JPS6248147B2 - - Google Patents
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- JPS6248147B2 JPS6248147B2 JP58063596A JP6359683A JPS6248147B2 JP S6248147 B2 JPS6248147 B2 JP S6248147B2 JP 58063596 A JP58063596 A JP 58063596A JP 6359683 A JP6359683 A JP 6359683A JP S6248147 B2 JPS6248147 B2 JP S6248147B2
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Classifications
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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
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- F25B15/008—Sorption machines, plants or systems, operating continuously, e.g. absorption type with multi-stage operation
-
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- F25B33/00—Boilers; Analysers; Rectifiers
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02A—TECHNOLOGIES FOR ADAPTATION TO CLIMATE CHANGE
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- Y02A30/27—Relating to heating, ventilation or air conditioning [HVAC] technologies
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
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- Y02B—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO BUILDINGS, e.g. HOUSING, HOUSE APPLIANCES OR RELATED END-USER APPLICATIONS
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- Thermal Sciences (AREA)
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- Power Engineering (AREA)
- Sorption Type Refrigeration Machines (AREA)
Description
〔産業上の利用分野〕
本発明は、空調用等に用いられる三重効用吸収
式冷凍機に関する。 〔従来の技術〕 大型空調システムに用いられている冷凍サイク
ルには圧縮サイクルと吸収サイクルがあり、種々
の利点から後者が広く用いられている。 而して、吸収冷凍サイクルでは蒸発器と吸収器
に対して１基の再生器を有する単効用吸収冷凍機
が用いられるが、効率及び省エネの関係上単効用
吸収式冷凍機を複合化した所謂二重効用吸収式冷
凍機が開発採用されている。 該種二重効用吸収式冷凍機１を第１図で略説す
ると、冷媒をなす水２は蒸発器３内部にあつて内
装伝熱管４内を流過する冷水５から気化熱を奪
い、該冷水５を冷却して冷凍用に帰還させ、蒸気
化した冷媒蒸気は、動作通路６を介して吸収器７
に送給され、ここで伝熱管９内を流過される冷却
水８により冷却され、臭化リチウム水溶液１０に
吸収される。 そして、該冷媒を吸収して稀釈された臭化リチ
ユウム水溶液（稀溶液）はポンプ１１により昇圧
されて中温再生器１２及び、低温再生器１３に
各々分岐送給され、中温再生器１２では熱源１４
により加熱され冷媒蒸気１５を蒸発し、濃縮され
て吸収器７に動作配管１６で帰還され、又、低温
再生器１３では、動作配管１７により導入される
上記中温再生器１２の冷媒蒸気を熱源とし、臭化
リチユウム水溶液中の冷媒を蒸発濃縮させ、動作
配管１６′を介し中温再生器１２からの帰還臭化
リチユウム水溶液と合流して吸収器７に帰還する
ようにされている。 このようにして中温再生器１２及び低温再生器
１３で生成された冷媒蒸気１５は動作配管１８，
１８′を介して凝縮器１９に送給され上記吸収器
７から配管２０を介して接続される伝熱管２１に
より冷却されて液化し冷媒液となつて蒸発器３に
帰還される吸収冷凍サイクルをとるようにされ、
冷却水８は上述の如く吸収器７側から凝縮器１９
側へと矢印の様に流れるようにされている。 尚、２２，２３，２４は該吸収器７から中温再
生器１２、低温再生器１３間に介設された動作配
管１６″，１６，１６′に介装される溶液熱交換
器、中温熱交換器、低温熱交換器である。 〔発明が解決しようとする問題点〕 ところで、後述する如く、冷凍機の成績係数
COPを考慮するに単効用機より二重効用機の方
が凝縮器からの放熱量が減少するために必要とす
る加熱入力が少くて済むため高効率化が促進され
ることが分る。 したがつて、その限りでは単効用機に比し二重
効用機が優れ、二重効用機より三重効用機が、即
ち、多重効用機が優れていることが分る。 そこで、上述二重効用吸収式冷凍機１の中温再
生器１２に高温再生器を付設して三重効用吸収式
冷凍機にすることが考えられるが、単に高温再生
器を付設するだけで冷却サイクルを従来態様と同
じにするだけでは高温再生器の溶液温度レベルが
中温再生器の温度レベルよりはるかに高くなるた
め、結果的に該高温再生器の加熱熱源温度も高く
せざるを得ず、したがつて、熱源温度の高い所謂
質の高いエネルギーが要求される欠点があり、吸
収式冷凍機のメリツトを生かし得る汎用性が得ら
れ難い難点があつた。 本発明の目的は上述の従来技術に基づく単重効
用、二重効用吸収式冷凍機をベースとした三重効
用吸収式冷凍機の問題点を解決すべき技術的課題
とし、高温再生器の再生温度レベルを低下させて
比較的低温度の熱源を利用可能にして冷熱産業に
おける吸収式冷凍サイクル利用分野に益する優れ
た三重効用吸収式冷凍機を提供することにある。 〔問題点を解決するための手段〕 本発明の特徴は、吸収器、蒸発器、凝縮器、低
温再生器および中温再生器を備えた二重効用吸収
