热循环用工作介质、朗肯循环系统、热泵循环系统及制冷循环系统

摘要

本发明提供具有不燃性、对环境的影响小、且热循环特性优良的热循环用工作介质，以及能力、效率高的朗肯循环系统、热泵循环系统及制冷循环系统。它们是含有HFE－347的热循环用工作介质，以及使用了本发明的热循环用工作介质的朗肯循环系统、使用了本发明的热循环用工作介质的热泵循环系统及使用了本发明的热循环用工作介质的制冷循环系统。

说明书

技术领域

本发明涉及热循环用工作介质，使用该工作介质的朗肯循环系统、热泵循环系统及制冷循环系统。

背景技术

从低于燃烧重油、石油等燃料所得温度的中低温域的热源中回收能量的技术在进步，海洋温度差发电、地热二元发电、废热回收发电、太阳热发电、利用热泵升温、利用热泵热交换等已实用化或在试验中。

作为用于该发电、热泵等的工作介质，已知水；丙烷、丁烷等烃类；一氟三氯甲烷(CFC—11)、二氟二氯甲烷(CFC—12)、二氟一氯甲烷(HCFC—22)、三氟三氯乙烷(CFC—113)、四氟二氯乙烷(CFC—114)等碳氟化合物类；氨等。

氨及烃类由于毒性、引火性、腐蚀性等安全性问题和能量转换效率差等原因，在商业利用上产生制约。

由于毒性低、非可燃性、化学性质稳定、标准沸点不同的各种碳氟化合物类容易入手等优点，大部分碳氟化合物类作为工作介质受到关注，碳氟化合物类的评价研究正在活跃地进行。

但是，碳氟化合物类中含有卤素原子的化合物具有环境残留性、或是与臭氧层破坏有关，其削减及全面废除正在逐步进行。例如，对于含有氯原子、且全部的氢原子都被卤化的氯氟烃(CFC)，在日本、美国、欧洲等发达国家已被全面废除。此外，关于含有氢原子的氢氯氟烃(HCFC)，在发达国家正在进行以2020年的全面废除为目标的削减。此外，全氟烃(PFC)及氢氟烃(HFC)由于不含有氯原子，因此不会对臭氧层造成影响，但被指出其对温室效应的影响，被规定为应抑制向大气中的排放的温室效应化合物。

作为不燃性、且对环境的影响小的化合物或组合物，提案了以下的化合物或组合物。

(1)C₂F_nH_(6-n)O〔n为2～5。〕的氢氟醚与C_xF_nH_(2x+2-n)〔x为1～3，n为2～7。〕的氢氟烃的共沸组合物(专利文献1)。

(2)C_aF_bH_2a+2-bO_c〔a为3～6，b为1～14，c为1或2。〕的氢氟醚或C_dF_eH_2d+2-e〔d为4～6，e为1～14。〕的非环式氢氟烃(专利文献2)。

(1)中的氢氟醚的标准沸点及临界温度低，因此将该化合物作为工作介质使用时，在利用朗肯循环从废热温度超过100℃的中～高温热源中的动力回收、以及以取出温度100℃左右的供热水为目的的热泵中，在操作压力变为高压的同时，因操作条件形成超过临界温度的循环。因此，产生效率低下、机器变得高价等问题，缺乏实用性。

专利文献2记载，(2)的化合物在冷媒、清洁剂、气溶胶推进剂、灭火剂、膨胀剂、动力用工作流体等中有用。并且，专利文献2中，作为氢氟醚，例举了CHF₂CH₂OCF₂CF₃(347mcfE β γ)、CHF₂OCH₂CF₂CF₃(347mcfE γ δ)等。

但是，专利文献2中将氢氟醚作为工作介质使用的例子唯一地只有离心式制冷机，未揭示其在朗肯循环系统及热泵循环系统中的具体性能。

另外，专利文献2记载，347mcfE β γ的化合物名为“1，1，2，2—四氟—1—(2，2，2—三氟乙氧基)—乙烷”。但是，由如下所示的化学式及沸点可知，347mcfE β γ与1，1，2，2—四氟—1—(2，2，2—三氟乙氧基)—乙烷(下面也记作HFE—347)是不同的化合物。

