王驿凯， 叶祖樑， 潘祖栋， 赵建峰， 胡 斌， 曹 锋

(1. 西安交通大学 能源与动力工程学院， 西安 710049； 2. 浙江盾安机电科技有限公司， 浙江 诸暨 311800； 3. 上海交通大学 机械与动力工程学院， 上海 200240)

世界大多数国家的建筑能耗中约有20%～30%来源于对热水及供暖的需求[1-2].空气源跨临界CO2热泵系统因其在低温环境下也能产生90 ℃高温热水而被得到广泛应用[3].然而，当热泵系统在寒冷地区运行时，蒸发器表面将会结霜，换热性能急剧下降，不利于系统有效运行[4].因此，当霜层增加到一定厚度时，应及时进行除霜.Amer等[4]指出随着新材料技术的发展，通过蒸发器表面处理抑制霜层形成的方法，虽然可在不增加额外系统耗功的情况下进行除霜，但其长期运行的可靠性与经济性值得进一步研究.目前，常规热泵系统的除霜方法主要有两种：热气除霜和逆向除霜[5].但由于运行压力过高和独特的换热特性，逆向除霜方法缺少适用的四通换向阀，无法适用于跨临界CO2热泵系统.

国内外学者对热气除霜技术进行了深入的理论分析与实验研究.Liu等[6]通过实验对比，验证热气除霜方法的可靠性.Huang等[7]对热气除霜和逆向除霜稳定性进行实验对比，发现逆向除霜影响房间舒适度.Kim[8]和Hoffenbecker等[9]的研究结果表明提高热气温度可明显增强除霜能力.Liang等[10]提出新型热气除霜方法，并通过实验研究证明其可有效消除传统逆向除霜时系统压力波动剧烈、室内舒适性较差等问题.

目前，国内外关于热气除霜方法在跨临界CO2热泵系统中的应用研究较少.Minetto[11]实验研究了一种热气贯通除霜方法，即将高温制冷剂通过系统内部件后，在蒸发器内放热除霜，同时在除霜过程中在低压侧储液罐外部增加2个450 W的电加热.实验结果表明当环境温度为0 ℃时，整个除霜过程持续了18 min；同时作者仅在高低压侧设置2个压力传感器，也并未在文献中给出除霜过程的压力变化曲线，不利于读者去分析该除霜方法.Hu等[12-13]提出清晰的控制逻辑，实验验证了该方法.但由于制冷剂在除霜过程中需先经过气体冷却器，其与气体冷却器中的静止水仍然存在换热，导致高温制冷剂在蒸发器进口点温度明显降低，延长除霜时间，除霜效果并不明显.因此，热气除霜过程中的系统动态运行特性以及除霜效率的提高值得学者进一步研究.

对于退出除霜的判定条件，Huang[7]、Ding等[14]和Wang等[15]设定蒸发器盘管温度为10或12 ℃时系统退出除霜，但未对温度传感器的安装位置进行实验研究.考虑到蒸发器盘管温度在除霜过程中温度上升变化的不均匀性，Kim等[16]和Ge等[17]指出，利用新型传感器或增加传统传感器的安装数量，可明显提高系统的控制精度，有利于系统的安全运行.

因此，本文提出另外一种热气除霜方法——热气旁通除霜方法.首先在空气源跨临界CO2热泵机组上，本文采用流通面积较大的旁通铜管作为节流机构；然后为分析系统运行特性，在系统各部件进出口设置多个压力和温度传感器，实时采集除霜过程中的参数变化情况，对热旁通除霜过程中的动态参数变化进行深入探究，并绘制不同时刻的系统压焓图；同时探究环境温度变化对除霜时间以及系统性能的影响；最后本文与文献数据对比除霜效率和除霜时间，验证热气旁通除霜方案的优越性.

1 热气旁通除霜方法

热气旁通除霜方法的系统图如图1所示.当系统进入除霜模式时，风机和水泵停止工作，除霜电磁阀打开，电子膨胀阀全关.其除霜过程可描述为3个阶段：1—2为整个压缩过程，低温低压制冷剂经压缩机压缩后变为高温高压状态；2—3为节流过程，此时压缩机排气经旁通铜管节流后变成低压高温气体；3—4为放热过程，高温制冷剂在蒸发器内部放热，而后回到压缩机，此时翅片表面霜层逐渐融化；4—1为蒸发器出口制冷剂经气液分离器进入压缩机.

