空气源热泵逆循环除霜优化研究现状与发展趋势

宋孟杰，毛 宁，雷尚文，党 群

(1.北京理工大学机械与车辆学院能源与动力工程系发动机研究所，北京 100081；2.中国石油大学储运与建筑工程学院，山东 青岛 266580)

空气源热泵在低温高湿环境下运行制热工况时，存在其室外空气侧翅片管换热器表面结霜现象.霜层的生长及累积严重影响换热器从室外空气中取热，继而恶化系统运行能效，甚至因回气减少而导致压缩机骤然停机等.针对此结霜问题，国内外学者先后尝试了一系列换热器表面抑制结霜的方式，如通过进口空气预热、除湿、提高风速等方式改变室外换热器进口空气的物性参数[1]；采用超声波振动[2]及压缩空气喷射[3]等方式破坏换热器表面已然积聚的霜层；优化室外换热器的翅片类型[4]、进行翅片表面超疏水处理[5]、调整室外换热器类型[6]与结构参数[7]等以强化冷凝水滴的排除、延缓冷凝水滴的凝固、扩大翅片间的容霜空间等；以及压缩机喷气增焓[8]、二级与多级复叠压缩[9]、增设外部辅助热源[10]及换热器各环路间制冷剂调配优化[11]等.

然而，以上方式只能在结霜起始阶段的较短时间内存在有限程度的延缓结霜效果，并不能从根本上达到完全的抑制结霜.例如表面疏水处理后的换热器翅片，在冷凝阶段确实因减小翅片与水滴间的接触面积、降低了水滴与翅片间的粘附力与导热系数，促进了冷凝水滴的流动排放、减小了翅片表面附着水滴的分布密度、延缓了水滴的成核起始时间，继而造成了结霜过程中较短时间内的延缓结霜效果[12].但随结霜工况的持续运行，终究会有水滴在翅片表面凝固.这些凝固的微小水滴不规则地分布在翅片表面，一方面以“微小凸起”的形式扮演了翅片表面二级翅片的角色，增大了空气与翅片间的换热面积，继而促进了水滴的冷凝速率；另一方面也因阻碍后续冷凝水滴的流动与排除，促进了冷凝水滴在翅片表面的铺展及积聚，继而造成结霜后期霜层的快速生长.最终在疏水翅片表面，仍然会生长累积出致密的霜层.此外，疏水处理过的翅片表面容易因灰尘阻塞、物理刮擦、化学腐蚀、材质氧化等失去原有的表面形貌特性，即其耐久性与经济性均限制了该方法延缓结霜的实效.当然，这也是该类材料及涂层报道至今十多年仍未见规模化应用的原因之一.可见对于空气源热泵而言，室外换热器表面的结霜问题无法根除，除霜工况难以避免，这也导致关于除霜的研究报道越来越多.

由于霜的本质是冰，除霜的方式无外乎机械除霜与热力除霜两种，简单来说就是靠机械外力的方式除去翅片及铜管表面的霜层，以及靠加热的方式将霜层融化后去除.机械除霜的方式包括机械刮除、高压气流喷扫、超声波破碎等，而热力除霜方法包括压缩机停机除霜、电加热除霜、热水喷洒除霜、热气旁通除霜以及逆循环除霜等[1].其中，逆循环除霜是通过调节四通换向阀，改变制冷剂流向，令蒸发器与冷凝器的角色互换.此时，室内风机打开，室外风机关闭.室外换热器由蒸发器变为冷凝器，将室内空气中的热量用于快速融霜与蒸干化霜水.逆循环除霜工况运行时，除霜能量分别来自于压缩机与室内风机输入的电能、室内换热器的金属蓄热、室内换热器与空气间的强化对流换热.热量通过制冷剂迁移到室外换热器后，除用于融霜与蒸干化霜水外，能量还会消耗在加热室外换热器金属及其周围低温空气两方面.由于空气源热泵室外换热器表面的霜层是逐步生长并累积而成的，因此除霜的起始时刻与持续时长也极具灵活性.逆循环除霜还具有系统改造简单、除霜时间短、除霜效率高、不需要外加辅助热源等诸多优点，其已成为空气源热泵应用最为广泛的除霜方法.

逆循环除霜过程由四通换向阀实现，系统结构比较简单，但多环路换热器表面的除霜过程是一个换热器两侧介质间非定常、多维度、有相变、移动边界的复杂动态传热传质流动耦合过程.外侧介质从固态霜变为液态水及水蒸气，内侧介质从气态变为液态.为提供空气源热泵逆循环除霜过程所需要的能量，系统需要取走室内空气中的热量，因此导致室内局部区域空气降温，并引发系统稳定性方面的诸多问题，如低压停机或者压缩机湿压缩等.为了提高空气源热泵逆循环除霜的系统运行特性，国内外学者们主要从性能优化对比实验研究、性能优化数值模拟研究、控制策略优化研究三方面展开了广泛的研究工作.

