E冷冻油在喷淋式蒸发器中的影响

1 冷冻油对 R134A 和 R22 管束喷淋蒸发换热性能的影响 Shane A Moeykens Michael B Pate 翻译 huym 摘要摘要 本文研究冷冻油对喷淋蒸发换热性能的影响 用制冷剂R134A对强化冷凝管 强化沸腾管 低翅管和光管的三 角形管束进行了实验 油品采用了R134A制冷剂常用的340 SUS聚酯油 分别以油相对于制冷剂 油混合物的质量百 分比浓度1 和2 5 进行喷淋蒸发换热性能实验 制冷剂R134A的实验采用了2种喷淋量以便从数据中来解释液膜 供应量的影响 对制冷剂R22与强化沸腾管束和光管束也进行了有限的实验 油品采用300 SUS 烷基苯油 alkyl benzene 制冷剂经位于管束正上方的低压降宽角喷嘴喷淋在管束上 在R134A和 R22的实验中设置了制冷剂收集器 以 便判断接触管束的制冷剂百分比 实验发现少量聚酯油对R134A制冷剂的换热性能产生了明显的增强 在本实验被 评价的相关参数中 油浓度对壳侧换热系数的影响比液膜供应量更大 正如预测 相同饱和温度2C的无油R22的换 热系数比无油R134A更高 但是 含1 聚酯油的R134A混合物对强化沸腾管束表面的换热系数 比含1 烷基苯油 的R22混合物对强化沸腾管束表面的换热系数高 介绍介绍 工业用大型制冷机蒸发器的传统换热模式是池内沸腾 池内沸腾要求蒸发器中有很大的制冷剂 充注量 成本不菲 特别是考虑到正进入工业应用的氯氟碳 CFC 新替代物质 成本更高 对传统 满液式蒸发器的一种替代形式是喷淋式蒸发器 而且 相对于池内沸腾换热 喷淋式蒸发提供增强 换热系数的潜力 并且能实质上减少给定容量机组的制冷剂充注量 过去的工作主要集中于水和氨 以下仅对卤代烃制冷剂的研究文献作一回顾 Nakayama 等人 1982 介绍了制冷剂 R11 竖板降膜换热实验 通过将实验台上的换热面旋转 90 度 该实验装置既能进行池内沸腾实验 也能进行降膜换热实验 其实验结果表明 对多孔核态沸 腾表面和光滑表面的降膜实验所获得的换热系数比池内沸腾大 在降膜换热模式中 所测得的多孔 核态沸腾表面换热系数几乎与供液量无关 管子不能润湿的情况除外 有槽垂直表面的实验结果显示低过热度 TW TS 蒸发是换热的主要模式 在蒸发占主导的换热 状况下 换热系数与过热度无关 例如 q 然而 只在流量接近 0 2kg s m 时才发现发生蒸发为 主导的换热 当制冷剂供应量大于 0 2kg s m 时 有效成核增多 随热流密度的增加换热性能提 高 当供应量低于此值时 换热性能随热流密度成反比变化 Danilova 等人 1976 评价了直径 18mm 的不锈钢光管的单管和管束在 R22 R12 和 R113 中的 沸腾和非沸腾换热性能 该研究揭示蒸发占主导的换热状况下 换热系数与液膜供应量有关 而与 热流密度及饱和温度几乎无关 在沸腾占主导的换热状况下 换热系数主要与饱和温度相关 但在 过渡区 即蒸发和沸腾效应差不多 换热系数与液膜供应量 热流密度和饱和温度有关 在蒸发主 导区发现降膜换热系数是池内沸腾的 2 到 5 倍 蒸发主导区发生在 1 6KW M2的热流密度范围内 Danilova 也对排排之间的距离与管径的比值 S D 对换热系数的影响进行了分析 S D 比值由 1 1 增加到 1 5 时比由 1 5 增加到 2 0 时换热系数增强得更多 在沸腾完全形成区 换热系数与 S D 比 值及液膜供应量完全无关 设计喷淋蒸发系统的目标是在可能最低的供液量时能增加换热系数或至少等于池内沸腾的换热 系数 一光管的单管研究 Moeykens 和 Pate 1994 调查了低液膜供应量的换热性能 并将直径 19 1mm 管的喷淋蒸发性能与池内沸腾系数进行了比较 在管壁热流密度为 22 5 KW M2的情况下 当 液膜供应量为 0 013kg s m 时 