に示すように、ノズル部にて飽和ガス線を跨ぐように冷媒を減圧させていることによって、エジェクタのディフューザ部が所望の冷媒昇圧性能を発揮できなくなってしまう理由について説明する。

　ノズル部へ流入させる冷媒の圧力が一定の場合、ノズル部へ流入させる冷媒のエンタルピが上昇するに伴って、冷媒噴射口から噴射される直前の冷媒の流速が高くなり、冷媒とノズル部内に形成される冷媒通路との壁面摩擦が増加する。

　一般的なエジェクタでは、噴射冷媒の吸引作用によって冷媒吸引口から冷媒を吸引することによって、ノズル部にて冷媒が減圧される際の運動エネルギの損失を回収している。この際、回収されるエネルギの量（すなわち、図３のΔｉｅｊで示されるエンタルピの減少量）は、ノズル部へ流入させる冷媒の圧力が一定の場合、ノズル部へ流入させる冷媒のエンタルピが上昇するに伴って増加する。

　また、ノズル部の冷媒噴射口から噴射された直後の噴射冷媒の流速Ｖの最大値は、以下数式Ｆ３で表される。
Ｖ＝Ｖ０＋（２×Δｉｅｊ）0.5…（Ｆ３）
　Ｖ０は、ノズル部へ流入する冷媒の初速である。

　従って、ノズル部へ気液二相冷媒よりもエンタルピの高い気相冷媒を流入させると、噴射冷媒の流速Ｖが高くなりやすく、冷媒とノズル部内に形成される冷媒通路との壁面摩擦も増加しやすくなる。

　さらに、ノズル部内に形成される冷媒通路を高速度で流れる気相冷媒が凝縮し、気液密度比の高い気液二相冷媒（例えば、気液密度比が２００以上の気液二相冷媒）になってしまうと、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦が大きく増加して、冷媒の有する運動エネルギの損失を招く。このような運動エネルギの損失は、噴射冷媒の流速を低下させてしまい、ディフューザ部における冷媒昇圧性能を低下させてしまう。

　上記点に鑑み、ノズル部へ蒸発器から流出した冷媒を流入させるエジェクタの冷媒昇圧性能の低下を抑制するために、本願発明者らは、特許文献１のエジェクタに改良を加えたエジェクタを提供する。
（第１実施形態）
　図１～図４を用いて、第１実施形態について説明する。本実施形態では、エジェクタ１８を備えるエジェクタ式冷凍サイクル１０を、車両用冷凍サイクル装置として用いている。具体的には、このエジェクタ式冷凍サイクル１０は、車室内へ送風される室内用空気を冷却する機能、および車室内に配置された車内冷蔵庫（クールボックス）内へ送風される庫内用空気を冷却する機能を果たす。

　図１の全体構成図に示すエジェクタ式冷凍サイクル１０において、圧縮機１１は、冷媒を吸入し、高圧冷媒となるまで圧縮して吐出する。具体的には、本実施形態の圧縮機１１は、１つのハウジング内に固定容量型の圧縮機構、および圧縮機構を駆動する電動モータを収容して構成された電動圧縮機である。

　この圧縮機構としては、スクロール型圧縮機構、ベーン型圧縮機構等の各種圧縮機構を採用できる。また、電動モータは、後述する制御装置から出力される制御信号によって、その作動（回転数）が制御されるもので、交流モータ、直流モータのいずれの形式を採用してもよい。

　さらに、圧縮機１１は、プーリ、ベルト等を介して車両走行用エンジンから伝達された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であってもよい。この種の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できる可変容量型圧縮機、電磁クラッチの断続により圧縮機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等を採用することができる。

　また、このエジェクタ式冷凍サイクル１０では、冷媒としてＨＦＣ系冷媒（具体的には、Ｒ１３４ａ）を採用しており、高圧側冷媒圧力が冷媒の臨界圧力を超えない蒸気圧縮式の亜臨界冷凍サイクルを構成している。さらに、冷媒には圧縮機１１を潤滑するための冷凍機油が混入されており、冷凍機油の一部は冷媒とともにサイクルを循環している。

　圧縮機１１の吐出口側には、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）を熱交換させて、高圧冷媒を放熱させて冷却する放熱用熱交換器である。冷却ファン１２ａは、制御装置から出力される制御電圧によって回転数（空気量）が制御される電動式送風機である。

　放熱器１２の冷媒出口側には、第１減圧部としての高段側絞り装置１３の入口側が接続されている。高段側絞り装置１３は、第１蒸発器１５出口側冷媒の温度および圧力に基づいて第１蒸発器１５出口側冷媒の過熱度を検出する感温部を有する。高段側絞り装置１３は、第１蒸発器１５出口側冷媒の過熱度が予め定めた基準範囲内となるように機械的機構によって絞り通路断面積を調整する温度式膨張弁である。

　高段側絞り装置１３の出口側には、高段側絞り装置１３から流出した冷媒の流れを分岐する分岐部１４の冷媒流入口が接続されている。分岐部１４は、３つの流入出口を有する三方継手で構成されており、３つの流入出口のうち１つを冷媒流入口とし、残りの２つを冷媒流出口とする。このような三方継手は、管径の異なる配管を接合して形成してもよいし、金属ブロックや樹脂ブロックに複数の冷媒通路を設けて形成してもよい。

　分岐部１４の一方の冷媒流出口には、第１蒸発器１５の冷媒入口側が接続されている。第１蒸発器１５は、高段側絞り装置１３にて減圧された低圧冷媒と第１送風ファン１５ａから車室内へ送風される室内用空気とを熱交換させることによって、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である。第１送風ファン１５ａは、制御装置から出力される制御電圧によって回転数（空気量）が制御される電動送風機である。

　また、分岐部１４の他方の冷媒流出口には、第２減圧部としての低段側絞り装置１６の入口側が接続されている。低段側絞り装置１６は、開度が固定された固定絞りであり、具体的には、ノズル、オリフィス、キャピラリチューブ等を採用することができる。

　低段側絞り装置１６の出口側には、第２蒸発器１７の冷媒入口側が接続されている。第２蒸発器１７は、低段側絞り装置１６にて減圧された低圧冷媒と第２送風ファン１７ａからクールボックス内へ循環送風される庫内用空気とを熱交換させることによって、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である。この第２蒸発器１７の基本的構成は、第１蒸発器１５と同等である。

　ここで、第２蒸発器１７へ流入する冷媒は、高段側絞り装置１３にて減圧された後に、低段側絞り装置１６にてさらに減圧されるので、第２蒸発器１７における冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）は、第１蒸発器１５における冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）よりも低くなる。また、第２送風ファン１７ａは、制御装置から出力される制御電圧によって回転数（空気量）が制御される電動送風機である。

　次に、第１蒸発器１５の冷媒出口側には、エジェクタ１８のノズル部１８ａの入口側が接続されている。エジェクタ１８は、第１蒸発器１５下流側冷媒を減圧させる減圧器としての機能を果たすとともに、高速で噴射される噴射冷媒の吸引作用によって冷媒を吸引（輸送）してサイクル内を循環させる冷媒循環部（冷媒輸送部）としての機能を果たす。

　このエジェクタ１８の詳細構成については、図２を用いて説明する。エジェクタ１８は、ノズル部１８ａおよびボデー部１８ｂを有する。まず、ノズル部１８ａは、冷媒流れ下流方向に向かって徐々に先細る略円筒状の金属（例えば、ステンレス合金）等で形成されており、内部に形成された冷媒通路（絞り通路）にて冷媒を等エントロピ的に減圧膨張させる。

　ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路には、冷媒通路断面積が最も縮小した喉部（最小通路断面積部）が設けられ、さらに、この喉部から冷媒を噴射冷媒として噴射する冷媒噴射口１８ｃへ向かって冷媒通路断面積が徐々に拡大する末広部が設けられている。つまり、本実施形態のノズル部１８ａは、いわゆるラバールノズルとして構成されている。

　本実施形態のノズル部１８ａによれば、エジェクタ式冷凍サイクル１０の通常運転時に、噴射冷媒が気液二相状態となり、さらに、冷媒噴射口１８ｃから噴射される直前の冷媒の流速が、前述の数式Ｆ１で説明した二相音速αｈ以上（超音速状態）となる。

