JPH0571860B2 - - Google Patents

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JPH0571860B2
JPH0571860B2 JP63318549A JP31854988A JPH0571860B2 JP H0571860 B2 JPH0571860 B2 JP H0571860B2 JP 63318549 A JP63318549 A JP 63318549A JP 31854988 A JP31854988 A JP 31854988A JP H0571860 B2 JPH0571860 B2 JP H0571860B2
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valve body
refrigerant
pressure
diaphragm
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Fujikoki Corp
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    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25B—REFRIGERATION MACHINES, PLANTS OR SYSTEMS; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS
    • F25B41/00—Fluid-circulation arrangements
    • F25B41/30—Expansion means; Dispositions thereof
    • F25B41/31—Expansion valves
    • F25B41/33—Expansion valves with the valve member being actuated by the fluid pressure, e.g. by the pressure of the refrigerant
    • F25B41/335—Expansion valves with the valve member being actuated by the fluid pressure, e.g. by the pressure of the refrigerant via diaphragms
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25B—REFRIGERATION MACHINES, PLANTS OR SYSTEMS; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS
    • F25B2341/00—Details of ejectors not being used as compression device; Details of flow restrictors or expansion valves
    • F25B2341/06—Details of flow restrictors or expansion valves
    • F25B2341/068—Expansion valves combined with a sensor
    • F25B2341/0683—Expansion valves combined with a sensor the sensor is disposed in the suction line and influenced by the temperature or the pressure of the suction gas
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
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    • F25B2500/01—Geometry problems, e.g. for reducing size
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Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は冷凍サイクルに使用される温度膨張弁
による冷凍システム制御の方法において特に冷媒
をその低蒸発温度域において蒸発器に流れ込むよ
うな制御を行なうに適する温度膨張弁の構造に関
するものである。
［従来の技術］ 空調用に用いられる冷凍システムの代表的な構
成を第１３図に示す。圧縮器２０７で圧縮された
高温の冷媒ガスは凝縮機２０８で外界と熱交換し
て液化し受液器２０９を経て、温度膨張弁２０１
で減圧し蒸発器２０５で外界に熱交換してガス化
し再び圧縮機２０７に戻る。
温度膨張弁２０１は、高圧の液冷媒を減圧し蒸
発しやすくして蒸発器に送り込む機能を有し、蒸
発温度と蒸発器出口における冷媒過熱蒸気温度と
の温度差（これを過熱度と呼ぶ）を信号として、
その冷媒供給量を制御する。温度膨張弁の基本的
な動作は、上記過熱度があらかじめ設定した静止
過熱度に達したとき開閉し、一定の動作過熱度が
保たれるように蒸発器に冷媒を送り込むことを目
