劉亞哲 臧潤(rùn)清

(冷凍冷藏技術(shù)教育部工程研究中心天津市制冷技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津市制冷技術(shù)工程中心天津商業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 天津 300134)

冷凍冷藏裝置冷風(fēng)機(jī)性能實(shí)驗(yàn)研究

劉亞哲 臧潤(rùn)清

(冷凍冷藏技術(shù)教育部工程研究中心天津市制冷技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津市制冷技術(shù)工程中心天津商業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 天津 300134)

以4臺(tái)不同的冷風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，在校準(zhǔn)箱溫度為4℃、0℃、－4℃、－8℃、－12℃、－16℃、－20℃六種工況下，利用空氣側(cè)熱平衡法和制冷劑側(cè)焓差法精確測(cè)試出不同冷風(fēng)機(jī)的供冷量，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制出供冷量和傳熱系數(shù)在不同工況下的變化曲線，對(duì)影響冷風(fēng)機(jī)傳熱性能的主要因素進(jìn)行了理論分析，從生產(chǎn)工藝、制造水平、風(fēng)量和結(jié)構(gòu)等方面總結(jié)出不同冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)存在差異的原因，為進(jìn)一步提高冷風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)及生產(chǎn)加工水平提供了依據(jù)。

冷風(fēng)機(jī)；熱平衡法；焓差法；供冷量；傳熱系數(shù)

冷風(fēng)機(jī)是冷凍冷藏裝置常用的空氣冷卻設(shè)備，多年來，工程上選型計(jì)算采用的傳熱系數(shù)都參考國(guó)外同類產(chǎn)品的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)并打一定的折扣。近幾年，我國(guó)冷風(fēng)機(jī)的生產(chǎn)企業(yè)得到了快速發(fā)展，設(shè)計(jì)和生產(chǎn)加工水平不斷提高?？墒?，無論是生產(chǎn)企業(yè)還是工程應(yīng)用企業(yè)對(duì)國(guó)產(chǎn)冷風(fēng)機(jī)實(shí)際性能的了解都還不夠，在一定程度上影響了該產(chǎn)品的性能提高和技術(shù)創(chuàng)新[1－2]。為此，筆者利用空氣側(cè)熱平衡法和制冷劑側(cè)焓差法對(duì)國(guó)內(nèi)工程上常用的銅管鋁翅片冷風(fēng)機(jī)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，掌握部分現(xiàn)有冷風(fēng)機(jī)的性能，理論分析不同冷風(fēng)機(jī)之間性能的差異，提出了改進(jìn)的途徑和方法。

1 冷風(fēng)機(jī)性能實(shí)驗(yàn)室簡(jiǎn)介

冷風(fēng)機(jī)實(shí)驗(yàn)室主要由夾套(環(huán)境室)、校準(zhǔn)箱、實(shí)驗(yàn)冷風(fēng)機(jī)供冷機(jī)組、冷卻水裝置、夾套空調(diào)機(jī)組、電氣控制室及測(cè)量采集裝置組成。系統(tǒng)安裝有兩套水冷供冷機(jī)組，分別為R22供冷機(jī)組和R404a供冷機(jī)組，兩套供冷壓縮機(jī)組均采用寬范圍變頻壓縮機(jī)，共用一個(gè)末端，圖1為R22直接膨脹制冷系統(tǒng)圖。

實(shí)驗(yàn)室技術(shù)參數(shù)如下:

測(cè)試能力:1臺(tái)單出風(fēng)或雙出風(fēng)冷風(fēng)機(jī)，供冷量4 kW～25 kW，蒸發(fā)溫度－31℃ ～2℃，校準(zhǔn)箱內(nèi)溫度可調(diào)范圍－25℃ ～＋40℃，校準(zhǔn)箱內(nèi)溫度波動(dòng)＜0.3℃，校準(zhǔn)箱內(nèi)溫度不均勻性＜0.5℃，校準(zhǔn)箱外側(cè)(夾套)溫度可調(diào)范圍－25℃ ～＋40℃，校準(zhǔn)箱外側(cè)溫度波動(dòng)＜0.3℃，校準(zhǔn)箱外側(cè)溫度不均勻性＜0.5℃，冷風(fēng)機(jī)中蒸發(fā)溫度波動(dòng)≤0.3℃，冷風(fēng)機(jī)進(jìn)口空氣平均溫度波動(dòng)≤0.3℃，溫度測(cè)量誤差≤0.5℃，質(zhì)量流量測(cè)量誤差≤0.2%，濕度測(cè)量誤差≤3%，壓力測(cè)量誤差≤0.2%，電能測(cè)量誤差≤0.5%。

