中央空调制冷剂R407C优缺点分析资料报告

环保制冷剂（R407C）浅析

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 管流动沸腾换热

制冷剂在管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