的とするフイードバツク制御である。
従来の温度膨張弁は、温度膨張弁本体の機能を
発揮させるため、冷媒の蒸発器における蒸発温度
が変化しても、その蒸発温度のなるべく広い範囲
にわたり一定の静止過熱度で作用するよう設計す
ることを常識としていた。
従来、冷凍システムにおいて蒸発器の熱負荷が
小さいときは上記過熱度信号が小さくなり、温度
膨張弁の設定した静止過熱度に達しないから、温
度膨張弁は開弁せず蒸発器には冷媒が供給されな
い。
このことは蒸発器に流れ込む冷媒が熱交換が不
十分のまま液状態で圧縮機に戻ることがないので
圧縮機保護という目的も併せもつていたことにな
る。ところが他方において上記とは正反対の要求
もある。すなわち蒸発圧力（従つて蒸発温度）が
低いとき、たとえ過熱度信号が小さい場合におい
ても、温度膨張弁を閉じないままにして、蒸発器
に冷媒液を送り込むように冷凍システムを設計し
たいという要求である。その例を示せば次の通り
である。
蒸発圧力−蒸発温度が低いとき蒸発器の凍結
を防止するための蒸発器に冷媒を必要以上に送
り込み蒸発器を液満状態にすること。
能力可変圧縮機（蒸発圧力を感知し、蒸発圧
力の低いときは圧縮機の能力を制御するもの）
を使用する場合に、熱負荷が小さくなつて温度
膨張弁の機能が閉弁してしまうと能力可変圧縮
機への蒸発圧力信号が不安定になるためむしろ
冷媒を蒸発器に流すこと。
上記の要求は、従来の温度膨張弁にとつては望
ましくない性質であるため、従来の温度膨張弁単
独では実現が困難であるので従来の機能に加えて
他の付加的機能を付与しなければ目的を達するこ
とができない。
従来上記目的達成のためにとられる技術思想の
うち単純なものは弁座にノツチまたはブリードポ
ートを設ける方法である。この方法は温度膨張弁
と並列に一定流量（高低圧差の関数）の冷媒を流
す通路をもうけ、温度膨張弁の機能が閉になつて
も冷媒が一定量流れる仕組みである。
この方法は温度膨張弁が本来機能すべき領域に
おいても制御と無関係の冷媒量を流すことになる
ため、温度膨張弁にその能力を十分発揮させ得な
いという欠点がある。
実際この方法では上記目的を満足させるに至ら
ないことが多い。また定圧膨張弁機能を付加し、
蒸発圧力が一定圧力以下になると温度膨張弁の制
御信号いかんにかかわらず定圧膨張弁によつて弁
開度を制御する構成がある。この実例は実開昭61
−153875号に開示されている。
この考え方は、第１４図に示すように温度膨張
弁として作用する第１の制御駆動部Ａ（符号２６，
２７，２５，２３，２４で構成）と定圧膨張弁と
して作用する第２の制御駆動部Ｂ（符号２１，２
２で構成）という二つの弁開度制御部を有する膨
張弁による方法である。
この考え方は、バイパス回路を用いるのではな
く同じ冷媒流路を用いて温度膨張弁機能としては
閉弁したとき、その主通路を概念の上でバイパス
通路として使用するのでシステムを簡易化出来る
という利点がある。
すなわち蒸発温度が高く蒸発圧力が高いとき
は、第１の制御部Ａの内容物の圧力は、第２の制
御部Ｂの内容物の圧力より高くその圧力はダイヤ
フラム２２の下側の圧力及びバイアスばねと拮抗
して弁開度制御に有効な力を伝達手段２８を介し
てダイヤフラム受け２９に伝達する。しかし一定
圧力すなわち第２の制御部Ｂに封入された内容物
の圧力より低い圧力に第１の制御部Ａの圧力が低
下すると第１の制御部Ａの圧力は伝達手段２８に
有効な力を与えることはない。
ダイヤフラム２２の下側の圧力とバイアスばね
を総合した力と拮抗するのは第２の制御部Ｂの圧
力となる。
この結果冷媒の蒸発圧力と駆動部の圧力の関係
は蒸発温度に対してバイアスばねによる調整を含
めて一定蒸発温度より低い蒸発温度では過熱度信
号と無関係に弁体が開いていることになる。そこ
では蒸発器は液満状態になつて、蒸発器内の圧力
が一定の圧力以下に低下することが防止されるた
め、凍結温度に相当する蒸発圧力以上に保つこと
ができる。このため凍結が防止される。その代り
圧縮器には液戻りを生じる。しかし通常本システ
ムを必要とするような小型な簡易システムに用い
られる圧縮器は回転式のもの故、液戻りは圧縮器
にとつて必ずしも不都合なものではない。
［発明が解決しようとする課題］ 上記のシステムは原理的には有効なものと見ら
れるがその構成上種々の問題点がある。
その第１は第１の制御部Ａのダイヤフラム２４
と第２の制御部Ｂのダイヤフラム２２の間の圧力
伝達手段２８を設けなければならないことであ
る。すなわちダイヤフラム２４の変位をダイヤフ
ラム２２の変位に伝達するにあたり、圧力伝達手
段は制御部Ｂの外郭２１の内周とすき間なくなめ
らかに摺動しなくてもならない。また、ダイヤフ
ラム２２を均一に押し下げるためには圧力伝達手
段２８の形状は、そのダイヤフラムとの接触部を
大きな径にしなければならず、かつ制御部Ａの圧
力を正確に伝達するという要請があるから複雑な
形状を精度よく加工しなければならない。
その第２の制御部Ｂの封入流体の空間は制御部
Ａの体積変動による変動が無視できる程度に大き
くなければならない。このことから逆に制御部Ａ
は空間が小さくかつ十分大きな力を出すためダイ
ヤフラム径を大きくするという予盾した要求が課
されるということである。
第３はダイヤフラムを２枚使用するため製造上
溶接という工程の必要な場所を２ケ所有すること
による構造信頼性に欠ける面がある。
本発明は基本的には蒸発圧力−蒸発温度が低い
とき蒸発器に冷媒を必要以上に送り込み蒸発器を
