冷永強(qiáng)， 張振亞， 黃 東

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 西安 710049)

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臥式冷柜啟停過(guò)程中制冷劑遷移的動(dòng)態(tài)特性

冷永強(qiáng)， 張振亞， 黃 東

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 西安 710049)

針對(duì)制冷系統(tǒng)啟停過(guò)程存在制冷劑的遷移和再分配問(wèn)題，以單溫臥式冷柜BC/BD-379HBN為載體，研究系統(tǒng)內(nèi)制冷劑遷移的動(dòng)態(tài)特性及其對(duì)系統(tǒng)性能的影響.以蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑沿程變化，啟動(dòng)階段依次分為蒸發(fā)器制冷劑遷出、蒸發(fā)器兩相區(qū)增長(zhǎng)、蒸發(fā)器兩相區(qū)穩(wěn)定3個(gè)階段.結(jié)果表明：階段1，壓縮機(jī)流量大于毛細(xì)管供液量，高壓壓力迅速升高；階段2，隨毛細(xì)管供液量增大，冷凝器出口溫度趨于穩(wěn)定，系統(tǒng)高低壓差重建完成；階段3，蒸發(fā)器兩相段到達(dá)出口，制冷量達(dá)到最大.啟動(dòng)階段的制冷劑再分配用時(shí)3.5 min，占開(kāi)機(jī)時(shí)長(zhǎng)的32%，而期間制冷量很小，存在較大的遷移損失.

制冷劑；分布；遷移；壓縮機(jī)；氣液兩相流

頻繁啟停的冰箱冷柜等制冷裝置，制冷劑遷移帶來(lái)的能量損失會(huì)增加運(yùn)行能耗.目前對(duì)制冷系統(tǒng)中制冷劑分布與遷移的研究主要包括兩個(gè)方面：穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)制冷劑分布特性；啟、停機(jī)狀態(tài)時(shí)制冷劑分布特性及對(duì)系統(tǒng)性能的影響.由于空調(diào)熱泵系統(tǒng)負(fù)荷大，制冷劑充注量多，制冷劑遷移研究相對(duì)較易，故大多數(shù)文獻(xiàn)研究[1-7]集中在該方面.

冰箱制冷系統(tǒng)啟停過(guò)程也存在制冷劑的遷移和再分配，但制冷劑的充注量相對(duì)較少，研究難度增加且準(zhǔn)確性略差，已有一些學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究.謝旭明等[8]指出，開(kāi)停機(jī)過(guò)程中的制冷劑遷移是引起制冷系統(tǒng)能量損失的重要因素；王琪等[9]提出采用變頻技術(shù)和節(jié)能閥來(lái)減小甚至消除啟停損失；劉云等[10]實(shí)驗(yàn)表明，并聯(lián)雙循環(huán)風(fēng)冷冰箱在冷凍向冷藏切換的過(guò)程時(shí)長(zhǎng)占冷藏運(yùn)行的23%，耗電量為20%，獲取冷量?jī)H3.4%；姬長(zhǎng)發(fā)等[11]及Mulroy等[12]通過(guò)稱重法對(duì)穩(wěn)定運(yùn)行的制冷系統(tǒng)中制冷劑的再分配進(jìn)行了研究；Shi等[13]實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，減少停機(jī)后的制冷劑遷移和壓縮機(jī)停機(jī)時(shí)間可改善系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性；Johan[14]實(shí)驗(yàn)研究了直冷冰箱在壓縮機(jī)啟動(dòng)時(shí)制冷劑流出蒸發(fā)器的再分配過(guò)程，并提出可采用大容積蒸發(fā)器和兩級(jí)氣液分離器防止壓縮機(jī)啟動(dòng)時(shí)蒸發(fā)器缺液，縮短制冷劑再分配時(shí)間；Erik等[15]實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，直冷冰箱在啟停過(guò)程中的制冷劑遷移和再分配會(huì)使制冷量和能效分別降低約11%和9%；Cemil等[16]實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，氣液分離器的排水小孔可以防止啟動(dòng)時(shí)液態(tài)制冷劑流向壓縮機(jī)；Won等[17]實(shí)驗(yàn)研究了不同控制策略下制冷劑遷移對(duì)冰箱耗電量的影響；Rubas等[18]指出，在單循環(huán)風(fēng)冷冰箱停機(jī)階段制冷劑遷移會(huì)使冷凍室熱負(fù)荷增加4%～7%，再次啟動(dòng)時(shí)制冷劑再分配會(huì)使制冷量損失2.3%.