圖1 R22直接膨脹制冷系統(tǒng)圖Fig.1 The system diagram of R22 directexpansion refrigerant

以上技術(shù)指標(biāo)符合SB/T 10795—2012/ASHRAE Standard 25—1991(RA 2006)《強(qiáng)制通風(fēng)與自然對(duì)流制冷用空氣冷卻器的試驗(yàn)方法》[3]、EN 328:2003《制冷用強(qiáng)制通風(fēng)空氣冷卻器性能試驗(yàn)方法》[4]和GB/T 25129—2010《制冷用空氣冷卻器》[5]。

2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Tab.1 The experimental condition

夾套溫度和校準(zhǔn)箱溫度是由電加熱器連接PID控制器自動(dòng)調(diào)節(jié)，溫度波動(dòng)＜0.3℃，通過對(duì)供冷機(jī)組壓縮機(jī)頻率的調(diào)節(jié)，保證4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的傳熱溫差(校準(zhǔn)箱溫度與冷風(fēng)機(jī)出口壓力所對(duì)應(yīng)的飽和溫度之差)在6℃～8℃之間，不同冷風(fēng)機(jī)在相同工況誤差不超過±0.5℃，對(duì)電子膨脹閥脈沖周期以及過熱度參數(shù)的設(shè)置保證每一個(gè)工況下冷風(fēng)機(jī)的回氣過熱度為3℃，誤差不超過±0.2℃。

2.1 空氣側(cè)熱平衡法

利用空氣側(cè)熱平衡法測(cè)量冷風(fēng)機(jī)空氣側(cè)供冷量的計(jì)算公式如下:

式中:Kc為校準(zhǔn)箱漏熱系數(shù)，W/℃；T3為夾套內(nèi)空氣平均干球溫度，℃；T4為校準(zhǔn)箱內(nèi)空氣平均干球溫度，℃；Q1為校準(zhǔn)箱內(nèi)電加熱器輸入熱量，W；Q2為冷風(fēng)機(jī)電機(jī)散熱量，W。

2.2 制冷劑側(cè)焓差法

利用制冷劑側(cè)焓差法測(cè)量冷風(fēng)機(jī)制冷劑側(cè)供冷量的計(jì)算公式如下:

式中:Wm為制冷劑質(zhì)量流量，kg/s；G0為制冷劑中油的比率，kg/kg；H2為離開冷風(fēng)機(jī)氣體制冷劑焓值，kJ/kg；H1為進(jìn)入冷風(fēng)機(jī)液體制冷劑焓值，kJ/kg；T1為進(jìn)入冷風(fēng)機(jī)制冷劑溫度，℃；T2為離開冷風(fēng)機(jī)制冷劑溫度，℃；1842為油的比熱，J/(kg·K)。

注:利用重量法測(cè)定制冷劑中油的比率[3]。

上述兩種方法所測(cè)試的供冷量，其偏差應(yīng)在所測(cè)得較小冷量的5%以內(nèi)，而冷風(fēng)機(jī)的實(shí)際供冷量應(yīng)為上述兩種方法的平均值，即:

Q＝(Q0＋Qn)/2

式中:Q0和Qn為在兩種方法同時(shí)進(jìn)行測(cè)量所得到的冷量。

采用R22供冷機(jī)組，利用熱平衡法和焓差法測(cè)試出4臺(tái)不同冷風(fēng)機(jī)在不同工況下的供冷量和傳熱系數(shù)，冷風(fēng)機(jī)相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 冷風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 The structural parameters of air coolers

實(shí)驗(yàn)利用以上兩種方法測(cè)試得到4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)在不同工況下的供冷量如圖2所示。