347mcfE β γ：CHF₂CH₂OCF₂CF₃，沸点45.4℃。

HFE—347：CHF₂CF₂OCH₂CF₃，沸点56℃。

因此，专利文献2中的347mcfE β γ的化合物名显然是误记，专利文献2中的记载并不提示HFE—347作为工作介质的可能性。

专利文献1：日本专利特表平7—504889号公报

专利文献2：日本专利特表平10—506926号公报

发明的揭示

因此，本发明的目的是提供具有不燃性、对环境的影响小、且热循环特性优良的热循环用工作介质，能力以及效率高的朗肯循环系统、热泵循环系统及制冷循环系统。

即，本发明具有如下技术内容。

(1)热循环用工作介质的特征在于，含有90质量％以上的1，1，2，2—四氟乙基—2，2，2—三氟乙基醚(HFE—347)。

(2)上述(1)记载的热循环用工作介质，该工作介质中还含有不足10质量％的碳原子数为1～4的醇。

(3)上述(1)或(2)记载的热循环用工作介质，该工作介质中还含有5质量％以下的稳定剂。

(4)上述(3)记载的热循环用工作介质，其中，上述稳定剂是选自耐氧化性提高剂、耐热性提高剂以及金属去活化剂中的至少1种。

(5)使用了上述(1)～(4)中任一项记载的热循环用工作介质的朗肯循环系统。

(6)使用了上述(1)～(4)中任一项记载的热循环用工作介质的热泵循环系统。

(7)使用了上述(1)～(4)中任一项记载的热循环用工作介质的制冷循环系统。

本发明的热循环用工作介质为不燃性，对环境的影响小，且热循环特性优良。

本发明的朗肯循环系统的发电能力及朗肯循环效率高。

本发明的热泵循环系统的热泵能力及热泵循环效率高。

本发明的制冷循环系统的制冷能力及制冷循环效率高。

对附图的简单说明

图1是表示本发明的朗肯循环系统的一个例子的简要结构图。

图2是将朗肯循环系统中的工作介质的状态变化记载于温度—熵线图上的循环图。

图3是将朗肯循环系统中的工作介质的状态变化记载于压力—焓线图上的循环图。

图4是表示本发明的热泵循环系统的一个例子的简要结构图。

图5是将热泵循环系统中的工作介质的状态变化记载于温度—熵线图上的循环图。

图6是将热泵循环系统中的工作介质的状态变化记载于压力—焓线图上的循环图。

图7是表示凝结温度为25℃或50℃时各最高温度下的朗肯循环效率的相对效率(HFE—347/CFC—113)的图。

图8是表示凝结温度为25℃或50℃时各最高温度下的发电能力的相对能力(HFE—347/CFC—113)的图。

图9是表示蒸发温度/凝结温度＝0℃/50℃或蒸发温度/凝结温度＝25℃/80℃时各过冷却度下的热泵循环效率的相对效率(HFE—347/CFC—113)的图。

图10是表示蒸发温度/凝结温度＝0℃/50℃或蒸发温度/凝结温度＝25℃/80℃时各过冷却度下的热泵能力的相对能力(HFE—347/CFC—113)的图。

符号说明

10：朗肯循环系统

20：热泵循环系统

实施发明的最佳方式

<工作介质>

本发明的热循环用工作介质含有HFE—347。该HFE—347为不燃性，且对环境的影响小，热循环特性优良。

HFE—347的含量在工作介质(100质量％)中为90质量％以上，较好为95质量％以上，特好为98质量％以上。

本发明的热循环用工作介质可含有碳原子数为1～4的醇或除HFE—347以外的其它工作介质、作为冷媒或传热介质使用的化合物(下面，和上述醇及化合物一起记作其它化合物。)。作为该其它化合物，可例举二氯甲烷、三氯乙烯等含氯烃类；1，1—二氯—2，2，2—三氟乙烷、1，1—二氯—1—氟乙烷、3，3—二氯—1，1，1，2，2—五氟丙烷、3，3—二氯—1，1，2，2，3—五氟丙烷等HCFC类；二氟甲烷、1，1，1，2—四氟乙烷、1，1，1—三氟乙烷、1，1—二氟乙烷、1，1，1，2，3，3，3—七氟丙烷、1，1，1，3，3，3—六氟丙烷、1，1，1，3，3—五氟丙烷、1，1，2，2，3—五氟丙烷、1，1，1，3，3—五氟丁烷、1，1，1，2，2，3，4，5，5，5—十氟戊烷、1，1，2，2，3，3，4—七氟环戊烷等HFC类；全氟丙基甲基醚(C₃F₇OCH₃)、全氟丁基甲基醚(C₄F₉OCH₃)、全氟丁基乙基醚(C₄F₉OC₂H₅)等。

