含油制冷剂在吸气管内的滞油量预测研究

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.071

含油制冷剂在吸气管内的滞油量预测研究

张智铤, 谷波^,, 曾炜杰, 胡晋珽, 吴鹏展

上海交通大学机械与动力工程学院, 上海 200240

Prediction of Oil Retention in Compressor Suction Lines with Refrigerant/Oil Mixture

ZHANG Zhiting, GU Bo^,, ZENG Weijie, HU Jinting, WU Pengzhan

School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China

通讯作者: 谷波,教授,博士生导师,电话(Tel.):021-34206260;E-mail:gubo@sjtu.edu.cn.

责任编辑: 王一凡

收稿日期: 2022-03-21 修回日期: 2022-05-30 接受日期: 2022-06-6

基金资助:

国家自然科学基金(51976114)

Received: 2022-03-21 Revised: 2022-05-30 Accepted: 2022-06-6

作者简介 About authors

张智铤(1998-),硕士生,从事R32制冷系统传热流动性能研究.

摘要

目前没有适用于各类工质的滞油量预测方法.对压缩机吸气管内的滞油特性展开研究,建立了通用的滞油量预测方法.根据公开文献建立了吸气管滞油量的实验值数据库,在分析了各个影响因素之后,对数据库中的滞油体积比进行了拟合.根据拟合所得关联式以及吸气管进口工质的状态可以对滞油量进行预测.此外,以R32/PVE VG68为工质进行吸气管滞油量测试实验.比较实验结果与关联式计算结果,可得:对于R32/PVE VG68在吸气管内的流动,该计算方法能准确地呈现滞油量随各因素的变化趋势,且能较精确地预测各工况下的滞油量.

关键词： 含油制冷剂; 压缩机吸气管; 滞油量预测

Abstract

At present, there is no method for predicting oil retention applicable to various working fluids. Oil retention characteristics in compressor suction lines are studied and a general method for predicting oil retention is established. The database of oil retention in suction lines is established according to experimental values in the public literature. After analyzing the influencing factors, a correlation of the volume ratio of oil retention in the database is fitted. According to the correlation and the state of working fluid at the inlet of suction line, the amount of oil retention can be predicted. In addition, oil retention of R32/PVE VG68 in suction lines is tested. A comparison of the experimental values and the prediction values indicate that for the flow of R32/PVE VG68 in suction lines, the calculation method can accurately show the variation trend of oil retention with various factors, and can accurately predict the amount of oil retention under different conditions.

Keywords： refrigerant/oil mixture; compressor suction lines; prediction of oil retention

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本文引用格式

张智铤, 谷波, 曾炜杰, 胡晋珽, 吴鹏展. 含油制冷剂在吸气管内的滞油量预测研究[J]. 上海交通大学学报, 2023, 57(8): 1028-1036 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.071

ZHANG Zhiting, GU Bo, ZENG Weijie, HU Jinting, WU Pengzhan. Prediction of Oil Retention in Compressor Suction Lines with Refrigerant/Oil Mixture[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2023, 57(8): 1028-1036 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.071

对蒸气压缩制冷系统中的压缩机而言,润滑油是不可缺少的.它能润滑压缩机的运动部件,并提供冷却和密封的功能^[1⇓-3].但是蒸气压缩制冷系统在运行时,压缩机中的润滑油会被制冷剂挟带并从压缩机排气口逸出,导致一部分的油滞留在其他系统部件中.润滑油的混入导致热阻的增加以及工质的热力学性能偏离纯制冷剂,会削弱换热器的传热性能^[4⇓-6],而且会使流动压降增大^[6⇓-8].此外,其他部件中过多的滞油还会导致压缩机回油量不足,降低压缩机的安全性能^[9-10].

目前已有许多学者对制冷剂/润滑油混合物的流动传热与压降特性进行了研究.殷秀娓^[11]对R134a和R410A含油混合物在微通道内流动沸腾的换热和压降特性进行了实验研究,并基于实验结果开发了新的传热及压降关联式.王学东等^[12]进行了含油R404A在内螺纹管内冷凝换热的实验研究,分别改变油浓度、干度、质量流率进行实验,探究了这些因素对换热性能的影响.胡海涛等^[13]对R410A/润滑油混合物在小管径内螺纹强化管内流动沸腾的摩擦压降特性进行了实验研究,探究了油平均质量分数、干度等因素对摩擦压降的影响.相关的研究还有很多,但这些学者并没有对滞油量展开研究.

与混合物传热压降的研究相比,制冷系统各部件内的滞油量研究较少.Kim等^[14]利用油喷注及提取法来对压缩机吸气管中的滞油量进行了测试,实验工质为R410A/PVE混合物,根据实验数据他们拟合了预测滞油量和压降的经验关联式.Cremaschi等^[15]对冷凝器、蒸发器、吸气管的滞油特性进行了实验研究,工质为含油的R22、R410A和R134a.Cremaschi等^[15]、Zoellick等^[16]对吸气管进行了可视化处理,探究了其内部流型与滞油量的耦合关系;而蒸发器和冷凝器较为复杂的结构使其可视化难度较大,鲜有公开的可视化研究内容.还有一些有关滞油量的研究,但是目前鲜有公开文献提出适用于各种不同工质的滞油量预测方法.滞油量的实验测试工序复杂、耗时耗力,亟待通用的滞油量计算方法,其既有利于实验前的方案设计,也可为实验结果提供参考.