已有文獻(xiàn)對(duì)冷柜制冷劑遷移的相關(guān)研究[19-20]較少，制冷劑遷移帶來(lái)的問(wèn)題對(duì)頻繁啟停的冷柜影響更為突出.作為初步研究，本文以單溫臥式冷柜BC/BD-379HBN為載體，對(duì)冷柜啟停機(jī)過(guò)程的制冷劑遷移特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并探究系統(tǒng)內(nèi)制冷劑遷移的出現(xiàn)、發(fā)展與消失的動(dòng)態(tài)變化及其對(duì)系統(tǒng)性能的影響，進(jìn)而為減少制冷系統(tǒng)的制冷劑遷移提供參考.后續(xù)工作將繼續(xù)研究不同制冷系統(tǒng)裝置的制冷劑遷移特性，并加入壓力、流量等測(cè)量手段，以尋找更普適的模型,能準(zhǔn)確評(píng)價(jià)、對(duì)比制冷劑遷移及其對(duì)系統(tǒng)影響.

1 實(shí)驗(yàn)裝置和測(cè)試系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)對(duì)象為一臺(tái)單溫臥式冷柜，其制冷系統(tǒng)示意圖如圖1所示，蒸發(fā)器為管板式換熱器，布置方式為纏繞方式，沿冷柜高度方向下進(jìn)上出；制冷劑在蒸發(fā)器內(nèi)與箱體內(nèi)空氣進(jìn)行換熱后經(jīng)由定速活塞式壓縮機(jī)壓縮，再排入冷凝器中與環(huán)境空氣換熱；冷凝器為絲管式換熱器，制冷劑流向?yàn)樯线M(jìn)下出，與周圍空氣的換熱方式為自然對(duì)流換熱.被測(cè)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示.

圖1 單溫臥式冷柜的制冷系統(tǒng)示意

Fig.1 Schematic diagram of a single temperature horizontal freezer

測(cè)試工況：環(huán)境溫度為(25.0±0.8) ℃，相對(duì)濕度為65%；恒溫恒濕環(huán)境由焓差試驗(yàn)室提供.溫度測(cè)試系統(tǒng)由測(cè)量精度為±0.2 ℃的銅-康銅熱電偶和Agilent34970A型號(hào)的數(shù)據(jù)采集器組成，用于測(cè)量并記錄實(shí)驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)的溫度值.在冷凝器和蒸發(fā)器的進(jìn)口、中部以及出口，壓縮機(jī)的吸、排氣管及冷柜內(nèi)均布置有溫度測(cè)點(diǎn)，其中冷柜內(nèi)測(cè)點(diǎn)位置如圖2所示，圖中測(cè)點(diǎn)與實(shí)際位置為1∶1對(duì)應(yīng)關(guān)系.采用青智8775A數(shù)字電參數(shù)測(cè)量?jī)x測(cè)量冷柜的運(yùn)行功率，并通過(guò)電能累計(jì)儀測(cè)得一定時(shí)間內(nèi)的耗電量，精度為0.5級(jí).

表1 被測(cè)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)

圖2 冷柜內(nèi)部溫度測(cè)點(diǎn)位置的示意

2 制冷劑遷移動(dòng)態(tài)特性分析

文獻(xiàn)研究表明：制冷系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)儲(chǔ)存的制冷劑占總充灌量的10%～35%，冷凝器占30%～46%[11-12]；而停機(jī)穩(wěn)定后，約20%的制冷劑在冷凝器內(nèi)，56%的制冷劑分布在蒸發(fā)器內(nèi)[12].由此可見(jiàn)，在單溫臥式冷柜停機(jī)、啟動(dòng)兩個(gè)階段，蒸發(fā)器和冷凝器內(nèi)會(huì)出現(xiàn)復(fù)雜的制冷劑遷移和再分配過(guò)程.

