（ZT）资料——R407c的用法（希望对你能有帮助）

非共沸混合制冷剂R407C 替代技术的研究进展
1 前言：目前还没有各方面性质都比较理想的纯工质来替代R22 ,主要采用二元或三元非共沸或近共沸混合工质作为替代物。对于新型的替代工质,不仅要研究其热力学性质、环保及安全性等,还要对传热性能及应用中出现的一系列特殊问题进行深入细致的研究,R22 替代工质的研究也正是从这几个方面展开的,目前国际上广为关注,且研究较多的近期替代物为非共沸混合工质R407C。
  2 　R407C 的热物性分析
2.1　安全环保性根据美国标准ANS1/ ASHRAE34 - 1989 ,对制冷剂的安全性主要考虑毒性和可燃性。R407C 是由R32、R125、R134a 组成的非共沸混合工质,低毒不可燃,属安全性制冷剂。制冷剂的环保性能主要由两个重要的环境指标来体现,即臭氧衰减指数ODP 和温室效应指数GWP ,R407C 的ODP 为0 , GWP 约为0. 05 , 均优于R22 ( ODP 为0. 04 ～ 0. 06 , GWP 为0. 32～0. 37) ,即R407C 的环保性能优于R22。
2.2 　热力性能热力性能是制冷剂筛选的主要依据, 替代工质的热力性能不能与原制冷剂有太大的差异。R407C 的蒸发、冷凝温度与R22 很相似,容积制冷量、能效比以及冷凝压力都与R22 非常接近, 压力也比较适中:一方面蒸发压力稍高于大气压,避免了空气向系统中的渗入;另一方面冷凝压力不是很高,减小了制冷设备的承受压力及制冷剂外泄的可能性。
   2.2.1　非共沸特性R407C 是一种非共沸混合制冷剂,相变过程中气相和液相浓度会发生变化,使制冷空调系统在运行、维护等过程中出现一些新的问题,这就要求在设计系统时要认真处理相变过程中产生的组份变化,消除由此引起的系统性能不稳定。另外,R407C 泄漏时冷媒成份发生变化,会引起制冷能力的下降。研究表明:R407C 工质发生泄漏时,追加冷媒液体后制冷能力最多下降5 % , 这一点完全可以接受。
   2.2.2 　变温换热特性R407C 在蒸发过程中温度逐渐升高,而在冷凝过程中温度逐渐降低,即在定压相变过程中存在着温度滑移(约为7 ℃) , 这一变温特性为通过对换热器改型增强换热, 进一步改善制冷性能提供了可能。
2.3 　对现有制冷空调系统的适应性从热力性能来看, R407C 对现有制冷空调系统有着较好的适应性,除更换润滑油、调整系统的制冷剂充注量及节流元件外,对压缩机及其余设备可以不做改动。如果要运用其变温特性实现节能的目的,则需要设计新的蒸发盘管、选择不同的使用场合,来有效发挥温度滑移高,以接近劳伦茨循环达到节能效果。如果单从对现用设备的适应性方面来看,R407C 可作为R22 的一种近期替代3 　R407C 换热性能的实验研究沸腾与凝结换热是制冷、空调及其它许多工业设备中非常重要的换热过程, 设计换热器的通常方法是先估算出换热管两侧流体的平均换热系数,计算总换热系数,所以制冷工质的两相换热特性对于换热器的设计尤为重要。R407C 的相变换热是一个变温过程,由于存在汽液相组分浓度上的差异,换热特性较单一工质更为复杂,这就为换热系数和流体性能的预测带来了一定的难度。目前的手段和对问题的认识还不足以对这类工质进行比较完全的理论分析和计算,因此研究工作主要集中在对换热规律的实验研究,并根据实验结果综合出换热系数的经验计算式上。国内外许多学者已对R407C 的两相换热规律进行了实验研究[1～12]
3.1 　沸腾换热
3.1.1 　管内流动沸腾换热制冷剂在管内的流动沸腾换热是蒸发器中典型的换热过程, 根据蒸发器的结构, 对R407C 管内流动沸腾换热也进行了许多研究工作。
   (1) 水平管:水平管是组成蒸发器的常用管型,制冷剂在水平管内的蒸发过程,是研究制冷剂流动沸腾换热性能,从而进行蒸发器设计的基础,所以对于这一换热情况国内外已进行了比较多的研究。Boissieux 等对R407C 在外径为9. 52mm 的水平光管内的流动沸腾换热特性进行了实验研究[1 ] ,得出混合工质的沸腾换热系数沿管长的典型变化过程,指出当蒸气干度增加到约65 %～80 %时,局部换热系数增加到一个最大值,然后急剧减小,用Kattan 流型图可以准确预测出这一关键干度的位置点[13 ] 。