压缩机吸气管为蒸发器出口到压缩机的管段,在制冷系统的各部件中,其内部的滞油现象较为显著.吸气管内的工质为过热的制冷剂蒸气以及混合物液膜(溶解了部分制冷剂的油).输运液膜的驱动力由制冷剂蒸气所提供,相较于液体,蒸气对液膜的输运作用有限.而吸气管位于系统的低温侧,较低的温度又使得蒸气的黏度较低、液膜的黏度较高,进一步限制了蒸气对液膜的输运.

因此,本文对压缩机吸气管内的滞油特性展开研究,根据公开文献建立了吸气管滞油量的实验值数据库,在分析了各个影响因素之后,对数据库中的滞油体积比进行了拟合.根据拟合所得关联式以及吸气管进口工质的状态可以对滞油量进行预测,此方法具有较好的通用性.此外,以R32/PVE VG68为工质进行吸气管滞油量测试实验,并将实验结果与关联式计算结果进行比较.

1 滞油量数据库的建立

为研究压缩机吸气管的滞油特性,许多学者进行了大量的实验研究.根据公开的文献,建立包含不同工质的滞油量实验值数据库,数据库包含182个数据点,具体信息如表1所示.表中:D_i为吸气管内径;“竖直”代表吸气管内工质的流向为竖直向上;G_tot为混合物的质量流率;w_o,act为吸气管进口混合物的实际油质量分数; 运动黏度比 $\tilde{ν}$ 为反映油输运阻力大小的无量纲参数,其定义为液膜(溶有制冷剂的油)的运动黏度ν_mix与蒸气运动黏度ν_v的比值,即 $\tilde{ν}$ =ν_mix/ $ν_{v}$ ^[15].所建立的数据库涵盖了以下工况.

表1 根据公开文献所建立的吸气管内制冷剂/润滑油混合物滞油量数据库

Tab.1 Database of oil retention in suction lines from open literature

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

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(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物.

(2) 吸气管方向:水平方向、竖直方向.

(3) 吸气管内径:7.1~19.0 mm.

(4) 混合物质量流率:30~250 kg/(m²·s).

(5) 混合物的实际油质量分数:0.8%~6%.

(6) 黏度比:11.88~51.83.

大部分用于获取上述数据的文献并没有完整地提供相应液体混合物的物性数据.为补全缺失的物性数据,对文献[20-21]中的物性数据进行采集;对于仍旧缺失的数据,采用润滑油厂家所提供的数据.将原文提供的数据以及额外收集的物性数据汇总于表2.表中:p为混合物的压力;t为混合物的温度;t_sat为混合物的压力所对应的饱和温度;ρ_o为润滑油的密度;ρ_mix为液体混合物的密度;w_r,mix为液体混合物中制冷剂的质量分数,是液相中溶解的制冷剂的质量与液相总质量之比;σ_o为润滑油的表面张力;σ_mix为液体混合物的表面张力.标注“^a”的数据来源于文献[20];标注“^b”的数据来源于文献[21];标注“^*”的数据来源于润滑油厂家.

表2 润滑油及液体混合物的物性参数汇总表

Tab.2 Thermodynamic properties of working pairs in database

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

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2 影响吸气管滞油特性的因素

吸气管内的滞油量受到众多因素影响,为了总结所有影响滞油特性的因素,需对吸气管内气液两相流动进行分析.Cremaschi等^[15]、Wongwises等^[22]、Sethi等^[23]都提出了一种基于力平衡分析的模型来模拟吸气管内的油传输过程.对于吸气管内的环状流而言,部分制冷剂蒸气溶解于润滑油中,所形成的混合物液膜沿周向分布.对气液两相流进行受力分析,如图1所示.图中:z为重力方向上的距离;g为重力加速度;θ为吸气管的倾角;δ为液膜的厚度.

图1

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图1 液膜受力平衡分析

Fig.1 Force balance analysis of oil film

根据受力平衡分析,输运液膜的驱动力为制冷剂蒸气施加的交界面切应力τ_i,阻力为壁面所施加的切应力τ_w和重力.τ_i为蒸气与液膜的速度差所带来的惯性力,τ_w为液膜的黏性所带来的阻力.这3种力可以表示如下:

(1)

\begin{matrix} τ_{w} \approx μ_{m i x} \frac{u_{i}}{δ} \end{matrix}

(2)

\begin{matrix} τ_{i} = \frac{1}{2} f_{i} ρ_{v} (u_{v} - u_{m i x})^{2} \approx \frac{1}{2} f_{i} R e_{v} ρ_{v} u_{v}^{2} \end{matrix}

(3)

\begin{matrix} \begin{matrix} F_{g r a} = ρ_{m i x} g s i n θ V \end{matrix} \end{matrix}

式中:μ_mix为液膜的动力黏度;u_i为气液交界面的运动速度;f_i为气液交界面的阻力系数;ρ_v为蒸气密度;u_v为蒸气流速;u_mix为液膜流速;Re_v为蒸气的雷诺数;F_gra为控制体积所受的重力;V为控制体积的体积.