1 空气源热泵逆循环除霜性能优化对比实验研究

1.1 部件优化

空气源热泵逆循环除霜是一个短暂而复杂的热质传递与流动的耦合过程，其包括制冷剂、金属盘管和空气的温度、湿度等物性参数，以及系统运行过程中产生的其它不确定因素等在时间与空间维度的波动.同时，除霜过程中能量迁移的过程比较复杂，如前所述，从制冷剂中吸收的能量先后应用于加热蒸发器盘管的金属表面，融化霜层，蒸发化霜水，以及通过自然对流的方式直接加热室外盘管周围的低温空气.由于除霜工况的运行基于系统整体，因此很多学者尝试通过优化系统部件对除霜工况的性能进行改善.

早在1989年，O’Neal等便通过采用热力膨胀阀对一台名义工况为3冷吨的家用空气源热泵机组进行了稳态逆循环除霜实验研究[13].研究结果表明，空气源热泵的集液器和热力膨胀阀对系统动态反应的影响比较严重.在除霜过程中，集液器的液面不断变化.作为除霜过程中的膨胀设备，热力膨胀阀随着系统运行情况的切换，自动改变节流面积，性能表现良好.另一方面，安装有滚动压缩机和往复式压缩机的空气源热泵，其除霜性能也曾按照美国ANSI/ASHRAE标准(116-1983)被科研人员进行对比实验研究[14].实验结果表明，压缩机类型会影响空气源热泵系统的除霜性能，且程度略有不同.此外，集液器的优化吸引了部分科研人员的注意.例如Nutter等[15]通过采用毛细管和热力膨胀阀作为空气源热泵的节流装置，对集液器在结霜除霜工况下的性能进行了对比优化研究.实验结果表明，去除集液器后，系统逆循环除霜周期缩短达10%，结霜除霜整周期的循环性能系数降低25%.此外，采用制冷剂补偿器代替空气源热泵系统中的集液器，Wang等开发了一种新型除霜方式[16].测试结果表明，在除霜过程中，制冷剂流量明显增大、压缩机吸排气压力相应提高.添加补偿器后，除霜效果得到了明显改善.董建锴等[17]对空气源热泵机组中四通换向阀泄漏状态下对机组性能的影响进行了对比实验研究，通过分析机组吸排气压力和温度、室内机进出口空气温度差以及压缩机耗功等相关实验参数指出，四通换向阀的泄漏造成压缩机吸排气压力降低和吸排气温度升高，使得热泵机组向室内的送风温差低至0.9 ℃，压缩机输入功率为正常状态下的58.6%，严重影响了热泵机组性能.该结论为空气源热泵结霜及逆循环除霜过程中四通换向阀的故障监测与机组性能诊断提供了直接参考的基础材料.

1.2 相变蓄热除霜

逆循环除霜过程中室内换热器从空气中取热时，以风机吹冷风的强制对流换热形式实现，因此会造成室内局部空间内的空气温度骤降，继而影响室内的人体热舒适.由于空气源热泵逆循环除霜工况往往发生在夜间室外空气温度比较低的时候，因此除霜过程不可避免的会影响到睡眠人体的热舒适[18-19].尽管逆循环除霜过程中，可以将室内风机停机，用室内盘管金属的蓄热、少量的室内空气与盘管之间的自然对流换热、以及输入压缩机的电能等作为室外换热器表面除霜的热量来源，继而在一定程度上实现避免室内温度的骤然降低.然而这种慢速的除霜能源供应，一方面延长了除霜工况的时间，另一方面随金属盘管温度降低，系统的蒸发温度和蒸发压力会急速下降，也会导致低压停机或者压缩机湿压缩等故障.因此，为了提高空气源热泵逆循环除霜的运行能效及安全性能，从根本上解决除霜工况下能量来源不足的问题，相变蓄热技术被逐步应用到了热泵除霜领域.

针对空气源热泵机组在冬季运行时，由于机组需要不断除霜，将导致机组供热能力不足、室内吹冷风、房间热舒适性下降等问题，陈超等[20]提出了一种利用相变蓄热技术解决空气源热泵机组冬季除霜问题的新途径.其基本原理是将填充了DX40相变材料板的新型蓄热装置与空气源热泵机组相连接.该材料的相变温度为42 ℃～44 ℃，远高于冬季室内采暖设定温度值18 ℃.当热泵机组在制热工况运行时，热泵机组向空调系统供热的同时也向相变蓄热装置蓄热；当热泵机组转换至除霜工况运行时，相变蓄热装置向空调房间放热，在提高房间热舒适性的同时，缩短热泵机组除霜时间，提高系统运行效率.可以想象，该蓄热装置必然会大幅降低逆循环除霜时从室内空气的取热量，试验结果也验证了装置应用于空气源热泵机组后的优异性.然而在该研究工作中，该相变蓄热材料被制作成板材，进一步加工为通风管道，最终被设置于通风系统中.尽管可以实现蓄热与放热的功能，但因其未与空气源热泵系统直接连通，一方面导致蓄热、放热过程中的传热效率低下，另外一方面也造成设计、安装、施工、以及后期维护等方面的一系列工程难题.鉴于此，学者从强化蓄热、放热的速率着手，开始尝试将相变蓄热装置设置于系统中，以提高该部分热量“削峰填谷”的效率.