　次に、ボデー部１８ｂは、略円筒状の金属（例えば、アルミニウム）あるいは樹脂で形成されており、内部にノズル部１８ａを支持固定する固定部材として機能するとともに、エジェクタ１８の外殻を形成する。より具体的には、ノズル部１８ａは、ボデー部１８ｂの長手方向一端側の内部に収容されるように圧入等によって固定されている。

　また、ボデー部１８ｂの外周側面のうち、ノズル部１８ａの外周側に対応する部位には、その内外を貫通してノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃと連通するように設けられた冷媒吸引口１８ｄが形成されている。この冷媒吸引口１８ｄは、前記噴射冷媒の吸引作用によって第２蒸発器１７から流出した冷媒を吸引冷媒としてエジェクタ１８の内部へ吸引する貫通穴である。

　さらに、ボデー部１８ｂの内部には、前記噴射冷媒と前記吸引冷媒とを混合させる混合部１８ｅ、前記吸引冷媒を混合部１８ｅへ導く吸引通路１８ｆ、および混合部１８ｅにて混合された混合冷媒を昇圧させる昇圧部としてのディフューザ部１８ｇが形成されている。

　吸引通路１８ｆは、ノズル部１８ａの先細り形状の先端部周辺の外周側とボデー部１８ｂの内周側との間の空間によって形成されており、吸引通路１８ｆの冷媒通路断面積は、冷媒流れ下流方向に向かって徐々に縮小している。これにより、吸引通路１８ｆを流通する吸引冷媒の流速を徐々に増速させて、混合部１８ｅにて吸引冷媒と噴射冷媒が混合する際のエネルギ損失（混合損失）を減少させている。

　混合部１８ｅは、ボデー部１８ｂの内部空間のうち、ノズル部１８ａの軸方向断面においてノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃからディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈへ至る範囲の空間に形成されている。さらに、混合部１８ｅにおける冷媒噴射口１８ｃから入口部１８ｈへ至るノズル部１８ａの軸方向の距離Ｌａは、入口部１８ｈへ流入する冷媒の流速が二相音速αｈ以下となるように決定されている。

　具体的には、冷媒噴射口１８ｃを含むノズル部１８ａの軸方向垂直断面における冷媒噴射口１８ｃの円形状の開口断面積と吸引通路１８ｆの円環状の冷媒通路断面積の合計値を面積として有する円の相当直径をφＤａとしたときに、以下数式Ｆ４を満たすように距離Ｌａが決定されている。
Ｌａ／φＤａ≦１…（Ｆ４）
　本実施形態では、具体的に、Ｌａ／φＤａ＝１となるように距離Ｌａを決定している（例えば、相当直径φＤａおよび距離Ｌａの何れも８ｍｍ）。但し、例えば相当直径φＤａを９ｍｍ、距離Ｌａを７ｍｍとしてもよい。

　さらに、本実施形態の混合部１８ｅは、冷媒流れ下流側に向かって冷媒通路断面積を縮小させる形状を持つ。より具体的には、冷媒流れ下流側に向かって徐々に冷媒通路断面積を縮小させる円錐台形状と冷媒通路断面積を一定とする円柱形状とを組み合わせた形状に形成されている。さらに、ディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈの冷媒通路断面積が、冷媒噴射口１８ｃの冷媒通路断面積よりも小さくなるように形成されている。

　また、図２に示すように、混合部１８ｅのうち円柱形状の部位のノズル部１８ａの軸方向長さをＬｂとし、円柱形状の部位の直径（ディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈの直径に相当）をφＤｂとしたときに、以下数式Ｆ５を満たすように距離Ｌｂが決定されている。
Ｌｂ／φＤｂ≦１…（Ｆ５）
　本実施形態では、具体的に、Ｌｂ／φＤｂ＝１となるように距離Ｌｂを決定している（例えば、直径φＤｂおよび距離Ｌｂの何れも７ｍｍ）。但し、例えば直径φＤｂを７ｍｍ、距離Ｌｂを６ｍｍとしてもよい。

　ディフューザ部１８ｇは、混合部１８ｅの出口に連続するように配置されて、冷媒通路断面積が冷媒流れ下流側に向かって徐々に拡大するように形成されている。これにより、ディフューザ部１８ｇは、混合部１８ｅから流出した混合冷媒の速度エネルギを圧力エネルギに変換する機能、すなわち、混合冷媒の流速を減速させて混合冷媒を昇圧させる機能を果たす。

　より具体的には、本実施形態のディフューザ部１８ｇを形成するボデー部１８ｂの内周壁面の壁面形状は、図２に示すように、複数の曲線を組み合わせて形成されている。そして、ディフューザ部１８ｇの冷媒通路断面積の広がり度合が冷媒流れ下流方向に向かって徐々に大きくなった後に再び小さくなっていることで、冷媒を等エントロピ的に昇圧させることができる。

　エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇの冷媒出口側には、圧縮機１１の吸入口が接続されている。

　次に、本実施形態の電気制御部について説明する。図示しない制御装置は、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る。制御装置はそのＲＯＭ内に記憶された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、１５ａ、１７ａ等の作動を制御する。

　また、制御装置には、内気温度センサ、外気温センサ、日射センサ、第１蒸発器温度センサ、第２蒸発器温度センサ、出口側温度センサ、出口側圧力センサ、庫内温度センサ等のセンサ群が接続され、これらのセンサ群の検出値が入力される。内気温センサは、車室内温度を検出する。外気温センサは、外気温を検出する。日射センサは、車室内の日射量を検出する。第１蒸発器温度センサは、第１蒸発器１５の吹出空気温度（蒸発器温度）を検出する。第２蒸発器温度センサは、第２蒸発器１７の吹出空気温度（蒸発器温度）を検出する。出口側温度センサは、放熱器１２出口側冷媒の温度を検出する。出口側圧力センサは、放熱器１２出口側冷媒の圧力を検出する。庫内温度センサは、クールボックスの庫内温度を検出する。

　さらに、制御装置の入力側には、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。

　本実施形態の制御装置では、その出力側に接続された各種の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る。制御装置のうち、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、本実施形態では、圧縮機１１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）が吐出能力制御部を構成している。

　次に、上記構成における本実施形態の作動を図３のモリエル線図を用いて説明する。まず、操作パネルの作動スイッチが投入（ＯＮ）されると、制御装置が圧縮機１１の電動モータ、冷却ファン１２ａ、第１送風ファン１５ａ、第２送風ファン１７ａ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状態の気相冷媒（図３のａ３点）は、放熱器１２へ流入し、冷却ファン１２ａから送風された空気（外気）と熱交換し、放熱して凝縮する（図３のａ３点→ｂ３点）。

　放熱器１２から流出した冷媒は、高段側絞り装置１３へ流入して等エンタルピ的に減圧される（図３のｂ３点→ｃ３点）。この際、高段側絞り装置１３の開度は、第１蒸発器１５出口側冷媒（図３のｄ３点）の過熱度が予め定めた所定範囲内となるように調整される。

　高段側絞り装置１３にて減圧された冷媒の流れは、分岐部１４にて分岐される。分岐部１４にて分岐された一方の冷媒は、第１蒸発器１５へ流入して、第１送風ファン１５ａによって送風された室内用空気から吸熱して蒸発する（図３のｃ３点→ｄ３点）。これにより、室内用空気が冷却される。

　分岐部１４にて分岐された他方の冷媒は、低段側絞り装置１６へ流入して、さらに等エンタルピ的に減圧される（図３のｃ３点→ｅ３点）。低段側絞り装置１６にて減圧された冷媒は、第２蒸発器１７へ流入して、第２送風ファン１７ａによって循環送風された庫内用空気から吸熱して蒸発する（図３のｅ３点→ｆ３点）。これにより、庫内用空気が冷却される。

　また、第１蒸発器１５から流出した過熱度を有する気相冷媒は、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ流入して等エントロピ的に減圧され、噴射冷媒として噴射される（図３のｄ３点→ｇ３点）。そして、この噴射冷媒の吸引作用によって、第２蒸発器１７から流出した冷媒が吸引冷媒として、エジェクタ１８の冷媒吸引口１８ｄから吸引される。