除了上述受力平衡分析中所提到的参数以外,吸气管的内容积、w_o,act、σ_mix、 $\tilde{ν}$ 也是影响吸气管内润滑油传输的关键参数.其他条件相同时,吸气管的内容积越大,滞留在管内的油也越多,因此不同内径的吸气管的滞油量数据应当除以相应内容积之后再用于比较.本文统一将数据库中不同研究中滞油量转化成无量纲参数滞油体积比:

(4)r^ORV=

\frac{V_{O R}}{ρ_{o} π D_{i}^{2} L / 4}

式中:V_OR为吸气管内的滞油量;L为吸气管长度.w_o,act不为0是引起滞油的根本原因,w_o,act越高说明进入吸气管中的油越多.σ_mix显著影响润湿周长以及气液交界面的拖拽力^[24],这将对输运液膜的驱动力产生影响.Cremaschi等^[15]指出, $\tilde{ν}$ 可以反映油输运阻力的大小.ν_mix越高,黏性阻力越大,输运油的难度越大;ν_v越高,气液分界面上的切应力越大,蒸气对液膜施加的驱动力也越大.

基于上述分析,将所有影响滞油量的因素总结为如下函数:

(5)r^ORV = f(D_i, w_o_,_act, σ_mix, τ_w, τ_i, F_gra)=f(D_i,w_o_,_act,σ_mix,ρ_v,μ_v,u_v,ρ_mix,μ_mix,gsin θ)

3 r^ORV关联式的拟合

为预测特定工况下的滞油量,选取多种关联式形式,对式(5)进行拟合.经过多次尝试,将r^ORV的拟合关联式确定为如下形式:

(6)

\begin{matrix} r^{O R V} = c_{1} + Ψ_{1} + Ψ_{2} \end{matrix}

(7)

Ψ_{1} = c_{2} W e^{c_{3}}_{m i x} Ψ_{g}^{c_{4}}

(8)

Ψ_{g} = 1 + \frac{ρ_{m i x} g s i n θ D_{i}}{\frac{1}{2} ρ_{v} u_{v}^{2}}

(9)

\begin{matrix} Ψ_{2} = c_{5} R e_{m i x}^{c_{6}} R e_{v}^{c_{7}} {(\frac{1 - x_{l}}{x_{l}})}^{c_{8}} \end{matrix}

式中: $W e_{m i x} = \frac{G_{t o t}^{2} D_{i}}{g ρ_{m i x} σ_{m i x}}$ ,为液相的韦伯数; $R e_{m i x} = \frac{G_{t o t} D_{i}}{μ_{m i x}}$ ,为液相的雷诺数; $R e_{v} = \frac{G_{t o t} x_{l} D_{i}}{μ_{v}}$ ,为气相的雷诺数; $x_{l} = 1 - \frac{w_{o, a c t}}{w_{r, m i x}}$ ,为局部干度,是气相质量与气液两相总质量之比; $c_{1} ~ c_{8}$ 为常数.

We_mix是惯性力和表面张力的比值,Ψ_g反映了倾角和重力的影响,因此Ψ₁可反映不同流型对滞油量的影响.x_l反映了气液两相流中气相及液相的占比,Re_mix和Re_v反映了气液两相的惯性力、黏性力以及气相对液相所施加的拖拽力,因此Ψ₂可反映流动中的各种力对滞油量的影响.综上,Ψ₁和Ψ₂基本囊括了影响滞油量的大部分因素,且由影响滞油量的无量纲参数组合而成,其形式具有清晰的物理意义,用此种形式拟合r^ORV是合适的.

拟合所得参数以及偏差为: $c_{1} = 0.058 670$ , $c_{2} = - 0.212 4$ , $c_{3} = - 0.104 4$ , $c_{4} = - 0.287$ , $c_{5} = 5.171 9$ , $c_{6} = - 0.066 4$ , $c_{7} = - 0.236 4$ , $c_{8} = 0.106 7$ ;平均相对偏差、最大相对偏差、相对偏差分别为

\begin{array}{l} α_{M R E} = \frac{1}{n} \overset{n}{\sum_{i = 1}} \frac{|r_{p r e, i}^{O R V} - r_{e x p, i}^{O R V}|}{r_{e x p, i}^{O R V}} = 14.43 % \\ α_{M A X} = m a x_{i = 1 ~ n} \frac{|r_{p r e, i}^{O R V} - r_{e x p, i}^{O R V}|}{r_{e x p, i}^{O R V}} = 57.87 % \\ |α_{R E_{i}}| = \frac{|r_{p r e, i}^{O R V} - r_{e x p, i}^{O R V}|}{r_{e x p, i}^{O R V}} \end{array}

$|α_{R E}|$ ≤30%的数据点占比可达87.70%.关联式具有较为满意的精度.图2将拟合关联式的预测值 $r_{p r e, i}^{O R V}$ 与数据库中的实验值 $r_{e x p, i}^{O R V}$ 进行了比较.

图2

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图2 拟合关联式的预测值与数据库中实验值的比较

Fig.2 Comparison of experimental and predicted r^ORV

4 根据关联式计算滞油量的步骤

得到r^ORV的关联式之后,即可根据吸气管进口处工质的状态来对吸气管内的滞油量进行计算,具体步骤如下.

(1) 计算滞油量所需参数包括吸气管处工质的状态参数及D_i.这些状态参数包含:t_sat、过计热度Δt_sup、G_tot、w_o,act.

(2) 用REFPROP 9.0软件计算所需的制冷剂物性参数.

(3) 根据t_sat、Δt_sup以及溶解度方程计算w_r,mix.