图1 热旁通除霜系统流程图Fig.1 Flow chart of hot-gas bypass defrosting system

图2 跨临界CO2热泵系统示意图Fig.2 Schematic diagram of transcritical CO2 heat pump system

2 实验系统

2.1 实验系统和测试装置

本实验在余热回收高温热泵系统实验中心内完成，通过空气调节系统控制环境温度.空气源跨临界CO2热泵实验系统示意图如图2所示，系统主要部件包括压缩机、气体冷却器、电子膨胀阀、蒸发器、过滤器、气液分离器和除霜电磁阀.压缩机采用半封闭式活塞压缩机，额定排气量为11.69 m3/h；气体冷却器采用异型螺旋管套管换热器，钢管尺寸为∅28 mm×1.5 mm，3组并联；蒸发器采用的2片翅片铜管型换热器呈V字型分布，翅片厚度为0.2 mm，翅片间距为2.4 mm；旁通铜管(图中虚线部分)外径尺寸为∅12.7 mm.

在实验过程中，采用如表1所示的实验检测设备，实时采集各测量点参数并分析系统运行性能.

表1 各检测设备说明表Tab.1 Description of each testing instrument

2.2 控制系统和除霜控制逻辑

实验过程中采用西门子公司S7-200可编程序控制器(PLC)控制跨临界CO2热泵系统，显示面板采用步科触摸屏，将热泵机组各测点配置的温度和压力传感器接入PLC中，对系统各测点温度、压力信号进行实时采集，用来判断热泵机组在不同工况下的整体运行特性.

图3 除霜判定与流程图Fig.3 Defrosting judgment and flow chart

在跨临界CO2热泵系统实际运行过程中，常采用“时间-温度”除霜控制逻辑对系统进入与退出除霜条件进行判定[18].图3所示为除霜判定与流程图.当系统满足除霜条件时，除霜电磁阀打开，同时水泵和风机停止运行，电子膨胀阀关闭.需要指出的是，在文献[12-13]的跨临界CO2系统热贯通除霜判定条件中，将进入除霜时的环翅温差(环境温度与翅片温度差值)设定为常数8 ℃；考虑到系统在不同环温下，空气含湿量和结霜速度存在明显差异性，而环翅温差可直接反映蒸发器在结霜时的换热特性，因此本文将其按照环境温度进行分段设置，作为系统进入除霜的判定条件.本文在蒸发器不同回路上安装4个温度传感器，取其平均值作为翅片温度，并参照文献 [7,12-14] 设定系统退出除霜时翅片温度为12 ℃.

2.3 性能计算

制热量为

Q=mwcp(Tout-Tin)

(1)

式中：mw为水侧质量流量;cp为水定压比热容;Tin和Tout分别为系统进出水温度.

总耗功量为

W=Wcomp+Wpump+Wfan

(2)

式中：Wcomp、Wpump、Wfan分别为压缩机、水泵、风机耗功量.

制热系数为

(3)

平均制热量为

(4)

式中：ΣQ为一个除霜周期内的总制热量;Tf和Td分别为一个除霜周期内的结霜和除霜时间.

总制热系数为

(5)

式中：Wf和Wd分别为一个除霜周期内的结霜和除霜能耗.

2.4 测试工况

为对除霜过程动态参数变化进行探究，并通过测点数据绘制不同时刻的除霜压焓图，同时分析除霜时间及除霜效率的变化，本文依据日本标准《JRA4060-2014 工业用热泵热水器》以及文献[12-13]中工况要求，选择如表2所示的运行工况.

表2 测试工况说明表Tab.2 Description of test conditions

3 结果与讨论

3.1 动态参数变化

热气旁通除霜中压力动态变化如图4所示.除霜电磁阀在时间为0 s时打开，高温高压制冷剂经流通面积更大的旁通铜管直接进入蒸发器.由于需要重新建立压力平衡，排气压力由9.13 MPa迅速降低至7.84 MPa，吸气压力和蒸发器进出口压力均快速升高0.6 MPa，而后均进入缓慢增长阶段；在80 s时，系统进入稳定除霜状态，此时压力变化较为平缓；在除霜时间达到500 s时，由于此时霜层已经基本完全融化，压力开始陡增.在570 s时，系统判定达到退出条件，热气旁通除霜结束.

图4 压力动态变化Fig.4 Dynamic variation of pressure

图5 温度动态变化Fig.5 Dynamic variation of temperature

图5所示为热气旁通除霜中CO2温度动态变化情况.当系统进入除霜后，排气温度迅速降低而后逐渐稳定，此时系统进入潜热除霜阶段，温度参数基本保持不变.在除霜时间为500 s时，霜层基本融化，各测点温度逐步升高，直至570 s时退出除霜.文献[12]中指出，热贯通除霜方法中高温制冷剂经气体冷却器放热后，其气冷出口温度稳定在28～30 ℃，因此其蒸发器进口温度必然小于20 ℃；而在本文的方法中，高温高压的制冷剂不再经过气体冷却器器，因此其蒸发器进口温度明显升高，在除霜稳定期温度值稳定在30 ℃左右，有利于缩短除霜时间，提高除霜效率.