此外，作为其它化合物的醇可例举碳原子数为1～4的醇，特好的是甲醇、乙醇、异丙醇等。

其它化合物的含量在不会使本发明的效果显著下降的范围内既可，在工作介质(100质量％)中通常为不足10质量％，较好为5质量％以下。

HFE—347对热及氧化的稳定性足够高，但为了进一步提高其对热及氧化的稳定性，本发明的工作介质较好的是含有耐氧化性提高剂、耐热性提高剂、金属去活化剂等稳定剂。

作为耐氧化性提高剂及耐热性提高剂，例如可例举N，N’—二苯基苯二胺、p—辛基二苯胺、p，p’—二辛基二苯胺、N—苯基—1—萘胺、N—苯基—2—萘胺、N—(p—十二烷基)苯基—2—萘胺、二—1—萘胺、二—2—萘胺、N—烷基吩噻嗪、6—(叔丁基)苯酚、2，6—二—(叔丁基)苯酚、4—甲基—2，6—二—(叔丁基)苯酚、4，4’—亚甲基双(2，6—二—叔丁基苯酚)等。耐氧化性提高剂及耐热性提高剂可单独使用1种，也可2种以上组合使用。

作为金属去活化剂，可例举咪唑、苯并咪唑、2—巯基苯并噻唑、2，5—二巯基噻二唑、亚水杨基—丙二胺、吡唑、苯并三唑、甲苯三唑、2—甲基苯并咪唑、3，5—二甲基吡唑、亚甲基双—苯并三唑、有机酸或其酯、1、2或3级脂肪胺、有机酸或无机酸的胺盐、含氮杂环化合物、磷酸烷基酯的胺盐或其衍生物等。

稳定剂的含量在工作介质(100质量％)中较好为5质量％以下，特好为1质量％以下。

<朗肯循环系统>

朗肯循环系统是在蒸发器中利用地热能、太阳热、50～200℃左右的中～高温域废热等加热工作介质，用膨胀机使成为高温高压状态的蒸气的工作介质绝热膨胀，利用由该绝热膨胀作的功驱动发电机进行发电的系统。

图1是表示本发明的朗肯循环系统的一个例子的简要结构图。朗肯循环系统10是具备使高温高压的工作介质蒸气C膨胀成为低温低压的工作介质蒸气D的膨胀机11，利用由膨胀机11中的工作介质蒸气C的绝热膨胀作的功驱动的发电机12，将从膨胀机11排出的工作介质蒸气D冷却、液化成为工作介质A的凝结器13，将从凝结器13排出的工作介质A加压成为高压的工作介质B的泵14，将从泵14排出的工作介质B加热成为高温高压的工作介质蒸气C的蒸发器15，向凝结器13供给流体E的泵16，向蒸发器15供给流体F的泵17而简单构成的系统。

在朗肯循环系统10中反复进行以下的循环。

(i)用膨胀机11使从蒸发器15排出的高温高压的工作介质蒸气C膨胀成为低温低压的工作介质蒸气D。此时，利用由膨胀机11中的工作介质蒸气C的绝热膨胀作的功驱动发电机12进行发电。

(ii)用凝结器13利用流体E将从膨胀机11排出的工作介质蒸气D冷却、液化成为工作介质A。此时，流体E被加热成为流体E’，从凝结器13排出。

(iii)用泵14将从凝结器13排出的工作介质A加压成为高压的工作介质B。

(iv)用蒸发器15利用流体F将从泵14排出的工作介质B加热成为高温高压的工作介质蒸气C。此时，流体F被冷却成为流体F’，从蒸发器15排出。

朗肯循环系统10是由绝热变化及等压变化构成的循环，如果将工作介质的状态变化记载于温度—熵线图上，则如图2所示。

图2中，AB’C’D’曲线为饱和线。AB过程是用泵14进行绝热压缩，使工作介质A成为高压的工作介质B的过程。BB’C’C过程是用蒸发器15进行等压加热，使高压的工作介质B成为高温高压的工作介质蒸气C的过程。