液満状態にすることを上記のように定圧膨張弁の
機能を用いないので達成させることにあり、通常
の状態では温度膨張弁としての正常な機能を保存
することを目的とする。
［課題を解決するための手段］ 上記の目的を達成するため本発明においては、
通常の状態では従来通りに温度膨張弁の弁開度を
過熱度信号によつて制御する。すなわち、冷凍シ
ステムの蒸発器出口における冷媒の過熱蒸気温度
を感温筒によつて感知し、これに相当する圧力を
主要構成要素にダイヤフラムを有し液冷媒通路と
は隔離した圧力空間部（パワーエレメント）に発
生させる。これは上記パワーエレメント内に封入
した作動流体の気−液平衡による温度−圧力特性
または吸着平衡による温度−圧力特性を利用する
ことによつて得られる。上記の圧力とパワーエレ
メントを構成するダイヤフラムの下部の空間部の
圧力（蒸発器における冷媒の蒸発圧力に相当する
圧力）との圧力差によつて弁開度が定められる。
しかし、冷凍システム内の液冷媒が弁体と弁座
によつて構成される通路を流れる際に弁体は、液
冷媒の上流側すなわち高圧側の圧力と液冷媒の下
流側すなわち低圧側の圧力との差が大きいとき
（蒸発器における冷媒の蒸発温度が、あらかじめ
温度膨張弁の静止過熱度を設定するときに予想し
た蒸発温度よりも低いときがこの場合に相当す
る）、実際の過熱度信号が上記静止過熱度の設定
値よりも小さい場合でも冷媒を蒸発器に供給でき
るように上記ダイヤフラムの直径，材質及びたわ
み量にもとづくダイヤフラムによる弁体駆動力に
適する弁ポート径を有するオリフイス部を構成す
る。更に、弁体自体に二つのバイアス手段が設定
されることが含まれる。そして、弁体を冷媒流入
側を小径となす円錐側面を有する形状としてい
る。
上記円錐形状の弁体の底面の直径を弁ポート径
より大とし、弁体より上流側の冷媒の圧力に面し
弁体の弁ポート径より小なる径の部分を流体の流
れの方向の弁体を開弁させる方向のバイアス力を
得るための手段としている。かつ、一旦開弁して
流れを生じたとき流体が流出する上記弁ポート径
より径が大きく冷媒の流れに面する弁体の部分
を、流体の流れによつて上記開弁方向に生じたバ
イアス力を抑制する手段としている。
上記諸部品の寸法は以下のバランス式(A)を満足
するように定められている。
ψ（DM，δ，ΔP）＋（π／４）・｛（D1 2−D2 2）−
4C1・Ｌ・D1・sin（2θ）｝−（F0＋KS・Ｌ）＝０ (A) ここに DM：ダイヤフラムの有効径；ダイヤフラムの
上下の圧力差に依つて発生するダイヤフラムの推
力は、ダイヤフラム外周縁における非拘束部分の
最大直径D3（第１図参照）とダイヤフラム面がダ
イヤフラム推力伝達部材としてのストツパーの端
面と接触して作る円の直径D4（第１図参照）との
平均直径DM＝（D3＋D4）／２である。
δ：ダイヤフラムの基準位置からの変位；過熱
度調整ばねの力を取り除いた状態でダイヤフラム
上下の圧力差ΔP＝（PB−PL）を与えると、スト
ツパーは本体に密着する。この時の位置を基準位
置とする。通常ΔP＜２×104Pa程度で密着する
ように配置する。
ΔP：過熱度信号は圧力換算値；パワーエレメ
ントの圧力空間に発生した圧力をPB，蒸発圧力
をPLとしたときΔP＝PB−PLで表される。
ψ（DM，δ，ΔP）：ダイヤフラムによる弁体駆
動力；ダイヤフラムの弁体駆動力は、ダイヤフラ
ムの材質，ダイヤフラム径などの寸法要素による
他、ばねとしての特性によりその基準点からの変
位δにも依存する。そこで、これを Ｆ＝ψ（DM，δ，ΔP）であらわす。
ただし、Ｆはダイヤフラムが発生する推力。
DMは上記のダイヤフラム有効径。
δは上記のダイヤフラム基準位置を０
としたときのダイヤフラム変位。
ΔPはダイヤフラム上下の圧力差。
更にψ（DM，δ，ΔP）をより詳細に説明すると、
ΔPとダイヤフラム有効径とに依存する ψ1＝DM 2・（π／４）・ΔPにかかわる項と変位，
圧力差による剛性変化，周辺状態の変化による受
圧面積の変化にかかわる項ψ2（δ、ΔP）とによつ
て以下のように表現される。
ψ（DM，δ，ΔP）＝DM 2・（π／４）・ΔP−ψ2
（δ，ΔP） D1：弁ポート径 D2：ダイヤフラムによる弁体駆動力を弁体に
伝達する手段の断面積を表現するため、この手段
を円柱としたときの直径。この伝達手段が高圧液
冷媒に直接さらされない構造においてはD2→０
である。
C1：冷媒流量係数 Ｌ：弁体の開弁位置からの変位 θ2：弁体の閉弁時、弁座との組み合い位置より
下流側の半頂角 PH：弁体と弁座の組み合い位置より上流側の
液冷媒の圧力 PL：蒸発圧力に相当する上記組み合い位置よ
り十分下流側の冷媒の圧力 F0：弁体を閉位置方向にバイアスするための
機械的バイアス手段によるバイアス力の初期値 KS：弁体が変位Ｌを生じた際、上記機械的バ
イアス手段がバイアス力を増加させるときの係数 この記述において、式(A)の−4C1・Ｌ・D1・
sin（2θ2）の項は、θ2の変域は０＜θ2≦（π／２）
であるが、その絶対値が最大となるのはθ2＝
（π／４）のときであるので、円錐半頂角につい
ては、０＜θ1≦（π／４），０＜θ2≦（π／４）と
して論じることが実効的である。
より、具体的に説明すると、温度膨張弁の弁体
を駆動するパワーエレメントとしての理想的な圧
力差−推力特性は、摩擦抵抗が全くないピスト
ン・シリンダーで構成されたパワーエレメントの
ように、ピストンの受圧面積を決定すればピスト