图6 不同除霜时刻的压焓图Fig.6 Pressure-enthalpy diagram at different defrosting times

因此，根据压力和温度在热气旁通除霜过程中的动态变化曲线，其整个除霜过程可大致分为3个阶段：系统启动除霜、稳定除霜和准备退出除霜阶段.根据时间变化可以看出，稳定除霜阶段在整个除霜过程中的时间比例最大.结合图4和5所示的压力、温度瞬时变化和理论分析结果，可得到如图6所示的热气旁通除霜中不同时刻下的系统压焓图.图中点1为压缩机吸气，点2为压缩机排气，点3为蒸发器进口，点4为蒸发器出口.在图6(a)所示的除霜启动阶段，制冷剂在蒸发器出口点的温度值仍然低于0 ℃，经气液分离器后，在压缩机吸气点处接近饱和状态.随着除霜时间增加，蒸发器进出口压力和温度值逐渐升高.在除霜稳定期(图6(b))，蒸发器进口点温度值在等温线30 ℃左右，有利于系统稳定除霜；此时蒸发器出口点制冷剂温度已明显高于0 ℃，且制冷剂在蒸发器中的换热量(点3至点4)与图6(a)相比明显减少，蒸发器出口制冷剂干度有所增加.在系统准备退出除霜阶段(图6(c))时，其排气压力及温度值与稳定除霜阶段相比，已经明显增大.在稳定除霜过程中，蒸发压力基本保持在3.5 MPa，直至除霜结束时升高至3.8 MPa.

为了对热气旁通除霜时系统的整体性能进行评估，对系统进行一个完整结除霜周期性能参数测试.从图7中可以看出，机组运行后经 1 000 s达到制热量峰值57.03 kW，而后随着蒸发器表面结霜，换热性能下降，当机组制热量衰减为峰值的90%(51.88 kW)时，自动进入除霜过程，系统制热量Q与制热系数COP迅速衰减为0.由式(4)和(5)可知，其除霜能耗为 11.741 MJ，平均制热量Qave与总制热系数COPtotal分别为48.4 kW和2.614.

图7 一个完整结除霜周期动态变化Fig.7 Dynamic variation of a complete frosting and defrosting cycle

3.2 环境参数对除霜时间影响

对比分析不同环境温度下热气旁通除霜时系统吸排气压力变化，如图8所示.在环境温度为2 ℃时除霜速度明显更快，与环境温度为-7 ℃时相比减少近200 s.分析原因可知，当系统进入除霜过程后，制冷剂只与蒸发器表面的霜层存在换热.由于系统在-7 ℃时进入除霜，蒸发器表面霜层温度更低，所以将同一时刻的吸排气压力值相比，-7 ℃时其排气与吸气压力也明显更低；当蒸发器表明霜层逐渐融化，两种不同环境温度下的制冷剂均与0 ℃的冰水混合物进行热交换，此时吸气压力基本一致.对比不同环境温度下，系统退出除霜时的时间差(ΔT1)与稳定除霜过程中相同排气压力值下的时间差(ΔT2)，发现其值大致相等，因此可认为霜层温度主要影响除霜启动阶段的吸排气压力变化；当系统进入潜热稳定除霜阶段后，其排气压力变化曲线可看作是随时间轴的水平延长.进一步分析可知，当机组在相同环境温度下运行时，即使除霜开始时刻热气温度不同，其对启动阶段时间的影响对于整个除霜周期来说可以忽略，除霜时间主要由稳定除霜时间决定.

图8 不同环境温度下除霜时吸排气压力动态变化Fig.8 Dynamic variation of suction-discharge pressures under different ambient temperatures when defrosting

基于上述分析，利用控制变量法，在同一湿度(84%)和不同环境温度(-20、-15、-12、-7、2、7和10 ℃)的工况下，保持进出水温度不变，实验对比除霜能耗与除霜时间的变化，其结果如图9所示.从图中可以发现，随着环境温度的增加，除霜能耗值依次为29.353、24.796、21.204、16.560、11.741、8.762和7.448 MJ；而除霜时间的变化情况为 1 390、1 210、1 000、780、570、420和350 s，其除霜能耗比值与除霜时间比值两者的变化趋势基本一致，说明在不同的环境温度下进行除霜时，系统除霜能耗的变化主要是由于热气旁通稳定除霜时间的差异性引起的，且均随着环境温度的增加而逐渐降低.同时当环境温度高于0 ℃时，环境温度与霜层之间的热传递也将进一步缩短除霜时间.而当环境温度相同，但相对湿度不同时，结果如表3所示，除霜时间和除霜能耗均会随着环境湿度的增加而增大，这主要是因为当环境相对湿度较大时，蒸发器表面的霜层密度较大，除霜过程中翅片表面的水含量增多，除霜时间必然延长.