　噴射冷媒および吸引冷媒は、エジェクタの１８の混合部１８ｅにて混合されて、ディフューザ部１８ｇへ流入する（図３のｇ３→ｈ３点、ｆ３点→ｈ３点）。

　ディフューザ部１８ｇでは、冷媒通路断面積の拡大により、冷媒の速度エネルギが圧力エネルギに変換される。これにより、噴射冷媒と吸引冷媒との混合冷媒の圧力が上昇する（図３のｈ３点→ｉ３点）。ディフューザ部１８ｇから流出した冷媒は、圧縮機１１へ吸入されて再び圧縮される（図３のｉ３点→ａ３点）。

　以上のように、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０は、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。この際、第２蒸発器１７の冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）が、第１蒸発器１５の冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）よりも低くなるので、車室内およびクールボックスの庫内を異なる温度帯で冷却することができる。

　さらに、エジェクタ式冷凍サイクル１０では、エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇにて昇圧された冷媒を圧縮機１１に吸入させるので、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。

　ここで、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０のように、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ第１蒸発器１５から流出した過熱度を有する気相冷媒を流入させる場合、混合部１８ｅにおける混合冷媒の乾き度ｘも比較的高い値（例えば、乾き度ｘが０．８以上）となりやすい。

　このように混合冷媒が比較的乾き度ｘの高い気液二相冷媒になってしまうと、図２０、図２１を用いて説明したように、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が不安定になってしまう。

　これに対して、本実施形態のエジェクタ１８によれば、混合部１８ｅにおけるノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃからディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈへ至るノズル部１８ａの軸方向の距離Ｌａが、入口部１８ｈへ流入する冷媒の流速が二相音速αｈ以下となるように決定されている。これにより、混合冷媒が超音速状態から亜音速状態へ移行する際に発生する衝撃波を混合部１８ｅ内で生じさせることができる。

　従って、ディフューザ部１８ｇ内で衝撃波が発生してしまうことを抑制でき、衝撃波の作用によってディフューザ部１８ｇ内を流通する混合冷媒の流速が不安定になってしまうことを抑制できる。その結果、ノズル部１８ａへ第１蒸発器１５から流出した冷媒を流入させるエジェクタ１８であっても、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を安定化させることができ、エジェクタ１８の冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　さらに、上記数式Ｆ４を満たすように、距離Ｌａを決定することで、混合冷媒が超音速状態から亜音速状態へ移行する際に発生する衝撃波を混合部１８ｅ内で生じさせるだけでなく、エジェクタ１８の軸方向長さが不必要に増加してしまうことを抑制できる。

　また、本実施形態のエジェクタ１８では、混合部１８ｅの形状が、冷媒流れ下流側に向かって徐々に冷媒通路断面積を縮小させる形状を有している。さらに、ディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈの冷媒通路断面積を、ノズル部１８ａｃの冷媒噴射口１８ｃの冷媒通路断面積よりも小さく設定している。

　これにより、本実施形態の混合部１８ｅでは、混合冷媒の流速を効果的に減速させるようにして、ディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈへ到達するまでに、混合冷媒の流速が二相音速αｈ以下となる。

　さらに、本開示者らの検討によれば、混合部１８ｅの形状を、冷媒流れ下流側に向かって徐々に冷媒通路断面積を縮小させる円錐台形状と冷媒通路断面積を一定とする円柱形状とを組み合わせた形状とし、上記数式Ｆ５を満たすように、距離Ｌｂを決定することで、混合冷媒の流速を効果的に減速させることができることが判っている。

　従って、本実施形態のエジェクタ１８によれば、図４に示すように、エジェクタ１８におけるエネルギ変換効率（エジェクタ効率ηｅｊ）を従来技術に対して大きく向上させることができる。その結果、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０では、エジェクタ１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。

　エジェクタ効率ηｅｊは、以下数式Ｆ６にて定義される。
ηｅｊ＝｛Δｈｄ×（Ｇｎ＋Ｇｅ）｝／（Δｉｅｊ×Ｇｎ）…（Ｆ６）
　ここで、Ｇｎは、エジェクタ１８のノズル部１８ａから噴射される噴射冷媒の流量であって、第１蒸発器１５を流通する冷媒流量である。また、Ｇｅは、エジェクタの１８の冷媒吸引口１８ｄから吸引される吸引冷媒の流量であって、第２蒸発器１７を流通する冷媒流量である。

　Δｈｄは、図３に示すように、エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇにて冷媒が等エントロピ的に昇圧された際のエンタルピの増加量である。Δｉｅｊは、図３に示すように、エジェクタ１８のノズル部１８ａにて等エントロピ的に減圧された際のエンタルピの減少量である。
（第２実施形態）
　本実施形態では、第１実施形態に対して、図５に示すように、エジェクタ１８の構成を変更した例を説明する。図５および以下の他図面では、第１実施形態と同一もしくは均等部分には同一の符号を付している。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ１８では、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路として、冷媒噴射口１８ｃへ向かって冷媒通路断面積を徐々に縮小させる先細部１８ｉが形成されている。つまり、本実施形態のノズル部１８ａは、いわゆる先細ノズルである。さらに、本実施形態のノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路の最下流側には、噴射部１８ｊが形成されている。

　噴射部１８ｊは、先細部１８ｉの最下流部から冷媒噴射口１８ｃへ向かって冷媒を導く空間である。従って、噴射部１８ｊのノズル部１８ａの軸方向断面における角度（拡がり角度）θｎによって、冷媒噴射口１８ｃから噴射される噴射冷媒の噴霧形状あるいは拡がり方向を変化させることができる。つまり、噴射部１８ｊは、冷媒噴射口１８ｃから噴射される冷媒の噴射方向を規定する空間であると表現することもできる。

　噴射部１８ｊは、その内径が冷媒流れ下流側に向けて一定または徐々に拡大するよう形成されている。本実施形態では、ノズル部１８ａの軸方向断面における噴射部１８ｊの角度θｎを０°としている。つまり、本実施形態の噴射部１８ｊは、ノズル部１８ａの軸方向に延びて、冷媒通路断面積を一定とする円柱形状の空間によって形成されている。図５では、角度θｎの明確化のために、角度θｎを僅かな値（１°程度）として図示している。

　また、図５に示すように、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路のうち噴射部１８ｊが形成される軸方向長さをＬｃとし、冷媒噴射口１８ｃの開口面積の相当直径をφＤｃとしたときに、以下数式Ｆ７を満たすように距離Ｌｃが決定されている。
Ｌｃ／φＤｃ≦１…（Ｆ７）
　本実施形態では、具体的に、Ｌｃ／φＤｃ＝０．６７となるように距離Ｌｃが決定されているが、Ｌｃ／φＤｃ＝１となるようにＬｃを決定してもよい。

　本実施形態のノズル部１８ａでは、内部に形成される冷媒通路を上記の如く形成することによって、冷媒噴射口１８ｃから混合部１８ｅへ噴射される冷媒を自由膨張させる。

　その他のエジェクタ１８およびエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成および作動は、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を作動させると、第１実施形態と同様に、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。

　しかしながら、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０のように、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ第１蒸発器１５から流出した過熱度を有する気相冷媒を流入させる場合、冷媒噴射口１８ｃから噴射された直後の噴射冷媒の流速が高くなりやすい。さらに、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路を流れる冷媒が、気液密度比の高い気液二相冷媒になってしまうことがある。

　このような気液密度比の高い気液二相冷媒が、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路を高速度で流通すると、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦が大きく増加して、冷媒の有する運動エネルギの損失を招いてしまう。従って、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が低下してしまう。

　これに対して、本実施形態のエジェクタ１８によれば、先細ノズルとして構成されたノズル部１８ａに噴射部１８ｊが設けられており、冷媒噴射口１８ｃから混合部１８ｅへ噴射される混合冷媒を自由膨張させる。従って、ラバールノズルのように末広部を設けることなく、混合部１８ｅにて噴射冷媒を加速することができる。つまり、ラバールノズルの末広部にて冷媒を超音速加速する際に生じる冷媒と冷媒通路との壁面摩擦を生じさせることなく冷媒を加速することができる。

　従って、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦を低下させて、冷媒通路を流れる冷媒の有する運動エネルギの損失を抑制することができ、噴射冷媒の流速が低下してしまうことを抑制できる。その結果、ノズル部１８ａへ第１蒸発器１５から流出した冷媒を流入させるエジェクタ１８であっても、ノズル部１８ａにおける冷媒のエネルギ損失を低減させて、エジェクタ１８の冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　また、本実施形態のエジェクタ１８によれば、第１実施形態と同様に、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を安定化させることができ、エジェクタ１８におけるエジェクタ効率ηｅｊを向上させることができる。従って、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１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。