圖2中實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)在所有工況下誤差最大的是1號(hào)冷風(fēng)機(jī)在－4℃工況下的測(cè)試誤差，平衡法供冷量為17.50 kW，焓差法供冷量為16.69 kW，兩者誤差最大為4.88%；最小誤差是4號(hào)冷風(fēng)機(jī)在－16℃工況下的誤差，熱平衡法為6.27 kW，焓差法為6.29 kW，兩者誤差最小為0.32%。在整個(gè)測(cè)試區(qū)間(4℃～－20℃)內(nèi)，1號(hào)冷風(fēng)機(jī)的平均測(cè)量誤差為2.8%，2號(hào)為3.3%，3號(hào)為2.9%，4號(hào)為2.6%，兩種方法測(cè)試誤差精度都在5%以內(nèi)。

圖2 兩種方法測(cè)試的冷風(fēng)機(jī)供冷量Fig.2 The cooling capacity of air coolers tested out using two methods

實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)確測(cè)試出的4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的實(shí)際供冷量如圖3所示。

圖3 冷風(fēng)機(jī)實(shí)際供冷量Fig.3 The actual cooling capacity of air coolers

4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)標(biāo)牌所示工況下的名義供冷量如表3所示。

表3 冷風(fēng)機(jī)名義供冷量Tab.3 The nominal cooling capacity of air coolers

圖3與表3對(duì)比可知冷風(fēng)機(jī)真實(shí)供冷能力，在蒸發(fā)溫度為－8℃(校準(zhǔn)箱溫度為0℃)時(shí):1號(hào)冷風(fēng)機(jī)的名義供冷量為22.6 kW，而在此工況下實(shí)驗(yàn)測(cè)試供冷量為17.222 kW，兩者相差5.378 kW；2號(hào)名義與實(shí)測(cè)供冷量相差3.351 kW；3號(hào)相差2.283 kW；4號(hào)相差2.823 kW。1～4號(hào)冷風(fēng)機(jī)名義供冷量相比實(shí)測(cè)供冷量偏差率依次為:23.8%、22.9%、28.5%和30%。可見，4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的實(shí)際供冷量都沒有達(dá)到廠家標(biāo)牌所示的數(shù)值，這也正是為什么現(xiàn)階段在國(guó)內(nèi)工程上選擇國(guó)產(chǎn)冷風(fēng)機(jī)時(shí)需要在標(biāo)牌名義冷量上乘以0.6－0.8的系數(shù)的原因。

圖4冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)Fig.4 The heat transfer coefficient of air coolers

圖4 為實(shí)驗(yàn)測(cè)試出的4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)，1號(hào)和2號(hào)為兩臺(tái)不同管路流程布置形式的冷風(fēng)機(jī)，傳熱系數(shù)隨著校準(zhǔn)箱溫度的降低而降低，在－8℃～－16℃范圍內(nèi)降低幅度最大，之前或者之后降低幅度比較緩和，該結(jié)果與文獻(xiàn)[6]的研究結(jié)果是一致的。在整個(gè)測(cè)試區(qū)間內(nèi)，1號(hào)冷風(fēng)機(jī)的平均傳熱系數(shù)為24.557 W/(m2·K)，2號(hào)為30.368 W/(m2·K)，兩者相差23.6%，主要是因?yàn)槔滹L(fēng)機(jī)管路流程布置存在差異，1號(hào)是典型的叉排布置形式，制冷劑流路數(shù)為20；2號(hào)采用復(fù)雜的流程布置形式，流路數(shù)為18(如圖5所示)。所以，冷風(fēng)機(jī)適當(dāng)減少流路數(shù)、管排數(shù)以及管徑并采用合適的管路流程布置形式可以有效的提高其傳熱系數(shù)。