在换热系数的预测方面,基于文献[13 ]得出的kattan 模型,并对实验数据进行详细分析,得出了适用于一定质量流率、一定热流率和蒸发温度范围的修正的Kattan 模型来估算R407C 的蒸发换热系数。Lisheng Zhang 等对R407C 和R32/ R134a 在外径为7. 0mm 的水平光管内的沸腾换热进行了实验研究[2 ] ,得出了两者的沸腾换热系数随干度和质量流率的变化情况。并与R32、R125、R134a 进行了比较,指出由于汽液界面上传质阻力的存在,R407C 和R32/ R134a 的平均换热系数比R134a 约低30 % , 尤其是在低干度和低质量流率区, 换热系数降低的更多, 由此提出了一种考虑传质影响和核态沸腾作用的关系式来预测三元制冷剂混合物的换热系数。Lallemand 等对R22 和R407C 在水平光管和微肋管内的沸腾换热系数进行了实验研究[3 ] ,指出换热系数在低干度时主要依赖于热流率,而在高干度时主要依赖于质量流率,R407C 在光管和微肋管中的换热系数分别比R22 低15 %、35 % ,且在低热流和低质量流率时换热强化效果最好。
(2)U 型管:制冷空调系统中大多数热交换器都包含有U 型管,其传热性能明显不同于直管冷剂在U 型管中传热性能的研究很少有文献报道,但对R407C 在这类管中的换热规律却已有研究。Keumnam 等对R407C 及油的混和物在一U型微肋管中的沸腾换热及压降特性进行了实验研究[4 ] 。测得的R407C 换热系数低于R22 ,降低程度与实验条件相关。在U 型弯曲的90°位置处换热系数最大,且外侧大于内侧;所测的实验段的压降随注入油浓度、入口干度和质量流率的增加而增加,换热系数随油浓度的变化情况依赖于入口干度、质量流率和热流率。另外, 还对R22 和R407C 在光管和微肋管蒸发器的U 型弯曲和直段部分的换热特性进行了研究[5 ] 。实验得出U 型弯曲段的平均换热系数比直管段高4 %～33 %;在直管段部分,微肋管的平均换热系数比光管高19 %～ 49 % , 在U 型弯曲段, 比光管高33 %～69 %;在光管中,R407C 的平均换热系数比R22 低33 %～ 41 % , 而对微肋管, 则比R22 低17 %～29 %。
3.1.2 　其它形式的沸腾换热制冷剂在蒸发器中的沸腾换热, 除管内流动沸腾外,根据蒸发器的结构形式,还有制冷剂在管外沸腾换热的情况,文献[6 ]就基于满液式蒸发器中制冷剂的换热情况,对R407C 等制冷剂在光管和W2TX、W2B 两种不同参数的强化管外沸腾换热的情况进行了研究,其中W2B 管的翅片间距和翅片高度都较小。研究表明:R407C 在W2B 管外的沸腾换热系数低于几种纯质制冷剂,但在W2TX管外却并非如此,文献[ 6 ]对这一强化现象进行了理论分析。文献[7 ]也对R407C 在水平管外的核态池沸换热进行了研究, 得出换热系数随热流率的变化关系, 并将实验数据与几种关系式的计算结果进行比较。
  3.2 　凝结换热非共沸混合制冷剂的凝结换热过程也不同于纯工质,而这一换热过程也是制冷空调系统中重要的换热过程,与沸腾换热相比,制冷剂混合物的凝结换热研究相对较少。文献[8 ]对R407C 在外径为9. 52mm 的水平光管内的凝结换热进行了实验研究,得出了在一定的饱和温度、质量流率和热流率下,R407C 的管内冷凝换热系数随干度的变化关系,并将实验据与已有关系式进行了比较,指出Dobson 和Chato关系式能很好的预测非共沸混合工质的凝结换热系数[9 ] 。文献[9 ]虽研究了纯工质在水平光管内的凝结换热,但基于流型所提出了换热关系式具有较宽的适用范围,并且也适用于R407C 等混合工质的凝结换热,这一结论也在文献[8 ]中得到了验证。成昌锐等对R407C 在水平单管外的凝结换热进行了实验研究[10 ] ,实验采用了一根光管和两根双侧强化管, 分别在32 ℃、35 ℃、37 ℃、38 ℃、40 ℃五种冷凝温度下,测定了R22 和R407C 的换热系数,得出了管外凝结换热系数随热流密度的变化关系,R407C 的管外凝结换热系数随热流密度的增加而增加(这一变化趋势与纯工质相反) ,且强化管增长程度比光管要强烈,但始终远小于R22 ,指出这是由于R407C 这一非共沸工质在冷凝时所形成的气体扩散膜的阻碍作用造成的。