基于上述分析，本文實(shí)驗(yàn)研究冷柜啟停過(guò)程的遷移特性，探究系統(tǒng)內(nèi)制冷劑遷移的出現(xiàn)、發(fā)展及消失的動(dòng)態(tài)變化.圖3～5通過(guò)壓縮機(jī)功率的變化標(biāo)示了一個(gè)完整的開(kāi)、停機(jī)單周期：第0 min時(shí)停機(jī)，第13.75 min時(shí)開(kāi)機(jī)，到第24.67 min瞬間再次停機(jī).需要說(shuō)明的是，一個(gè)單周期包括一個(gè)開(kāi)機(jī)階段和一個(gè)停機(jī)階段.

2.1 停機(jī)階段

0～2.5 min期間，制冷劑在高低壓差的驅(qū)動(dòng)下從冷凝器遷入蒸發(fā)器.該期間冷凝壓力下降，制冷劑的飽和溫度降低.由圖3可見(jiàn)，進(jìn)口從停機(jī)時(shí)的39 ℃降至2.5 min的27.38 ℃；中部、出口分別從31.02、29.57 ℃均勻下降至25.54、25.58 ℃，基本與環(huán)境溫度一致.隨著制冷劑遷入蒸發(fā)器，其壓力升高，溫度升高.如圖4所示，蒸發(fā)器溫度由停機(jī)時(shí)的-25.79 ℃上升到第2.5 min的-23.10 ℃.系統(tǒng)高低壓平衡后，蒸發(fā)器內(nèi)儲(chǔ)存大部分的制冷劑，且處于低溫低壓的飽和狀態(tài).

圖3 單周期內(nèi)冷凝器溫度隨時(shí)間的變化曲線

圖4 單周期內(nèi)蒸發(fā)器溫度隨時(shí)間的變化曲線

圖5 單周期內(nèi)壓機(jī)吸、排氣溫度隨時(shí)間的變化曲線

Fig.5 Variation in compressor suction and exhaust temperature during a single period

2.50～7.25 min期間，蒸發(fā)器內(nèi)少量制冷劑在溫差導(dǎo)致的微壓差作用下回遷至冷凝器.冷凝器進(jìn)口溫度從第2.5 min的27.38 ℃降至第5.0 min的25.57 ℃，滯后中部2.5 min進(jìn)入穩(wěn)定階段.進(jìn)口和中部降溫幅度小、時(shí)間長(zhǎng)，而且溫度降低也可能是向環(huán)境散熱所致，故冷凝器前半段的制冷劑遷移已基本結(jié)束.如圖3所示，冷凝器出口溫度從第2.5 min的25.58 ℃先慢后快地降至環(huán)境溫度以下，最低達(dá)第7.25 min的18.93 ℃.原因在于：系統(tǒng)高低壓平衡后，蒸發(fā)器不斷被柜內(nèi)空氣加熱，溫度從-23.10 ℃升至-19.05 ℃，故蒸發(fā)器內(nèi)壓力會(huì)略微升高，而冷凝器繼續(xù)向環(huán)境散熱，壓力小幅降低；遷移慣性的作用使制冷劑越過(guò)壓力平衡點(diǎn)，繼續(xù)向蒸發(fā)器微弱遷移，故蒸發(fā)器內(nèi)有少量的制冷劑液體在微壓差作用下向冷凝器出口回遷.

7.25～13.75 min期間，環(huán)境空氣的加熱導(dǎo)致冷凝器出口溫度回升.第7.25 min后，回遷已十分微弱，冷凝器出口和環(huán)境溫度的最大溫差僅6 ℃，因此溫升過(guò)程時(shí)間長(zhǎng)、速度慢：從第7.25 min的18.93 ℃均勻升高至下次開(kāi)機(jī)時(shí)的23.38 ℃.該期間蒸發(fā)器各處溫度同步升高：第13.75 min時(shí)，進(jìn)口、中部和出口分別升至-16.18、-16.59和-16.10 ℃，均高于柜內(nèi)溫度.此時(shí)，蒸發(fā)器加熱柜內(nèi)空氣，會(huì)加快柜溫回升、增加熱負(fù)荷，具體影響在能耗分析部分詳述.