　本実施形態では、ノズル部１８ａの軸方向断面における噴射部１８ｊの角度θｎを０°とした例を説明したが、冷媒噴射口１８ｃから噴射される冷媒を自由膨張させることができれば、角度θｎを０°よりも大きく設定してもよい。つまり、噴射部１８ｊは、冷媒流れ下流方向に向かって内径が徐々に拡大する円錐台形状の空間によって形成されていてもよい。
（第３実施形態）
　本実施形態では、第１実施形態に対して、図６、図７に示すように、エジェクタ１８の構成を変更した例を説明する。具体的には、本実施形態のエジェクタ１８では、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路のうち喉部（最小通路断面積部）よりも冷媒流れ上流側に、冷媒流入口１８ｌから流入した冷媒をノズル部１８ａの軸周りに旋回させる旋回空間１８ｋを設けている。

　より詳細には、この旋回空間１８ｋは、ノズル部１８ａの冷媒流れ上流側に設けられた筒状部１８ｍの内部に形成されている。この筒状部１８ｍは、特許請求の範囲に記載された旋回空間形成部材を構成している。従って、本実施形態では、旋回空間形成部材とノズル部が一体的に構成されている。

　旋回空間１８ｋは、回転体形状に形成され、その中心軸がノズル部１８ａと同軸上に延びている。回転体形状とは、平面図形を同一平面上の１つの直線（中心軸）の周りに回転させた際に形成される立体形状である。より具体的には、本実施形態の旋回空間１８ｋは、略円柱状に形成されている。

　さらに、冷媒流入口１８ｌと旋回空間１８ｋとを接続する冷媒流入通路１８ｎは、旋回空間１８ｋの中心軸方向から見たときに、図７に示すように、旋回空間１８ｋの内壁面の接線方向に延びている。これにより、冷媒流入口１８ｌから旋回空間１８ｋへ流入した冷媒は、旋回空間１８ｋの内壁面に沿って流れ、旋回空間１８ｋ内を旋回する。

　ここで、旋回空間１８ｋ内で旋回する冷媒には遠心力が作用するので、旋回空間１８ｋ内では中心軸側の冷媒圧力が外周側の冷媒圧力よりも低下する。そこで、本実施形態では、通常運転時に、旋回空間１８ｋ内の中心軸側の冷媒が飽和ガス線よりも気液二相側となるように、すなわち、旋回空間１８ｋ内の中心軸側の冷媒が凝縮を開始するように、旋回空間１８ｋ内の中心軸側の冷媒の圧力を低下させている。

　このような旋回空間１８ｋ内の中心軸側の冷媒圧力の調整は、旋回空間１８ｋ内で旋回する冷媒の旋回流速を調整することによって実現することができる。さらに、この旋回流速の調整は、例えば、冷媒流入通路１８ｎの通路断面積と旋回空間１８ｋの軸方向垂直断面積との流路断面積の比率を調整することや、ノズル部１８ａの上流側に配置される高段側絞り装置１３の開度を調整することによって行うことができる。

　その他のエジェクタ１８およびエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成および作動は、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を作動させると、第１実施形態と同様に、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。

　本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０のように、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ第１蒸発器１５から流出した過熱度を有する気相冷媒を流入させる場合、前述の如く、エジェクタ１８のノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路にて冷媒を減圧させながら凝縮させて加速することになる。

　このようなエジェクタ１８では、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦によってエネルギ損失が生じてしまうおそれがある。さらに、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路を流れる気相冷媒を凝縮させる際に、図２５のｄ２５点→ｇ２５点に示すように、飽和状態になっても直ちに凝縮が始まらず、冷媒が過飽和状態となってしまう凝縮遅れが生じてしまうことがある。

　図２５は、凝縮遅れが生じている場合の冷媒の状態の変化を示すモリエル線図であって、図３と同一の状態の冷媒には図３と同一の符号（アルファベット）を付して添え字（数字）のみを変更している。このことは、他のモリエル線図でも同様である。

　このような凝縮遅れが生じる原因について説明する。ファンデルワールス力の分子間力を考慮すると、図２５のモリエル線図に示すように、気液二相冷媒の等温線は、等圧力線からずれた曲線として描くことができる。

　このため、飽和ガス線よりも僅かにエンタルピが減少した領域の冷媒は、同圧力の飽和ガス線上の冷媒よりも温度低下させなければ冷媒を凝縮させることのできない准安定状態となる。従って、ノズル部１８ａへ気相冷媒を流入させた際には、准安定状態となった冷媒の温度がある程度低下するまで凝縮が開始しない凝縮遅れが生じてしまう。

　さらに、凝縮遅れが生じると、ノズル部１８ａにて冷媒を等エントロピ膨張させる場合に対して噴射冷媒のエンタルピが増加する（エンタルピの増加量は図２５のΔｈｘに相当）。このエンタルピの増加量は、冷媒がノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路を流通する際に潜熱としてエネルギ放出した潜熱放出量に相当するので、この潜熱放出量が増加してしまうと、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路を流通する冷媒に衝撃波を発生させてしまう。

　そして、冷媒が潜熱放出することによって生じる衝撃波は、噴射冷媒の流速を不安定にさせてしまうので、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を低下させてしまう。

　これに対して、本実施形態のエジェクタ１８では、旋回空間１８ｋ内で冷媒を旋回させることによって、旋回空間１８ｋ内の中心軸側の冷媒に凝縮を開始させて、凝縮核の生成された気液二相冷媒をノズル部１８ａへ流入させることができる。従って、ノズル部１８ａにて冷媒に凝縮遅が生じてしまうことを抑制できる。

　その結果、図８に示すように、ノズル部１８ａにおけるノズル効率ηｎｏｚを従来技術に対して大きく向上させることができ、ノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路にて冷媒を減圧させながら凝縮させて加速するエジェクタ１８であっても、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。ノズル効率ηｎｏｚとは、ノズル部１８ａにて冷媒の圧力エネルギを運動エネルギへ変換する際のエネルギ変換効率である。

　また、本実施形態のエジェクタ１８によれば、第１実施形態と同様に、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を安定化させることができ、エジェクタ１８におけるエジェクタ効率ηｅｊを向上させることができる。従って、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１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。

　さらに、本実施形態のエジェクタ１８によれば、旋回空間１８ｋへ流入する冷媒が気液二相冷媒になっている場合であっても、旋回空間１８ｋ内の中心側の冷媒圧力を低下させてノズル部１８ａの喉部（最小通路断面積部）へ流入する冷媒の沸騰を促進させることができるので、ノズル効率ηｎｏｚを向上させることができる。
（第４実施形態）
　本実施形態では、第１実施形態に対して、エジェクタ式冷凍サイクルの構成を変更した例を説明する。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、図９に示すように、放熱器１２の出口側に分岐部１４を配置し、分岐部１４にて分岐された一方の冷媒を高段側絞り装置１３にて低圧冷媒となるまで減圧させて、第１蒸発器１５の冷媒入口側へ流入させている。また、分岐部１４にて分岐された他方の冷媒を低段側絞り装置１６にて低圧冷媒となるまで減圧させて、第２蒸発器１７の冷媒入口側へ流入させている。

　さらに、本実施形態では、高段側絞り装置１３の開度よりも低段側絞り装置１６の開度が小さく設定されており、高段側絞り装置１３における減圧量よりも低段側絞り装置１６における減圧量が大きくなっている。従って、第２蒸発器１７における冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）は、第１蒸発器１５における冷媒蒸発圧力（冷媒蒸発温度）よりも低くなる。その他の構成は、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１０ａを作動させると、図１０のモリエル線図に示すように、圧縮機１１から吐出された高温高圧状態の気相冷媒（図１０のａ１０点）が、第１実施形態と同様に、放熱器１２にて放熱して凝縮する（図１０のａ１０点→ｂ１０点）。

　放熱器１２から流出した冷媒の流れは、分岐部１４にて分岐される。分岐部１４にて分岐された一方の冷媒は、高段側絞り装置１３にて減圧されて（図１０のｂ１０点→ｃ１０点）、第１蒸発器１５へ流入する。分岐部１４にて分岐された他方の冷媒は、低段側絞り装置１６にて減圧されて（図１０のｂ１０点→ｅ１０点）、第２蒸発器１７へ流入する。以降の作動は第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１０ａを作動させると、第１実施形態と同様に、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。