圖4中，1號(hào)、2號(hào)和4號(hào)內(nèi)螺紋銅管冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)明顯大于3號(hào)光滑管，在整個(gè)溫度區(qū)間內(nèi)，1號(hào)內(nèi)螺紋銅管平均傳熱系數(shù)為24.557 W/(m2·K)，2號(hào)為30.367 W/(m2·K)，4號(hào)為16.193W/(m2·K)，3號(hào)光滑管為10.576W/(m2·K)，1號(hào)，2號(hào)和4號(hào)內(nèi)螺紋銅管比3號(hào)光滑管冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)依次高132.2%，187.1%和53.1%?？梢姴捎脙?nèi)螺紋銅管可以有效的提升冷風(fēng)機(jī)的傳熱性能。有文獻(xiàn)[7]稱內(nèi)螺紋銅管的換熱能力可以提升到普通光管的2～3倍，還有研究[8]表明內(nèi)螺紋強(qiáng)化管相比于光管強(qiáng)化系數(shù)變化的范圍為1.5～2.2。

圖5 1號(hào)和2號(hào)冷風(fēng)機(jī)流程布置Fig.5 The refrigerant circuitry of No.1 and No.2

1號(hào)和4號(hào)冷風(fēng)機(jī)的管路流程布置結(jié)構(gòu)形式相同，但是從圖4實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出兩臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)還是相差挺大的，在整個(gè)溫度區(qū)間內(nèi)，1號(hào)的冷風(fēng)機(jī)平均傳熱系數(shù)為24.5 W/(m2·K)，4號(hào)的為16.2 W/(m2·K)，1號(hào)比4號(hào)傳熱系數(shù)大51.2%，主要是不同廠家由于生產(chǎn)工藝和制造水平上的差異，生產(chǎn)的冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)差別也較大。這種差異主要包括:鋁質(zhì)翅片與銅管的結(jié)合嚴(yán)密程度和分液器的選擇配置等。

冷風(fēng)機(jī)按蒸發(fā)管內(nèi)表面計(jì)算的熱流密度qi＜4000 W/m2，蒸發(fā)管組的制冷劑側(cè)換熱系數(shù)可用下式表示:

式中:c為蒸發(fā)溫度與制冷劑沸點(diǎn)的比值；μ為制冷劑的分子量；m為蒸發(fā)管內(nèi)制冷劑的質(zhì)量流量，kg/ s；n為蒸發(fā)管組的流路數(shù)；di為蒸發(fā)管內(nèi)經(jīng)，mm。上式簡(jiǎn)化后為下列形式:

對(duì)于同一制冷劑、同一壓縮冷凝機(jī)組、同一運(yùn)轉(zhuǎn)工況和同一傳熱溫差，制冷劑側(cè)的換熱系數(shù)僅與n、di、m有關(guān)。對(duì)于內(nèi)螺紋銅管其換熱系數(shù)可先按照上述公式計(jì)算，再乘以校正系數(shù)εR

式中:R為內(nèi)螺紋銅管的曲率半徑，mm。

正方形翅片管組空氣側(cè)的換熱系數(shù)表示為:

式中:順排正方形翅片c＝0.096、n＝0.72，錯(cuò)排正方形翅片c＝0.205、n＝0.65；λ為空氣的導(dǎo)熱率，W/(m·k)；b為翅片間距，mm；u為最窄截面上的空氣流速，m/s；ν為空氣的運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)，m2/s；d0為蒸發(fā)管外徑，mm；h為翅片高度，mm。

翅片效率可表示為:

式中:R0為翅片的根圓半徑，mm；λ為翅片的導(dǎo)熱率，W/(m·k)；δ為翅片厚度，mm；Bf為正方形翅片二對(duì)邊間的距離，mm；ξ為析濕系數(shù)。

將冷風(fēng)機(jī)的相關(guān)參數(shù)帶入上述公式，2號(hào)冷風(fēng)機(jī)制冷劑側(cè)換熱系數(shù)、空氣側(cè)換熱系數(shù)和翅片效率都大于其他3臺(tái)，對(duì)比得到4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)大小關(guān)系為2號(hào)＞1號(hào)＞4號(hào)＞3號(hào)，趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合，但是實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)相互之間的增大幅度竟然都大于理論結(jié)果，究其原因主要有以下幾個(gè)方面:

1)翅片管選材:1號(hào)和2號(hào)冷風(fēng)機(jī)翅片管組所使用的紫銅管和鋁質(zhì)翅片相比4號(hào)和3號(hào)冷風(fēng)機(jī)具有更加優(yōu)良的導(dǎo)熱性能，特別是銅管與鋁翅片有接近的熱膨脹率，反復(fù)大幅度溫度波動(dòng)不會(huì)引起翅片松動(dòng)，翅片效率不會(huì)大幅度降低。