式冷凍機の中温再生器の熱源として、該二重効用
吸収式冷凍機の吸収器から再生器への動作配管か
ら分岐した動作配管を介して設けた高温再生器の
溶液からの蒸発冷媒、又は、該二重効用吸収式冷
凍機に併設した単効用吸収式冷凍機の高温再生器
の蒸発冷媒を用いるようにし、冷却サイクルにつ
いては凝縮器を先に冷却し、次いでこれに使用し
た冷却水によつて二次的に吸水器を冷却するよう
にして高温再生器の再生温度を低くし成績係数を
向上することが出来るようにしたものである。 〔作用〕 吸収式冷凍機の冷却サイクルに注目すると、単
効用吸収式冷凍機においては凝縮器９の放熱量の
全体に占める割合が約40％と相当に大きいが、こ
れが二重効用吸収式冷凍機では30％を占め、三重
効用吸収式冷凍機では20％以下となる。 これは、凝縮器に対する冷却水の通水、即ち、
凝縮器と吸収器のいづれかを先に通水するかによ
つて放熱量が変わることを意味し、凝縮器に先に
通水することによつて放熱量を少なくし、成績係
数を向上することができる。 〔実施例〕 次に本発明の実施例を第２図以下の図面に基づ
いて説明する。 尚、第１図態様と同一部分については同一符号
を付して説明するものとする。 第２，３図に示す三重効用吸収式冷凍機１′の
実施例において、第１図の従来の二重効用吸収式
冷凍機１に構成上異なる点は機器的には吸収器
７、ポンプ１１、中温再生器１２とを接続する溶
液循環動作配管１６から並列分岐配管され高温熱
交換器２６を介装した溶液動作配管１６″に高温
再生器２６が接続され、該高温再生器２６には加
熱用熱源１４′が介装され、その冷媒蒸気は動作
配管２７により中温再生器１２の加熱源とされて
いる点と、冷却水８′の冷凍サイクルすなわち水
順が、凝縮器１９から吸収器７の順に配管１９′
を介して流過するようにされている点の２つであ
る。 そして、該三重効用吸収式冷凍機１′の作用と
しては蒸発器３内の冷媒２は伝熱管４内の冷水５
から気化熱を奪つて蒸発し、吸収器７へ動作配管
６を介して吸収器７に入り伝熱管９上に散布さ
れ、ここで冷却水８′で冷却され臭化リチウム水
溶液１０中に吸収され、稀釈された臭化リチユウ
ム水溶液１０はポンプ１１で昇圧されて動作配管
２５，１６，１６′を経て高温再生器２６、中温
再生器１２、低温再生器１３に送り込まれ、これ
ら各再生器で濃縮され吸収器７に帰還循環する。 而して、該高温再生器２６では熱源１４′によ
り水溶液１０が加熱され、冷媒蒸気を発生させて
濃縮し、該冷媒蒸気１５は動作配管２７を介して
中温再生器１２の加熱源とされ該中温再生器１２
で発生した冷媒蒸気１５は低温再生器１３の加熱
源として用いられ、該高温再生器２６、中温再生
器１２、低温再生器１３からの冷媒蒸気は動作配
管２７，１７′，１８，１８′を介して凝縮器１９
に送給され、伝熱管２１′を該凝縮器１９から吸
収器７へ流過する冷却水８′により冷却凝縮され
蒸発器３に冷媒２として送給される。 上述の冷凍サイクルにおける熱移動について理
論的に分析し、この出願の発明の基本的構成の凝
縮器１９から吸収器７への冷却水８′の逆流過の
メカニズムを明らかにする。 まず上述サイクルでの放熱部位は凝縮器１９と
吸収器７であり、このうち吸収器７での放熱は蒸
発器３からの冷媒蒸気の臭化リチユウム水溶液１
０への吸収液化過程での潜熱と、冷媒と水溶液の
混合する過程での稀釈熱であつて、その量は冷凍
能力ＱEの1.3倍程度であり、これをＱAとすれ
ば、したがつて ＱA＝1.3QE (1) とされ、これは単効用、二重効用、三重効用吸収
式冷凍機で変りはない。 又、一方の凝縮器１９での放熱量Ｑcは冷媒蒸
気を液化させる際の凝縮潜熱がほとんどであつ
て、単効用吸収式冷凍機ではほぼ Ｑc〓ＱE (2) であり、二重効用吸収式冷凍機に於ては中温再生
器で発生した分の冷媒蒸気を低温再生器で凝縮液
化している分だけの凝縮潜熱が単効用吸収式冷凍
機に比し小さく、 Ｑc〓0.5QE (3) であり、当該三重効用吸収式冷凍機１′に於ては
高温再生器２６で発生した冷媒蒸気が中温再生器
１２の加熱に利用されて凝縮液化に凝縮潜熱が用
いられるだけ更に二重効用吸収式冷凍機の場合よ
り放熱量は少なく、 Ｑc〓0.3QE (4) 程度と極めて小さくなる。 これに吸収式冷凍機の成績係数 COP＝冷凍能力／熱入力＝ＱE／（ＱA＋Ｑc−Ｑ
E） (5) を加えて検討すると次の表１が得られる。
式冷凍機に関する。 〔従来の技術〕 大型空調システムに用いられている冷凍サイク
ルには圧縮サイクルと吸収サイクルがあり、種々
の利点から後者が広く用いられている。 而して、吸収冷凍サイクルでは蒸発器と吸収器
に対して１基の再生器を有する単効用吸収冷凍機
が用いられるが、効率及び省エネの関係上単効用
吸収式冷凍機を複合化した所謂二重効用吸収式冷
凍機が開発採用されている。 該種二重効用吸収式冷凍機１を第１図で略説す
ると、冷媒をなす水２は蒸発器３内部にあつて内
装伝熱管４内を流過する冷水５から気化熱を奪
い、該冷水５を冷却して冷凍用に帰還させ、蒸気
化した冷媒蒸気は、動作通路６を介して吸収器７
に送給され、ここで伝熱管９内を流過される冷却
水８により冷却され、臭化リチウム水溶液１０に
吸収される。 そして、該冷媒を吸収して稀釈された臭化リチ
ユウム水溶液（稀溶液）はポンプ１１により昇圧
されて中温再生器１２及び、低温再生器１３に
各々分岐送給され、中温再生器１２では熱源１４
により加熱され冷媒蒸気１５を蒸発し、濃縮され
て吸収器７に動作配管１６で帰還され、又、低温
再生器１３では、動作配管１７により導入される
上記中温再生器１２の冷媒蒸気を熱源とし、臭化
リチユウム水溶液中の冷媒を蒸発濃縮させ、動作
配管１６′を介し中温再生器１２からの帰還臭化
リチユウム水溶液と合流して吸収器７に帰還する
ようにされている。 このようにして中温再生器１２及び低温再生器
１３で生成された冷媒蒸気１５は動作配管１８，
１８′を介して凝縮器１９に送給され上記吸収器
７から配管２０を介して接続される伝熱管２１に
より冷却されて液化し冷媒液となつて蒸発器３に
帰還される吸収冷凍サイクルをとるようにされ、
冷却水８は上述の如く吸収器７側から凝縮器１９
側へと矢印の様に流れるようにされている。 尚、２２，２３，２４は該吸収器７から中温再
生器１２、低温再生器１３間に介設された動作配
管１６″，１６，１６′に介装される溶液熱交換
器、中温熱交換器、低温熱交換器である。 〔発明が解決しようとする問題点〕 ところで、後述する如く、冷凍機の成績係数
COPを考慮するに単効用機より二重効用機の方
が凝縮器からの放熱量が減少するために必要とす
る加熱入力が少くて済むため高効率化が促進され
ることが分る。 したがつて、その限りでは単効用機に比し二重
効用機が優れ、二重効用機より三重効用機が、即
ち、多重効用機が優れていることが分る。 そこで、上述二重効用吸収式冷凍機１の中温再
生器１２に高温再生器を付設して三重効用吸収式
冷凍機にすることが考えられるが、単に高温再生