綜上所述，停機(jī)前期制冷劑在高低壓差的驅(qū)動(dòng)下由冷凝器遷入蒸發(fā)器，壓力平衡后蒸發(fā)器儲(chǔ)存大部分的制冷劑，并處于低溫低壓狀態(tài)；之后有少量制冷劑從蒸發(fā)器回遷至冷凝器，使冷凝器出口溫度繼續(xù)下降，最低達(dá)18.9 ℃；后期蒸發(fā)器溫度高于柜溫，會(huì)加快柜溫回升、增大啟動(dòng)熱負(fù)荷.

2.2 啟動(dòng)階段

啟動(dòng)后，由于壓縮機(jī)強(qiáng)烈的抽吸作用，且毛細(xì)管流量較小，蒸發(fā)器內(nèi)滯留的制冷劑不斷向冷凝器遷移.由圖3可以看出，冷凝器進(jìn)口從啟動(dòng)時(shí)的23.38 ℃升至第15.75 min的30.16 ℃，冷凝器中部從啟動(dòng)時(shí)的25.30 ℃升至第15.92 min的31.61 ℃，先后達(dá)到穩(wěn)定值；出口溫度在第16.08 min時(shí)升至39.67 ℃后也趨于穩(wěn)定，此時(shí)系統(tǒng)高低壓差重新建立.原因在于：?jiǎn)?dòng)初期，吸氣密度、壓力均較大，故壓縮機(jī)的流量大；而毛細(xì)管壓差小、進(jìn)口缺液，故毛細(xì)管的供液量小.壓縮機(jī)的流量大于毛細(xì)管的流量，高壓迅速升高，冷凝器中逐漸積存液態(tài)制冷劑，制冷劑飽和溫度和出口溫度的差值增大，即過(guò)冷度增大.

由于蒸發(fā)器“下進(jìn)上出”布置，啟動(dòng)前，進(jìn)口積存純液相制冷劑，而出口幾何位置在上部，為制冷劑氣體.啟動(dòng)后，出口的氣態(tài)制冷劑首先被抽出，壓力迅速下降，進(jìn)口處的液態(tài)制冷劑閃發(fā)，并不斷往中后部轉(zhuǎn)移.由圖4可知，13.75～16.08 min內(nèi)，蒸發(fā)器的進(jìn)口、中部和出口同步大幅降溫.原因在于：壓縮機(jī)的抽吸作用使蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑閃發(fā)，產(chǎn)生制冷效應(yīng)；該期間高低壓差尚未建立，毛細(xì)管流量較小，故蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流出量大于流入量，低壓側(cè)壓力迅速降低，制冷劑飽和溫度降低；兩者共同作用使蒸發(fā)器溫度快速下降.

第16.08 min后，蒸發(fā)器內(nèi)兩相制冷劑發(fā)展至中部，高低壓差基本建立，蒸發(fā)器開(kāi)始能夠有效制冷.在16.08～16.42 min內(nèi)，毛細(xì)管流量小于壓縮機(jī)吸氣量，兩相段尚未延伸至蒸發(fā)器出口，此處氣態(tài)制冷劑過(guò)熱度略微增大，其溫度由第16.08 min的-18.99 ℃小幅升至第16.42 min的-18.82 ℃；在16.42～17.5 min內(nèi)，毛細(xì)管供液量與壓縮機(jī)吸氣量趨于一致，蒸發(fā)器出口溫度小幅降低0.17 ℃，并在第17.5 min后開(kāi)始大幅度降溫，表明兩相段已經(jīng)覆蓋到出口，此后蒸發(fā)器的制冷量達(dá)到最大.

吸氣管的幾何位置靠下，管內(nèi)積存有少量液態(tài)制冷劑.壓縮機(jī)啟動(dòng)后，氣態(tài)制冷劑先被抽出，壓力驟降，制冷劑液體“閃發(fā)”，快速變成過(guò)熱狀態(tài).由圖5可知，吸氣溫度從第13.75 min的24.02 ℃速降至第14.83 min的-19.16 ℃，降溫速度達(dá)39.98 ℃/min.之后，由于吸氣管表面溫度與環(huán)境空氣的溫差達(dá)44 ℃，熱交換加劇，管內(nèi)氣態(tài)制冷劑的溫度快速升至第17.5 min的20.11 ℃，并進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài).