2011年，Hu等[21]首次将相变蓄能装置与空气源热泵系统耦合，提出了一种新型的相变蓄能逆循环除霜方式，该空气源热泵蓄能除霜系统图，如图1(a)所示.为缩小相变蓄热器的体积、有效提高储热密度，该系统采用相变温度为29 ℃ 的无机相变材料CaCl2·6H2O.同时，为提高蓄热、取热过程中的传热效率，该相变蓄热罐的结构被设置为双螺旋构造以加大换热面积，其结构如图1(b)所示.铜管内部运行工质为制冷剂，铜管外部工质为相变储能材料CaCl2·6H2O.为了在实验中便于观察相变材料的形态，相变蓄热罐本体采用透明的亚克力玻璃材料制作.为有效防止相变蓄热罐内的热量散失，以黑色橡塑对罐体进行了外层保温.基于该套空气源热泵相变蓄能逆循环除霜系统，Hu等对加入蓄热装置前后的系统除霜性能进行了对比实验研究.结果数据分析表明，与传统的空气源热泵逆循环除霜相比，增加相变蓄热装置后，相变蓄能逆循环除霜的除霜周期可缩短38%，时长减少大约3 min.同时，新系统可以有效提高逆循环除霜工况下压缩机的吸气压力约200 kPa，有效降低了空气源热泵低压停机及压缩机湿压缩的风险.此外，室内盘管表面平均温度比传统逆循环除霜时表面温度高大约25 ℃，这说明除霜过程中除霜能量来源十分充足，基本未从金属盘管蓄热中提取热量，也不会造成室内空气温度的降低.由于这种系统设计有效提高了相变蓄能的效率、减小了安装施工及运行维护中的诸多工程问题，同时达到了蓄能除霜、优化室内热舒适环境的初衷，因而获得了行业内的广泛关注.

图1 空气源热泵蓄能除霜系统图及蓄热器结构图

2012年，基于Hu等的研究工作成果，Qu等[22]同样采用CaCl2·6H2O作为相变材料、采用双螺旋为相变蓄热器的结构，进行了相变蓄能逆循环除霜系统的运行性能优化实验研究工作.通过实验测量与理论计算的方式，分别验证了相变蓄能逆循环除霜可有效缩短除霜周期的结论.与前者不同的是，Qu等基于相变蓄能除霜空气源热泵系统，从室内热舒适角度进行了实验尝试.数据结果表明，空气源热泵系统增设此相变蓄能装置后，可有效避免除霜工况下室内空气温度的降低，进而有效降低传统逆循环除霜时对室内人体或睡眠人体热舒适的不利影响.这一成果进一步促进了该技术在建筑节能及室内热舒适控制领域的推广与应用.在这之后，Dong等[23]重复了以上的研究工作，并得到了相同的结论.不同的是，相变蓄热罐从之前的双螺旋结构变为了矩形结构，并采用翅片进行强化换热，如图1(c)所示.相变材料也从能效性、经济性及环保性等角度出发，将CaCl2·6H2O更换为65mol%羊脂酸和35mol%月桂酸的复合有机相变材料[24].为进一步了解相变蓄能逆循环除霜研究的进展，本文将近期典型的研究情况汇总如表1所示.

1.3 不均匀除霜研究

空气源热泵逆循环除霜过程中，当化霜水因重力作用从室外换热器表面流走时，还会在表面残留一些化霜水.这些残留的化霜水需被蒸干清除，以免系统切换为供热或结霜工况后其会立即转变为冰，因引起频繁的“二次除霜”而降低系统运行能效.因此，一个完整的逆循环除霜工况包括融化霜层与蒸干室外换热器表面残留水两个目标阶段.在实际应用中，随着机组容量的增大，为降低室外单元的占地面积及室外换热器管道内制冷剂的阻力，往往采用竖置式多环路的形式.同时因加工工艺方面的考量，室外换热器空气侧各环路间并未分隔开，不同环路换热器的纵向翅片是连续的，如图2所示.目前关于设有多环路换热器的空气源热泵逆循环除霜的实验研究很多，如表2所示.