器を付設するだけで冷却サイクルを従来態様と同
じにするだけでは高温再生器の溶液温度レベルが
中温再生器の温度レベルよりはるかに高くなるた
め、結果的に該高温再生器の加熱熱源温度も高く
せざるを得ず、したがつて、熱源温度の高い所謂
質の高いエネルギーが要求される欠点があり、吸
収式冷凍機のメリツトを生かし得る汎用性が得ら
れ難い難点があつた。 本発明の目的は上述の従来技術に基づく単重効
用、二重効用吸収式冷凍機をベースとした三重効
用吸収式冷凍機の問題点を解決すべき技術的課題
とし、高温再生器の再生温度レベルを低下させて
比較的低温度の熱源を利用可能にして冷熱産業に
おける吸収式冷凍サイクル利用分野に益する優れ
た三重効用吸収式冷凍機を提供することにある。 〔問題点を解決するための手段〕 本発明の特徴は、吸収器、蒸発器、凝縮器、低
温再生器および中温再生器を備えた二重効用吸収
式冷凍機の中温再生器の熱源として、該二重効用
吸収式冷凍機の吸収器から再生器への動作配管か
ら分岐した動作配管を介して設けた高温再生器の
溶液からの蒸発冷媒、又は、該二重効用吸収式冷
凍機に併設した単効用吸収式冷凍機の高温再生器
の蒸発冷媒を用いるようにし、冷却サイクルにつ
いては凝縮器を先に冷却し、次いでこれに使用し
た冷却水によつて二次的に吸水器を冷却するよう
にして高温再生器の再生温度を低くし成績係数を
向上することが出来るようにしたものである。 〔作用〕 吸収式冷凍機の冷却サイクルに注目すると、単
効用吸収式冷凍機においては凝縮器９の放熱量の
全体に占める割合が約40％と相当に大きいが、こ
れが二重効用吸収式冷凍機では30％を占め、三重
効用吸収式冷凍機では20％以下となる。 これは、凝縮器に対する冷却水の通水、即ち、
凝縮器と吸収器のいづれかを先に通水するかによ
つて放熱量が変わることを意味し、凝縮器に先に
通水することによつて放熱量を少なくし、成績係
数を向上することができる。 〔実施例〕 次に本発明の実施例を第２図以下の図面に基づ
いて説明する。 尚、第１図態様と同一部分については同一符号
を付して説明するものとする。 第２，３図に示す三重効用吸収式冷凍機１′の
実施例において、第１図の従来の二重効用吸収式
冷凍機１に構成上異なる点は機器的には吸収器
７、ポンプ１１、中温再生器１２とを接続する溶
液循環動作配管１６から並列分岐配管され高温熱
交換器２６を介装した溶液動作配管１６″に高温
再生器２６が接続され、該高温再生器２６には加
熱用熱源１４′が介装され、その冷媒蒸気は動作
配管２７により中温再生器１２の加熱源とされて
いる点と、冷却水８′の冷凍サイクルすなわち水
順が、凝縮器１９から吸収器７の順に配管１９′
を介して流過するようにされている点の２つであ
る。 そして、該三重効用吸収式冷凍機１′の作用と
しては蒸発器３内の冷媒２は伝熱管４内の冷水５
から気化熱を奪つて蒸発し、吸収器７へ動作配管
６を介して吸収器７に入り伝熱管９上に散布さ
れ、ここで冷却水８′で冷却され臭化リチウム水
溶液１０中に吸収され、稀釈された臭化リチユウ
ム水溶液１０はポンプ１１で昇圧されて動作配管
２５，１６，１６′を経て高温再生器２６、中温
再生器１２、低温再生器１３に送り込まれ、これ
ら各再生器で濃縮され吸収器７に帰還循環する。 而して、該高温再生器２６では熱源１４′によ
り水溶液１０が加熱され、冷媒蒸気を発生させて
濃縮し、該冷媒蒸気１５は動作配管２７を介して
中温再生器１２の加熱源とされ該中温再生器１２
で発生した冷媒蒸気１５は低温再生器１３の加熱
源として用いられ、該高温再生器２６、中温再生
器１２、低温再生器１３からの冷媒蒸気は動作配
管２７，１７′，１８，１８′を介して凝縮器１９
に送給され、伝熱管２１′を該凝縮器１９から吸
収器７へ流過する冷却水８′により冷却凝縮され
蒸発器３に冷媒２として送給される。 上述の冷凍サイクルにおける熱移動について理
論的に分析し、この出願の発明の基本的構成の凝
縮器１９から吸収器７への冷却水８′の逆流過の
メカニズムを明らかにする。 まず上述サイクルでの放熱部位は凝縮器１９と
吸収器７であり、このうち吸収器７での放熱は蒸
発器３からの冷媒蒸気の臭化リチユウム水溶液１
０への吸収液化過程での潜熱と、冷媒と水溶液の
混合する過程での稀釈熱であつて、その量は冷凍
能力ＱEの1.3倍程度であり、これをＱAとすれ
ば、したがつて ＱA＝1.3QE (1) とされ、これは単効用、二重効用、三重効用吸収
式冷凍機で変りはない。 又、一方の凝縮器１９での放熱量Ｑcは冷媒蒸
気を液化させる際の凝縮潜熱がほとんどであつ
て、単効用吸収式冷凍機ではほぼ Ｑc〓ＱE (2) であり、二重効用吸収式冷凍機に於ては中温再生
器で発生した分の冷媒蒸気を低温再生器で凝縮液
化している分だけの凝縮潜熱が単効用吸収式冷凍
機に比し小さく、 Ｑc〓0.5QE (3) であり、当該三重効用吸収式冷凍機１′に於ては
高温再生器２６で発生した冷媒蒸気が中温再生器
１２の加熱に利用されて凝縮液化に凝縮潜熱が用
いられるだけ更に二重効用吸収式冷凍機の場合よ
り放熱量は少なく、 Ｑc〓0.3QE (4) 程度と極めて小さくなる。 これに吸収式冷凍機の成績係数 COP＝冷凍能力／熱入力＝ＱE／（ＱA＋Ｑc−Ｑ
E） (5) を加えて検討すると次の表１が得られる。
【表】
該表１から単効用吸収式冷凍機に比し多重効用
吸収式冷凍機にグレードアツプする程、少なくと
も三重効用吸収式冷凍機までは（その後のグレー
ドアツプについても理論的に明らかであるが）凝
縮器での放熱量が減少し、再生器の加熱熱入力が
少なくて済むことが分る。 一方、凝縮器と吸収器をシリーズで流過する冷
却水の放熱量を100％とすると凝縮器について単
効用吸収式冷凍機では約40％、二重効用吸収式冷
凍機では30％、三重効用吸収式冷凍機では20％以
下であることが分かつており、上記表１にも符号
する。 したがつて、この限りでは三重効用吸収式冷凍
機に於ては冷却サイクルでの冷却水の冷却水温度
上昇分のうち凝縮器と吸収器で相関比が80％と、
20％程度にすることが出来ることになり、凝縮器
および吸収器のうちの凝縮器を先に通水冷却する
か吸収器を先に冷却するかで該凝縮器の冷却水温
度上昇分の80％相当の凝縮温度の高温度化、又は
低温度化が図れることになり、これに対し吸収器
の吸収温度は凝縮温度変化のたかだか20％程度の
影響しかないようにすることが可能となることが
分る。 したがつて凝縮器と吸収器の冷却水通水優先順
位は凝縮器に大きく、吸収器に少ししか現れない
ことになり、多重効用吸収式冷凍機に於ては凝縮
器冷却が優先すべきことが分る。 ここで、別観点から、先述多重効用吸収式冷凍
機の高温再生器の問題点となる熱源に係る再生温
度について検討すると、当然のことながら、該再
生温度が低ければ、熱源温度の低温化、COPの
向上、高温再生器での腐蝕抑制に寄与することに
結果することになる。 そこで、高温再生器の低温化について分析す