(4) 使用Jensen等^[25]提出的混合物密度计算模型计算液体混合物的密度:

(10)

\begin{array}{l} \begin{matrix} ρ_{m i x} = {(\frac{w_{o, m i x}}{ρ_{o}} + \frac{w_{r, m i x}}{ρ_{r, l i q}})}^{- 1} \end{matrix} \end{array}

式中:w_o,mix为液相中油的质量分数,w_o,mix+w_r,mix=1;ρ_r,liq为对应温度下制冷剂饱和液体的密度.

(5) 使用Jensen等^[25]提出的混合物表面张力计算模型计算液体混合物的表面张力:

(11)

\begin{matrix} σ_{m i x} = σ_{r, l i q} + (σ_{o} - σ_{r, l i q}) w_{o, m i x}^{0.5} \end{matrix}

式中:σ_r,liq为对应温度下制冷剂饱和液体的表面张力.

(6) 使用增强型模型^[26]对液体混合物的黏度进行计算,具体表达式如下:

(12)

l n ν_{m i x} = f_{1} + f_{2} t + f_{3} t^{2} + f_{4} t^{3} + f_{5} t^{4}

\begin{array}{l} f_{1} = b_{0} + b_{1} w_{r, m i x} + b_{2} w_{r, m i x}^{2} + b_{3} w_{r, m i x}^{3} \\ f_{2} = b_{4} + b_{5} w_{r, m i x} + b_{6} w_{r, m i x}^{2} + b_{7} w_{r, m i x}^{3} \\ f_{3} = b_{8} + b_{9} w_{r, m i x} + b_{10} w_{r, m i x}^{2} + b_{11} w_{r, m i x}^{3} \\ f_{4} = b_{12} + b_{13} w_{r, m i x} + b_{14} w_{r, m i x}^{2} + b_{15} w_{r, m i x}^{3} \\ f_{5} = b_{16} + b_{17} w_{r, m i x} + b_{18} w_{r, m i x}^{2} + b_{19} w_{r, m i x}^{3} \end{array}

式中:b₀~b₁₉因工质而异,对于某一特定工质,为常数.

(7) 利用式(6)计算r^ORV,再根据式(4)计算OR.

5 R32/PVE VG68的滞油量测试及

与关联式计算结果的比较

为验证用所得关联式预测滞油量的准确性,选用2根内径为10.7 mm的光滑铜管作为吸气管测试段,以R32/PVE VG68为工质进行滞油量测试实验.实验样品如图3所示,两个实验样品的几何尺寸如表3所示.L表示拆除称重法所测试的管段长度,即两个球阀之间的距离.

图3

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图3 实验样品示意图

Fig.3 Test samples

表3 实验样品的几何尺寸

Tab.3 Geometries dimensions of test samples

倾角/(°)	D_i/mm	管壁厚度/mm	L/m
90	10.7	1.0	0.525 0
45	10.7	1.0	1.100 0

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进行此实验的实验装置由制冷剂主回路和润滑油回路组成,装置的示意图如图4所示,实拍图如图5所示.制冷剂回路中的压缩机为滚动转子式.压缩机排气口处串联了1个螺旋式油分离器和1个滤芯式油分离器,目的是收集压缩机排气口处制冷剂所带的润滑油,以减少压缩机排气口处的油对测试段的影响.采用科氏质量流量计来测量制冷剂的质量流量,为保证流经流量计的制冷剂是过冷的液体,该流量计上游装有过冷器(额定换热量为3 kW的套管式换热器).制冷剂在通过流量计后,依次通过毛细管、针阀和翅片管蒸发器,变为过热状态.最后,制冷剂与润滑油回路注入的油(溶解了部分制冷剂)混合,流经竖直测试段或45°倾斜测试段.

图4

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图4 实验装置示意图

1—压缩机;2—油分;3—视镜;4—冷凝器风道;5—冷凝器;6—过冷器;7—干燥过滤器;8—科氏流量计(制冷剂);9—毛细管;10—蒸发器风道;11—蒸发器;12—45°倾斜吸气管;13—竖直吸气管;14—螺旋式油分;15—滤芯式油分;16—硅橡胶电加热带;17—止回阀;18—小油罐;19—大油罐;20—油液位镜;21—大油罐电加热;22—油泵;23—油旁通针阀;24—科氏流量计(油)

Fig.4 Schematic of experimental rig

图5

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图5 实验装置

Fig.5 Experimental rig

图4中的润滑油回路包括油喷注装置和油提取装置两部分.在油喷注装置部分,高压油泵将储存在大油罐中的油泵入制冷剂主回路,可通过调节旁通和喷油口的针阀开度来控制油的质量流量,以获得所需的油质量分数;油泵下游布置有温度压力测点,用于测量喷入油的温度及压力,以确定制冷剂在油中的溶解度.在油提取装置部分,串联安装了1个螺旋式油分离器和1个分离效率为99%的滤芯式油分离器,它们会将制冷剂主回路中的油分离出来.

工质的温度和压力分别通过100 Ω的铂电阻(Pt100)和绝对压力传感器测量.采用标准水银温度计(±0.05 ℃精度)对Pt100进行预标定.

采用Peuker等^[27]推荐的拆除称重法测定滞油量:同时关闭测试段两侧的球阀,使制冷剂和油被困在测试段内,然后将测试段拆除;拆除后,采用图6所示的制冷剂、润滑油分离方法将制冷剂从测试段中分离.分离的流程如下:将测试段与空的制冷剂钢瓶连接,调节调节阀1,使制冷剂蒸气缓慢流向钢瓶.当压力平衡时,关闭调节阀1,打开调节阀2,用真空泵对钢瓶进行抽真空.重复几次后,测试段内的制冷剂将被抽空,最后用电子秤称含有润滑油的测试段.带油测试段的质量与测试段自重的差值即为该工况下的滞油量.本实验所测量参数以及相应传感器的详细信息如表4所示.