ンの推力がピストン上下の圧力差によつて定まる
ようなものである。
ピストンの受圧面直径をD0，ピストン上下の
圧力差をΔPとするとピストンが発生する推力FP
は次のようになる。
FP＝（π／４）D0 2・ΔP …(B) 此の推力と弁体に作用する流体の力とピストン
上下の圧力差と調節ばねの推力及びばね定数とが
弁体において釣り合い所定の弁開度を決定してお
り、上記釣り合いは以下の（式Ｃ）によつて表現
される。
（π／４）D0 2・ΔP＋（π／４）（PM−PL）
｛（D1 2−D2 2）−4C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）｝−（F0＋
KS・Ｌ）＝０ …（式Ｃ） ここにおいてD0は設計上の条件から定るピス
トン直径，ΔPは過熱度を圧力に変換した値であ
り、ピストンが発生する推力FPは、ΔPに比例す
る関数である。
D1は弁ポート0Dの直径、 D2は弁体を押す力FPを伝達する円筒伝達棒DS
の直径、 PHは冷媒の凝縮温度における飽和圧力、 PLは冷媒の蒸発温度における飽和圧力、 Ｌは弁体が閉弁点から軸方向に開弁する際移動
する距離、 KSは過熱度調節ばねのばね定数で過熱度変化
を圧力に変換した値であり、圧力差変化Δ（ΔP）
により変化する弁開度ΔLと、ピストン受圧面積
AP＝（π／４）D0 2とから次のように定まる。
KS＝AP・（Δ（ΔP））／ΔL， Ｋ＝（Δ（ΔP））／ΔL として設計条件から決定される。
C1は流量係数， F0は設計時に於ける諸元から定める過熱度調
節ばねの推力， θ2は円錐弁下部の流出角FAの半頂角， （式Ｃ）をＫ＝（Δ（ΔP））／ΔLで書き改める
と （π／４）D0 2（ΔP−Ｋ・Ｌ）＋（π／４）（PH
−PL）｛（D1 2−D2 2）−4C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）｝＝
F0 …(D) 式(D)を弁開度Ｌについて解くと、 Ｌ＝［（π／４）｛D0 2・ΔP＋（PH−PL）（D1 2−
D2 2）｝−F0］／［（π／４）｛D0 2・Ｋ＋４・C1・
D1・（PH−PL）・sin（2θ2）｝］ …(E) (E)式は理想化したピストン・シリンダをパワ
ー・エレメントとした際の弁開度を表す特性式で
ある。(E)式の特性は顕かにする手段として計算例
を図示すると第１５図のよになる。この際の計算
条件を記す。
計算中一様にした諸元：D1＝φ6，D2＝φ4.5，
Ｋ＝5.968Kgｆ／（cm2・cm） ピストン直径D0は２種類：D0＝φ16，D0＝φ48， 受圧面積比RA＝D0 2／（D1 2−D2 2）と定義する
と、D0＝φ16の受圧面積比RA（16）≒16.254，D0
＝φ48の受圧面積比RA（48）≒146.286になる。
過熱度調節ばねの初期推力F0は、静止過熱度
の圧力変換値ΔP0，高圧側圧力PHO，低圧側圧力
PL0，弁開度L0，及び流出角FAの半頂角θ2を指定
することにより(D)式から求められる。
仮定値PH0＝10.5Kgｆ／cm2Ｇ，PLO＝1.8Kg／cm2
Ｇ，ΔP0＝0.5Kgｆ／cm2，L0＝0.03mm及びθ2＝45゜，
θ2＝10゜としてF0を計算し、これを(E)式に代入し
てΔP＝0.5Kgｆ／cm2，ΔP＝0.85Kgｆ／cm2，PH＝
7.5，9.0，10.5，12，13.5，及び15Kgｆ／cm2Ｇ，
PL＝1.8Kgｆ／cm2Ｇ一定として順次計算した結果
である。
第１５図を参照することにより次の特性を認知
することができる。
１ 弁開度Ｌは、受圧面積比RAを選択すること
により（PH−PL）の影響の受け方を選択でき
る。従つて、（PH−PL）が大きくなつた時、基
準に設定した過熱度以下でも弁開度を得ること
ができる。
２ 弁開度Ｌは、流出角FAの半頂角θ2を45゜を近
づけることにより（PH−PL）が大きくなるに
従つて増加量が緩和される。
理想化されたピストン・シリンダの圧力差−推
力特性は簡明であるが、ピストン上下の流体の漏
洩をなくし且つ摺動する際の摩擦抵抗を皆無にす
ることを同時に成立させる事は極めて困難である
ため、実際にはパワーエレメントの機能要素とし
てダイヤフラムが使用される。ダイヤフラムはそ
れ自体が剛性をもつているばかりでなくダイヤフ
ラムの上下の圧力差によつて変形すると周辺の状
態もこれに伴つて変化する。第１６図にダイヤフ
ラムの圧力差−変位−推力特性図を例示した。な
お、第１６図のダイヤフラム特性図上のδ＝0.2
mmの線と等ΔP線との交点が示す等価受圧面積の
平均値（Ae）を求め、此の等価受圧面積をもち
且つ摩擦抵抗が全くないピストン・シリンダを仮
定し、ピストンの上下にΔPの圧力差が生じた際
のピストン推力をＦ＝Ae・ΔPとし算出した（D0
＝φ16）。
ダイヤフラムが発生する推力F1はダイヤフラ
ムの種類を指定すると同時にダイヤフラム上下の
圧力差によつて変形した後に加えられた変位とを
指定することにより近似的に表示することができ
る。これを、F1＝ψ（δ，ΔP）として式(C)に導入
した結果が式(A)である。
更に２段円錐弁体の弁角度をθ2＞θ2（θ2＝（π／
４）のとき効果最大）に選定することにより、冷
媒システムの凝縮温度が大きいときの過熱度変化
ΔPに対する流量Ｑの変化の割合（∂Q）／
（∂ΔP）を小さくし、低蒸発温度域における上記
特性を保存しながらかつ過熱度変化に対する流量
が適正となる温度膨張弁とする。