る。パラメータとして ＴHG：高温再生器２６の再生温度、 ＴLG：低温再生器１３の濃溶液の飽和温度（再生
温度） ＴHG：高温再生器２６の再生温度 ＴMG：中温再生器１２の再生温度 ΔＴMG：高温再生器２６で発生した冷媒蒸気の凝
縮温度と上記ＴMGの温度差、即ち中温再生器１
２の熱交換温度差 ΔT3：高温再生器２６内の稀釈溶液と沸点上昇 Δξ３：高温再生器２６内の濃縮に伴う沸点上昇 ΔＴLG：低温再生器１３の熱交換温度差 ΔT2：中温再生器１２内の稀釈溶液１０の沸点
上昇 Δξ２：中温再生器１２内の稀釈溶液１０の濃縮
に伴う沸点上昇 ΔT1：低温再生器１３内の稀釈溶液１０の沸点
上昇 Δξ１：低温再生器１３内の稀釈溶液１０の濃縮
に伴う沸点上昇 Ｔc：凝縮器１９での凝縮温度 ＴA：吸収器７の稀釈溶液の飽和温度（吸収温
度） ＴE：蒸発器３の冷媒２の蒸発温度 ｔAi：吸収器７の冷却水８′の入口温度 ｔEO：蒸発器３の冷却水５の出口水温 ｔcO：凝縮器１９の冷却水８′の出口水温 ｔi：冷却水８′の三重効用吸収機１′への入口温
度 ｔO：冷水５の出口温度 Δ１：冷水５の出入口温度差 Δ２：冷却水８′の出入口温度差 Ｑc：凝縮器１９の熱負荷（放熱量）、既出 ＱA：吸収器７の熱負荷（放熱量）、既出 ＱE：冷凍能力、既出 ここで、第３図に示すDuhring線図を参照する
と三重効用冷凍サイクルにおいて、高温再生器２
６の再生温度ＴHGは ＴHG＝ＴMG＋ΔＴMG＋ΔT3＋Δξ３ (6) として表わされる。 又、中温再生器１２の再生温度ＴMG、低温再生
器のそれＴLGは同様に ＴMG＝ＴLG＋ΔＴLG＋ΔT2＋Δξ２ (7) ＴLG＝Ｔc＋ΔT1＋Δξ１ (8) で表わされる。 そこで上式(6)、(7)、(8)、のＴLG、ＴMG消去演算
により、 ＴHG＝Ｔc＋ΔＴLG＋ΔＴMG＋ΔT1＋ΔT2 ＋ΔT3＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ (9) ところで、第３図に示すDuhring線図の等濃度線
C1は冷媒（水）飽和線C2とは本来的には厳密に
平行線ではないが、その偏り量は小さいので近似
的には平行とみなすことが出来る。 そこで、以下の論述ではこの近似みなしはＴHG
の値そのものに誤差を与えることにはなるが、同
一条件下でのＴHGの大小比較においてはほとんど
誤差を生じない。 そこで近似量として第３図C1，C2のグラフか
ら ΔT1＝ΔT2＝ΔT3＝ＴA−ＴE (10) となることが言い得る。 又、 と定義すると、式(9)、(10)、(11)より高温再生器２６
の再生温度ＴHGは ＴHG＝ｔcO＋３（ｔAi−ｔEO）＋ΔＴ (12) 尚該ΔＴについては ΔＴ≡ΔＴc＋３（ΔＴA＋ΔＴE）＋ΔＴLG ＋ΔＴMG＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ （13） で定義されている量である。 又、 ε≡ＴHG−（4ti−3tO＋ΔＴ） （14） と定義する。 ここで、三重効用吸収式冷凍機１′の各要素の
熱収支を計算すると次述の通りである。 ところで、冷却水８′の流過方法について吸収
器７から凝縮器１９へ、凝縮器１９から吸収器７
へ、そして、吸収器７と凝縮器１９とヘパラレル
に流過させる態様があるが、これらの各態様につ
いて各εを求めると次表２の通りである。
吸収式冷凍機にグレードアツプする程、少なくと
も三重効用吸収式冷凍機までは（その後のグレー
ドアツプについても理論的に明らかであるが）凝
縮器での放熱量が減少し、再生器の加熱熱入力が
少なくて済むことが分る。 一方、凝縮器と吸収器をシリーズで流過する冷
却水の放熱量を100％とすると凝縮器について単
効用吸収式冷凍機では約40％、二重効用吸収式冷
凍機では30％、三重効用吸収式冷凍機では20％以
下であることが分かつており、上記表１にも符号
する。 したがつて、この限りでは三重効用吸収式冷凍
機に於ては冷却サイクルでの冷却水の冷却水温度
上昇分のうち凝縮器と吸収器で相関比が80％と、
20％程度にすることが出来ることになり、凝縮器
および吸収器のうちの凝縮器を先に通水冷却する
か吸収器を先に冷却するかで該凝縮器の冷却水温
度上昇分の80％相当の凝縮温度の高温度化、又は
低温度化が図れることになり、これに対し吸収器
の吸収温度は凝縮温度変化のたかだか20％程度の
影響しかないようにすることが可能となることが
分る。 したがつて凝縮器と吸収器の冷却水通水優先順
位は凝縮器に大きく、吸収器に少ししか現れない
ことになり、多重効用吸収式冷凍機に於ては凝縮
器冷却が優先すべきことが分る。 ここで、別観点から、先述多重効用吸収式冷凍
機の高温再生器の問題点となる熱源に係る再生温
度について検討すると、当然のことながら、該再
生温度が低ければ、熱源温度の低温化、COPの
向上、高温再生器での腐蝕抑制に寄与することに
結果することになる。 そこで、高温再生器の低温化について分析す
る。パラメータとして ＴHG：高温再生器２６の再生温度、 ＴLG：低温再生器１３の濃溶液の飽和温度（再生
温度） ＴHG：高温再生器２６の再生温度 ＴMG：中温再生器１２の再生温度 ΔＴMG：高温再生器２６で発生した冷媒蒸気の凝
縮温度と上記ＴMGの温度差、即ち中温再生器１
２の熱交換温度差 ΔT3：高温再生器２６内の稀釈溶液と沸点上昇 Δξ３：高温再生器２６内の濃縮に伴う沸点上昇 ΔＴLG：低温再生器１３の熱交換温度差 ΔT2：中温再生器１２内の稀釈溶液１０の沸点
上昇 Δξ２：中温再生器１２内の稀釈溶液１０の濃縮
に伴う沸点上昇 ΔT1：低温再生器１３内の稀釈溶液１０の沸点
上昇 Δξ１：低温再生器１３内の稀釈溶液１０の濃縮
に伴う沸点上昇 Ｔc：凝縮器１９での凝縮温度 ＴA：吸収器７の稀釈溶液の飽和温度（吸収温
度） ＴE：蒸発器３の冷媒２の蒸発温度 ｔAi：吸収器７の冷却水８′の入口温度 ｔEO：蒸発器３の冷却水５の出口水温 ｔcO：凝縮器１９の冷却水８′の出口水温 ｔi：冷却水８′の三重効用吸収機１′への入口温
度 ｔO：冷水５の出口温度 Δ１：冷水５の出入口温度差 Δ２：冷却水８′の出入口温度差 Ｑc：凝縮器１９の熱負荷（放熱量）、既出 ＱA：吸収器７の熱負荷（放熱量）、既出 ＱE：冷凍能力、既出 ここで、第３図に示すDuhring線図を参照する
と三重効用冷凍サイクルにおいて、高温再生器２
６の再生温度ＴHGは ＴHG＝ＴMG＋ΔＴMG＋ΔT3＋Δξ３ (6) として表わされる。 又、中温再生器１２の再生温度ＴMG、低温再生
器のそれＴLGは同様に ＴMG＝ＴLG＋ΔＴLG＋ΔT2＋Δξ２ (7) ＴLG＝Ｔc＋ΔT1＋Δξ１ (8) で表わされる。 そこで上式(6)、(7)、(8)、のＴLG、ＴMG消去演算
により、 ＴHG＝Ｔc＋ΔＴLG＋ΔＴMG＋ΔT1＋ΔT2 ＋ΔT3＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ (9) ところで、第３図に示すDuhring線図の等濃度線