CD过程是用膨胀机11进行绝热膨胀，使高温高压的工作介质蒸气C成为低温低压的工作介质蒸气D，使其作功的过程。DA过程是用凝结器13进行等压冷却，使低温低压的工作介质蒸气D回复为工作介质A的过程。

同样的，如果将工作介质的状态变化记载于压力—焓线图上，则如图3所示。

<热泵循环系统>

热泵循环系统是在凝结器中将工作介质的热能给予负载流体，藉此加热负载流体，使其升温至更高的温度的系统。

图4是表示本发明的热泵循环系统的一个例子的简要结构图。热泵循环系统20是具备将工作介质蒸气G压缩成为高温高压的工作介质蒸气H的压缩机21，将从压缩机21排出的工作介质蒸气H冷却、液化成为低温高压的工作介质I的凝结器22，使从凝结器22排出的工作介质I膨胀成为低温低压的工作介质J的膨胀阀23，将从膨胀阀23排出的工作介质J加热成为高温低压的工作介质蒸气G的蒸发器24，向蒸发器24供给热源流体K的泵25，向凝结器供给负载流体L的泵26而简单构成的系统。

在热泵循环系统20中反复进行以下的循环。

(i)用压缩机21将从蒸发器24排出的工作介质蒸气G压缩成为高温高压的工作介质蒸气H。

(ii)用凝结器22利用负载流体L将从压缩机21排出的工作介质蒸气H冷却、液化成为低温高压的工作介质I。此时，负载流体L被加热成为流体L’，从凝结器22排出。

(iii)用膨胀阀23使从凝结器22排出的工作介质I膨胀成为低温低压的工作介质J。

(iv)用蒸发器24利用热源流体K将从膨胀阀23排出的工作介质J加热成为高温高压的工作介质蒸气G。此时，热源流体K被冷却成为流体K’，从蒸发器24排出。

热泵循环系统20是由绝热、等熵变化，等焓变化及等压变化构成的循环，如果将工作介质的状态变化记载于温度—熵线图上，则如图5所示。

图5中，GH过程是用压缩机21进行绝热压缩，使高温低压的工作介质蒸气G成为高温高压的工作介质蒸气H的过程。HI过程是用凝结器22进行等压冷却，使高温高压的工作介质蒸气H成为低温高压的工作介质I的过程。IJ过程是用膨胀阀23进行等焓膨胀，使低温高压的工作介质I成为低温低压的工作介质J的过程。JG过程是用蒸发器24进行等压加热，使低温低压的工作介质J回复为高温低压的工作介质蒸气G的过程。

同样的，如果将工作介质的状态变化记载于压力—焓线图上，则如图6所示。

<制冷循环系统>

制冷循环系统是在蒸发器中工作介质将热能从负载流体中除去，藉此冷却负载流体，使其冷却至更低的温度的系统。

作为制冷循环系统，例如可例举与图4的热泵循环系统20相同的系统。

以上说明的工作介质具有优良的热力学性质(热循环特性)，通过用于朗肯循环系统、热泵循环系统、制冷循环系统等，可发挥优良的循环性能(能力及效率)。此外，因为其效率优良，所以可谋求耗电的减少，同时也因为其能力优良，所以可使系统小型化。

实施例

下面，通过例举实施例来对本发明作更具体的说明，但本发明不限于这些实施例。

〔例1〕

评价将HFE—347(旭硝子社制，AE—3000)用于图1的朗肯循环系统10时的发电能力及朗肯循环效率。

使凝结器13中的工作介质的凝结温度为25℃或50℃，使膨胀机中的工作介质的最高温度变为60～160℃，进行评价。

此外，认为机器效率及配管、热交换器中的压力没有损失。

由基于实测值信息确定的下述临界常数、蒸气压式、饱和液体密度式、Starling—Han型BWR状态方程式、理想气体状态下的定压比热及热力学各关系式算出状态A～D下的焓h。

这里，临界常数、蒸气压式、饱和液体密度相关式的系数是基于文献值及测定值，用最小2乘法确定的。

气相域的状态量的计算中必需的Starling—Han型BWR式的系数是用基于蒸气压相关式算出的偏心因子及临界系数，用由Starling—Han一般化的系数相关式算出的。