本発明は更に上記の技術思想を、その一部を蒸
発器から圧縮器の冷媒通路内にその他の一部を凝
縮器から蒸発器に向う冷媒通路内に置くように温
度膨張弁と冷媒通路を一体化する温度膨張弁のダ
イヤフラム径及び弁ポート径ならびに円錐弁体形
状を式Ａを用いて選定する構造に適用することを
含む。
［作用］ 本発明の温度膨張弁は次のように作用する。
設計の標準状態として設定した凝縮温度，蒸発
温度においては一定の静止過熱度及び動作過熱度
で作動するように弁リフト特性（パワーエレメン
トよりの開弁信号となる力と弁体の開弁方向の弁
位との関係を示す特性と弁ポート径を式Ａにもと
づいて定めてあるので感温部からの信号によるパ
ワーエレメント内の圧力とパワーエレメントのダ
イヤフラム部下部からの圧力との圧力差（実際に
はバイアスばねの力も加わわつている。）に応じ
た弁開度が得られ、これによつて過熱度信号にも
とづく蒸発器に流れ込む冷媒流量を制御してい
る。
しかし本発明の温度膨張弁は、パワーエレメン
トが弁の開閉に及ぼす力に対して流体が差圧以上
で流れるときは弁を開く方向に力を与えるように
パワーエレメントのダイヤフラム有効径に対し弁
ポート径を十分大きくとりかつその流体の流れに
よる力を有効にとり出せるように弁体を円錐弁に
しかつその円錐頂角を定めているため第７図に示
すように、標準状態の弁リフト（弁開口面積）過
熱度特性からずれて、蒸発温度すなわち蒸発圧力
が低いとき静止過熱度に達しない過熱度信号であ
つても弁は開いていて冷媒が蒸発器に供給され
る。すなわち弁体に流体の流れの力がその開く方
向に働いて過熱度信号によらない“弁を開く”機
能を付加したことになる。
また弁体の冷媒流出側に流出角FAを設けるこ
とによりFAの半頂角をVAの半頂角に対しθ2＜θ1
に定めることにより、θ2＝θ1のときに比較して過
熱度変化に対する流量増加の割合（∂Q）／
（∂ΔP）の値を減ずるように作用する。
［実施例 １］ 本発明の一実施例を第１図に示す。
簡単に第１図について説明すると、弁匡１に
は、その上方にダイヤフラム２により区画された
上部ダイヤフラム室３と下部ダイヤフラム室４と
が設けられている。５は図示しない感温筒と連結
されるキヤピラリーである。６は冷媒入口管、７
は冷媒出口管を示す。８はダイヤフラム２の下面
に固定されたストツパーで伝達棒９を有する。冷
媒入口管６と出口管７とは弁ポート１０により連
結され、この弁ポートに設けられた弁座１１に対
向して円錐弁体１２を設ける。然して図示の場合
この円錐弁体を高圧側の弁体１２ａと低圧側の弁
体１２ｂの二段形弁体とした。そして夫々の半頂
角をVA（θ1），FA（θ2）で示す。１３は前記円錐
弁体を作用するばねである。又１４は蒸発圧力取
入口である。
第１図には示していないが蒸発器出口部分を流
れるシステム冷媒の温度を検知しダイヤフラム２
の上側の圧力信号PBを出力する感温筒が設けて
ある。蒸発圧力PLはダイヤフラムの下側から作
用する圧力で上記PBとの差圧をΔP＝PB−PLで定
義する。
ダイヤフラムが弁体１２を押す力F1はダイヤ
フラム室４の差圧ΔPとダイヤフラムの撓みδの
関数として近似できる。すなわち F1＝ψ（δ，ΔP） …(1) このとき円錐弁体と弁座１１とで構成する流路
を流体すなわち液冷媒が流れるとき円錐弁体に作
用する推力F2の変化は次のように近似できる。
F2＝−π・C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）・（PH−PL）
…(2) 上記(1)，(2)を用いて本発明の温度膨張弁の静的
平衡式が次のように得られる。
ψ（δ，ΔP）＋（π／４）（PH−PL）｛（D1 2−
D2 2）−4C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）｝−（F0＋KS・Ｌ）
＝０ …(3) (3)は既出の式Ａである。
記号の意味は既述の通りである。
本実施例においては簡単のためD2→０すなわ
ちダイヤフラム２の力を伝達する円筒伝達棒によ
る影響がないものとして説明をすすめる（正確に
いえば、伝達棒を第１４図の３０に示すように配
置したときがこの場合に相当する）。
システム冷媒としてＲ１２、感温筒封入冷媒と
してもＲ１２を用い凝縮温度を50℃，40℃及び30
℃としたとき弁口径ODの直径D1のパラメータと
して（このときダイヤフラムはベリリウム銅厚さ
0.10mmダイヤフラム径22mmのものを用いている）
蒸発温度における飽和圧力PLと冷媒流量の関係
を図示すると第７図となる。本実施例においては
弁口径ODを変化させたときそのODにおいて弁
体の開弁方向移動距離Ｌに対して同一の開口面積
が得られるよう第１の弁角度VAの値θ1を設定し
た。感温筒の温度０℃のとき1.8Kg／cm2Ｇ（ゲージ
圧）にセツトしたので、これは静止過熱度
3.155Kの場合に相当する。
第７図の冷媒流量は過熱度3.5Kに相当すると
きの計算値を図示している。
従来の温度膨張弁は感温筒にチヤージする冷媒
がシステム冷媒と同一の場合低蒸発温度域におい
ては静止過熱度が大きくなる傾向があつた。従つ
て第７図においては弁口径ODが２mmのときの挙
動に近い特性をもつていた。
当然のこととして凝縮温度が高ければPHも高
くなるため流量も大きくなる。弁口径が５mm以上
になるとこの実施例では同一過熱度のとき、蒸発
温度が低くなるに従つて流量が大きくなる。