C1は冷媒（水）飽和線C2とは本来的には厳密に
平行線ではないが、その偏り量は小さいので近似
的には平行とみなすことが出来る。 そこで、以下の論述ではこの近似みなしはＴHG
の値そのものに誤差を与えることにはなるが、同
一条件下でのＴHGの大小比較においてはほとんど
誤差を生じない。 そこで近似量として第３図C1，C2のグラフか
ら ΔT1＝ΔT2＝ΔT3＝ＴA−ＴE (10) となることが言い得る。 又、 と定義すると、式(9)、(10)、(11)より高温再生器２６
の再生温度ＴHGは ＴHG＝ｔcO＋３（ｔAi−ｔEO）＋ΔＴ (12) 尚該ΔＴについては ΔＴ≡ΔＴc＋３（ΔＴA＋ΔＴE）＋ΔＴLG ＋ΔＴMG＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ （13） で定義されている量である。 又、 ε≡ＴHG−（4ti−3tO＋ΔＴ） （14） と定義する。 ここで、三重効用吸収式冷凍機１′の各要素の
熱収支を計算すると次述の通りである。 ところで、冷却水８′の流過方法について吸収
器７から凝縮器１９へ、凝縮器１９から吸収器７
へ、そして、吸収器７と凝縮器１９とヘパラレル
に流過させる態様があるが、これらの各態様につ
いて各εを求めると次表２の通りである。
【表】
而して、上記第（14）式と上記第２の結果から
して凝縮器１９から吸収器７へ冷却水８′を流過
する態様がεが小さく、したがつて、ＴHG、即
ち、高温再生器２６の再生温度を低くすることが
出来ることが分る。 又、その限り、該高温再生器２６の熱源温度の
低温化が図れ、多様の熱源に対応出来る。 以上の理論分析により前記表１に基づく結論の
三重効用吸収式冷凍機では凝縮器の放熱量Ｑcは
少く、加えて凝縮器１９から吸収器７へ冷却水を
流過させて最初に凝縮器１９を冷却し、次いで吸
収器７を冷却するようにすることにより成績係数
も向上させることが出来ることが論証されたこと
になる。 又、高温再生器の再生温度が下げられることに
より機器の腐蝕が抑制される。 次に第４，５図に示す実施例について説明する
と第２図実施例の高温再生器２６が中温再生器１
２への動作配管１６から分岐接続されているのに
対して二重効用中温再生器１２に対して併設単効
用吸収器７′からの動作配管１６″に接続した高温
再生器２６の冷媒蒸気配管２７を中温再生器の加
熱源として介設し、気化潜熱を奪われて単効用蒸
発器３′に帰還するようにされ、又、二重効用凝
縮器１９から冷却水８′が二重効用吸収器７′に冷
却水配管２０′を介して流過するのが中途から冷
却水配管２０″が分岐されて単効用吸収器７′に冷
却水８′を分流するようにされており、又、単効
用蒸発器３″から二重効用蒸発器３に冷却水配管
４′がシリーズに配管されている点が構造上異な
るようにされている。 したがつて、単効用冷凍サイクルは蒸発器３′
での冷媒蒸気が吸収器７′の伝熱管の冷却水によ
り臭化リチユウム水溶液１０に吸収されて稀釈冷
媒溶液１０となりポンプ１１′を介して高温再生
器２６に導かれ、熱源１４″で加熱されて水分は
蒸発され、水溶液は濃縮されて吸収器に戻り、冷
媒蒸気は蒸気配管２７で二重効用中温再生器１２
の加熱源として利用され、気化潜熱を奪われて蒸
発器３′に戻るサイクルをたどる。 一方、二重効用蒸発器３からの冷媒冷水は吸収
器７で伝熱管９により冷却水８′で冷却され臭化
リチユウム水溶液に混入され、ポンプ１１により
中温再生器１２と低温再生器１３に送られ、冷媒
を蒸発され濃縮され、吸収器７に帰還される。 そして、中温再生器１２では上記高温再生器２
６からの冷媒蒸気により加熱され蒸発冷媒は蒸気
配管１７を介して低温再生器１３を加熱して該中
温再生器の蒸気冷媒と低温再生器１３からの蒸発
冷媒は動作配管１８，１８′を介して凝縮器１９
に送られ、冷却水８′により冷却液化され二重効
用蒸発器３に戻るサイクルをとるようにされてい
る。 したがつて、三重効用吸収式冷凍機１″として
は単効用凝縮器としての機能は二重効用中温再生
器１２が兼用した型となつて冷凍サイクルが行わ
れることになる。 而して、当該実施例において前述実施例同様第
５図のデユーリング線図を参照して冷凍サイクル
を理論解析する。 ここで先述パラメータ以外のものを列記すると ＴLG：低温再生器１３の濃溶液の飽和温度（再生
温度） ｔAi1：単効用吸収器７′の冷却水８′の入口水温 ｔAi2：二重効用吸収器７′の冷却水８′の入口温
度 ｔEO1：単効用蒸発器３′の冷却水５′の出口温度 ｔEO2：二重効用蒸発器３の冷却水５′の出口温度 ＱE1：単効用蒸発器３′の熱負荷 ＱE2：二重効用蒸発器３の熱負荷 ＱA1：単効用吸収器７′の熱負荷 ＱA2：二重効用吸収器７の熱負荷 そして当該実施例においても前述実施例同様式
(6)、(7)、(8)、(9)は成立し、５図Duhring線におけ
るC1′の等濃度線とC2′冷媒（水）飽和線との偏り
が小さいことによる近似平行みなし可能であるこ
とから該グラフC1′、C2′より ΔT1＝ΔT2＝ＴA2−ＴE2 （16′） ΔT3＝ＴA1−ＴE1 （17″） が得られ、 又、 と定義し、更に凝縮器１９の冷却水の熱交換温度
差の代表量として ΔＴc≡Ｔc−ｔcO （19） を定義する式(9)、（16）、（17）、（18）、（19）よ
り
高温再生器２６の再生温度ＴHGは ＴHG＝ｔcO＋２（ｔAi2−ｔEO2） ＋（ｔAi1−ｔEO1）＋ΔＴ （20） 尚ΔＴについては ΔＴ＝ΔＴc＋２（ΔＴA2＋ΔＴE2）＋ΔＴA1 ＋ΔＴE1＋ΔＴLG＋ΔＴMG ＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ （21） で定義されている量とする。 今ここで冷水５′の系統を１つ、冷却水８′の系
統と考えると、次の温度量が決められる。 即ち、 Δ１：冷水５′の入口出口温度差、既述 Δ２：冷却水の入口出口温度差、既述 ｔi：冷却水８′の入口温度 ｔO：冷水５′の出口温度 而して、上記式（20）のｔcO、ｔAi、ｔEO1、ｔ
Ai2、ｔEO2は凝縮器１９、吸収器７，７′、蒸発器
３，３′の熱負荷が定まると冷水５′、冷却水８′
によつて、上記Δ２、ｔiやΔ１、ｔpで関係づけ
られ、それぞれを代入して前式（14）によりεを
求めるようにすると該εはΔ１、Δ２のみで表わ
されることになる。 一方、該Δ１、Δ２は外部補機条件、熱負荷条
件仕様で与えられ、冷凍機本体とは別個に考える
ことが可能であり、即ち、各組合せで一定と考え
て良いので得られたεの大小比較によりＴHGの評
価が可能になる。 ここで各要素熱収支、熱負荷を試算すると次の
通りである。 次に冷水５′の流過態様について検討すると、
前式（20）、（14）、（22）よりεを求めて (i) 単効用式蒸発器３′から二重効用蒸発器３に