喷淋蒸发换热性能低于池内沸腾 该管壁热流密度对应的过供比 大约为 4 液膜供应量 0 013kg s m 名义上相当于 Nakayama 等人 1982 的竖板研究的最低供液量 2 评价冷冻油对换热性能的影响是重要的 因为许多工业制冷机都是制冷剂和油的混合物在流动 Moeykens 等人 1995a 已经进行过制冷剂 R134A 和 POE 油的混合物浓度最大 5 时的各种翅化管和 强化管的单管实验研究 该研究揭示出液膜中的冷冻油产生的发泡作用对换热性能起到了增强作用 Dougherty 和 Sauer 1975 Chaddock 1976 Sauer 等人 1978 1980 Stephan 和 Mitrovic 1975 Wanniarachchi 等人在以前的研究文献中介绍和讨论过池内沸腾发泡现象及其对 换热的增强效果 但其过程机理没有被很好地理解 Moeykens 和 Pate 1995 Moeykens 等人 1995b 介绍了无油 134A 的管束试验数据 第一个 研究 Moeykens 和 Pate 1995 显示 在几种制冷剂供液量和喷嘴布置情况下 低翅管三角形管束 在喷淋蒸发模式下的壳侧对流换热系数都要比池内沸腾更大 第二个研究 Moeykens 等人 1995b 报告了在整个热流密度评价范围内 强化冷凝管三角形管束在喷淋蒸发模式下的壳侧对流换热系数 都要比池内沸腾环境中的核态沸腾强化管更大 本文报告的工作涉及三角形管束在 R134A 和 340 SUS 聚酯油混合物中换热性能 也介绍了在 R22 和烷基苯油混合物的几个有限实验与 R134A 结果的比较 测试装置测试装置 用于本研究的实验装置能够测量池内沸腾和喷淋蒸发的换热系数 装置包括几个主要部分 实 验段 管束 制冷剂回路 喷淋喷嘴装配件 乙二醇 水回路 封闭水回路 纯水 油注入及取样 站和数据采集设备 Moeykens 和 Pate 1995 的文章曾对本实验装置进行过详细介绍 实验装置原 理图如图 1 3 图 1 实验装置原理图 管束正上方用可从市场上买到的低压降宽角喷嘴分配制冷剂 本研究喷嘴布置的尺寸规格为 喷嘴在管束上方的高度 66 7mm 喷嘴喉部直径 5 6mm 喷淋液柱类型 实心圆锥 喷嘴数量 7 个 喷嘴布置间距 88 9mm 在原先的无油 R134A 研究中 Moeykens 和 Pate 1995 Moeykens 等人 1995b 也是这样的喷嘴布置 在那些实验的同时进行了收集器实验 本研究中用的喷嘴产生 110 140 度角实心制冷剂锥体 锥角具体大小取决于系统制冷剂循环量 本 实验中制冷剂喷出喷嘴时绝对没有闪发 240V 加热器确保进入喷嘴盒的制冷剂的供液温度维持在 0 0 到 3 0 C 之间 如图 1 所示加热器位于制冷剂泵的下游 特别指出的是 输送制冷剂的屏蔽泵需要有 2 到 4 C 的过冷度 加热器的作用是调节泵后制冷剂温度到 0 0 到 2 0 C 本研究对 4 种不同的铜管进行了评价 采用 Webb 和 Pais 1991 推荐的命名 被试铜管是 W SC 管 Wieland 1993a Tu B 管 Wolverine 1993a W 40 管 Wolverine 1993b 和光管 Wieland 1993b 本研究中的 4 种管子的尺寸见表 1 W 40 管是一种 1575 翅 米 40fpi 的低翅强化管 W SC 管是一种带有 Y 形翅顶类似于低翅的强化冷凝管 Tu B 管是一种已开发用于池内沸腾的核态沸腾强化管 表 1 铜管几何尺寸 类型翅片数 翅 米 外径 D0 mm 内径 Di mm 翅根径 Dr mm 翅高 Dr mm 光管 18 916 4 W 40157518 715 717 10 9 W SC102418 914 216 81 1 Tu B157518 716 117 40 7 管束布置尺寸如图 2 