  3.3 　强化换热技术制冷空调系统的小型化、节能化促进了换热强化技术的发展, 非共沸混合工质与纯质和共沸工质相比,由于传质阻力等因素的影响,存在着传热恶化的现象, 而这种传热损失可用制冷剂侧换热表面的强化技术来补偿, 所以非共沸混合工质的出现也促进了换热强化技术。对换热表面的强化目前研究较多的是螺纹管或肋片管,文献[3～5 ]对R407C 在内螺纹强化管中的沸腾换热特性进行研究,文献[ 6 ]对R407C在外肋管表面的核态沸腾性能进行研究,文献 [10 ]对R407C 在双侧强化的低肋管外的凝结换热进行研究。近年来,基于螺纹管的强化机理又发展起来了几种传热效果更好的表面强化技术, 如人字型螺纹管、变参数螺纹管、交叉螺纹管[11、12、14 ] 等。不同的螺纹间距、形状、高度、排列方式、旋转角度等对换热效果有着不同的影响, 而换热效果的增强一般是以压降的增加为代价的, 所以换热面强化技术的发展趋势是向高换热效果、低压降的方向努力。由以上分析可见, R407C 两相换热性能的研究已经比较全面,研究结果表明:R407C 的两相换热性能比R22 差。在研究中所涉及的影响因素也很多,如制冷剂的热物理性质、热流密度、质量流率、流型、干度、温度、压力、润滑油,换热管的形状、尺寸及表面状况等。
  4 　整机性能及零部件适应性的研究当对新制冷剂的基础研究取得一定进展后,就应对制冷剂替代后整机性能进行实验研究, 以了解制冷空调系统应用新制冷剂后的整机的运行情况、性能变化及存在的问题,为新制冷剂全面替代提供参考。另外,由于系统是针对原制冷剂设计的,故替代后必然存在一些零部件的适应性问题,所以也应对这一问题进行详细分析与认真研究,使替代研究更为全面,更为深入。
4.1 　整机性能的研究制冷系统都是针对一定的制冷剂设计的, 虽然R407C 的蒸气压曲线与R22 很接近,但其热物性、迁移性质、传热性能等都与R22 有所不同, 这对制冷空调系统的性能都会产生影响, 所以必须经过整机试验, 在系统结构上进行一些局部的调整或改进,使系统的制冷/ 热量、能效比、性能系数等指标达到较高的水平。李树林等对R407C 应用于空调器整机进行了实验研究,实验选择一标准工况作为计算的基础,测定系统以R22 为工质的各项性能指标,作为更换工质后对比试验的依据,然后使用R407C及相应的润滑油进行调整性试验。在调整性试验中,根据R407C 系统理论设计计算的结果对试验机的换热器管路、毛细管尺寸、充液量等做相应的调整并进行试验,最后制成R407C 样机进行性能测试。谷波对R407C 在一冷量为6kW、环境温度为35 ℃的分体式空调中的性能进行了对比研究,指出由于R407C 传热特性较差,为了保证相同的冷量,在替代时应对系统采取相应的调整措施,一方面使换热器面积大大增加, 另一方面因换热器中的温度梯度,对管路应作特别布置。文献[17、18 ]中对R407C 在房间空调器中的替代进行了理论与实验研究。理论计算表明:在所选的计算工况下,与R22 相比,R407c 的制冷量为102 % , 制冷系数为96 % , 排气压力高3262kPa ,排气温度低9. 2 ℃,可以作为R22 的直接替代制冷剂。试验对制冷剂充注量、毛细管长度等分别作了改动,使替代后制冷量增加,能效比降低;并得出了蒸发温度、冷凝温度、制冷量等参数随充注量和毛细管长度的变化关系, 指出以R407C 替代R22 时,毛细管长度要减小,制冷剂充注量要降低。
4.2 　零部件适应性的研究替代工质的应用会影响到制冷空调系统各主要部件的变革,也就是说,制冷压缩机、换热器、节流元件及润滑油, 干燥过滤器等均应与新制冷剂相适应,对R407C 来讲也是如此。
4.2.1 　压缩机压缩机是制冷空调系统的关键部件, 当系统采用新工质时,首先应考虑压缩机的适用性,这种适用性主要体现在两个方面:一是压缩机的压缩性能是否和新工质的压力特性相适应;二是压缩机采用的润滑油是否与新工质具有很好的互溶性。R407C 等HFC 类工质与R22 系统采用的矿物油不相溶,必须使用具有极性的合成油。文献 [18 ]在整机性能试验中,对压缩机采用SW68 型酯类油、ZL150TD 型烷基苯油两种不同润滑油的性能进行了比较, 表明采用酯类润滑油时系统的性能较好。成莉等研究了R407C 在变频压缩机中的适用性[19 ] ,通过对R407C 和R22 热力性能的比较发现,从R407C 的压缩终温和终压来看,不需提高现有压缩机机构的强度就可进行系统的工质替换。在润滑油的使用方面指出,因R407C 不含氯元素,无极压效果,临界润滑区域滑动面的润滑性存在恶化现象, 可通过在酯类油中加入添加剂的方法来解决。