表1 相变蓄能逆循环除霜研究汇总表

表2 实验研究中用到的室外多环路换热器

尽管多环路换热器已经广泛应用于空气源热泵机组，但关于其除霜特性的文章在文献中仍然有限.例如，O’Neal等[13]与Qu等[22]都通过实验对空气源热泵的稳态除霜性能进行了研究，室外换热器都采用了竖直放置的4环路换热器.实验研究表明，当除霜过程结束的时候，多环路换热器最下面环路的管路出口表面温度值往往低于最上面环路的管路出口表面温度值.这表明各环路的除霜结束时间不同，且存在除霜结束“上快下慢”的现象.相似的除霜现象同样在Stoeker等的实验研究中被发现，该实验采用的是竖直放置的6环路换热器[40].此外，Wang等[16]在空气源热泵的逆循环除霜研究中发现，除霜过程进行至6分钟的时候，其采用的竖直放置式7环路换热器顶部环路的霜层已完全融化消失，但整个换热器表面近1/4的面积仍覆盖着明显的霜层，这同样表明空气源热泵逆循环除霜过程中存在其室外多环路换热器表面各环路除霜过程进行程度不一致的现象.

为了清晰、准确的描述空气源热泵机组室外多环路换热器各环路表面逆循环除霜进度不同的热物理现象，Song等将各环路到达除霜结束预设温度值24 ℃所需要的时间作为该环路的除霜结束时间，并将这种各环路除霜结束时间不同的逆循环除霜现象定义为空气源热泵室外多环路换热器的不均匀除霜[29].为了对该不均匀除霜的热物理现象进行定量分析，Song等进一步将“多环路换热器各环路中，到达除霜预设结束温度值最小的环路除霜时间与最大的环路除霜时间之比”定义为除霜均匀度(Defrosting Evenness Value，DEV[45]).例如针对一个竖置3环路的室外换热器，如果各环路除霜时间均为80秒，则称为均匀除霜，除霜均匀度为100%；如分别为60秒、80秒和100秒，则称为非均匀除霜，除霜均匀度为60%.

尽管其它因素也有可能会造成竖直放置的多环路换热器的不均匀除霜现象，除霜过程中由于重力作用上面环路的化霜水向下流动时对下层环路造成的影响被认为是产生多环路换热器不均匀除霜现象的主要原因.然而，关于流动的化霜水对系统除霜的作用方面，直到2013年才被首次报道.Qu等通过实验对化霜水作用进行了研究，结果表明该化霜水的存在会造成系统除霜周期的延长以及除霜能耗的增加，因而预判其对系统除霜性能的影响为负面作用[22].这是因为上层环路的化霜水流动到下层环路后，会在盘管与霜层之间形成一层水膜，这层水膜加大了盘管与霜层间的传热热阻，进而影响了二者间的传热作用.同时，低温化霜水从上面环路流动到下面环路，增加了下面环路的热负荷，延缓了下面环路的融霜过程.然而在该研究中，Qu等并没有针对此负作用进一步进行定量化的分析与说明.

为了进一步定量化的分析因重力流动的化霜水对系统整体除霜过程的负作用，Song等在2014年搭建了一个特制的竖直放置的3环路换热器.特别的是，在各个环路下面分别设置了托水盘，当霜层融化之后，各个环路的化霜水都会被托水盘引走，汇总到与托水盘相连接的量筒中.这样不仅可以计算各个环路表面融化后的化霜水量，还可以有效的避免上层环路化霜水对下层环路的影响.该3环路换热器的结构图及托水盘与量筒的设置位置如图2所示[28-29].基于此3环路换热器，Song等分别进行了2环路与3环路换热器的有无设置托盘时除霜的对比试验.实验结果表明，对于2环路换热器和3环路换热器，当增设托水盘后，除霜效率分别可以提升10.4%和10.3%，除霜周期分别可以缩短7.5%与15.8%.至此，竖置式多环路换热器除霜过程中化霜水的存在会造成系统除霜周期延长及除霜能耗增加，因而其对系统除霜性能的影响为负面作用的结论得到了验证.