所示 图中尺寸为英寸 管束总长 660 4mm 两端各有一厚度 25 4mm 的不锈 钢管板 管束共 4 排每排 5 根管子 由于实验装置热容量的限制 每排的第一根都被堵住变成了哑管 图 2 三角形管孔布置 冷冻油通过油处理站注入和取样 由低浓度逐渐到高浓度 冷冻油按照实验所需量分次成批注入 4 处理站使用三个可来回运动的唧筒 一个唧筒用于注入冷冻油 另外的唧筒用于每次抽取两个制冷剂 油混合物试样 注入装置的冷冻油量通过测量油的密度和唧筒活塞在油注入时的位移长度来计算 氮 气用来向唧筒活塞提供动力 也用来施加背压使混合物被漫漫地抽入取样唧筒而制冷剂没有闪发 取 样口位于制冷剂回路中注油口的上游 这样做的好处是当混合物到达取样口时 油已在回路中与制冷 剂充分混合了 且注入和取样的时间间隔为 4 小时 取样后 制冷剂经过节流阀从混合物中挥发掉 在出口用一个布质过滤器收集蒸汽带出的的冷冻 油 再将唧筒抽真空以便除掉油中残留的制冷剂 空唧筒 清洁过滤器 满唧筒 清洁过滤器 只剩油 的抽空唧筒 收集了油的过滤器被分别称重并记录 除了取样器的尺寸比标准稍小外 用这三个重量计 算的油的质量含量符合标准 ASHRAE 41 4 1984 的要求 用电子天平称量的重量的精度为 0 01 克 数据采集依靠一台台式电脑 一个万用表 一个 50 通路的采集器来完成 采集到的数据通过阴极 射线管 CRT 显示 并存储在硬盘上 装置的检测仪表包括 10 个热电偶 3 个压力传感器 7 个温度 计和 2 个质量流量计 实验程序实验程序 下面介绍本研究的数据采集程序 每轮数据采集得到 7 个温度数据 通过将热流密度从 40KW m2 减小到 19 KW m2的方式来进行实验 这个热流密度范围与管束热负荷 23 11KW 相对应 采用减小热流 密度的方式来进行实验 是为了避免使沸腾增加而增大热流密度时的换热滞后效应 在 R134A 实验中采用了两个制冷剂供液量 15kg min 和 35kg min 译者注 对应供应量为 0 02050 和 0 04784kg m s 对应喷淋密度为 0 3434 kg m2 s 和 0 8015kg m2 s R22 实验中采用了一个制冷剂供液量 15kg min 由于每轮测试中制冷剂供液量是固定的 当管束负荷不断减小时 相应地 液体过供比不 断增加 固定制冷剂供液量是为了消除同时改变供液量和管束负荷时可能产生的换热滞后效应 冷冻油影响实验是在实验段压力固定的情况下来收集数据 用 R134A 做实验时压力为 314 5kpa 45 6psia 用 R22 时的压力为 531 3kpa 77 1psia 这两个不同的压力对应相同无油制冷 剂饱和温度 2 C 进行的溶解度分析用于确定 R134A POE 油混合物以及 R22 烷基苯油混合物的温度压 力关系 这种分析使得在进行冷冻油影响实验时能根据测得的实验段压力计算出饱和温度 运行参数设定及每个设定最大的允许偏差规定如下 R134A 饱和压力 314 5kpa 0 6 kPa R22 饱和压力 531 3kpa 0 8 kPa 管束热负荷 设定值 0 3KW 制冷剂质量流量 设定值 2 0kg min 喷淋盒中液体温度 0 0 3 0 C 管束温差 T 水侧 1 9 2 1 C 将管束水侧测温差维持在 2 0 C 是为了减小换热系数测量误差 确保在管束长度方向上换热系数 变化最小 数据整理数据整理 壳侧对流换热系数基于对数平均温差 LMTD 进行计算 温度计测量水侧进 出口温差 用公 式 1 计算水侧换热量 1 0 wiwpw TTc w qm 公式 2 定义实验段的对数平均温差 LMTD 公式 1 和 2 可以用于整个管束的计算 也可通过测量单排出口温度进行相应的计算 2 satw satiw wiw TT TT TT LMTD 0 0 ln 5 知道水侧换热量和对数平均温差就可以用公式 