　さらに、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａにおいても、エジェクタ１８が第１実施形態と同様の効果を発揮するので、エジェクタ１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａに、第２、第３、第８、第９実施形態に開示されたエジェクタ１８を適用してもよい。
（第５実施形態）
　本実施形態では、第１実施形態に対して、エジェクタ式冷凍サイクルの構成を変更した例を説明する。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂでは、図１１に示すように、高段側絞り装置１３として開度が固定された固定絞りを採用し、低段側絞り装置１６として温度式膨張弁を採用している。さらに、第１蒸発器１５の冷媒出口側とエジェクタ１８のノズル部１８ａの入口側との間に、サイクル内の余剰冷媒を蓄える貯液タンク（貯液部）１９を配置している。

　この貯液タンク１９の詳細構成については、図１２を用いて説明する。図１２における上下の各矢印は、貯液タンク１９を車両に搭載した状態における上下の各方向を示している。

　貯液タンク１９は、本体部１９ａ、冷媒流入ポート１９ｂ、冷媒流出ポート１９ｃ等によって構成されている。本体部１９ａは、上下方向に延びて両端部が閉塞された円筒状部材で形成される。冷媒流入ポート１９ｂは、第１蒸発器１５から流出した冷媒を本体部１９ａ内へ流入させる。冷媒流出ポート１９ｃは、本体部１９ａ内から気液二相冷媒をエジェクタ１８のノズル部１８ａ側へ流出させる。

　冷媒流入ポート１９ｂは、本体部１９ａの円筒状側面に接続されており本体部１９ａの円筒状側面の接線方向に延びる冷媒配管によって構成されている。冷媒流出ポート１９ｃは、本体部１９ａの軸方向下側端面（底面）に接続されており、本体部１９ａの内外に亘って本体部１９ａと同軸上に延びる冷媒配管によって構成されている。

　さらに、冷媒流出ポート１９ｃの上端部は、冷媒流入ポート１９ｂの接続部位よりも上方側まで延びている。また、冷媒流出ポート１９ｃの下方側には、本体部１９ａ内に貯留された液相冷媒を、冷媒流出ポート１９ｃ内へ流入させる液相冷媒導入穴１９ｄが形成されている。

　従って、サイクルを循環する循環冷媒流量が減少し、第１蒸発器１５から気液二相冷媒が流出する運転条件では、冷媒流入ポート１９ｂから本体部１９ａ内へ流入した冷媒が本体部１９ａの円筒状内壁面に沿って旋回して流れ、この旋回流によって生じる遠心力の作用によって冷媒の気液が分離される。

　そして、分離された液相冷媒は、重力の作用によって下方側へ落下し、余剰冷媒として本体部１９ａ内に貯留される。一方、分離された気相冷媒は、冷媒流出ポート１９ｃを介してノズル部１８ａの入口側へ流出する際に、液相冷媒導入穴１９ｄから冷媒流出ポート１９ｃ内へ流入した液相冷媒と混合して気液二相冷媒となって流出する。

　また、サイクルを循環する循環冷媒流量が増加し、第１蒸発器１５から気相冷媒が流出する運転条件では、冷媒流入ポート１９ｂから流入した気相冷媒は気液分離されることなく、冷媒流出ポート１９ｃを介してノズル部１８ａの入口側へ流出する。この際、冷媒流出ポート１９ｃへ流入した気相冷媒は、液相冷媒導入穴１９ｄから冷媒流出ポート１９ｃ内へ流入した液相冷媒と混合して気液二相冷媒となって流出する。

　つまり、本実施形態の貯液タンク１９は、第１蒸発器１５から流出した冷媒を気液二相状態としてノズル部１８ａの入口側へ流出させる気液供給部を構成している。より具体的には、貯液タンク１９は、本体部１９ａに貯液された液相冷媒と第１蒸発器１５から流出した冷媒とを混合させてノズル部１８ａの入口側へ流出させている。

　その他のエジェクタ１８およびエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂの構成および作動は、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を作動させると、第１実施形態と同様に、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。

　エジェクタ１８のノズル部１８ａへ気相冷媒を流入させる構成のエジェクタ式冷凍サイクルでは、混合部１８ｅにて噴射冷媒と吸引冷媒とを混合させた混合冷媒の乾き度ｘも比較的高い値（例えば、乾き度ｘが０．８以上）となりやすい。

　このようなエジェクタ式冷凍サイクルでは、図２５を用いて説明したように、凝縮遅れが生じて、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を低下させてしまうことがある。また、図２０、図２１を用いて説明したように、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が不安定になってしまうことがある。

　本願発明者らの検討によれば、混合冷媒の乾き度ｘが上昇して、０．９９５以上の高乾き度の気液二相冷媒になってしまうと、エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇが所望の冷媒昇圧性能を発揮できない。さらに、エジェクタ１８の吸引冷媒の流量が減少してしまうことがある。

　その理由は、高乾き度の気液二相冷媒では、混合冷媒中の液相冷媒が気相冷媒から受ける剪断力が大きくなり、混合冷媒中の液滴（液相冷媒の粒）の平均粒径が小さくなってしまうからである。

　混合冷媒中の液滴の平均粒径が小さくなってしまうことによってエジェクタの吸引冷媒流量が低下してしまう原因について、図２２、図２３を用いて説明する。図２２、図２３では、上述の図２０、図２１と同様に、一般的なエジェクタの軸方向断面を模式的に図示している。

　まず、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ高乾き度となっていない気液二相冷媒を流入させると、噴射冷媒中の気相冷媒は吸引冷媒と混合されながら減速する。これに対して、噴射冷媒中の液相冷媒（すなわち、液滴）については、ノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃから噴射された際の慣性力によって増速する。液滴の慣性力は、液滴の重さと冷媒噴射口１８ｃにおける液滴の速度との積算値で表される。

　そして、このように液滴が増速することで、混合冷媒の圧力エネルギが速度エネルギに変換され、図２２の下段側グラフの実線で示すように、混合冷媒の圧力が冷媒吸引口１８ｄに接続された蒸発器から流出した冷媒の圧力よりも低下させることができる。さらに、この混合冷媒の圧力低下によって、蒸発器から流出した気相冷媒を吸引することができる。

　ところが、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ高乾き度の気液二相冷媒を流入させると、混合冷媒中の液滴が気相冷媒から受ける抗力が増加してしまうだけでなく、液滴の平均粒径が小さくなり、液滴の重さが軽くなってしまうので、液滴の慣性力も小さくなってしまう。

　従って、ノズル部１８ａへ高乾き度の気液二相冷媒を流入させた際の液滴は、気相冷媒とほぼ同等に速度変化する。このため、混合冷媒中の液滴を充分に増速させることができず、図２３の下段側グラフの実線で示すように、混合冷媒の圧力が低下しにくくなってしまう。その結果、エジェクタ１８の吸引冷媒流量が低下してしまう。

　さらに、混合冷媒が気相冷媒になり、混合部１８ｅの冷媒通路断面積が変化しない領域では、噴射冷媒が冷媒噴射口１８ｃから噴射される際に生じる膨張波と噴射冷媒と吸引冷媒が合流する際に生じる圧縮波が衝突しあうことによって、混合冷媒中に、図２４に示すような、バレル衝撃波と呼ばれる複数の周期的な衝撃波が生じてしまうことがある。

　このようなバレル衝撃波は、混合冷媒の流速を、超音速状態から亜音速状態へ、さらに、亜音速状態から超音速状態へと周期的に変化させるので、混合冷媒の有する速度エネルギを大きく損失させてしまう。従って、バレル衝撃波は、エジェクタ１８の吸引冷媒流量を大きく低下させてしまう原因や、エジェクタ１８に大きな作動音を生じさせてしまう原因となる。

　図２４は、バレル衝撃波を説明するための説明図であって、従来技術のエジェクタ１８のノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃ周辺の模式的な拡大断面図である。

　これに対して、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂでは、気液供給部としての貯液タンク１９を備えているので、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ確実に気液二相冷媒を流入させることができる。従って、凝縮遅れが生じてしまうことを確実に抑制できる。