图2 多环路换热器结构图及托水盘与量筒的设置位置[28-29]

如前所述，因重力作用沿着竖直放置的室外多环路换热器表面向下流动的化霜水会恶化空气源热泵机组的逆循环除霜性能.如果室外多环路换热器从竖直放置改为水平放置后，如图3所示，化霜水的流程会大幅缩短(从a到b)，制冷剂与化霜水间的流动方向也从之前的逆向变为正交(从c到d).因此，逆循环除霜性能有望得到大幅改善.于是，Song等[32]将竖直放置的室外3环路换热器变更为水平放置，并进行了逆循环除霜实验研究.结果表明，当室外换热器变为水平放置后，各环路除霜时间基本相同，且系统除霜效率增大9.8%.可见，调整室外换热器的布置方式后，确实可以避免不均匀除霜，同时有效提高除霜效率.然而，当竖直放置的室外多环路换热器变为水平放置后，其最下侧的面积，也就是会吸附残留水的面积，也会从图3(e)变大为图3(f).吸附残留水的换热器底部面积的增大，直接增加了吸附的残留水量，继而会对系统的除霜性能造成负面影响.为有效消除水平放置的多环路换热器底部面积吸附的残留水的负面影响，Song等进一步将换热器风机调整为反向出风，试图通过吹风将多环路换热器下侧表面吸附的化霜水吹走.然而实验结果表明，除霜过程中室外风机对换热器吹风后，会直接强化室外冷空气与室外换热器的换热，最终造成了系统除霜效率降低近6.6%.此外，将室外多环路换热器由竖直改为水平放置的实验台架，同样被Song等[33]用于研究由于水的表面张力造成的室外多环路换热器表面吸附残留水，量化计算其对系统除霜造成的负面影响.对于一个竖直放置的中间分隔的多环路室外换热器，每个环路的底部都会由于水的表面张力作用而吸附残留水.实验结果表明，对比残留水清除的情况，除霜周期可从186 s缩减为167 s，减少约20 s.同时，除霜效率可以从49.4%提升到61.4%，增加约12.0%.这说明，如果将翅片表面处理为超疏水表面，化霜水无法因表面张力作用吸附于换热器底部时，除霜效率最高可增加12.0%左右.该结论可直接用于指导翅片表面处理方面的优化设计.

另一方面，对于竖直放置的室外多环路换热器，不均匀除霜也有可能源自各环路间的制冷剂不均匀分配.这是因为在各环路制冷剂流量相同的前提下，不均匀除霜的本质是各个环路的内侧制冷剂与外侧负荷间换热量的不均匀.因此，Song等[31]进一步对制冷剂的分配情况对空气源热的逆循环除霜工况进行了实验研究.其中，因换热器及分液器等加工精度的问题，各环路的阀门全开时代表制冷剂不均匀分配情况.为获得各环路制冷剂均匀分配的阀门开度，以结霜工况起始时刻各环路升温情况完全一致为基准.基于制冷剂均匀与不均匀分配两个对比试验工况的结果，对比各环路的阀门全开的时候，当制冷剂在各环路间均匀分配可以提高除霜效率6.9%.可见，制冷剂的分配对空气源热泵系统逆循环除霜性能造成的影响，可以通过调节各环路的阀门开度，进而调整各环路的制冷剂质量流量的分配来消除.

另一个造成不均匀除霜的原因，就是在逆循环除霜起始的时候，各环路表面的结霜量并不均匀.也就是说，在除霜起始时刻，各环路的热负荷分配便已经不均匀[11].空气源热泵室外多环路换热器各环路结霜不均匀的现象被定义为“非均匀结霜”，为了定量的对该现象进行分析，进一步定义各环路结霜质量最小值与最大值之比为结霜均匀度(Frosting Evenness Value,FEV).也就是说，当一个3环路换热器各环路表面结霜量的质量均为80 g时，称之为均匀结霜，结霜均匀度为100%；当其分别为60 g、80 g、100 g时，称之为非均匀结霜，结霜均匀度为60%.如果在除霜过程中蒸发掉的水分忽略不计，结霜均匀度可以通过测量各环路化霜水量的方式进行粗略计算[11，29].

图3 竖直放置的室外换热器更换为水平放置[32]

近期，Song等通过实验研究的方式，对室外多环路换热器不同结霜均匀度对空气源热泵逆循环除霜的性能影响进行了探索[11].除霜起始阶段室外换热器表面的结霜均匀情况分别如图4(a)所示.实验结果表明，当结霜均匀度从82.6%增加到96.6%的时候，系统逆循环除霜效率可以提高6.8%.此外，他们进一步对消除化霜水负作用，即在各环路间设置托水盘时，不同结霜均匀度对系统逆循环除霜性能影响进行了研究[45].除霜起始阶段室外换热器表面的结霜均匀情况分别如图4(b)所示.实验结果表明，当结霜均匀度从79.4%增加到96.6%的时候，系统逆循环除霜周期从198s缩短到175 s，缩短23 s，约占11.2%.同时，系统总除霜能耗从781.8kJ变小为678.8 kJ，节约3.7%.对应的逆循环除霜效率从45.0%增大为50.7%，增加5.7%.可见，不管是否采用托水盘对逆循环除霜过程中的化霜水及时引走与否，非均匀结霜的除霜起始状态对逆循环除霜均起负作用.言外之意，提高逆循环除霜起始时刻的结霜均匀度是有效提高逆循环除霜效率的方法之一.