弁口径が４mmよりも小さいときは蒸発温度が低
くなると流量は減少傾向を示す。本発明による温
度膨張弁はその使用領域と、その使用領域におい
てどれだけの流量を期待するかによつて弁口径を
選択することができる。凝縮温度30℃，蒸発温度
−20℃の場合において過熱度3.5Kで開弁を期待
するには上記の他の諸元を一定とするとODを４
mm以上にすればよい。
上記は静止過熱度の他の条件による影響につい
て言及していない。しかし実際の温度膨張弁にお
いては上記の弁口径が大きくなるに従い凝縮温度
の影響をうけやすくなる。
すなわち弁口径OD，凝縮温度に関係するPH及
びψ（δ，ΔP）の中の過熱度変化をあらわすΔP
は(3)式を書き換えた式 Ｌ＝｛ψ（δ，ΔP）＋（π／４）（D1 2−D2 2）（PH
−PL）−F0｝／｛KS＋π・C1・D1・sin（2θ2）（PH
−PL）｝ (4) から予想されるように弁体が閉弁点から軸方向に
開弁する移動距離Ｌに関係し、いずれもＬを増加
させる方向に寄与する。このため凝縮温度が増加
すると過熱度変化の度合いが大きくなり過ぎる。
これを抑制するためには、式(4)の分母の第２項
の値を大きくすればよい。式(4)の第２項は第１図
の流出角FAを設けることによつて生じた項であ
る。第２項の値が大きくなると、上記の流量増加
を緩和することができる。さかのぼつて式(3)にで
て来る −π・C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）・（PH−PL） の由来は弁体が流体により開弁方向に作用をうけ
るときのスラスト荷重の減少量を表すものであ
る。この量は流出角FAの値θ2＝45゜のとき最大と
なる。従つてこの効果を大きくしたいときはθ2＝
45゜の近傍を選択することが望ましい。
第８図は弁開度0.01mm（開弁点近傍）における
静止過熱度（本実施例ではこれによつて静止過熱
度と定義した）の変化を、第１のパラメータを凝
縮過度（30℃，40℃，50℃）、第２のパラメータ
ーを弁口径として図示した。第８図によれば凝縮
温度が高いとき弁口径ODが大きすぎると蒸発温
度によつていちじるしく静止過熱度が変化するこ
とがわかる。
これに対して上記の(4)式の分母の第２項により
これを抑制する実施例を第９図に示した。通常の
過熱度冷媒流量曲線において凝縮温度をパラメー
ターとしてプロツトしてあるが、流出角θ2（23.5゜）
と弁角度θ1（23.5゜）を等しくした場合は――の線、
流出角（45゜）と弁角度（23.5゜）にとつた場合は
――×であり明瞭に第２項の効果を示している。す
なわち流出角を設けることにより、過熱度変化の
小さいときは弁口径OD及び本実施例では言及し
なかつたが圧力伝達素子の直径DSによつて確保
された低蒸発温度領域の流量を確保しOD，DSの
選定のみでは不都合を生じる過熱度変化が大であ
るときの流量を抑えることができる。
［実施例 ２］ 本実施例においては、他の諸元はほぼ実施例１
と同様であるが第１図に示すように力の伝達棒９
は高圧冷媒流路にさらされていてあらわにその影
響をうける。従つて式Ａ（すなわち(3)）のD2に具
体的な数値を入れなければならない場合である。
本実施例において、弁口径ODをD1＝８mm及び
10mmとし、実施例１のODに対応した流体受圧面
積効果と本実施例の効果がほぼ等しくなるように
作動伝達棒の軸径DSの直径D2を選定する。
すなわちDS＝０とした実施例１の弁口径D10と
し、本実施例の弁口径をD1であらわすときD2を D2＝√1 2−10 2 と定めたときこのD2による効果がD2＝０のとき
の結果とかけ離れたものにならないようにD2を
とつた。また実施例１のときと同様に同一の弁開
度に対して同一開口面積が得られるように円錐弁
体の頂角VAの半頂角θ1を定める。
第１０図は弁口径８mm、過熱度3.5Kのときの
作動棒軸径D2をパラメータ（5.81mm，6.25mm．
6.61mm，6.93mm及び7.19mm）としたときの凝縮濃
度50℃，40℃及び30℃の場合の冷媒流量と蒸発温
度との関係をプロツトしたものである。
観点を換えて弁開度を0.01mmのときの静止過熱
度と蒸発温度との関係をプロツトすると弁口径
D1＝８mmのときが第１１図である。いずれも実
施例１の場合と同様な挙動を示し第１図に示すよ
うに伝達棒が冷媒流路内にあらたに現れる場合に
おいても本発明の技術思想が妥当であることを示
す。凝縮濃度が高くなつたとき（∂Q）／（∂ΔP）
が大きくなつて同一過熱度でも流量が増加するの
を抑えるためには流出角度θ2をθ2＞Q1にとること
によつて可能であるが、本実施例においては第１
２図に弁口径８mm，D2≒6.93mmについて示した。
いずれもθ2＞θ1にすることにより（∂Q）／
（∂ΔP）が小さくなる。
［実施例 ３］ 第２図及び第３図を用いて本発明の技術思想を
ボツクス型温度膨張弁に適用した実施例について
説明する。
ブロツクケース３００には凝縮器から流入する
液冷媒入口３０１、蒸発器に冷媒を供給する冷媒
出口３０２、蒸発器から出る冷媒ガスの入口３０
３及び圧縮機に向かう冷媒ガスの出口３０４を有
している。図中に示した矢印は冷媒の流れの方向
を示す。本実施例においてブロツクケースはアル
ミニウム合金材質を用いた。ケースふた部３０５
は、後で述べる温度膨張弁機能を果す部品をブロ
ツクケース３００内に収納するために設けたブロ
ツクケース部頂部に設けた挿入孔３０６を、上記