图9 不同环境温度下除霜能耗与时间变化Fig.9 Variation of defrosting energy consumption and time under different ambient temperatures

Tab.3 Results of defrosting energy consumption and time under different relative humidities

环境温度/℃相对湿度/%除霜时间/s除霜能耗/MJ28457011.74127050010.284-78478016.560-77069014.723-1284100021.204-127088019.059

3.3 除霜效率

为对热气旁通方法的除霜效率进行计算与对比，在文献[12]和[13]中的运行工况(环境干湿球温度为2/1 ℃，进出水温度为Tin=12 ℃,Tout=80 ℃)下进行实验.

除霜效率作为评判除霜方法优劣的重要标准，其定义为融化霜层实际需要的能量与除霜过程中系统总能耗的比值：

(6)

式中：ηd为除霜效率;Qf为实际融化霜层需要的能量;Wd为除霜能耗.

实际除霜过程中需要的热量为

(7)

(8)

式中：下标f表示霜层;m为融霜中收集的总融水质量;cp,f为霜层比热容; ΔTf为霜层温度的绝对值;Lf为霜层汽化潜热;t为变量即除霜时间;τ为除霜时间最大值.

经计算得到，热气旁通的除霜效率为46.5%，与文献[12]中热贯通效率34.8%相比，其值提高近33.62%；同时文献[12]和[13]中指出，整个除霜过程持续约600 s，而对比本实验除霜时间约为500 s.分析可知，存在两方面原因：一方面，在热贯通除霜方案中，制冷剂CO2在流经气体冷却器时放出大量热，导致制冷剂在蒸发器入口点的温度值明显降低；另一方面，本文采用外径为12.7 mm的旁通铜管作为节流机构，与电子膨胀阀相比，其流通面积较大，这在一定程度上可增大系统制冷剂流量，缩短除霜时间.

(9)

3.4 误差分析

由式(1)～(3)可知，可利用水流量、进出水温度和功率直接测量值，通过函数关系得到Q和COP值.由于本实验采用电磁流量计，所以式(1)可以转化为

(10)

式中：ρ为水的密度;V为水侧体积流量.

由式(10)可知，实验误差主要受水流量、进出水温度和功率测量值的影响.由于在除霜实验中，制热量持续下降，所以本小节选取图7中制热量峰值对应的运行工况和运行参数进行计算.此时进出水温度Tin和Tout分别为5和65 ℃，水流量V为0.83 m3/h，制热量Q为57.03 kW，系统耗功W为17.824 kW，系统性能系数COP为3.20.

实验不确定度[20]为

(11)

式中：w为结果的不确定度值;R为独立变量x的函数;wxi为每个独立变量的不确定度.

由式(11)可得制热量Q的不确定度为

(12)

式中：Vmin和Tmin分别为水流量和进出水温度的精确度.

因此，制热量Q的相对误差为

(13)

同理，制热性能系数COP的不确定度为

0.04

(14)

制热性能系数COP的相对误差为

(15)

综上所述，制热量Q和制热性能系数COP的相对误差分别为1.32%和1.25%，满足实验允许误差5%范围之内，说明本实验结果满足实验要求.

4 结论

本文通过搭建跨临界CO2热泵系统实验台，采用热气旁通除霜技术，对系统除霜过程中的动态参数变化进行实验研究.在此基础上，绘制除霜不同时刻的系统压焓图，并根据实验结果，分析环境温度对除霜时间的影响；同时根据除霜效率，分析热气旁通除霜方案的优势.本文得到的主要结论有：

(1) 机组采用热旁通除霜技术，在环境温度为2/1 ℃、进出水温度为5/65 ℃运行工况下实验测试，发现其可进行快速且有效除霜，各测点动态参数变化较为平缓.在除霜过程中，因高温制冷剂直接旁通至蒸发器，在除霜稳定期蒸发器进口温度为30 ℃左右，有利于缩短除霜时间.

(2) 除霜时间主要由稳定除霜期时间决定，除霜能耗比值与除霜时间比值的变化趋势基本一致，环境温度越低，湿度越大时，除霜时间越长，除霜过程中的能耗值越大.

(3) 通过实验数据分析，确定热气旁通除霜效率为46.5%，与文献中数据相比提高33.62%，说明采用旁通铜管作为节流机构的热气旁通除霜方法更适用于空气源跨临界CO2热泵系统，有利于系统的高效运行.