图6

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图6 制冷剂、润滑油分离方法

1—测试段;2—视镜;3—制冷剂钢瓶;4—真空泵

Fig.6 Separation method of refrigerant and lubricant oil

表4 所测量参数以及相应传感器的信息

Tab.4 Information of measured parameters and corresponding sensors

传感器	所测参数	量程	精度
Pt100	流体的温度	0~100 ℃	±0.1 ℃
绝对压力传感器	流体的压力	0~1.5 MPa	±0.1%
科氏流量计	制冷剂的质量流量	0~180 kg/h	±0.1%
	油的质量流量	0~12 kg/h	±0.2%
电子称	样品的质量	0~6 000 g	±0.05 g

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w_r,mix可由溶解度方程确定:

(13)

\begin{array}{l} p = w_{r, m i x} p_{s a t} (T) [1 + (1 - w_{r, m i x}) \times (a_{0} + a_{1} T + a_{2} T^{2} + a_{3} w_{r, m i x} \\ + a_{4} w_{r, m i x}^{2} + a_{5} w_{r, m i x} T)] \end{array}

式中: $p_{s a t} (T)$ 为温度T所对应的制冷剂的饱和压力; $a_{0} = 3.986 2, a_{1} = 6.597 3 \times 10^{- 4}, a_{2} = - 2.016 9 \times 10^{- 6}, a_{3} = - 5.900 5, a_{4} = 2.331 5, a_{5} = 0.001 751 5 .$

w_o,act的计算式为

(14)

w_{o, a c t} = {\overset{\cdot}{m}}_{o, i n} (1 - w_{r, m i x, i n}) / ({\overset{\cdot}{m}}_{o, i n} + {\overset{\cdot}{m}}_{r e f})

式中: ${\overset{\cdot}{m}}_{o, i n}$ 为喷入润滑油(溶解了制冷剂)的质量流量;w_r,mix,in为喷油处的制冷剂质量分数; ${\overset{\cdot}{m}}_{r e f}$ 为制冷剂的质量流量.

根据表4、式(13)及(14),采用Moffat^[28]提出的分析方法进行不确定性分析,w_o,act、V_OR的相对不确定度分别小于1.10%、7.07%.

将吸气管入口处工质的t_sat控制在7.5 ℃(即 p=1 027 kPa)、过热度Δt_sup控制在12 ℃(即t=19.5 ℃),分别对不同制冷剂质量流率G_ref以及w_o,act的工况进行滞油量测试,结果如图7所示.图中:m_o为实验测试所得的单位长度滞油量.由图可见,其他条件相同时,m_o随着w_o,act的增加而增加,这是因为w_o,act越大说明该工况下有越多的油流经测试段.m_o一般随着G_ref的增加而减小,这是因为高质量流率的制冷剂蒸气对液膜的输运作用较强.由式(2)可得,输运液膜的驱动力τ_i正比于(u_v-u_mix)²,G_ref越大则u_v越大,(u_v-u_mix)²也越大.竖直段的m_o比45° 倾斜段的大.

图7

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图7 当t_sat=7.5 ℃、Δt_sup=12 ℃时,不同G_ref下测试段的单位长度滞油量m_o随w_o,act变化图

Fig.7 m_o versus w_o,act in suction lines at different G_ref values, t_sat=7.5 ℃, and Δt_sup=12 ℃

采用上文提出的滞油量计算方法,对实验工况下的滞油量进行预测.在实验工况下,PVE VG68的密度为940.7 kg/m³,表面张力为27.4 mN/m.预测所得结果如图8所示.图中,m_o,pre为预测的单位长度滞油量.图8中单位长度滞油量与w_o,act、G_ref、倾角的关系与图7所呈现的关系相同,单位长度滞油量均着w_o,act和倾角的增加而增加,均随着G_ref的增加而减小.这表明m_o,pre随各因素的变化趋势和理论分析结果、实验数据所呈现趋势均契合.因此,从所提出的滞油量预测方法可以准确地呈现滞油量随各因素的变化趋势.

图8

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图8 图7所对应工况的滞油量预测值

Fig.8 Predicted oil retention under conditions in Fig.7

用该方法预测上述工况下R32/PVE在吸气管内的单位长度滞油量,α_MRE=21.57%,α_MAX=57.24%.图9将m_o与m_o,pre进行了比较.从图9可以看出:在40个数据点中,有30个数据点的 $|α_{R E}|$ 不超过30%,这表明该方法能较精确地预测各工况下的滞油量.当滞油量较大(m_o>3.1 g/m)时,该方法的预测精度更高;当滞油量较小(m_o<3.1 g/m)时,采用该方法预测的滞油量低于实验值.而如图2所示,用该方法对数据库中滞油量较小的工况进行预测,所预测的滞油量存在高于实验值的趋势.比较这两部分的实验数据,虽均为小滞油量的工况,但其工况参数及工质的物性均不同,而滞油量的大小会受到工况、物性等多种因素的共同影响,因此出现反差的情况属于正常现象.此外,由于图2中小滞油量下的工况点仅约占总数据点的6%,拟合所得关联式对较大滞油量工况的描述更为准确,而对数据点较少的小滞油量工况的描述则欠佳.为改善低滞油量工况下的预测精度,可采用分段拟合的方式,对不同滞油量区间的工况单独拟合,或增加拟合数据库中低滞油量工况的数据点数量.