理想气体状态下的定压比热是基于物性推算方法算出的。

HFE—347的分子量：200.056。

临界常数：

临界温度(T_c)：463.89K，

临界压力(P_c)：2.714MPa，

临界密度(ρ_c)：541kg/m³。

蒸气压式：

[数学式1]

$\ln \frac{p_S}{p_C}=\frac{T_C}{T}\{a_1\tau +a_2{\tau }^{1.5}+a_3{\tau }^3+a_4{\tau }^6\}$

$\tau =1-\frac{\mathrm{\&Tgr;}}{{\mathrm{\&Tgr;}}_C}$

式中，p_s为饱和蒸气压[MPa]，T为温度[K]，a₁＝—8.4816，a₂＝1.366，a₃＝—2.639，a₄＝—6.2304。

饱和液体密度式：

[数学式2]

$\frac{\rho \prime }{{\rho }_C}=1+b_1{\tau }^{1/3}+b_2{\tau }^{2/3}+b_3\tau +b_4{\tau }^{4/3}$

$\tau =1-\frac{T}{T_C}$

式中，ρ’为饱和液体密度[kg/m³]，b₁＝1.746，b₂＝1.283，b₃＝—1.434，b₄＝1.386。

Starling—Han型BWR状态方程式：

[数学式3]

p＝RTρ+(B₀RT-A₀-C₀/T²+D₀/T³-E₀/T⁴)ρ²

+(bRT-a-d/T)ρ³+α(a+d/T)ρ⁶

+(c/T²)ρ²(1+γρ²)exp(-γρ²)

式中，p为压力[kPa]，ρ为密度[kg/m³]，B₀＝9.239×10^-4，A₀＝2.9809×10^-2，C₀＝9107，D₀＝4.199×10⁵，E₀＝7.845×10⁶，b＝2.3867×10^-6，a＝5.6049×10^-5，c＝16.27，d＝9.129×10^-3，α＝3.088×10^-10，γ＝1.412×10^-6，R＝0.04156kJ/(kg·K)。

理想气体状态的定压比热：

[数学式4]

$C_P^{*}=c_0+c_{1}T+c_2{T}^2+c_3{T}^3$

式中，C^*_P为理想气体状态下的定压比热〔kJ/(kg·K)〕，T为温度〔K〕，c₀＝8.3782×10^-2，c₁＝3.303×10^-3，c₂＝—2.721×10_-6，c₃＝8.203×10^-10。

热力学各关系式：

[数学式5]

          p＝f(v，T)

          $h(v,T)=T^2{\int }_{\infty }^{\gamma }{\left[\frac{\partial (p/T)}{\partial T}\right]}_v\mathrm{dv}+{\int }_{T_0}^T{C}_P^{*}\mathrm{dT}-R(T-T_0)+\mathrm{pv}+h_1$

          $s(v,T)={\int }_{\infty }^{\gamma }{\left(\frac{\partial p}{\partial T}\right)}_v\mathrm{dv}+{\int }_{T_0}^T\frac{C_P^{*}}{T}\mathrm{dT}-R\ln \frac{T}{T_0}+s_1$

          $C_P=T{\int }_{\infty }^{\gamma }{\left(\frac{{\partial }^{2}p}{\partial T^2}\right)}_v\mathrm{dv}-T{\left(\frac{\partial p}{\partial T}\right)}_v^2/{\left(\frac{\partial p}{\partial v}\right)}_T+C_P^{*}-R$

          $C_v=T{\int }_{\infty }^{\gamma }{\left(\frac{{\partial }^{2}p}{\partial T^2}\right)}_v\mathrm{dv}{+C}_P^{*}-R$