3 计算总传热系数 3 0 0 0 0 0 0 1 2 ln 1 1 hkL D D A A A h LMTDA q U i ii w 变换公式 3 可以定义壳侧对流换热系数 4 1 0 0 1 0 2 ln 1 A kL D D hAq LMTD h i iiw 公式 5 和 6 分别表示实验段的热平衡式和实验段的再供比 RCR 系数 x 定义为供液量中 蒸发掉的制冷剂量 5 liq sprvap sprspr sprw imx1imximq 6 x RCR 1 再供比 RCR 不考虑制冷剂在管束上的散失 由于这个原因 有必要进行管束过供比 OFR 的 计算 过供比 OFR 由公式 7 确定 OFR RCR CTF DF 7 收集器实验因子 CTF 按照 Moeykens 和 Pate 1994 描述过的方法进行定义 收集器实验因子 定义为 飞溅的量占 译者加 泵进喷淋盒的制冷剂量中接触最上排管束的制冷剂量的百分比 接触管 束的制冷剂量可通过在实验过程中使液滴速度降到足够低时没有一点飞溅而观察到 本研究中由于堵 了一列管子 哑管因子 DF 取为 0 8 本研究中 R134A 和 R22 所用喷嘴配置的过供比汇总于表 2 中 这些过供比是按无油制冷剂进行计 算的 但也同样适用于冷冻油影响实验 只在低油浓度实验中有一点点误差 表 2 过供比 OFR R134AOFR R22 管束负荷 kw 15kg min35kg min15kg min 112 986 272 98 132 525 312 52 152 184 62 19 171 934 061 93 191 723 631 73 211 563 291 56 231 423 001 43 误差分析误差分析 我们用误差累积方法 Beckwith 等人 1982 来估计壳侧对流换热系数的实验误差 该误差按照 下述公式进行定义 5 0 2 0 2 0 0 2 0 2 0 2 0 2 0 0 iW iw OW w sat sat p p i i w T T h T T h T T h c c h h h h m m h h 8 式中 6 水流量误差 w m 管内对流换热系数误差 i h 比热计算误差 p c 饱和温度误差 sat T 出水温度误差 OW T 进水温度误差 iW T 整理数据时使用 Fortran 后处理程序对壳侧对流换热系数的误差进行了计算 表 3 汇总了不同管 子表面在几种管束负荷和系统质量流量 MFR 下的壳侧对流换热系数误差 随机选择并重复了一些实 验点 以确定实验装置的可重复性 这些重复实验表明实验装置的精度是好的 误差一般在 3 6 的范 围 表 3 壳侧对流换热系数误差 误差管子制冷剂 MFR kg min 油浓度 11kw23kw 150 06 45 1 光管 R134A 350 06 65 4 152 59 76 7 光管 R134A 352 510 67 5 150 011 38 6W 40R134A 350 011 29 3 152 513 917 3W 40R134A 352 514 722 5 150 014 710 5W SCR134A 350 014 611 1 152 518 313 5W SCR134A 352 519 818 3 150 014 710 8TU BR134A 350 016 011 6 152 541 013 7TU BR134A 352 545 718 8 150 07 35 7 光管 R22 151 08 26 0 150 022 912 0TU BR22 151 044 615 0 管束实验装置检测仪表的精度汇总如下 热电偶 0 20 温度计 0 05 水侧流量计 0 40 制冷剂侧流量计 1 20 实验段压力传感器 R134A 0 17 实验段压力传感器 R22 0 32 7 实验结果和讨论实验结果和讨论 