機能諸部品組付後、Ｏリング３０７によりシール
するためのふたである。上記ブロツクケース内に
収納する温度膨張弁機能を果す部分はパワーエレ
メント部３０８、力の伝達部と円錐弁体を一体化
した弁体３０９及びバイアスばね３１０から成
る。パワーエレメント部３０８は、パワーエレメ
ントケース３１１と底板３１５とから形成される
感温部分に活性炭３１２を封入し、更に後に封止
される細管３１４を通じて一定の温度のときに一
定の圧力となる圧力−温度吸着特性を持つ気体を
封入する。本実施例においてはＲ１３を封入し
た。活性炭の量を加減しかつ活性炭を冷媒流路内
に置くため更に底板３１５の中央部に設けられた
気体導通口３１８が活性炭でふさがれないように
するため金網３１３を配置した。更に底板３１５
とダイヤフラム受け３１７の中間にダイヤフラム
３１６を配置してその周縁部を上記パワーエレメ
ントケース３１１及びダイヤフラム受け３１７の
周縁部と共にダイヤフラム受け３１７を用いてか
しめ、かつ半田をもちいて気密にシールする。ダ
イヤフラム３１６はベリリウム銅厚さ0.1mm外径
22mmのものを用いた。
ダイヤフラム３１６はその周縁に近い部分に波
をもうけ、パワーエレメント内の圧力の変化に応
じて所定の撓みが得られるようにした。ダイヤフ
ラムの撓みδはパワーエレメント内の圧力PBと
均圧孔３１９を通じてダイヤフラム３１６の下面
にかかる圧力PL（このPLは冷媒ガスの入口３０３
から冷媒ガスの出口３０４に向かう冷媒の圧力で
ある。）との差圧ΔPできまり、δとΔPから弁体
を下に押す力F1が定まる。
ダイヤフラム３１６の上方への変形を制限する
ために底板３１５が設けられている。また下方へ
の変形制限のためストツパー３２０が設けられ
る。ダイヤフラムの弁体を押す力F1はストツパ
ー３２０，カラー３２１を経由して弁体３０９に
伝えられる。
カラー３２１を設けたのはダイヤフラム下部の
均圧室に液冷媒入口３０１から流入する高圧液冷
媒の影響が及ばないようにするベローシール３２
２を弁体３０９に固定するためである。一体化し
たカラー３２１，ベローシール３２２及び弁体は
機能部ボデイ３２３の中央中空部に配置されスラ
イド可能となつている。機能部ボデイ３２３には
上記中央中空部と交叉し、かつ液冷媒入口３０１
と連通する高圧液流入口が設けられている。また
機能部ボデイ３２３の下部は前記中央中空部より
も大きい径をもつ下部中空部３２６を有し中央中
空部の下部が弁ポート３２４を形成する。下部中
空内にはバイアスコイルばね３１０が配置され、
バイアスばね力は調節ねじ３２５により調節され
る。
本実施例においては弁ポート径は6.3mmを用い
ている。円錐弁体の頂角は半角度20゜としたが流
出角は45゜とした。また下部中央部の径は10.3mm
である。（第３図参照） 本実施例において温度膨張弁機能部はそのパワ
ーエレメント部３０８の活性炭封入部３１２がパ
ワーエレメントケース３１１を経由して冷媒ガス
の入口３０３から冷媒ガスの出口３０４に流れる
冷媒の温度を感知する。この温度が冷媒の過熱蒸
気温度に相当しこの温度にあたる圧力が吸着平衡
によつてパワーエレメント内の圧力PBとなる。
一方PB−PL＝ΔP及びダイヤフラムのたわみδに
関係するF1が弁体を押す力となるのでそれのバ
イアス力及び弁の形状によつて決まる流体力によ
つて弁開度が定まる。
このようにして液冷媒入口３０１から冷媒出口
３０２に向かう冷媒流量を制御する。
本実施例において第３図の円錐弁体と比較のた
め第３図にあたる部分を第４図に変更した円錐弁
体を作成し第３図の場合と比較した。
第３図及び第４図は第２図の弁体３０９と機能
部ボデイ３２３の弁ポート部を拡大した説明図で
ある。
第４図にあたる流出角を別個に設けない円錐弁
体の場合、凝縮圧力を０Kg／cm2〜15Kg／cm2まで変
化させても蒸発圧力−弁ストロークの関係は第６
図に示すようにほとんど一定である。しかし第３
図に示したように、円錐弁体の流出角を式(A)の第
３項が最大となるようにθ2＝45゜にすると第５図
に示すように、蒸発圧力−弁ストロークの関係
は、凝縮圧力が高くなると勾配の絶対値が小さく
なり、必要以上に流量が流れ過ぎるという傾向が
抑制される。
［発明の効果］ 本発明にもとづく温度膨張弁によれば、これを
冷媒回路に用いて、従来の温度膨張弁と同様に蒸
発器の入口にとりつけ、かつ従来の温度膨張弁に
他の付加素子バイアス回路あるいは特別の部品を
付加することなく通常の状態においては従来の過
熱度制御にもとづく温度膨張弁としての機能を果
させかつ低蒸発温度域（すなわち低蒸発圧力域）
では、上記過熱度制御とはことなり、静止過熱度
に達しない（過熱度の小さい）ときにおいても冷
媒を蒸発器に送り込む機能を果させることができ
る。
【図面の簡単な説明】
第１図は本発明の温度膨張弁の一実施例の概略
の断面図；第２図は本発明の他の実施例の縦断面
図；第３図は第２図の弁体と弁ポート部分の拡大
図；第４図は第３図の構成の特性を比較するため
作成した比較サンプルの第２図の弁体と弁ポート
部分の拡大図；第５図は第３の実施例の特性を示
す蒸発圧力−弁ストロークの関係を示すグラフ；
第６図は第２図の弁体と弁ポート部分を第４図の
ように構成したときの特性を示す蒸発圧力−弁ス
トロークの関係を示すグラフ；第７図は本発明の
温度膨張弁の一実施例の特性を示す凝縮温度を変
えたときの弁口径をパラメータとする蒸発温度−