シリーズに流す第４図態様では ε１＝（ｔcO＋2tAi2＋ｔAi1−4tO）−２／３Δ１ ≡εO−２／３Δ１ （23） (ii) 上述(i)の逆シリーズ流過態様 ε２＝εO−２／３Δ１ （24） (iii) 単効用蒸発器３と二重効用蒸発器３へパラレ
ルに流過さす態様 ε３＝εO （25） ここでεOは冷却水５′の流し方により決まる量
であるので一定とすると上記（23）、（24）、（25）
式より ε１＝ε２＜ε３ （26） となり、単重効用、二重効用組合せ三重効用吸収
式冷凍器１″では単効用蒸発器と二重効用蒸発器
にシリーズに冷水５′を流過させるのが高温再生
器２６の再生温度を低くするこが出来ることが理
論的に得られたことになる。 そこで冷却水８′の流し方について検討する。 該冷却水８′の二重効用凝縮器１９及び吸収器
７、単効用吸収器７′の３基に対する流し方につ
いては下記表３に示す通り10通りあり、これに対
し前式（22）、（23）よりεがどのようになるかを
計算してεの小さい順、即ち、高温再生器２６の
再生温度を低くなし得る順に評価する。 尚、冷却水８′の流し方中略記号として単効用
吸収器７′をA1二重効用吸収器７をA2、二重効用
凝縮器１９をＣとする。
して凝縮器１９から吸収器７へ冷却水８′を流過
する態様がεが小さく、したがつて、ＴHG、即
ち、高温再生器２６の再生温度を低くすることが
出来ることが分る。 又、その限り、該高温再生器２６の熱源温度の
低温化が図れ、多様の熱源に対応出来る。 以上の理論分析により前記表１に基づく結論の
三重効用吸収式冷凍機では凝縮器の放熱量Ｑcは
少く、加えて凝縮器１９から吸収器７へ冷却水を
流過させて最初に凝縮器１９を冷却し、次いで吸
収器７を冷却するようにすることにより成績係数
も向上させることが出来ることが論証されたこと
になる。 又、高温再生器の再生温度が下げられることに
より機器の腐蝕が抑制される。 次に第４，５図に示す実施例について説明する
と第２図実施例の高温再生器２６が中温再生器１
２への動作配管１６から分岐接続されているのに
対して二重効用中温再生器１２に対して併設単効
用吸収器７′からの動作配管１６″に接続した高温
再生器２６の冷媒蒸気配管２７を中温再生器の加
熱源として介設し、気化潜熱を奪われて単効用蒸
発器３′に帰還するようにされ、又、二重効用凝
縮器１９から冷却水８′が二重効用吸収器７′に冷
却水配管２０′を介して流過するのが中途から冷
却水配管２０″が分岐されて単効用吸収器７′に冷
却水８′を分流するようにされており、又、単効
用蒸発器３″から二重効用蒸発器３に冷却水配管
４′がシリーズに配管されている点が構造上異な
るようにされている。 したがつて、単効用冷凍サイクルは蒸発器３′
での冷媒蒸気が吸収器７′の伝熱管の冷却水によ
り臭化リチユウム水溶液１０に吸収されて稀釈冷
媒溶液１０となりポンプ１１′を介して高温再生
器２６に導かれ、熱源１４″で加熱されて水分は
蒸発され、水溶液は濃縮されて吸収器に戻り、冷
媒蒸気は蒸気配管２７で二重効用中温再生器１２
の加熱源として利用され、気化潜熱を奪われて蒸
発器３′に戻るサイクルをたどる。 一方、二重効用蒸発器３からの冷媒冷水は吸収
器７で伝熱管９により冷却水８′で冷却され臭化
リチユウム水溶液に混入され、ポンプ１１により
中温再生器１２と低温再生器１３に送られ、冷媒
を蒸発され濃縮され、吸収器７に帰還される。 そして、中温再生器１２では上記高温再生器２
６からの冷媒蒸気により加熱され蒸発冷媒は蒸気
配管１７を介して低温再生器１３を加熱して該中
温再生器の蒸気冷媒と低温再生器１３からの蒸発
冷媒は動作配管１８，１８′を介して凝縮器１９
に送られ、冷却水８′により冷却液化され二重効
用蒸発器３に戻るサイクルをとるようにされてい
る。 したがつて、三重効用吸収式冷凍機１″として
は単効用凝縮器としての機能は二重効用中温再生
器１２が兼用した型となつて冷凍サイクルが行わ
れることになる。 而して、当該実施例において前述実施例同様第
５図のデユーリング線図を参照して冷凍サイクル
を理論解析する。 ここで先述パラメータ以外のものを列記すると ＴLG：低温再生器１３の濃溶液の飽和温度（再生
温度） ｔAi1：単効用吸収器７′の冷却水８′の入口水温 ｔAi2：二重効用吸収器７′の冷却水８′の入口温
度 ｔEO1：単効用蒸発器３′の冷却水５′の出口温度 ｔEO2：二重効用蒸発器３の冷却水５′の出口温度 ＱE1：単効用蒸発器３′の熱負荷 ＱE2：二重効用蒸発器３の熱負荷 ＱA1：単効用吸収器７′の熱負荷 ＱA2：二重効用吸収器７の熱負荷 そして当該実施例においても前述実施例同様式
(6)、(7)、(8)、(9)は成立し、５図Duhring線におけ
るC1′の等濃度線とC2′冷媒（水）飽和線との偏り
が小さいことによる近似平行みなし可能であるこ
とから該グラフC1′、C2′より ΔT1＝ΔT2＝ＴA2−ＴE2 （16′） ΔT3＝ＴA1−ＴE1 （17″） が得られ、 又、 と定義し、更に凝縮器１９の冷却水の熱交換温度
差の代表量として ΔＴc≡Ｔc−ｔcO （19） を定義する式(9)、（16）、（17）、（18）、（19）よ
り
高温再生器２６の再生温度ＴHGは ＴHG＝ｔcO＋２（ｔAi2−ｔEO2） ＋（ｔAi1−ｔEO1）＋ΔＴ （20） 尚ΔＴについては ΔＴ＝ΔＴc＋２（ΔＴA2＋ΔＴE2）＋ΔＴA1 ＋ΔＴE1＋ΔＴLG＋ΔＴMG ＋Δξ１＋Δξ２＋Δξ３ （21） で定義されている量とする。 今ここで冷水５′の系統を１つ、冷却水８′の系
統と考えると、次の温度量が決められる。 即ち、 Δ１：冷水５′の入口出口温度差、既述 Δ２：冷却水の入口出口温度差、既述 ｔi：冷却水８′の入口温度 ｔO：冷水５′の出口温度 而して、上記式（20）のｔcO、ｔAi、ｔEO1、ｔ
Ai2、ｔEO2は凝縮器１９、吸収器７，７′、蒸発器
３，３′の熱負荷が定まると冷水５′、冷却水８′
によつて、上記Δ２、ｔiやΔ１、ｔpで関係づけ
られ、それぞれを代入して前式（14）によりεを
求めるようにすると該εはΔ１、Δ２のみで表わ
されることになる。 一方、該Δ１、Δ２は外部補機条件、熱負荷条
件仕様で与えられ、冷凍機本体とは別個に考える
ことが可能であり、即ち、各組合せで一定と考え
て良いので得られたεの大小比較によりＴHGの評
価が可能になる。 ここで各要素熱収支、熱負荷を試算すると次の
通りである。 次に冷水５′の流過態様について検討すると、
前式（20）、（14）、（22）よりεを求めて (i) 単効用式蒸発器３′から二重効用蒸発器３に
シリーズに流す第４図態様では ε１＝（ｔcO＋2tAi2＋ｔAi1−4tO）−２／３Δ１ ≡εO−２／３Δ１ （23） (ii) 上述(i)の逆シリーズ流過態様 ε２＝εO−２／３Δ１ （24） (iii) 単効用蒸発器３と二重効用蒸発器３へパラレ
ルに流過さす態様 ε３＝εO （25） ここでεOは冷却水５′の流し方により決まる量
であるので一定とすると上記（23）、（24）、（25）