为了评价小浓度油含量 表面强化和液膜供液量对三角形管束喷淋蒸发换热性能的影响 现介绍 R134A 和 R22 制冷剂 油混合物的实验数据 介绍的壳侧对流换热系数是基于管子强化段或翅片段名义 外径的圆柱面积计算的 而不是管子的实际外表面积 R134aR134a 油影响结果油影响结果 管束性能比较管束性能比较 图 3 到图 6 显示了 R134A 和聚酯油在 1 0 和 2 5 的浓度下的实验结果 2 5 的油浓度时都使换热 系数得到增强 这种增强是由管外制冷剂液膜层流过管束时的发泡效应导致的 在 1 0 的油浓度实验 中就观察到了发泡效应 在 2 5 的油浓度下发泡效应更强烈 在由喷嘴生成的喷淋锥中观察到了少量 的发泡 在管束下方接受液滴的液池中和喷到实验段中从管束上散失的制冷剂中也观察到了发泡 在 喷淋锥体和管束下方液池中的发泡或气泡量比管束表面要少几个数量级 这表明是液膜层流过换热表 面导致了发泡 在 R134A 和 POE 油的单管实验中也观察到发泡现象 Moeykens 等人 1995b 在单管 实验中随着油浓度增加到 5 0 发泡量也不断增加 图 3 光管 三角型管束 Psat 314 5kPa 中 R134A 的实验结果 8 图 4 W 40 管 三角型管束 Psat 314 5kPa 中 R134A 的实验结果 图 5 W SC 管 三角型管束 Psat 314 5kPa 中 R134A 的实验结果 9 图 6 Tu B 管 三角型管束 Psat 314 5kPa 中 R134A 的实验结果 为了量化一种强化表面的换热增强程度 定义表面增强系数 SEF 为 9 pso eso h h SEF 这个系数是翅化或强化管管束测得的壳侧对流换热系数 ho es 与相同条件下光管对流换热系数 ho ps 的比值 此系数表明相对相同环境下光管的换热性能的定量增强程度 图 7a 和 7b 显示了 W 40 Tu B 和 W SC 管束分别在 15kg min 和 35kg min 的制冷剂 油混合物喷淋 量下的表面增强系数 W 40 和 W SC 管束的表面增强系数随管束负荷的变化在 1 到 4 之间 因为 W SC 管除了翅顶为 Y 形外 其强化表面有点象低翅结构 因此这两种管束的表面增强系数在数量级上差不 多 在 1 0 的油浓度下的 Tu B 管的表面增强系数最大 从在 13KW 管束负荷时达到最高值 一直到 23KW 管束负荷时的最低值 译注 最低值 系根据图示曲线译出 原文为 下降 油增强系数 LEF 定义为制冷剂 油混合物实验时的壳侧对流换热系数 ho l 与相同管束无油时 的对流换热系数 ho p 的比值 此系数的公式为 10 po lo h h LEF 图 8a 和 8b 表示了冷冻油对给定管子表面换热性能的影响 在 15kg min 供液量下的 W SC 管的油增强系数 以及任一供液量下的 Tu B 管的油增强系数 均显 示出和油浓度只有一点点关系 在 40KW m2的热流密度下 2 5 油浓度的光管和 W 40 管束的油增强系 数分别比 1 0 油浓度高出 20 到 80 通过观察 发现高管束负荷时的发泡效应比低管束负荷时强 除此之外 W 40 管束在高负荷时的 换热系数还比低负荷时增强得更多 在 40KW m2的名义热流密度下 35kg min 的 W 40 管束在油浓度 2 5 的实验条件下的换热系数比无油时高出 200 这种倾向可能是因为高管束负荷时的发泡效应更强 10 很可能发泡增加管束外表面的润湿程度而增强了换热 W SC 管的油增强系数表明此种管束因发泡获得 的益处比 W 40 管束小 其可能的原因是 W SC 管的 Y 形翅顶部分地封闭了两相邻翅的沟槽 使得发泡 效应不能增强润湿管壁的内部孔隙 图 7a R134A MFR 15kg min Psat 314 5kPa 表面增强系数 图 7b R134A