冷媒流量の関係を示すグラフ；第８図は本発明の
温度膨張弁の一実施例の特性を示す凝縮温度を変
えたときの弁口径をパラメータとする蒸発温度−
静止過熱度の関係を示すグラフ；第９図は本発明
の温度膨張弁の一実施例の円錐弁体に流出角を設
けたときの特性変化を説明するための過熱度−冷
媒流量の関係を示すグラフ；第１０図は本発明の
第２の実施例（但しD1＝８mmのとき）の第７図
に相当するグラフ；第１１図は本発明の第２の実
施例（但しD1＝８mmのとき）の第８図に相当す
るグラフ；第１２図は本発明の第２の実施例（但
しD1＝８mmのとき）の第９図に相当するグラ
フ；第１３図は空調用に用いられる冷凍システム
の構成図；第１４図は従来の低圧膨張弁−温度膨
張弁を一体化した膨張弁の縦断面図；第１５図
は、この発明の実施例におけるパワーエレメント
のダイヤフラムの動作を理想化したピストン・シ
リンダの組み合わせと仮定した場合の、ピストン
の高圧側圧力（PH）とピストン直径と弁開度と
の関係を２種類示す図；第１６図は実際のダイヤ
フラムの変位とその変位がもたらす推力との関係
を示す図である。 ２……ダイヤフラム、１０……弁ポート、１２
……弁体。

Claims (1)

  1. 【特許請求の範囲】 １ 圧縮機、凝縮器、膨張機構及び蒸発器を主構
    成要素とし、冷媒の相変化を利用する冷凍システ
    ムに用いられ、主として過熱度信号によつて弁開
    度を制御するためにダイヤフラムの変位によつて
    弁体を駆動する温度膨張弁において、 上記弁開度を定めるために弁座と組み合う弁体
    を冷媒流入側を小径とする円錐側面を有する形状
    とし、 上記弁体の上流側の冷媒と上記弁体の下流側の
    冷媒との圧力差が上記温度膨張弁の通常想定され
    る冷媒の蒸発温度領域における静止過熱度を設定
    する際に基準とした圧力差よりも大きくなるとき
    ばかりでなく実際の過熱度が上記静止過熱度設定
    値より小さいときも、蒸発器に冷媒を供給できる
    ように上記ダイヤフラムの直径、材質及びそのた
    わみ量にもとづくダイヤフラムによる弁体駆動力
    に適する弁ポート径を有するオリフイス部を構成
    し、 上記円錐形状の弁体の底面の直径を弁ポート径
    より大となし、弁体より上流側の冷媒の圧力に面
    する弁体の弁ポート径より小なる径の部分を流体
    の流れの方向に弁体を開弁させる方向のバイアス
    力を得るための手段となし、 かつ一旦開弁して流体の流れが生じたとき、流
    体が流出する上記弁ポート径より弁体の径が大き
    くなつている冷媒の流れに面する弁体の部分を流
    体の流れによつて上記開弁方向に生じたバイアス
    力を抑制する手段となし、 上記ダイヤフラムの有効径（DM）、上記ダイヤ
    フラムの基準位置からの変位（δ）、過熱度信号
    の圧力換算値（ΔP）、ダイヤフラムによる弁体駆
    動力（ψ（DM，δ，ΔP））、弁ポート径（D1）、ダ
    イヤフラムによる弁体駆動力を弁体に伝達する手
    段の断面積をあらわすためにこの手段を円柱とし
    たときの径（D2）、冷媒流量係数（C1）、弁体の
    開弁位置からの変位(L)、弁体の閉弁時における弁
    座との組み合い位置より下流側の半頂角（θ2）、
    弁体と弁座の組み合い位置より上流側の冷媒の圧
    力（PH）、蒸発圧力に相当する上記組み合い位置
    より十分下流側の冷媒の圧力（PL）、弁体を閉位
    置方向にバイアスするための機械的バイアス手段
    によるバイアス力の初期値（F0）、及び弁体が変
    位Ｌを生じた際に上記バイアス手段がバイアス力
    を増加させるときの係数（KS）による力のバラ
    ンス式 ψ（DM，δ，ΔP）＋（π／４）（PH−PL）｛（D1 2
    −D2 2）−4C1・Ｌ・D1・sin（2θ2）｝−（F0＋KS・
    Ｌ）＝０を満足する、上記力のバランス式の第１
    項にかかわるダイヤフラム有効径、上記力のバラ
    ンス式の第２項にかかわる弁ポート径及び弁体の
    閉弁時に弁座との組み合い位置より下流側に位置
    する半頂角を有することを特徴とする温度膨張
    弁。 ２ 上記弁体を開弁させる方向のバイアス力を得
    る手段となす弁体の部分の半頂角（θ1）を、開弁
    方向に生じたバイアス力を抑制する手段となす弁
    体の部分の半頂角（θ2）よりも小さくすることを
    特徴とする請求項１に記載の温度膨張弁。 ３ 凝縮器と連通する第１の流路と、この第１の
    流路と弁座を有する弁室を介し連通するとともに
    更に蒸発器の入口と連通する第２の通路と、上記
    二つの流路とは隔壁を介して設けられ蒸発器と連
    通する第３の流路と、この第３の流路と感温作動
    室を介して連通するとともに圧縮機とも連通する
    第４の流路とを有するブロツクケースと、 上記感温作動室内に設置され、上記第３の流路
    と第４の流路とを通過する冷媒の温度を検知し、
    その圧力を変化させる作動流体を充填した感温部
    を有する弁駆動手段と、を有することを特徴とす
    る請求項１または請求項２に記載の温度膨張弁。
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