　さらに、ノズル部１８ａへ気液二相冷媒を流入させて等エントロピ的に減圧させることで、噴射冷媒も確実に気液二相冷媒のとなるので、混合冷媒の乾き度ｘが上昇してしまうことを抑制できる。従って、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が不安定になってしまうことや、エジェクタ１８の吸引冷媒流量が低下してしまうことを抑制できる。

　これに加えて、噴射冷媒の乾き度ｘを低下させて、混合冷媒の二相音速αｈを低下させることができるので、二相冷媒の流速が超音速状態から亜音速状態へ変化する際に生じる衝撃波を気体力学的に弱い衝撃波とすることができる。従って、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能が不安定になってしまうことを効果的に抑制できる。

　その結果、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０によれば、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ第１蒸発器１５下流側冷媒を流入させる場合でも、ＣＯＰを充分に向上させることができる。

　また、本実施形態では、気液供給部を貯液タンク１９によって構成しているので、サイクル構成の複雑化を招くことなく、極めて簡素な構成で、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ確実に気液二相冷媒を流入させることができる。

　また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０では、低段側絞り装置１６として可変絞り機構である温度式膨張弁を採用し、第２蒸発器１７から流出した冷媒が予め定めた基準範囲内となる。換言すると、本実施形態の低段側絞り装置１６の開度は、第２蒸発器１７から流出した冷媒の過熱度が予め定めた基準過熱度以下となるように調整される。

　従って、基準過熱度を適切に設定しておくことで、気液二相状態となっている噴射冷媒と基準過熱度以下の気相状態となっている吸引冷媒とを混合させた混合冷媒の乾き度ｘが上昇してしまうことを確実に抑制できる。さらに、第２蒸発器１７から流出した冷媒が飽和気相冷媒あるは気液二相冷媒となるように、低段側絞り装置１６の開度を調整してもよい。

　また、本実施形態のエジェクタ１８によれば、第１実施形態と同様に、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を安定化させることができ、エジェクタ１８におけるエジェクタ効率ηｅｊを向上させることができる。その結果、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂによれば、エジェクタ１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。

　また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａに、第２、第３、第８、第９実施形態に開示されたエジェクタ１８を適用してもよい。
（第６実施形態）
　本実施形態では、第５実施形態に対して、図１３に示すように、エジェクタ式冷凍サイクルの構成を変更した例を説明する。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂでは、貯液タンク１９内へ圧縮機１１から吐出された気相冷媒を導く吐出冷媒通路２０ａを追加している。この吐出冷媒通路２０ａには、貯液タンク１９内の冷媒圧力を上昇させないための絞り手段を設けておくことが望ましい。そこで、本実施形態では、吐出冷媒通路２０ａをキャピラリチューブで構成している。

　従って、本実施形態の気液供給部である貯液タンク１９は、貯液タンク１９に貯液された液相冷媒と圧縮機１１から吐出された気相冷媒とを混合させてノズル部１８ａの入口側へ流出させるように構成されている。その他の構成および作動は第５実施形態と同様である。本実施形態のように気液供給部を構成しても、第５実施形態と同様の効果を得ることができる。

　また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａに、第２、第３、第８、第９実施形態に開示されたエジェクタ１８を適用してもよい。
（第７実施形態）
　本実施形態では、第５実施形態に対して、図１４に示すように、エジェクタ式冷凍サイクルの構成を変更した例を説明する。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ｂでは、貯液タンク１９内へ放熱器１２から流出した液相冷媒を導く凝縮冷媒通路２０ｂを追加している。この凝縮冷媒通路２０ｂには、貯液タンク１９内の冷媒圧力を上昇させないための絞り部を設けておくことが望ましい。そこで、本実施形態では、凝縮冷媒通路２０ｂをキャピラリチューブで構成している。

　従って、本実施形態の気液供給部である貯液タンク１９は、放熱器１２から流出した液相冷媒と第１蒸発器１５から流出した気相冷媒とを混合させてノズル部１８ａの入口側へ流出させるように構成されている。その他の構成および作動は第５実施形態と同様である。本実施形態のように気液供給部を構成しても、第５実施形態と同様の効果を得ることができる。

　また、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａに、第２、第３、第８、第９実施形態に開示されたエジェクタ１８を適用してもよい。
（第８実施形態）
　本実施形態では、図１５に示すように、第２実施形態のエジェクタ１８に対して、第３実施形態と同様に、ノズル部１８ａの冷媒流れ上流側に設けられた筒状部１８ｍの内部に冷媒流入口１８ｌから流入した冷媒を旋回させる旋回空間１８ｋを設けている。その他のエジェクタ１８およびエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成および作動は、第２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を作動させると、第２実施形態と同様に、車室内へ送風される室内用空気およびクールボックス内へ循環送風される庫内用空気を冷却することができる。

　また、本実施形態のエジェクタ１８では、第３実施形態と同様に、旋回空間１８ｋ内で冷媒を旋回させることによって、凝縮核の生成された気液二相冷媒をノズル部１８ａへ流入させることができるので、ノズル効率ηｎｏｚを向上させることができる。従って、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　また、第２実施形態と同様に、噴射冷媒を自由膨張させるので、壁面摩擦が増加してしまうことを抑制できる。従って、ノズル部１８ａにおける冷媒のエネルギ損失を低減させて、エジェクタ１８の冷媒昇圧性能の低下を抑制できる。

　さらに、第１実施形態と同様に、ディフューザ部１８ｇにおける冷媒昇圧性能を安定化させることができ、エジェクタ１８におけるエジェクタ効率ηｅｊを向上させることができる。従って、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１８を備えることによるＣＯＰ向上効果を充分に得ることができる。
（第９実施形態）
　第８実施形態では、エジェクタ１８のノズル部１８ａとして、噴射部１８ｊの入口部に形成される最小通路断面積部の冷媒通路断面積が固定された固定ノズルを採用するが、本実施形態では、図１６に示すように、最小通路断面積部の冷媒通路断面積を変更可能に構成された可変ノズルを採用する。

　具体的には、本実施形態のエジェクタ１８は、ノズル部１８ａの冷媒通路断面積を変化させる弁体としてのニードル弁１８ｙ、このニードル弁１８ｙを変位させる駆動部としてのステッピングモータ１８ｘを有する。

　ニードル弁１８ｙは、その中心軸がノズル部１８ａの中心軸と同軸上に配置された針状に形成されている。より具体的には、ニードル弁１８ｙは、冷媒流れ下流側に向かって先細る形状に形成されており、最下流側の先細先端部がノズル部１８ａの冷媒噴射口１８ｃよりも冷媒流れ下流側に向かって突出するように配置されている。つまり、本実施形態のノズル部１８ａは、いわゆるプラグノズルとして構成されている。

　ステッピングモータ１８ｘは、ノズル部１８ａの冷媒流入口１８ｌ側に配置されており、ニードル弁１８ｙをノズル部１８ａの軸方向に変位させる。これにより、ノズル部１８ａの内周壁面とニードル弁１８ｙの外周壁面との間に形成される断面円環状の冷媒通路の断面積が変更される。ステッピングモータ１８ｘは、制御装置から出力される制御信号によってその作動が制御される。

　その他のエジェクタ１８およびエジェクタ式冷凍サイクル１０の構成および作動は、第８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およびエジェクタ１８においても、第８実施形態と同様の効果を得ることができる。

　また、本実施形態のエジェクタ１８によれば、ノズル部１８ａを可変ノズルとして構成しているので、エジェクタ１８のノズル部１８ａへエジェクタ式冷凍サイクル１０の負荷に応じた冷媒流量を流入させることができる。

　また、本実施形態のノズル部１８ａはプラグノズルとして構成されているので、噴射冷媒を冷媒噴射口１８ｃからニードル弁１８ｙの外表面に沿うように混合部１８ｅへ噴射することができる。従って、ノズル部１８ａへ流入させる冷媒流量が変化しても、噴射冷媒を容易に自由膨張させることができ、冷媒と冷媒通路との壁面摩擦を低下させて、冷媒通路を流れる冷媒の有する運動エネルギの損失を抑制することができる。

　また、本実施形態のニードル弁１８ｙは、図１６に示すように、旋回空間１８ｋ内を貫通するように配置されているので、旋回空間１８ｋで旋回する冷媒とノズル部１８ａの内壁との摩擦によって凝縮核を生成しやすい。

