R407c是不错，环保、效率高，但其安装成本高，施工难度大，对工艺要求高，一
旦出现问题，则全部报废，需要重新填充安装。

非共沸混合制冷剂R407C 替代技术的研究进展
张小艳,田怀璋,袁秀玲

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

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

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