綜上所述，啟動(dòng)后制冷劑在壓縮機(jī)抽吸作用下從蒸發(fā)器向冷凝器遷移；初期，壓縮機(jī)流量大于毛細(xì)管供液量，冷凝器內(nèi)滯留的制冷劑增多，其壓力和溫度迅速升高；啟動(dòng)2.33 min后冷凝器出口溫度趨于穩(wěn)定，系統(tǒng)高低壓差重建；啟動(dòng)3.75 min后兩相段發(fā)展至出口，制冷量達(dá)到最大.

3 啟停過(guò)程中的能耗分析

為了評(píng)估制冷劑遷移對(duì)系統(tǒng)的性能影響，根據(jù)吸氣溫度變化將開(kāi)機(jī)過(guò)程劃分為兩個(gè)階段：階段1(13.75～17.25 min)：蒸發(fā)器內(nèi)滯留的制冷劑遷至冷凝器的過(guò)渡階段，吸氣溫度迅速上升，壓縮機(jī)能耗主要用于制冷劑重新分配；階段2(17.25～24.67 min)：兩器內(nèi)制冷劑量再分配完成，吸氣溫度基本恒定，系統(tǒng)開(kāi)始穩(wěn)定制冷運(yùn)行.

停機(jī)后制冷劑從冷凝器向蒸發(fā)器遷移，會(huì)加速箱溫回升，增大下次啟動(dòng)時(shí)的熱負(fù)荷.圖6為停機(jī)階段蒸發(fā)器與近壁面空氣的溫差隨時(shí)間的變化，其中該圖中0時(shí)刻為停機(jī)初始點(diǎn).停機(jī)初期，隨著制冷劑遷入蒸發(fā)器，其壓力爬升，溫度隨之升高，蒸發(fā)器與柜內(nèi)空氣的溫差不斷減小.

如圖6所示，蒸發(fā)器進(jìn)口、中部、出口溫度分別在第0.50、2.17、2.67 min后高于其近壁面空氣的溫度；這說(shuō)明在停機(jī)總時(shí)13.75 min內(nèi)，僅在剛停機(jī)的前2.67 min內(nèi)蒸發(fā)器有少量制冷量輸出.之后，蒸發(fā)器會(huì)加熱柜體空氣，加快柜溫回升的速度和幅度，縮短停機(jī)時(shí)間，增大開(kāi)停比，進(jìn)而增加耗電量；而且會(huì)增大啟動(dòng)初期熱負(fù)荷，額外增加下次開(kāi)機(jī)所需要的制冷量.

圖6 停機(jī)階段蒸發(fā)器與近壁面空氣溫差變化

Fig.6 Temperature differences between evaporator and air inner surface during a shut-down

開(kāi)機(jī)階段的階段1占開(kāi)機(jī)時(shí)長(zhǎng)的32%，平均功率比穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的大14.2%，卻幾乎不制冷，可見(jiàn)存在較大的制冷劑遷移損失.表2為啟動(dòng)后柜內(nèi)5個(gè)空氣測(cè)點(diǎn)的溫度變化.對(duì)穩(wěn)定運(yùn)行多個(gè)啟停周期的能耗數(shù)據(jù)求取平均值，結(jié)果如表3所示.由表2及表3可知，高低壓重建的過(guò)渡過(guò)程時(shí)長(zhǎng)為3.5 min，占總開(kāi)機(jī)時(shí)間的32.05%，耗電量占總能耗的35.57%，而期間制冷量很小，柜內(nèi)溫度不降反升0.5 ℃.由此可見(jiàn)，開(kāi)機(jī)后制冷劑重新分配的階段1，蒸發(fā)器冷量輸出非常小，而該階段壓縮機(jī)能耗占比較大，主要用于將蒸發(fā)器中額外的制冷劑搬運(yùn)至冷凝器中，重新建立高低壓差，存在較大的啟動(dòng)損失.