式より ε１＝ε２＜ε３ （26） となり、単重効用、二重効用組合せ三重効用吸収
式冷凍器１″では単効用蒸発器と二重効用蒸発器
にシリーズに冷水５′を流過させるのが高温再生
器２６の再生温度を低くするこが出来ることが理
論的に得られたことになる。 そこで冷却水８′の流し方について検討する。 該冷却水８′の二重効用凝縮器１９及び吸収器
７、単効用吸収器７′の３基に対する流し方につ
いては下記表３に示す通り10通りあり、これに対
し前式（22）、（23）よりεがどのようになるかを
計算してεの小さい順、即ち、高温再生器２６の
再生温度を低くなし得る順に評価する。 尚、冷却水８′の流し方中略記号として単効用
吸収器７′をA1二重効用吸収器７をA2、二重効用
凝縮器１９をＣとする。
以上のように本発明によれば、基本的に成績係
数を著るしく向上させることが可能な多重効用吸
収式冷凍機において、直近実現可能な設計とし得
る三重効用吸収式冷凍機の高温再生器の再生温度
の低温化が可能となり、高温再生器の熱源を低く
することが出来、直火式ばかりでなく、蒸気や排
ガス等熱源の種類の選択に自由度が大きくとれる
優れた効果が奏される。 又、該高温再生器の熱源が低くすることが出来
ることによりその排出エネルギーも小さくするこ
とが出来、したがつて成績係数をより向上させる
ことが出来る効果がある。 更に、付設機器の腐蝕は一般に高温に随伴する
が、上述の如く高温再生器の再生温度、熱源が低
くされるので装備機器の腐蝕が抑制され、耐久性
が向上するという利点もある。 而して、二重効用吸収器からの再生器への動作
冷媒配管は高温再生器、中温再生器、低温再生器
へとパラレルに分岐接続するようにしたことによ
り配管構造が簡単になり冷凍機がコンパクトに構
成されることが出来る優れた効果が奏される。 又、一方、二重効用吸収式冷凍機に単効用吸収
式冷凍機を併設し、単効用凝縮器に代えて二重効
用中温再生器を兼用させるようにすることにより
これら単効用、二重効用吸収式冷凍機をそのまま
機構的にも設計的にもほとんど利用出来るメリツ
トがある。 又、単基セツト凝縮器から吸収器に対して冷却
水を通常とは逆に流過させることにより上述高温
再生器の再生温度を確実に低くすることが出来る
優れた効果が奏される。 それも、設計的に凝縮器にまず通水してから１
基、又は２基の吸収器にパラレルに通水冷却する
ことにより最も低く高温再生温度を低くすること
が出来る効果がある。 加えて、二重効用吸収式冷凍機に単効用吸収式
冷凍機を併設したタイプのものでは凝縮器に冷却
水を流過した後の２基の吸収器への流過のし方に
高温再生温度の実設計許容範囲内で設計選択の自
由度をもたせることが出来る効果がある。
数を著るしく向上させることが可能な多重効用吸
収式冷凍機において、直近実現可能な設計とし得
る三重効用吸収式冷凍機の高温再生器の再生温度
の低温化が可能となり、高温再生器の熱源を低く
することが出来、直火式ばかりでなく、蒸気や排
ガス等熱源の種類の選択に自由度が大きくとれる
優れた効果が奏される。 又、該高温再生器の熱源が低くすることが出来
ることによりその排出エネルギーも小さくするこ
とが出来、したがつて成績係数をより向上させる
ことが出来る効果がある。 更に、付設機器の腐蝕は一般に高温に随伴する
が、上述の如く高温再生器の再生温度、熱源が低
くされるので装備機器の腐蝕が抑制され、耐久性
が向上するという利点もある。 而して、二重効用吸収器からの再生器への動作
冷媒配管は高温再生器、中温再生器、低温再生器
へとパラレルに分岐接続するようにしたことによ
り配管構造が簡単になり冷凍機がコンパクトに構
成されることが出来る優れた効果が奏される。 又、一方、二重効用吸収式冷凍機に単効用吸収
式冷凍機を併設し、単効用凝縮器に代えて二重効
用中温再生器を兼用させるようにすることにより
これら単効用、二重効用吸収式冷凍機をそのまま
機構的にも設計的にもほとんど利用出来るメリツ
トがある。 又、単基セツト凝縮器から吸収器に対して冷却
水を通常とは逆に流過させることにより上述高温
再生器の再生温度を確実に低くすることが出来る
優れた効果が奏される。 それも、設計的に凝縮器にまず通水してから１
基、又は２基の吸収器にパラレルに通水冷却する
ことにより最も低く高温再生温度を低くすること
が出来る効果がある。 加えて、二重効用吸収式冷凍機に単効用吸収式
冷凍機を併設したタイプのものでは凝縮器に冷却
水を流過した後の２基の吸収器への流過のし方に
高温再生温度の実設計許容範囲内で設計選択の自
由度をもたせることが出来る効果がある。
第１図は従来態様に基づく二重効用吸収式冷凍
機の機構図、第２図以下はこの出願の発明の実施
例の説明図であり、第２図は１実施例の機構図、
第３図は同冷凍サイクルのデユーリング線図、第
４図は他の実施例の機構図、第５図は同冷凍サイ
クルのデユーリング線図である。 １……二重効用吸収式冷凍機、１２……中温再
生器、２６……高温再生器、１６，１６′，１
６″……動作配管、１′，１″……三重効用吸収式
冷凍機、２７……冷媒蒸気配管、１６″……冷媒
配管、７……二重効用吸収器、１３……低温再生
器、１６，１６′……冷媒配管、１９……凝縮
器、１８，１８′……動作配管、２０，２０″……
冷却水配管。
機の機構図、第２図以下はこの出願の発明の実施
例の説明図であり、第２図は１実施例の機構図、
第３図は同冷凍サイクルのデユーリング線図、第
４図は他の実施例の機構図、第５図は同冷凍サイ
クルのデユーリング線図である。 １……二重効用吸収式冷凍機、１２……中温再
生器、２６……高温再生器、１６，１６′，１
６″……動作配管、１′，１″……三重効用吸収式
冷凍機、２７……冷媒蒸気配管、１６″……冷媒
配管、７……二重効用吸収器、１３……低温再生
器、１６，１６′……冷媒配管、１９……凝縮
器、１８，１８′……動作配管、２０，２０″……
冷却水配管。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 吸収器、蒸発器、凝縮器、低温再生器および
中温再生器を備えた二重効用吸収式冷凍機の中温
再生器に高温再生器が動作配管を介して設けた三
重効用吸収式冷凍機において、高温再生器からの
冷媒蒸気配管が上記中温再生器の加熱源配管に接
続されるとともに該高温再生器への溶液配管は上
記吸収器から中温再生器及び低温再生器に至る溶
液配管から分岐され、上記低温再生器と蒸発器と
の間に動作配管を介して接続された凝縮器から上
記吸収器へ向つて冷却水が流過する冷却水配管が
設けられていることを特徴とする三重効用吸収式
冷凍機。 ２ 二重効用吸収式冷凍機の中温再生器に高温再
生器が動作配管を介して設けた三重効用吸収式冷
凍機において、単効用高温再生器の冷媒蒸気配管
を二重効用中温再生器の熱源として介装して単効
用蒸発器に接続し、而して二重効用凝縮器から単
効用吸収器と二重効用吸収器へ流過させる冷却水