图9

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图9 滞油量预测值与实验值的比较

Fig.9 Comparison of experimental and predicted oil retention

6 结语

对压缩机吸气管内的滞油特性展开研究.根据公开文献,建立了吸气管滞油量的实验值数据库.对吸气管内气液两相流动进行分析,总结各个影响吸气管滞油特性的因素,并分析它们对滞油量的具体影响.选取合适的关联式形式对数据库中的滞油体积比r^ORV进行拟合,所得关联式的平均相对偏差为14.43%,相对偏差 $|α_{R E}|$ ≤30%的数据点占比达87.70%,关联式具有较为满意的精度.提出了根据r^ORV关联式以及吸气管进口处工质的状态对滞油量进行计算的方法.以R32/PVE VG68为工质进行滞油量测试实验,对40个工况进行滞油量测试,并将实验结果与关联式计算结果进行比较.比较结果表明,对于R32/PVE VG68在吸气管内的流动,该方法能较精确地预测各工况下的滞油量.

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首先自主设计搭建溶油性测试系统，测试获得新型PVE油与R32的两相分离温度曲线，分析其互溶性，接着将R32与POE，R32与PVE两种组合使用至某型号热泵分体式空调，对比研究了R32与新型PVE油配合使用对空调性能的影响。结果表明，在测试含油率范围内，R32与R410A专用POE油的互溶性不理想，分离温度高于R410A与POE组合，而PVE油与R32的互溶性有较大改善，最低分离温度可比R410A与POE低8.4℃；空调性能影响方面，R32配合PVE的使用可降低配合POE使用时排气温度约2.6℃，在制冷量和COP方面也具优势。

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小管径强化管内R410A-油混合物流动沸腾阻力特性

2010

... 目前已有许多学者对制冷剂/润滑油混合物的流动传热与压降特性进行了研究.殷秀娓^[11]对R134a和R410A含油混合物在微通道内流动沸腾的换热和压降特性进行了实验研究,并基于实验结果开发了新的传热及压降关联式.王学东等^[12]进行了含油R404A在内螺纹管内冷凝换热的实验研究,分别改变油浓度、干度、质量流率进行实验,探究了这些因素对换热性能的影响.胡海涛等^[13]对R410A/润滑油混合物在小管径内螺纹强化管内流动沸腾的摩擦压降特性进行了实验研究,探究了油平均质量分数、干度等因素对摩擦压降的影响.相关的研究还有很多,但这些学者并没有对滞油量展开研究. ...

A study on the flow characteristics of refrigerant and oil mixture in compressor suction line

2014

... 与混合物传热压降的研究相比,制冷系统各部件内的滞油量研究较少.Kim等^[14]利用油喷注及提取法来对压缩机吸气管中的滞油量进行了测试,实验工质为R410A/PVE混合物,根据实验数据他们拟合了预测滞油量和压降的经验关联式.Cremaschi等^[15]对冷凝器、蒸发器、吸气管的滞油特性进行了实验研究,工质为含油的R22、R410A和R134a.Cremaschi等^[15]、Zoellick等^[16]对吸气管进行了可视化处理,探究了其内部流型与滞油量的耦合关系;而蒸发器和冷凝器较为复杂的结构使其可视化难度较大,鲜有公开的可视化研究内容.还有一些有关滞油量的研究,但是目前鲜有公开文献提出适用于各种不同工质的滞油量预测方法.滞油量的实验测试工序复杂、耗时耗力,亟待通用的滞油量计算方法,其既有利于实验前的方案设计,也可为实验结果提供参考. ...

Experimental investigation of oil retention in air conditioning systems

2005

... [15]、Zoellick等^[16]对吸气管进行了可视化处理,探究了其内部流型与滞油量的耦合关系;而蒸发器和冷凝器较为复杂的结构使其可视化难度较大,鲜有公开的可视化研究内容.还有一些有关滞油量的研究,但是目前鲜有公开文献提出适用于各种不同工质的滞油量预测方法.滞油量的实验测试工序复杂、耗时耗力,亟待通用的滞油量计算方法,其既有利于实验前的方案设计,也可为实验结果提供参考. ...

... 为研究压缩机吸气管的滞油特性,许多学者进行了大量的实验研究.根据公开的文献,建立包含不同工质的滞油量实验值数据库,数据库包含182个数据点,具体信息如表1所示.表中:D_i为吸气管内径;“竖直”代表吸气管内工质的流向为竖直向上;G_tot为混合物的质量流率;w_o,act为吸气管进口混合物的实际油质量分数; 运动黏度比

\tilde{ν}

为反映油输运阻力大小的无量纲参数,其定义为液膜(溶有制冷剂的油)的运动黏度ν_mix与蒸气运动黏度ν_v的比值,即

\tilde{ν}

=ν_mix/

ν_{v}

^[15].所建立的数据库涵盖了以下工况. ...

... Database of oil retention in suction lines from open literature

Tab.1

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物. ...