4.2.2 　节流元件毛细管是小型制冷空调系统中广泛应用的节流元件,S. G. Kim 研究了R22、R407C 在不同尺寸毛细管中的性能[20 ] 。实验在3 种冷凝温度40 ℃、45 ℃、50 ℃和3 种过冷度1. 5 ℃、5 ℃、10 ℃下,对制冷剂在直形和盘绕毛细管中的质量流率特性进行了研究。基于所得实验数据,考虑毛细管参数、入口条件和制冷剂性质,得出预测毛细管内制冷剂质量流率的关系式,预测结果与实验数据偏差在±12 %范围内。在相同的毛细管参数和入口条件下,R407C 的质量流率比R22 平均高4 % ,并且盘管的质量流率小于直管,减小程度与盘绕直径相关。文献[ 21 ]也对R22、R407C 等在毛细管中的特性进行了研究, 建立了制冷剂流动特性的数学模型,并将计算结果与实验数据进行比较,为实际工程应用提供了依据。
4.2.3 　换热器R407C 的相变换热系数小于R22 ,这种混合工质换热恶化的现象必然会对换热器的性能产生影响。Ebisu 和Torikoshi 较早的研究了这一问题[22 ] ,实验采用一个用空气冷却的换热器,当空气逆流穿过换热器时,因利用了R407C 温度滑移的优势补偿了换热的恶化,所以换热器性能与R22 几乎一致, 但采用顺流布置时, 性能劣于R22。干式蒸发器是制冷空调系统常用的换热器型式,对于给定的换热器面积,当综合考虑换热和压降时,最佳性能应对应一最佳的换热管数目。文献[23 ]用计算机程序对干式壳管式蒸发器的模拟计算表明,R407C 和R22 的最佳管数目仅有很小的差别。但当蒸发器面积、进出口参数、热源流体温降等参数变化时, 这一最佳管数目可能会发生较大变化。当以空气为热源的热泵系统在冬季供暖时,蒸发器的外表面出现结霜现象, 系统采用R407C为工质时,其温度滑移会影响霜层在蒸发器各个部位的积累, 文献[24 ]通过建立以空气为热源的热泵系统的翅片式蒸发器的分布参数模型, 对此类蒸发器的结霜过程进行动态模拟。J . H.Lee 对以R22 和R407C 为工质的片管式冷凝器的性能进行了数值模拟和实验研究[25 ] ,建立了一个获得空气侧和制冷剂侧换热量的实验设施,并提出了一种考虑沿管长方向制冷剂温度滑移和空气流动不均匀分配的冷凝器性能的数值程序。实验中,对制冷剂采用了U 型、Z 型两种不同的流动方式,Z 型路径时,采用R22 的冷凝器性能比R407C 好,但U 型路径却没多大差别;并且R22得到的数值结果比实验数据平均高10. 1 % ,但用R407C 的数值结果比实验数据平均低10. 7 %。
  5 　R407C 泄漏问题的研究R407C 作为一种非共沸混合物, 在充注、泄漏、阻塞或运行管理不当时, 组成成份会发生变化,这必然影响到系统的性能,况且制冷量、效率、传热、过冷过热等的计算又需要了解工质的组成,所以,应及时了解系统中非共沸混合工质的组成及其泄漏对系统性能的影响。Johansson 等对R407C 的泄漏问题进行了研究[9 ] ,在- 10 ℃、0 ℃、10 ℃3 种温度下,分析了气相、液相、绝热、等温几种不同泄露情况下R407C组份的变化规律, 提出了一种在系统发生泄露时估算混合制冷剂组份的方法, 并用实验对这一方法进行验证,结果表明,可以通过测量膨胀阀前后的温度和压力来估算循环制冷剂的组份, 偏差在2 %以内。耿玮等研究了R407C 泄漏对制冷量和性能系数的影响,选择空调压缩机的标准工况为比较计算的基础, 并以PR 状态方程为基础建立了R407C热力性质的计算模型,以此展开了R407C泄漏的热力学分析,分析表明:根据国标规定的泄漏量标准, 循环冷量及性能系数的降低都在5 %以内。
  6 　结论
(1) R407C 的蒸发和凝结换热系数均小于R22 ,为了改善非共沸混合制冷剂的换热特性, 可采用换热表面的强化技术。
(2) 整机性能的研究表明,用R407C 替代R22时,为了达到系统的最佳性能,压缩机润滑油、换热器管路、毛细管尺寸、充液量等都应进行相应的调整。
(3) R407C 泄漏问题的研究表明,在国标规定的泄漏量标准下, 循环冷量及性能系数的降低都在5 %以内, 而且对泄露问题所引起的组份变化规律也是可以掌握的。[/size

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