MFR 35kg min Psat 314 5kPa 表面增强系数 11 图 8a R134A MFR 15kg min Psat 314 5kPa 油增强系数 图 8b R134A MFR 35kg min Psat 314 5kPa 油增强系数 12 油对 Tu B 管换热性能的影响与其他管子相反 Tu B 管的油增强系数在 11KW 和 13KW 的管束负荷 时达到了 3 在上升到更高的热流密度时减小了 50 注意图 6 显示在无油时换热性能与热流密度成正 比 伴随着冷冻油的添加 Tu B 管的换热性能变成了与热流密度成反比 这种倾向表明在高管束负荷 时管子变干了 如果在油影响实验中这种变干现象是普遍的 则一定是因为油本身产生了变干效应 R134aR134a 油影响结果油影响结果 排对排分析排对排分析 公式 11 将给定排的壳侧对流换热系数 ho r 和整个管束的对流换热系数 ho b 定义为排性能系 数 11 bo ro h h RPF 排性能系数是某排管子换热能力和整个管束换热能力的差别的指示 通过将某排管子的对流换热 系数除以整个管束的对流换热系数 可以比较不同强化管和运行工况下排与排之间的换热性能 表 4 和表 5 列出了排性能系数 在 1 0 和 2 5 两种油浓度下 光管的排与排之间的对流换热系数 没有多少变化 可以看到供液量为 15kg min 时 光管在管束负荷为 23KW 的无油制冷剂实验中 从顶 排到底排的排性能系数明显下降 底排系数只有顶排的 63 在管束负荷为 23KW 且油浓度到 2 5 时 光管底排系数增加到 92 W 40 管束的排性能系数也显示出这种趋势 可能是在 23KW 管束负荷时观察 到的明显的发泡现象增加了下面管排的表面润湿 从而相对于无油时增强了该处的壳侧对流换热系数 与 W 40 以及光管管束不同 W SC 管束的发泡作用几乎对下排管束没有起到增强 甚至在管束负 荷达到 23KW 时 也几乎没有看到 W SC 底排管束的性能有何增强 在 15kg min 供液量 2 5 油浓度下 的 W SC 管束底排系数 分别与无油时最大和最小管束负荷的底排系数比较 实际下降了 15 和 13 很明显 Y 形翅顶结构从较上的管排开始就存在泡沫降落空洞 而使大部分管子表面都不能润湿 在 1 0 浓度 23KW 管束负荷 15kg min 供液量的条件下 Tu B 管的换热系数从顶排到底排减小 了 28 但是在 1 0 浓度 11KW 管束负荷的条件下 底排与顶排相比 排性能系数增加了一倍多 在 两种供液量实验条件下 当浓度为 2 5 管束负荷为 11KW 时 Tu B 管排向下的方向上的排性能系数也 有增加 尽管因发泡而增加了表面润湿至少可部分解释 但为什么 Tu B 管在 11KW 管束负荷下下排管 子产生了较强的换热却没有调查清楚 因为添加小浓度油而增加的表面张力和粘度对换热性能的影响 和无油制冷剂的性能相比应该产生相反的结果 表 4 MFR 15kg min 时 R134A 排性能系数 浓度 0 0 浓度 1 0 浓度 2 5 管束排号 23kw11kw23kw11kw23kw11kw 11 311 010 950 811 050 84 21 231 001 030 971 111 00 30 950 940 920 891 050 96 光管 40 820 830 960 900 970 83 11 661 161 781 081 271 23 21 230 941 190 810 980 93 30 950 750 550 660 710 48 W 40 40 500 650 240 750 920 60 11 491 091 541 151 491 10 21 030 731 150 751 030 69 30 880 980 791 171 081 35 W SC 40 330 