          $\alpha =v\sqrt{-\frac{C_P}{C_v}{\left(\frac{\partial P}{\partial V}\right)}_T}$

          ${\mathrm{\Delta h}}_{\mathrm{vp}}=T(v\prime \prime -v\prime )\frac{{\mathrm{dp}}_s}{\mathrm{dT}}$

          h′＝h″-Δh_vp

          $s\prime =s\prime \prime -\frac{{\mathrm{\Delta h}}_{\mathrm{vp}}}{T}$

式中，v为比容积[m³/kg]，h为焓[kJ/kg]，T₀为基准温度[K]，h₁为常数[kJ/kg]，s为熵[kJ/(kg·K)]，s₁为常数[kJ/(kg·K)]，C_p为定压比热[kJ/(kg·K)]，C_v为定容比热[kJ/(kg·K)]，Δh_vp为蒸发潜热[kJ/kg]，v’为饱和液体比容积[m³/kg]，v″为饱和蒸气比容积[m³/kg]，h’为饱和液体焓[kJ/kg]，h″为饱和蒸气焓[kJ/kg]，s’为饱和液体熵[kJ/(kg·K)]，s″为饱和蒸气熵[kJ/(kg·K)]。

如下所述求出凝结器及蒸发器中的状态量。

确定温度后，用蒸气压式算出该温度下的蒸气压。接着，用饱和液体密度式算出该温度下的饱和液体的密度。此外，饱和蒸气的密度是用温度和先前确定的蒸气压代入状态方程式，用牛顿—拉斐森(Newton-Raphson)法等方法算出满足方程的蒸气密度。接着，用所得温度、蒸气压及蒸气密度，用热力学关系式、状态方程式、理想气体状态下的定压比热式算出焓及熵。

用热力学关系式之一的克劳修斯—克拉贝龙(Clausius-Clapeyron)式和饱和蒸气的焓、熵，饱和液体密度，饱和蒸气密度及蒸气压的温度变化值(可作为蒸气压式的微系数得到。)算出饱和液体的焓及熵。

如下所述求出泵14、膨胀机11的入口、出口处的状态量。

通过设定操作压力及温度，用状态方程式利用尝试法算出密度，之后用先前记载的方法(理想气体状态下的比热值和将状态方程式用于热力学各关系式而得的值。)算出焓及熵。

接着，用各状态的焓h(这里，h的下标表示工作介质的状态。)，由下式(1)求出发电能力L，由下式(2)求出朗肯循环效率η。

L＝h_C—h_D···(1)

η＝有效功/受热量

 ＝(发电能力—泵功)/受热量

 ＝{(h_C—h_D)—(h_B—h_A)}/(h_C—h_B)

另外，由于泵功与其它项相比极小，因此将其忽略，则朗肯循环效率如下。

η＝{(h_C—h_D)—(h_B—h_A)}/{(h_C—h_A)—(h_B—h_A)}

 ≒(h_C—h_D)/(h_C—h_A)···(2)

〔例2〕

除用CFC—113代替HFE—347外，与例1相同评价发电能力及朗肯循环效率。

图7表示凝结温度为25℃或50℃时各最高温度下的朗肯循环效率的相对效率(HFE—347/CFC—113)。

此外，图8表示凝结温度为25℃或50℃时各最高温度下的发电能力的相对能力(HFE—347/CFC—113)。

由图8的结果可以确认，HFE—347在任何条件下发电能力都优于CFC—113。

另一方面，由图7的结果可知，虽然HFE—347与CFC—113相比发生了些许朗肯循环效率的下降，但随着最高温度的降低，效率下降的比例减少。

由以上结果可知，虽然朗肯循环效率略有下降，但发电能力增加的比例大，HFE—347作为朗肯循环系统中的工作介质是有效的。

〔例3〕

评价将HFE—347用于图4的热泵循环系统20时的热泵能力及热泵循环效率。

使蒸发器24中的工作介质的蒸发温度为0℃、且凝结器22中的工作介质的凝结温度为50℃，使凝结器22中的工作介质的过冷却度变为0～15℃，进行评价。此外，使蒸发器24中的工作介质的蒸发温度为25℃、且凝结器22中的工作介质的凝结温度为80℃，使凝结器22中的工作介质的过冷却度变为0～15℃，进行评价。

此外，认为机器效率及配管、热交换器中的压力没有损失。

与例1相同求出状态G～I下的焓h。

接着，用各状态的焓h(这里，h的下标表示工作介质的状态。)，由下式(3)求出热泵能力Q，由下式(4)求出热泵循环效率η。

Q＝h_H—h_I···(3)

η＝热泵能力/压缩功

 ＝(h_H—h_I)/(h_H—h_G)···(4)