图4 室外换热器表面结霜情况图[11，45]

1.4 其它逆循环除霜强化研究

事实上，如前所述，空气源热泵逆循环除霜过程中，除了需要在短时间内消耗大量热量用于除霜外，从室内空气中取热往往会对室内热舒适造成负面影响[46].因此，缩短除霜周期，往往也是逆循环除霜优化的一个方向.国标GB/T7725-2004中特别强调，空气源热泵除霜时间不允许超过总运行时间的20%.

为了有效缩短除霜时间，提高室外多环路换热器的性能，Aganda等[47]通过实验和数值模拟方式对一种单环路、多通道的管翅式室外换热器的传热性能进行了对比分析，研究发现空气分布的不均匀会降低室外蒸发器的性能[48]，靠近室外机边缘的环路风速偏小，传热性能较差.此外，通过热力膨胀阀控制实现对制冷剂流量的分配调控，制冷剂分配不均造成换热性能降低达35%.Kim等[37]提出一种双过热度控制方法，在室外多环路换热器的上、下游对各环路间制冷剂流量进行分配，系统如图5所示.实验过程中，小型球阀和电子膨胀阀同时使用以实现过热度的控制.针对一台额定容量为10.55 kW的家用R410A热泵机组的制冷剂不均匀分配情况建立数值模型，模拟结果表明该种双过热度控制方法效果良好.此外，采用上游或下游阀门的控制方式也避免了由于室外空气分布不均匀造成的能量消耗与COP降低.后来，他们对空气与制冷剂不均匀分配的情况进行了进一步的探索，并得到上游阀门比下游阀门控制效果更好的结论[38].基于自组织的模糊控制系统，Liang等[49]提出了一种类似热气旁通除霜系统的空气源热泵显热除霜方法，系统结构原理图及真实显热除霜的压焓如图6所示.对比研究的结果表明，该显热除霜方法可有效避免传统逆循环除霜过程中常见的系统不利冲击及“油击”现象.但该方法未能从能源角度解决逆循环除霜的能源供应不足问题，用于除霜的热量完全来自于压缩机处输入的电能，因此其除霜时间明显延长，令其在民用空调及热泵领域的应用中受限.

图5 蒸气压缩系统双制冷剂控制系统图[37，38]

图6 系统结构原理图和真实显热除霜的压焓图[49]

综上所述，为了提高空气源热泵逆循环除霜的系统运行效率，国内外学者对各种除霜优化方式进行了尝试.为了给下一步的逆循环除霜优化工作提供借鉴，如表3所示.本文从初投资，运行费用、系统复杂性、除霜效率与综合评价等5个方面着手对各方法进行了评估.结果显示，相变蓄能除霜是最佳逆循环除霜优化方法，值得在民用及工业领域推广应用.

表3 六种逆循环除霜优化方法的评估分析

2 空气源热泵逆循环除霜性能优化数值模拟研究

逆循环除霜过程持续时间短，除霜过程快，是一个典型的传热传质流动耦合过程.为理解该复杂过程，并获得如换热器表面残留化霜水的质量、自然对流的空气导热率、化霜水膜的厚度、空气-水薄膜的导热系数、表面水蒸发系数等物理参数，无法依托除霜实验获得，只能对该构成进行数理建模.对除霜过程进行数理建模的一个关键特性，是至少有一个物理参数是随机参数，需要设置对应的假设条件.例如在除霜运行期间，室外盘管表面的霜层不一定会在整个表面均匀的融化.盘管表面霜层的某些部分可能会附着在盘管表面，直到它完全融化和升华，当然也可能在其他位置部分融化，然后从盘管表面脱离，下落到下层环路的盘管表面上或者排水托盘中.这部分脱落的霜层或冰晶，会对除霜过程热负荷的计算造成较大影响.可见，相对于对比试验研究而言，空气源热泵逆循环除霜过程的数理建模更加复杂.