2)銅管結(jié)構(gòu)形式差異:采用內(nèi)螺紋銅管的冷風(fēng)機(jī)，比采用光滑管冷風(fēng)機(jī)來說換熱系數(shù)可以增加53.1%～187.1%。新型內(nèi)螺紋銅管通過增大內(nèi)表面積，增強(qiáng)紊流和增加穩(wěn)定氣化核心數(shù)來提高制冷劑側(cè)的換熱系數(shù)，主要通過增大螺旋角，改變齒高和齒條數(shù)來進(jìn)行優(yōu)化[9]。

3)生產(chǎn)工藝:傳熱系數(shù)相對(duì)較高的1號(hào)和2號(hào)冷風(fēng)機(jī)外殼加工細(xì)膩，密封效果較好，冷風(fēng)機(jī)較大的翅片厚度確保翻邊長(zhǎng)度等于翅片間距和足夠的強(qiáng)度。脹管幅度適宜，確保翅片翻邊與管外壁完全牢固接觸，最大限度地減小接觸熱阻。

4)分液器配置及流路分配:從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以預(yù)測(cè)1號(hào)、2號(hào)相比3號(hào)、4號(hào)選擇的分液器較為合理，保證了制冷劑通過分液器能夠近似達(dá)到霧狀流狀態(tài)，通過對(duì)分液器以及分液毛細(xì)管長(zhǎng)度的優(yōu)化配置，避免因重力作用造成的分液不均，保證制冷劑通過分液器均勻分配到各個(gè)流路中，減小管徑增加流路數(shù)或者增大管徑減小流路數(shù)，確保蒸發(fā)管阻力相同有均勻的供液量，具體如何選擇高性能分液器以及分液器模型的介紹和制冷劑流路分配的問題文獻(xiàn)[10－11]有詳細(xì)解釋。

5)空氣的均勻分配:流過翅片管組迎風(fēng)面空氣是否均勻直接影響冷風(fēng)機(jī)效率，3號(hào)和4號(hào)冷風(fēng)機(jī)一味的節(jié)省材料減小冷風(fēng)機(jī)寬度，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)過于接近翅片管組，勢(shì)必嚴(yán)重影響冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)的提高。

6)空氣側(cè)阻力:對(duì)于內(nèi)螺紋銅管冷風(fēng)機(jī)來說，1號(hào)和2號(hào)冷風(fēng)機(jī)片距7 mm，4號(hào)冷風(fēng)機(jī)片距6 mm，適當(dāng)增大翅片間距，可減低空氣阻力，進(jìn)而減小風(fēng)機(jī)功率，提高冷風(fēng)機(jī)的效率。

7)換熱面積與風(fēng)機(jī)風(fēng)量的配比:冷風(fēng)機(jī)單位換熱面積所配風(fēng)量1號(hào)為137 m3/h，2號(hào)為197.3 m3/h ，3號(hào)為110 m3/h，4號(hào)為107 m3/h，可見單位換熱面積風(fēng)量的適當(dāng)增大可以使空氣側(cè)換熱系數(shù)提高，從而提高冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)，受國(guó)外冷風(fēng)機(jī)產(chǎn)品和技術(shù)的影響國(guó)內(nèi)冷風(fēng)機(jī)也趨于增大配風(fēng)量，有的高達(dá)236 m3/h，國(guó)外最高達(dá)300 m3/h。

綜上所述，由于生產(chǎn)工藝、制造水平及冷風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)、風(fēng)量等因素的影響，不同冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)存在很大差異，這些因素具體可以歸納為以下兩個(gè)方面，蒸發(fā)管組(制冷劑側(cè))方面:管徑、銅管形式、管排數(shù)、排距、管距、制冷劑流路數(shù)、管路流程布置形式、銅管的膨脹系數(shù)、分液器的配置等；空氣側(cè)方面:翅片的結(jié)構(gòu)形式、翅片厚度、片距、鋁質(zhì)翅片與銅管的結(jié)合嚴(yán)密程度、鋁片材質(zhì)的膨脹系數(shù)、空氣流量和流速、空氣經(jīng)過蒸發(fā)管組的均勻程度等。