... Thermodynamic properties of working pairs in database

Tab.2

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

2 影响吸气管滞油特性的因素

... 吸气管内的滞油量受到众多因素影响,为了总结所有影响滞油特性的因素,需对吸气管内气液两相流动进行分析.Cremaschi等^[15]、Wongwises等^[22]、Sethi等^[23]都提出了一种基于力平衡分析的模型来模拟吸气管内的油传输过程.对于吸气管内的环状流而言,部分制冷剂蒸气溶解于润滑油中,所形成的混合物液膜沿周向分布.对气液两相流进行受力分析,如图1所示.图中:z为重力方向上的距离;g为重力加速度;θ为吸气管的倾角;δ为液膜的厚度. ...

... 式中:V_OR为吸气管内的滞油量;L为吸气管长度.w_o,act不为0是引起滞油的根本原因,w_o,act越高说明进入吸气管中的油越多.σ_mix显著影响润湿周长以及气液交界面的拖拽力^[24],这将对输运液膜的驱动力产生影响.Cremaschi等^[15]指出,

\tilde{ν}

可以反映油输运阻力的大小.ν_mix越高,黏性阻力越大,输运油的难度越大;ν_v越高,气液分界面上的切应力越大,蒸气对液膜施加的驱动力也越大. ...

Oil retention and pressure drop in horizontal and vertical suction lines with R410A / POE ISO 32

2010

... Database of oil retention in suction lines from open literature

Tab.1

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物. ...

... Thermodynamic properties of working pairs in database

Tab.2

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

2 影响吸气管滞油特性的因素

2012

... Database of oil retention in suction lines from open literature

Tab.1

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物. ...

... Thermodynamic properties of working pairs in database

Tab.2

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

2 影响吸气管滞油特性的因素

Oil retention and pressure drop of R134a, R1234yf and R410A with POE 100 in suction lines

2012

... Database of oil retention in suction lines from open literature

Tab.1

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物. ...

... Thermodynamic properties of working pairs in database

Tab.2

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

2 影响吸气管滞油特性的因素

Oil retention and pressure drop of R1234yf and R134a with POE ISO 32 in suction lines

2014

... Database of oil retention in suction lines from open literature

Tab.1

编号	文献	工质	D_i/mm	吸气管方向	G_tot/ (kg·m^-2·s^-1)	w_o,act/%	$\tilde{ν}$	数据点个数	最大不确定度
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	19.0	水平	160	0.8~6	32.02	23	12.00%
		R410A/POE	19.0	水平	160	0.8~6	37.46	23	12.00%
		R134a/PAG	19.0	水平	160	0.8~6	26.26	23	12.00%
		R134a/POE	19.0	水平	160	0.8~6	25.30	23	12.00%
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	7.1	水平、竖直	100~250	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
			18.5	水平、竖直	60~100	1, 3, 5	19.80	43	1.17% (0.03 g)
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	10.2	水平、竖直	50~140	1, 3, 5	51.83	42	0.54% (0.03 g)
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	10.2	水平、竖直	30~120	1, 3, 5	28.31	34	(0.03 g)
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	10.2	水平、竖直	35~140	1, 3, 5	11.88	40	2.00%(0.08 g)
总计								182

(1) 工质:8种制冷剂/润滑油混合物. ...

... Thermodynamic properties of working pairs in database

Tab.2

编号	作者	工质	压力/温度	ρ_o/ (kg·m^-3)	ρ_mix/ (kg·m^-3)	w_r,mix/ %	ν_mix/ (mm²·s^-1)	σ_o/ (mN²·m^-1)	σ_mix/ (mN²·m^-1)
1	Cremaschi等^[15]	R22/MO	p=550 kPa, t=24 ℃	862.0^b	888.1	10.56^a	19.00	33.0^a	31.7
		R410A/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	985.3^b	990.8	7.63^b	28.55	46.0^a	44.4
		R134a/PAG	p=550 kPa, t=24 ℃	989.0^*	1 042.4	28.00^a	11.81	31.5^a	28.0
		R134a/POE	p=550 kPa, t=24 ℃	1008.0^b	1 044.7	21.00^a	11.37	46.0^a	41.8
2	Zoellick等^[16]	R410A/POE 32	t_sat=12 ℃, t=27 ℃	1 019.3	1 028.3	26.60	6.71	46.0^a	40.1
3	Budhiraja^[17]	R134a/AB32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	864.3	925.0	23.70	30.00	29.0	26.3
4	Ramakrishnan等^[18]	R134a/POE100	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	970.7^b	1 003.6	17.50^b	16.27^b	46.0^*	42.5
5	Sethi等^[19]	R134a/POE32	t_sat=13 ℃, t=28 ℃	1 003.6^b	1 039.9	21.80^b	6.83^b	46.0^a	41.6

2 影响吸气管滞油特性的因素

Modeling of oil retention in the suction line and evaporator of air-conditioning systems

2006

... 大部分用于获取上述数据的文献并没有完整地提供相应液体混合物的物性数据.为补全缺失的物性数据,对文献[20-21]中的物性数据进行采集;对于仍旧缺失的数据,采用润滑油厂家所提供的数据.将原文提供的数据以及额外收集的物性数据汇总于表2.表中:p为混合物的压力;t为混合物的温度;t_sat为混合物的压力所对应的饱和温度;ρ_o为润滑油的密度;ρ_mix为液体混合物的密度;w_r,mix为液体混合物中制冷剂的质量分数,是液相中溶解的制冷剂的质量与液相总质量之比;σ_o为润滑油的表面张力;σ_mix为液体混合物的表面张力.标注“^a”的数据来源于文献[20];标注“^b”的数据来源于文献[21];标注“^*”的数据来源于润滑油厂家. ...