2.1 系统与部件建模研究

从可获取的公开文献中获悉，除霜过程数理建模吸引了大量学者的关注.早期建模工作主要集中在简单几何形状的金属翅片或盘管表面，如限定厚度的翅片[50]，水平金属平板[51]，或平板冷却器[52]等.1998年，Sherif与Hertz[53]提出了一种基于圆柱形盘管冷却器的电加热除霜的半经验模型.在此模型中，假定电加热器提供的热量被霜层和制冷剂蒸汽使用，但没有准确的给出两者之间的分配比例.同时，Al-Mutawa与Sherif[54-55]开发了一个圆柱形盘管的解析模型来预测在除霜过程中霜蒸发、升华和融化的速度.这个模型提出了一个移动边界法，并将除霜过程分为预热和融化两个阶段.在2002年，Alebrahim与Sherif[56]进一步报道了为翅片管室外盘管电加热除霜过程建立的数理模型，该模型采用焓值分析法来预测除霜时间和霜层表面温度等数据.其后，还有许多其他学者进行了空气源热泵系统除霜过程的数理建模.例如Krakow等[57-58]为室外换热器开发了一个逆循环除霜模型.此模型进一步将室外盘管表面的化霜过程理想化的细分为四个阶段：预热、融霜、蒸发和加热干燥.此外他们还提出一个附有接收器的空气源热泵系统理想化的逆循环除霜模型[59].基于上述模型，Liu等建立了一个使用毛细管的空气源热泵系统的验证除霜模型.此除霜模型中，因蒸发器和冷凝器在逆循环除霜中都非常重要，因此分别建立了蒸发器和冷凝器的分散式模型[60].很明显，随着对除霜过程的不断细分，人类对除霜过程的认识越来越深入了，而除霜数理模型的准确度也越来越高了.

2.2 室外多环路换热器建模研究

尽管在空气源热泵逆循环除霜性能的研究中，上述除霜模型被相继建立和报道，但是其中没有一个模型考虑到因重力作用而引起的化霜水往下流动时对室外盘管表面除霜性能的负面影响[28，30].直到2012年，基于空气源热泵系统室外4环路换热器，Qu等[61]开发了一个逆循环除霜过程的半经验化模型.不同于之前所述的除霜数理模型，本模型考虑了化霜水对除霜性能的负作用，并基于验证后的除霜模型对该负作用进行了定量分析.结果说明，如果化霜水可通过托水盘及时排走，空气源热泵系统的逆循环除霜效率可以提高18.3%.在同一时期Dong等的实验研究中，基于对空气源热泵系统的逆循环除霜过程中的蒸发融霜和加热环境空气的能量消耗的分析，得出用于蒸干残留水的能量消耗为15.9%，这一比例与18.3%的能量消耗比例相近[62].

在空气源热泵逆循环除霜过程的起始阶段，室外换热器的角色从蒸发器变为冷凝器时，其本身金属温度的升高也需要消耗一部分能量.Dong等的研究结果显示，用来加热室外盘管的能量占逆循环除霜过程中除霜总能量的16.5%[61].该部分能量比重如此之高，直接说明逆循环除霜时室内与室外换热器的金属蓄热量不能被忽略掉.因此，Song等针对空气源热泵系统中室外3环路换热器的各环路底部有无安装托水盘进行及时排除化霜水的情况，分别建立了两套逆循环除霜过程的数理模型[63].这两套模型的概念图，如图7所示，左侧没有加托水盘，表示化霜水继续流动，代表传统的竖置式多环路换热器；右侧增设了托水盘，表示化霜水在逆循环除霜过程中会被及时排除，从而消除了化霜水对下层环路的持续影响，代表新型的竖置式多环路换热器.而逆循环除霜过程被分为四个阶段：预热阶段、霜层融化但不从本环路流走的阶段、霜层融化且化霜水从本环路流走的阶段、以及残留化霜水蒸干阶段.以上四个阶段内，霜层及化霜水间的质量和能量的迁移示意图，如图8所示.在两套模型中，只有阶段三会有差别.如图7所示的模型1，此时分为3个控制单元，而如图7所示的模型2，此时则仅包含最上面的1个控制单元.这两套半经验数理模型分别为后续的实验研究所验证[28-30]，验证参数包括化霜水的总质量、化霜水的温度、各环路出口制冷剂的温度以及除霜时间四个物理参数.结果表明，这两套模型可用于准确描述对应情况的空气源热泵逆循环除霜过程.

图7 空气源热泵系统中室外侧三环路换热器的模型概念图 [63]

图8 逆循环除霜过程四个阶段的质量和能量流动原理图[63]

为尽量消除空气源热泵系统逆循环除霜过程中室外三环路换热器的非均匀除霜现象，Song等基于上述开发的两个模型，对各个环路制冷剂流量的调配进行了模拟研究[64].该研究中考虑了三个不同的工况，制冷剂在三个环路的流量分配如图9所示.其中工况1中，除霜起始时刻便通过调节阀门开始，实现制冷剂在三环路的流量分配为95.6%、101.1%与103.3%.工况2中，当顶部环路达到除霜结束后，关闭阀门1，另外两个环路的制冷剂流量均变为150%.工况3中，当顶部环路达到除霜结束后，关闭阀门1并降低压缩机频率为原来的66.7%，令剩余两个环路的制冷剂流量仍然均保持100%.模拟结果表明，工况2中可以达到最好的除霜效果，一方面除霜总能耗可以减少到原来的94.6%，另一方面除霜时间减少了7 s.