表2 開(kāi)機(jī)階段柜內(nèi)5個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度變化

Tab.2 Temperature variations of five measuring points during a start-up

測(cè)點(diǎn)編號(hào)測(cè)點(diǎn)位置階段1內(nèi)溫度降幅/℃階段2內(nèi)溫度降幅/℃1中間上部0．172．862中間中部0．504．223中間下部0．504．114臺(tái)階面上部-0．022．675臺(tái)階面下部0．214．16

表3 開(kāi)機(jī)階段的能耗計(jì)算結(jié)果

綜上所述，停機(jī)后制冷劑從冷凝器向蒸發(fā)器遷移，會(huì)加速柜溫回升，增大下次啟動(dòng)時(shí)的熱負(fù)荷；開(kāi)機(jī)階段的階段1功率大但冷量小，可見(jiàn)存在較大的制冷劑遷移損失.

4 結(jié) 論

1)停機(jī)初期制冷劑在高低壓差的驅(qū)動(dòng)下由冷凝器遷入蒸發(fā)器，壓力平衡后蒸發(fā)器儲(chǔ)存大部分的制冷劑，并處于低溫低壓狀態(tài)；之后有少量制冷劑從蒸發(fā)器回遷至冷凝器，使冷凝器出口溫度繼續(xù)下降，最低達(dá)18.9 ℃；后期蒸發(fā)器溫度高于柜溫，會(huì)加快柜溫回升、增大啟動(dòng)熱負(fù)荷.

2)啟動(dòng)后蒸發(fā)器制冷劑遷出段，制冷劑在壓縮機(jī)抽吸作用下從蒸發(fā)器向冷凝器遷移，此時(shí)壓縮機(jī)流量大于毛細(xì)管供液量，冷凝器內(nèi)滯留的制冷劑增多，其壓力迅速升高，出口過(guò)冷度隨之增大；啟動(dòng)2.33 min后，處于蒸發(fā)器兩相區(qū)增長(zhǎng)段，冷凝器出口溫度趨于穩(wěn)定，系統(tǒng)高低壓差重建完成；啟動(dòng)3.75 min后，處于蒸發(fā)器兩相區(qū)穩(wěn)定段，兩相段到達(dá)出口，制冷量達(dá)到最大.

3)啟動(dòng)階段制冷劑遷移用時(shí)3.5 min，占開(kāi)機(jī)時(shí)長(zhǎng)的32%，期間制冷量很小，耗電量占比卻高達(dá)35%.開(kāi)機(jī)后制冷劑重新分配的過(guò)渡過(guò)程功耗大但冷量小，存在較大的制冷劑遷移損失.

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(編輯 楊 波)

Dynamic characteristics of the refrigerant migration during the on-off processes of a horizontal freezer

LENG Yongqiang, ZHANG Zhenya, HUANG Dong

(School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

Refrigerant migration and redistribution will occur during the on-off processes of a refrigerating system.Based on a horizontal freezer BC/BD-379HBN, dynamic characteristics of the refrigerant migration and its effects on the freezer performance were studied experimentally.Results show that the process of the start-up can be divided into three stages, i.e., refrigerant emigrating from evaporator, evaporator two-phase section increasing stage, and evaporator two-phase section stabilized stage.In the first stage, the refrigerant flowrate through the compressor was larger than that through the capillary tube, resulting in an increase in the condensing pressure.In the second stage, condenser outlet temperature stabilized gradually with the increase in the refrigerant flowrate through the capillary tube, indicating the end of the pressure-difference rebuilt process.In the third stage, a maximum cooling capacity was obtained due to the fact that the two-phase section covered the whole evaporator tube pass.The refrigerant redistribution process occupied 3.50 minutes which was about 32% of a single compressor-on period.However, the cooling capacity during this process was small.In conclusion, a large migrating loss was introduced by the start-up refrigerant migration process of the freezer.

refrigerant； distributions；migration；compressor；gas-liquid flow

10.11918/j.issn.0367-6234.2017.01.023

2016-01-20

冷永強(qiáng)(1991—)，男，碩士研究生； 黃 東(1975—)，男，副教授，博士生導(dǎo)師

黃 東，d_huang@mail.xjtu.edu.cn

TB657.4

A

0367-6234(2017)01-0155-05