... ”的数据来源于文献[20];标注“^b”的数据来源于文献[21];标注“^*”的数据来源于润滑油厂家. ...

2014

... ”的数据来源于文献[21];标注“^*”的数据来源于润滑油厂家. ...

Interfacial friction factor in vertical upward gas-liquid annular two-phase follow

2001

Modeling of oil retention and pressure drop in vertical suction risers

2015

Numerical simulation of two-dimensional kettle reboiler shell side thermal-hydraulics with swell level and liquid mass inventory prediction

2014

\tilde{ν}

可以反映油输运阻力的大小.ν_mix越高,黏性阻力越大,输运油的难度越大;ν_v越高,气液分界面上的切应力越大,蒸气对液膜施加的驱动力也越大. ...

Prediction of nucleate pool boiling heat transfer coefficients of refrigerant-oil mixtures

1984

... (4) 使用Jensen等^[25]提出的混合物密度计算模型计算液体混合物的密度: ...

... (5) 使用Jensen等^[25]提出的混合物表面张力计算模型计算液体混合物的表面张力: ...

R410A制冷剂和POE VG68润滑油混合物热物性模型

2007

... (6) 使用增强型模型^[26]对液体混合物的黏度进行计算,具体表达式如下: ...

R410A制冷剂和POE VG68润滑油混合物热物性模型

2007

... (6) 使用增强型模型^[26]对液体混合物的黏度进行计算,具体表达式如下: ...

Experimental techniques to determine oil distribution in automotive A/C systems

2010

... 采用Peuker等^[27]推荐的拆除称重法测定滞油量:同时关闭测试段两侧的球阀,使制冷剂和油被困在测试段内,然后将测试段拆除;拆除后,采用图6所示的制冷剂、润滑油分离方法将制冷剂从测试段中分离.分离的流程如下:将测试段与空的制冷剂钢瓶连接,调节调节阀1,使制冷剂蒸气缓慢流向钢瓶.当压力平衡时,关闭调节阀1,打开调节阀2,用真空泵对钢瓶进行抽真空.重复几次后,测试段内的制冷剂将被抽空,最后用电子秤称含有润滑油的测试段.带油测试段的质量与测试段自重的差值即为该工况下的滞油量.本实验所测量参数以及相应传感器的详细信息如表4所示. ...

润滑油对小管径强化管内R410A流动冷凝压降特性的影响

2012

... 对蒸气压缩制冷系统中的压缩机而言,润滑油是不可缺少的.它能润滑压缩机的运动部件,并提供冷却和密封的功能^[1⇓-3].但是蒸气压缩制冷系统在运行时,压缩机中的润滑油会被制冷剂挟带并从压缩机排气口逸出,导致一部分的油滞留在其他系统部件中.润滑油的混入导致热阻的增加以及工质的热力学性能偏离纯制冷剂,会削弱换热器的传热性能^[4⇓-6],而且会使流动压降增大^[6⇓-8].此外,其他部件中过多的滞油还会导致压缩机回油量不足,降低压缩机的安全性能^[9-10]. ...

润滑油对小管径强化管内R410A流动冷凝压降特性的影响

2012

R32/PAG润滑油体系的黏度和质扩散系数实验研究

2021

R32/PAG润滑油体系的黏度和质扩散系数实验研究

2021

制冷系统含油量对制冷压缩机工作性能影响的理论分析和实验研究

2005

制冷系统含油量对制冷压缩机工作性能影响的理论分析和实验研究

2005

R32与新型PVE油的互溶性及其对空调性能的影响

2018

R32与新型PVE油的互溶性及其对空调性能的影响

2018

润滑油的混入对翅片管式空调蒸发器性能影响

2008

润滑油的混入对翅片管式空调蒸发器性能影响

2008

润滑油对R32在水平光管内流动沸腾换热特性及压降的影响

2016

... [6⇓-8].此外,其他部件中过多的滞油还会导致压缩机回油量不足,降低压缩机的安全性能^[9-10]. ...

润滑油对R32在水平光管内流动沸腾换热特性及压降的影响

2016

... [6⇓-8].此外,其他部件中过多的滞油还会导致压缩机回油量不足,降低压缩机的安全性能^[9-10]. ...

含油制冷剂R600a管内两相流动摩擦压降研究

2019

含油制冷剂R600a管内两相流动摩擦压降研究

2019

R32/油混合物管内两相流动摩擦压降模型预测研究

2019

R32/油混合物管内两相流动摩擦压降模型预测研究

2019

压缩机带油率对空调系统性能影响研究

2019

压缩机带油率对空调系统性能影响研究

2019

制冷剂R32在变频空调系统中的回油控制策略

2016

制冷剂R32在变频空调系统中的回油控制策略

2016

2017

Describing the uncertainties in experimental results

1988

... 根据表4、式(13)及(14),采用Moffat^[28]提出的分析方法进行不确定性分析,w_o,act、V_OR的相对不确定度分别小于1.10%、7.07%. ...

油浓度对小管径水平内螺纹管内R404A冷凝换热影响的实验研究

2017

油浓度对小管径水平内螺纹管内R404A冷凝换热影响的实验研究

2017

小管径强化管内R410A-油混合物流动沸腾阻力特性

2010

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