〔例4〕

除用CFC—113代替HFE—347外，与例3相同评价热泵能力及热泵循环效率。

图9表示蒸发温度/凝结温度＝0℃/50℃或蒸发温度/凝结温度＝25℃/80℃时各过冷却度下的热泵循环效率的相对效率(HFE—347/CFC—113)。

图10表示蒸发温度/凝结温度＝0℃/50℃或蒸发温度/凝结温度＝25℃/80℃时各过冷却度下的热泵能力的相对能力(HFE—347/CFC—113)。

由图9的结果可以确认，HFE—347通过使过冷却度为10℃以上，比起CFC—113更能够改善效率。

由图10的结果可以确认，HFE—347在任何条件下相对能力均为1以上，热泵能力优于CFC—113。

〔例5〕

评价将HFE—347用于图4的热泵循环系统20时的制冷能力及制冷循环效率(COP)。

用专利文献2的第35页记载的条件进行评价。这里，“蒸发温度4.4℃”是蒸发器24中的HFE—347的蒸发温度，“冷却器温度43.3℃”是凝结器22中的HFE—347的凝结温度，“液体过冷温度5.5℃”是过冷却度—膨胀阀23入口的温度＝凝结温度—过冷却度，“回复气体温度23.8℃”是压缩机21入口的温度，压缩机效率为70％。

制冷循环效率(COP)及制冷能力如表1所示。

〔例6〕

除用CFC—113代替HFE—347外，与例5相同评价发电能力及朗肯循环效率。制冷循环效率(COP)及制冷能力如表1所示。此外，热泵循环效率的相对效率(HFE—347/CFC—113)及热泵能力的相对能力(HFE—347/CFC—113)如表1所示。

[表1]

此外，专利文献2的表3中的347mcfE β γ及347mcfE γ δ的制冷循环效率(COP)、制冷能力(容量)及它们相对于CFC—113的比值如表2所示。

[表2]

关于CFC—113的蒸发压力及凝结压力的值，本实施例的值(18.5kPa，87.7kPa)与专利文献2的值(19kPa，88kPa)相比几乎没有差别，显示出良好的一致性。

另一方面，关于CFC—113的COP的值，得到本实施例的值(4.59)与专利文献2的值(4.18)有较大差异，用本实施例的装置得到的COP与用专利文献2的装置得到的COP相比更为高效的结果。

结合以上几点进行HFE—347与347mcfE β γ及347mcfE γ δ之间的比较。

关于蒸发压力及凝结压力的值，得到本实施例的HFE—347的值(11.7kPa，65.3kPa)与专利文献2的347mcfE β γ的值(19kPa，95kPa)及347mcfE γ δ的值(18kPa，94kPa)之间有较大差异的结果。由前面的关于CFC—113的压力的结果可知，如果认为本实施例与专利文献2之间几乎未产生压力差，则本实施例的HFE—347与专利文献2的347mcfE β γ及347mcfE γ δ是不同的物质。

对于能力及COP，由于无法用绝对值进行比较，因此作为与CFC—113的相对值进行比较。另外，关于能力，如果不确定压缩机的大小，则得不到绝对值(以kW表示)，因此假定压缩机的挤压容积为1m³/h，相对地进行数值的比较。

结果，对于COP，如果将HFE—347的值(0.99)与专利文献2的347mcfE βγ及347mcfE γ δ的值(0.97)进行比较，则HFE—347稍优。

对于能力，如果将HFE—347的值(0.69)与专利文献2的347mcfE β γ及347mcfE γ δ的值(1.15，1.12)进行比较，则347mcfE β γ及347mcfE γ δ更优。

对于压力，可知压力值较小的HFE—347可将设备耐压设定得更低，在设备费用这一点上更有利。

综上所述，可知从设备费用、效率的角度来看，HFE—347更为优良。另一方面，虽然在能力这一点上HFE—347得到不利的结果，但推测每单位质量的能力更优。

产业上利用的可能性

本发明的热循环用工作介质为不燃性、对环境的影响小、且热循环特性优良，作为朗肯循环系统、热泵循环系统或制冷循环系统的工作介质是有用的。特别适用于以从地热能、太阳热、50～200℃左右的中～高温域废热中的热回收为目的的朗肯循环系统及以50℃以上的取出温度为目的的热泵循环系统。

这里引用2006年3月14日提出申请的日本专利申请2006-069128号的说明书、权利要求书、附图以及摘要的全部内容作为本发明的说明书的揭示。