配管が設けられていることを特徴とする三重効用
吸収式冷凍機。 ３ 上記特許請求の範囲第２項記載の単効用吸収
器の伝熱面積と二重効用吸収器のそれとの比を
0.35対0.65としたことを特徴とする三重効用吸収
式冷凍機。 ４ 上記特許請求の範囲第２項記載の単効用蒸発
器の伝熱面積の割合と二重効用蒸発器の伝熱面積
の割合との比を1/3対2/3としたことを特徴とする
三重効用吸収式冷凍機。
Priority Applications (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58063596A JPS59189265A (ja) | 1983-04-13 | 1983-04-13 | 三重効用吸収式冷凍機 |
| US06/599,482 US4520634A (en) | 1983-04-13 | 1984-04-12 | Multi-stage absorption refrigeration system |
| KR1019840001969A KR890000329B1 (ko) | 1983-04-13 | 1984-04-13 | 다중효용 흡수식 냉동장치 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58063596A JPS59189265A (ja) | 1983-04-13 | 1983-04-13 | 三重効用吸収式冷凍機 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59189265A JPS59189265A (ja) | 1984-10-26 |
| JPS6248147B2 true JPS6248147B2 (ja) | 1987-10-12 |
Family
ID=13233805
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58063596A Granted JPS59189265A (ja) | 1983-04-13 | 1983-04-13 | 三重効用吸収式冷凍機 |
Country Status (3)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4520634A (ja) |
| JP (1) | JPS59189265A (ja) |
| KR (1) | KR890000329B1 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS63194556U (ja) * | 1987-05-30 | 1988-12-14 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| US4877080A (en) * | 1988-06-13 | 1989-10-31 | Ahlstromforetagen Svenska Ab | Process and apparatus for cooling a fluid |
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| KR0174288B1 (ko) * | 1991-11-27 | 1999-03-20 | 우에 록큰펠러 | 3중 이펙트 흡수 사이클 장치 |
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| CN104807235B (zh) * | 2014-03-24 | 2017-06-20 | 李华玉 | 第五类吸收式热泵 |
| CN104807238B (zh) * | 2014-03-24 | 2017-07-21 | 李华玉 | 第四类吸收式热泵与第五类吸收式热泵 |
| CN104807239B (zh) * | 2014-03-27 | 2018-05-08 | 李华玉 | 第四类吸收式热泵与第五类吸收式热泵 |
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| CN104807236B (zh) * | 2014-03-30 | 2017-07-28 | 李华玉 | 第五类吸收式热泵 |
| CN109269143B (zh) * | 2018-10-26 | 2024-04-16 | 中交第四航务工程勘察设计院有限公司 | 一种新型吸收式热泵及其应用方法 |
| CN119879438B (zh) * | 2025-03-18 | 2025-06-17 | 安徽普泛能源技术有限公司 | 一种基于吸收式制冷的梯级换热系统及工艺 |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JPS4719666B1 (ja) * | 1970-09-25 | 1972-06-05 | ||
| US3831397A (en) * | 1971-09-15 | 1974-08-27 | G Mamiya | Multi-stage absorption refrigeration system |
| JPS5281743A (en) * | 1975-12-29 | 1977-07-08 | Ebara Corp | Double use absorption refrigerating apparatus |
| JPS5899660A (ja) * | 1981-12-09 | 1983-06-14 | トヨタ自動車株式会社 | 冷房装置 |
-
1983
- 1983-04-13 JP JP58063596A patent/JPS59189265A/ja active Granted
-
1984
- 1984-04-12 US US06/599,482 patent/US4520634A/en not_active Expired - Fee Related
- 1984-04-13 KR KR1019840001969A patent/KR890000329B1/ko not_active Expired
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS63194556U (ja) * | 1987-05-30 | 1988-12-14 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| KR890000329B1 (ko) | 1989-03-14 |
| JPS59189265A (ja) | 1984-10-26 |
| KR840008499A (ko) | 1984-12-15 |
| US4520634A (en) | 1985-06-04 |
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