4 結(jié)論

1)利用兩種方法測(cè)試的1～4號(hào)冷風(fēng)機(jī)的供冷量平均誤差依次為2.8%、3.3%、2.9%和2.6%，都小于5%；在廠家標(biāo)牌所示工況下，1～4號(hào)冷風(fēng)機(jī)名義供冷量相比實(shí)際供冷量偏差率依次為:23.8%、22.9%、28.5%和30%，4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)供冷量都大幅度縮水。

2)采用內(nèi)螺紋銅管的冷風(fēng)機(jī)比光滑管冷風(fēng)機(jī)傳熱系數(shù)提高53.1%～187.1%，合理設(shè)計(jì)內(nèi)螺紋管的螺旋角、齒高以及齒條數(shù)，可以達(dá)到內(nèi)螺紋管的最優(yōu)換熱效果。

3)冷風(fēng)機(jī)的管路流程布置形式的不同同樣影響冷風(fēng)機(jī)的換熱效果:1號(hào)制冷劑流路數(shù)為20，采用傳統(tǒng)的叉排布置形式，2號(hào)流路數(shù)為18，采用復(fù)雜的流程布置形式(如圖5所示)，1號(hào)傳熱系數(shù)平均值為24.557 W/(m2·K)，2號(hào)為30.368 W/(m2·K)，兩者相差23.6%。

4)從傳熱理論上分析實(shí)驗(yàn)測(cè)試的4臺(tái)冷風(fēng)機(jī)的傳熱系數(shù)相互之間的增大幅度竟然都大于理論結(jié)果，主要是受到冷風(fēng)機(jī)翅片管選材、銅管結(jié)構(gòu)形式差異、生產(chǎn)工藝、空氣的均勻分配、換熱面積與風(fēng)機(jī)風(fēng)量的配比等因素的影響。

5)冷風(fēng)機(jī)性能與選材、設(shè)計(jì)及生產(chǎn)制造工藝密切相關(guān)，是國(guó)產(chǎn)冷風(fēng)機(jī)制造企業(yè)必須重視的關(guān)鍵環(huán)節(jié)?，F(xiàn)代化的設(shè)計(jì)思想和全面的優(yōu)化理念是冷風(fēng)機(jī)性能提高的保證。

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Experimental Study on Performance of the Air Cooler in Refrigeration Device

Liu Yazhe Zang Runqing

(Refrigeration Technology Research Center of Ministry of Education Project，Tianjin Key Laboratory of Refrigeration Technology，Tianjin Refrigeration Technology Engineering Center，Mechanical Engineering Institute of Tianjin Business University，Tianjin，300134，China)

Four different air coolers are studied in this paper.The cooling capacity of these air coolers are tested out using heat balance method and enthalpy－difference method at the calibrating tank temperature 4℃，0℃，－4℃，－8℃，－12℃ ，－16℃ and－20 ℃.The curves of cooling capacity and heat transfer coefficient are drawn with experimental data in different conditions，and the primary factors affecting the heat－transfer performance of air cooler are theoretically analyzed.The reasons of differences in heat transfer coefficient are summed up from the level of production technology，air volume and the structure of air coolers，etc，which provides basis to further improve the level of air cooler design，production and processing.

air cooler；heat balance method；enthalpy－difference method；cooling capacity；heat transfer coefficient

TB65；TB61＋1

A

0253－4339(2014)05－0061－06

10.3969/j.issn.0253－4339.2014.05.061

劉亞哲，男(1986－)，碩士研究生，天津商業(yè)大學(xué)，15102240941，E-mail:liu_yazhe＠126.com。研究方向:制冷系統(tǒng)的優(yōu)化及節(jié)能技術(shù)。

2013年12月8日

About the corresponding author

Liu Yazhe(1986－)，male，Master Candidate，Tianjin University of Commerce，15102240941，E-mail:liu_yazhe＠126.com.Research fields:optimization and energy-saving technology of refrigeration system.