　図１６に示すノズル部１８ａでは、ニードル弁１８ｙとして、冷媒流れ下流側に向かって先細る形状のものを採用しているが、図１７に示す変形例のように、ディフューザ部１８ｇ側から、冷媒流れ上流側に向かって先細る形状のものを採用してもよい。この場合は、最上流側の先細先端部が噴射部１８ｊよりも先細部１８ｉ側へ突出するように配置すればよい。
（第１０実施形態）
　本実施形態では、第４実施形態に対して、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａの構成を変更した例を説明する。具体的には、本実施形態のエジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、図１８に示すように、高段側絞り装置１３に代えて、第１減圧部として高段側エジェクタ１３１を採用している。

　この高段側エジェクタ１３１の基本的構成は、上述したエジェクタ１８と同様である。従って、高段側エジェクタ１３１もエジェクタ１８と同様に、後段側ノズル部１３１ａと後段側ボデー部１３１ｂを有する。後段側ノズル部１３１ａは、冷媒を減圧させる。後段側ボデー部１３１ｂには、第１蒸発器１５から流出した冷媒を吸引する高段側冷媒吸引口１３１ｄおよび混合冷媒を昇圧させる高段側ディフューザ部（高段側昇圧部）１３１ｇが形成される。

　本実施形態の高段側エジェクタ１３１の高段側ノズル部１３１ａには、放熱器１２にて凝縮した液相冷媒を流入させることができる。従って、高段側エジェクタ１３１では、高段側ノズル部１３１ａに乾き度の高い気液二相冷媒が流入することによって高段側ディフューザ部１３１ｇが所望の昇圧性能を発揮できなくなってしまうことはない。

　そこで、本実施形態では、高段側エジェクタ１３１として、上述したエジェクタ１８と全く同様の構成のものではなく、高段側ノズル部１３１ａに液相冷媒を流入させた際に、エジェクタ式冷凍サイクル１０ａ全体として高いＣＯＰを発揮できるように設定されたものを採用している。

　高段側エジェクタ１３１の高段側ディフューザ部１３１ｇ出口側には、高段側エジェクタ１３１の高段側ディフューザ部１３１ｇから流出した冷媒の気液を分離する気液分離器２１が接続されている。

　気液分離器２１の液相冷媒流出口には、固定絞り２２を介して、第１蒸発器１５の冷媒流入口が接続され、第１蒸発器１５の冷媒流出口には、高段側エジェクタ１３１の冷媒吸引口が接続されている。一方、気液分離器２１の気相冷媒流出口には、エジェクタ１８のノズル部１８ａの入口側が接続されている。その他の構成は第４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１０ａを作動させると、放熱器１２から流出した液相冷媒の流れが分岐部１４にて分岐される。分岐部１４にて分岐された一方の冷媒は、高段側エジェクタ１３１の高段側ノズル部１３１ａへ流入して等エントロピ的に減圧されて噴射される。

　そして、この噴射冷媒の吸引作用によって、第１蒸発器１５から流出した冷媒が、高段側エジェクタ１３１の高段側冷媒吸引口１３１ｄから吸引される。高段側ノズル部１３１ａから噴射された噴射冷媒と高段側冷媒吸引口１３１ｄから吸引された吸引冷媒との混合冷媒は、高段側ディフューザ部１３１ｇへ流入して昇圧される。

　高段側ディフューザ部１３１ｇから流出した冷媒は、気液分離器２１へ流入して気液分離される。そして、気液分離器２１にて分離された液相冷媒は、固定絞り２２を介して第１蒸発器１５へ流入する。一方、気液分離器２１にて分離された気相冷媒は、エジェクタ１８のノズル部１８ａへ流入する。その他の作動は、第４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１０ａによれば、第４実施形態と同様の効果を得られるだけでなく、高段側エジェクタ１３１の昇圧作用によって圧縮機１１の消費動力を低減でき、サイクル全体としてのＣＯＰをより一層向上させることができる。

　第１減圧部として高段側エジェクタ１３１を採用するエジェクタ式冷凍サイクル１０ａは、図１８に示されるサイクル構成に限定されることなく、例えば、図１９に示すように構成してもよい。

　具体的には、図１９に示すエジェクタ式冷凍サイクル１０ａでは、高段側エジェクタ１３１の高段側ディフューザ部１３１ｇの出口側に第１蒸発器１５の冷媒入口側を接続し、さらに、分岐部（第１分岐部）１４の他方の冷媒流出口に、さらに冷媒の流れを分岐する第２分岐部１４ａを接続している。

　第２分岐部１４ａの一方の冷媒流出口に、固定絞り１３２を介して第３蒸発器２３の冷媒流入口を接続し、第３蒸発器２３の冷媒流出口に高段側エジェクタ１３１の高段側冷媒吸引口１３１ｄを接続している。第３蒸発器２３は、固定絞り１３２にて減圧された低圧冷媒と第３送風ファン２３ａから送風される空気とを熱交換させることによって、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である。

　第２分岐部１４ａの他方の冷媒流出口に、低段側絞り装置１６を介して第２蒸発器１７の冷媒流入口を接続している。その他の構成は第４実施形態と同様である。このようなサイクル構成によっても、高段側エジェクタ１３１の昇圧作用によって、サイクル全体としてのＣＯＰをより一層向上させることができる。
（他の実施形態）
　本開示は上述の実施形態に限定されることなく、本開示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、エジェクタ１８を備えるエジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａ、１０ｂを車両用冷凍サイクル装置として用い、第１蒸発器１５にて室内用空気を冷却し、第２蒸発器１７にて庫内用空気を冷却するようにした例を説明したが、エジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａ、１０ｂの適用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、１０ａ、１０ｂを車両用冷凍サイクル装置として用いる場合は、第１蒸発器１５にて車両前席側へ送風される前席用空気を冷却し、第２蒸発器１７にて車両後席側へ送風される後席用空気を冷却するようにしてもよい。

　また、例えば、冷蔵冷凍装置に適用する場合は、第１蒸発器１５にて、食品・飲料水等を低温（具体的には、０℃～１０℃）で冷蔵保存する冷蔵室へ送風される冷蔵室用空気を冷却し、第２蒸発器１７にて、食品等を極低温（具体的には、－２０℃～－１０℃）で冷凍保存する冷凍室へ送風される冷凍室用空気を冷却するようにしてもよい。

　（２）上述の実施形態では、エジェクタ１８をエジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａ、１０ｂに適用した例を説明したが、エジェクタ１８の適用可能なサイクル構成は、これらに限定されない。

　例えば、エジェクタ式冷凍サイクル１０、１０ａ、１０ｂにおいて、エジェクタ１８のディフューザ部１８ｇの出口側と圧縮機１１の吸入口側との間に、ディフューザ部１８ｇから流出した冷媒の気液を分離し、分離された気相冷媒を圧縮機１１の吸入口側へ流出させるアキュムレータを配置してもよい。

　また、放熱器１２の冷媒出口側に、放熱器１２から流出した冷媒の気液を分離して、下流側へ液相冷媒を流出させる受益器を配置してもよい。また、放熱器１２から流出した高温冷媒と圧縮機１１へ吸入される低温冷媒とを熱交換させる内部熱交換器を配置してもよい。さらに、第２蒸発器１７の冷媒出口側とエジェクタ１８の冷媒吸引口１８ｄとの間に冷媒圧送用の補助ポンプを設けてもよい。

　（３）上述の実施形態では、高段側絞り装置１３、低段側絞り装置１６として、温度式膨張弁、固定絞り、高段側エジェクタを採用した例を説明したが、高段側絞り装置１３、低段側絞り装置１６として、開度を変更可能に構成された弁体と、この弁体の開度を変化させるステッピングモータからなる電動アクチュエータとを有する電気式の可変絞り機構を採用してもよい。

　上述の実施形態では、放熱器１２として、圧縮機１１吐出冷媒と外気とを熱交換させる熱交換部からなるものを採用した例を説明した。しかしながら、放熱器１２として、凝縮部、モジュレータ部、過冷却部を有する、いわゆるサブクール型の凝縮器を採用してもよい。凝縮部は、圧縮機１１吐出冷媒と外気とを熱交換させて圧縮機１１吐出冷媒を凝縮させる。モジュレータ部は、この凝縮部から流出した冷媒の気液を分離する。過冷却部は、モジュレータ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。

　また、上述の実施形態では、エジェクタ１８のボデー部１８ｂ等の構成部材を金属で形成した例を説明したが、それぞれの構成部材の機能を発揮可能であれば材質は限定されない。つまり、これらの構成部材を樹脂にて形成してもよい。