530 300 590 280 46 11 211 101 110 591 380 59 21 041 011 080 761 350 77 30 960 850 920 570 910 58 Tu B 40 961 080 801 360 571 53 13 表 5 MFR 35kg min 时 R134A 排性能系数 浓度 0 0 浓度 1 0 浓度 2 5 管束排号 23kw11kw23kw11kw23kw11kw 11 090 990 820 800 840 75 21 030 930 860 920 910 92 30 930 880 940 881 010 94 光管 40 830 850 910 910 970 83 11 631 221 411 350 931 13 21 140 900 941 050 700 87 30 930 770 590 570 600 34 W 40 40 480 660 370 870 870 44 11 351 091 151 111 020 98 20 920 710 870 740 720 62 30 921 080 691 220 861 40 W SC 40 320 510 340 580 490 57 11 251 180 910 581 040 60 21 051 080 850 720 920 75 30 850 770 710 520 760 50 Tu B 40 900 950 971 310 751 25 R22R22 油影响结果油影响结果 管束性能比较管束性能比较 R22 对光管和 Tu B 管三角形管束的实验结果见图 9 和 10 为了比较 制冷剂 R134A 15kg min 的 实验结果也显示在这两张图中 无油时两种管束测得 R22 的换热系数比 R134A 大 相对于相应无油制 冷剂的实验 R22 含 1 0 烷基苯油增加的对流换热系数比 R134A 含 1 0 聚酯油小 Tu B 管束在 13KW 管束负荷时的换热系数最高 且随着管束负荷的增加而减小 这种趋势和 R134A 的实验相似 图 9 光管 三角型管束 MFR 15kg min R22 和 R134A 的实验结果 R134A 制冷剂 油混合物实验的换热性能更好 可能是由于 POE 油的粘度更高 Sauer 等人 1978 所进 行的池内沸腾研究已表明换热性能受冷冻油浓度和粘度的影响 Sauer 等人陈述过 较高粘度的油比 14 较低粘度的油产生较高的换热系数 在喷淋蒸发过程中这种假设需要更多数据的支持 图 10 Tu B 管 三角型管束 MFR 15kg min R22 和 R134A 的实验结果 图 11 显示了光管和 Tu B 管在 1 0 油浓度时 R134A 和 R22 的油增强系数 R22 中光管的油增强系 数比 R134A 低 20 40 对于 Tu B 管 当管束负荷为 11KW 时 R134A 含 POE 油的油增强系数比 R22 含烷 基苯油要高 100 两种制冷剂 油混合物中 Tu B 管的性能差别随着管束负荷的增加而减小 图 11 R134A 和 R22 的油增强系数 R22R22 油影响结果油影响结果 排对排分析排对排分析 15 R22 实验的排性能系数见表 6 其排对排性能的变化与 R134A 实验结果相似 在 0 0 和 1 0 的光管实验中 底排与顶排相比 在最大热流密度下性能降低 30 在最小热流密 度下性能降低 13 对于 Tu B 管在低管束负荷时 正如在 R134A 实验中看到的 从顶排到 底排的换热性能显著增强 表 6 MFR 15kg min 时 R22 排性能系数 浓度 0 0 浓度 1 0 管束排号 23kw11kw23kw11kw 11 170 871 150 85 21 020 871 040 90 31 070 910 780 87 光管 40