　（４）上述の実施形態では、ディフューザ部１８ｇの入口部１８ｈの冷媒通路断面積を、ノズル部１８ａｃの冷媒噴射口１８ｃの冷媒通路断面積よりも小さく設定した例を説明したが、具体的には、冷媒噴射口１８ｃの開口径を入口部１８ｈの開口径よりも小さく設定すればよい。

　また、入口部１８ｈの開口径を冷媒噴射口１８ｃの開口径よりも大きく設定した場合は、入口部１８ｈに冷媒通路内へ向かって突出する突起部を設けることによって、入口部１８ｈの冷媒通路断面積を、冷媒噴射口１８ｃの冷媒通路断面積よりも小さくすればよい。

　（５）上述の第９実施形態では、弁体（ニードル弁１８ｙ）によってノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路の最小通路断面積部の冷媒通路断面積を変更可能とした例を説明したが、弁体としてノズル部１８ａ内に形成される冷媒通路からディフューザ部１８ｇの内部へ亘って延びる円錐形状のものを採用し、ノズル部１８ａの最小通路断面積部と同時にディフューザ部１８ｇの冷媒通路断面積を変更させる構成としてもよい。

　（６）上述の実施形態では、冷媒としてＲ１３４ａを採用した例を説明したが、冷媒はこれに限定されない。例えば、Ｒ６００ａ、Ｒ１２３４ｙｆ、Ｒ４１０Ａ、Ｒ４０４Ａ、Ｒ３２、Ｒ１２３４ｙｆｘｆ、Ｒ４０７Ｃ等を採用することができる。または、これらの冷媒のうち複数種を混合させた混合冷媒等を採用してもよい。

　（７）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５～第７実施形態で説明した気液供給部を第４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。例えば、第１０実施形態で説明したエジェクタ式冷凍サイクル１０ａのエジェクタ１８として、第２、第３、第８、第９実施形態に開示したエジェクタ１８を適用してもよい。

　（８）上述の実施形態では、放熱器１２を冷媒と外気とを熱交換させる室外側熱交換器とし、第１、第２蒸発器１５、１７を空気を冷却する利用側熱交換器として用いているが、逆に、第１、第２蒸発器１５、１７を外気等の熱源から吸熱する室外側熱交換器として構成し、放熱器１２を空気あるいは水等の被加熱流体を加熱する室内側熱交換器として構成するヒートポンプサイクルに本開示を適用してもよい。

Claims (10)

1. 　冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１７）を備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置（１０、１０ａ、１０ｂ）に適用されるエジェクタ（１８）であって、
   　前記第１蒸発器（１５）から流出した冷媒を気液二相状態となるまで減圧させ、噴射冷媒として冷媒噴射口（１８ｃ）から噴射するノズル部（１８ａ）と、
   　ボデー部（１８ｂ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）に設けられ、前記噴射冷媒の吸引作用によって前記第２蒸発器（１７）から流出した冷媒を吸引冷媒として吸引する冷媒吸引口（１８ｄ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）に設けられ、前記噴射冷媒と前記吸引冷媒との混合冷媒を昇圧させる昇圧部（１８ｇ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）の内部空間のうち、前記冷媒噴射口（１８ｃ）から前記昇圧部（１８ｇ）の入口部（１８ｈ）へ至る範囲に設けられ、前記噴射冷媒と前記吸引冷媒とを混合させる混合部（１８ｅ）とを備え、
   　前記混合部（１８ｅ）における前記冷媒噴射口（１８ｃ）から前記入口部（１８ｈ）へ至る距離（Ｌａ）が、前記入口部（１８ｈ）へ流入する冷媒の流速が二相音速以下となるように決定されるエジェクタ。
2. 　前記混合部（１８ｅ）における前記冷媒噴射口（１８ｃ）から前記入口部（１８ｈ）へ至る距離をＬａとし、
   　前記冷媒噴射口（１８ｃ）を含む前記ノズル部（１８ａ）の軸方向垂直断面における、前記冷媒噴射口（１８ｃ）の開口断面積と前記吸引冷媒が流通する吸引通路（１８ｆ）の冷媒通路断面積との合計値を面積として有する円に換算したときの円の直径をφＤａとしたときに、
   　Ｌａ／φＤａ≦１
   となっている請求項１に記載のエジェクタ。
3. 　前記ノズル部（１８ａ）内に形成される冷媒通路として、冷媒通路断面積が冷媒流れ下流側に向けて徐々に縮小する先細部（１８ｉ）、および前記先細部（１８ｉ）から前記冷媒噴射口（１８ｃ）へ冷媒を導く噴射部（１８ｊ）が設けられており、
   　前記ノズル部（１８ａ）は、前記噴射部（１８ｊ）の内径が冷媒流れ下流側に向けて一定または徐々に拡大するよう噴射部（１８ｊ）の軸方向断面における拡がり角度（θｎ）が０°以上となっていることによって、前記混合部（１８ｅ）へ噴射される前記噴射冷媒を自由膨張させるように形成されている請求項１または２に記載のエジェクタ。
4. 　冷媒を蒸発させる第１蒸発器（１５）および第２蒸発器（１７）を備える蒸気圧縮式の冷凍サイクル装置（１０、１０ａ、１０ｂ）に適用されるエジェクタ（１８）であって、
   　前記第１蒸発器（１５）から流出した冷媒を気液二相状態となるまで減圧させ、噴射冷媒として冷媒噴射口（１８ｃ）から噴射するノズル部（１８ａ）と、
   　ボデー部（１８ｂ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）に設けられ、前記噴射冷媒の吸引作用によって前記第２蒸発器（１７）から流出した冷媒を吸引冷媒として吸引する冷媒吸引口（１８ｄ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）に設けられ、前記噴射冷媒と前記吸引冷媒との混合冷媒を昇圧させる昇圧部（１８ｇ）と、
   　前記ボデー部（１８ｂ）の内部空間のうち、前記冷媒噴射口（１８ｃ）から前記昇圧部（１８ｇ）の入口部（１８ｈ）へ至る範囲に設けられ、前記噴射冷媒と前記吸引冷媒とを混合させる混合部（１８ｅ）とを備え、
   　前記ノズル部（１８ａ）内に形成される冷媒通路として、冷媒通路断面積が冷媒流れ下流側に向けて徐々に縮小する先細部（１８ｉ）、および前記先細部（１８ｉ）から前記冷媒噴射口（１８ｃ）へ冷媒を導く噴射部（１８ｊ）が設けられており、
   　前記ノズル部（１８ａ）は、前記噴射部（１８ｊ）の軸方向断面における拡がり角度（θｎ）が０°以上となっていることによって、前記混合部（１８ｅ）へ噴射される前記噴射冷媒を自由膨張させるように形成されているエジェクタ。
5. 　前記混合部（１８ｅ）は、冷媒流れ下流側に向かって冷媒通路断面積が縮小する形状を備えている請求項１ないし４のいずれか１つに記載のエジェクタ。
6. 　前記混合部（１８ｅ）は、冷媒流れ下流側に向かって徐々に冷媒通路断面積が縮小する円錐台形状と冷媒通路断面積を一定とする円柱形状とを組み合わせた形状に形成されている請求項１ないし５のいずれか１つに記載のエジェクタ。
7. 　前記混合部（１８ｅ）のうち円柱形状の部位の前記ノズル部（１８ａ）の軸方向長さをＬｂとし、円柱形状の部位の直径をφＤｂとしたときに、
   　Ｌｂ／φＤｂ≦１
   　となっている請求項６に記載のエジェクタ。
8. 　前記入口部（１８ｈ）の冷媒通路断面積は、前記冷媒噴射口（１８ｃ）の冷媒通路断面積よりも小さく設定されている請求項１ないし７のいずれか１つに記載のエジェクタ。
9. 　前記ノズル部（１８ａ）へ流入した冷媒を前記ノズル部（１８ａ）の軸周りに旋回させる旋回空間（１８ｋ）を形成する旋回空間形成部材（１８ｍ）を備える請求項１ないし８のいずれか１つに記載のエジェクタ。
10. 　前記ノズル部（１８ａ）の冷媒通路断面積を変化させる弁体（１８ｙ）を備える請求項１ないし９のいずれか１つに記載のエジェクタ。

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