为了更清晰的理解Qu和Song等报道的两个多环路换热器逆循环除霜模型，表4和表5分别总结和罗列了二者的不同点及主要的能量方程.经对比分析发现，Song的模型中考虑了更多的假设与实验工况条件，进行了更详细的阶段划分过程，验证的物理参数也更多.在Qu的模型中，预测了从各个环路排除化霜水后，逆循环除霜效率可以提升18.3%.但在Song的模型结果中并未对除霜效率的提升进行预测，而是通过实验对除霜效率的提升进行了对比.当室外三环路换热器各环路底部均设置托水盘进行及时排除化霜水时，逆循环除霜效率可以从43.5%提升到56.7%，即提高13.2%[106].此外，Song等在文章中还描述了其所建模型的潜在价值与局限性[67]，因此对于空气源热泵系统室外多环路换热器的逆循环除霜数值建模研究需要进一步探索.

图9 改变分配到每个环路的制冷剂的比例[64]

表4 除霜模型对比分析汇总表

表5 两个除霜模型的主要能量方程

3 空气源热泵逆循环除霜控制策略优化研究

通过逆循环除霜过程中的系统优化可以有效提升系统结霜及除霜工况下的运行能效，但由于换热器表面的霜层是逐步生长并累积而成的，因此除霜的起始时刻、持续时长及周期性结霜除霜的控制策略同样影响系统的运行稳定性及其能效性.鉴于此，为了降低逆循环除霜过程的系统能耗、减少逆循环除霜过程中从室内空气取热对室内热环境造成的负面影响[32，141]，在进行系统实验及数值建模优化研究的同时，更加精确地控制除霜起始与除霜结束的控制策略也吸引了大量学者关注，并取得了一系列成果.下面本文以逆循环除霜的起始控制策略及除霜结束控制策略分别展开综述分析.

3.1 除霜起始控制策略

目前关于逆循环除霜起始控制方法的研究有很多，比较典型的有：(1)时间控制法；(2)温度控制法；(3)温差控制法；(4)神经网络控制技术；(5)风机输入功率检测技术；(6)霜层厚度检测技术[65]；(7)温度湿度耦合控制技术；(8)基于最小稳定过热度的除霜控制方法；(9)人工智能控制技术；(10)最佳除霜时间控制法；(11)最大平均制热量控制除霜方法；(12)自调整模糊除霜控制方法；(13)基于平均性能最优的控制方法.然而，以上诸多已有及未曾报道的除霜起始控制策略，基本可以归纳为两类：定时除霜与按需除霜.由于定时除霜控制策略具备控制逻辑简单、初投资成本低、运行维护工作量少等诸多优点，因此成为应用最为广泛的方法.应用此控制方法时，热泵机组将在供热运行一段时间(30 min～120 min)后自动启动除霜动作.时间控制法尽管由于控制简单而被广泛采用，但是其可靠性较低.系统在此控制策略下运行过程中，极易导致两类典型的“误除霜”问题：一是有霜不除，二是无霜时频繁运行除霜.例如，实验研究案例表明，27%的除霜动作是在室外换热器少霜或无霜的情况下进行的[66].很明显，这既造成了能量浪费，又危及机组安全[67].鉴于此，定时除霜控制策略基于时间这一主要控制变量，学者基于此法开发了时间因素耦合单个或多个其余除霜环境及控制系统变量参数的时间控制方法，如“温度-时间控制法”、“湿度-温度-时间控制法”等.简言之，当系统运行条件达到此类参数的预设值时，定时系统便开始启动；当时间达到预设时间长度后，便开始启动逆循环除霜操作.这种改良后的定时除霜方法明显可提高系统除霜起始控制策略的准确度，因此成为了目前应用最为广泛的除霜起始控制策略.

另外一类除霜起始控制策略为按需除霜，顾名思义，就是当确定有霜且需要除霜的时候才开始执行逆循环除霜起始运行的指令.很明显，这种“有霜除霜”的情况才是我们更加期待的除霜方式.这样可以实现更好的室内温度控制、提高热泵产品及室内热环境的品质、减少热泵器件因频繁操作而造成的损失，并实现系统最大程度的节能.因此，该类方法的难度转移为如何精准的测定室外换热器表面的结霜累积量.过去的数年中，学者围绕结霜量的测量尝试了不同的方法，如(1)测量换热器表面冰层的导热系数；(2)计算蒸发器前后的空气压差；(3)测量并计算制冷剂的过热度；(4)测量蒸发器表面与入口空气的温差；(5)监测室外风机功率等.

基于以上结霜累积量相关的直接或间接的测量手段，围绕“按需除霜”的控制技术及策略包括：(1)采用全息干涉技术测量霜层厚度[68]；(2)采用红外测温仪测量霜层表面温度[69]；(3)监测制冷剂流动不稳定性[70]；(4)采用光电耦合器[71]、光学系统或光纤传感器监测霜层积累情况[72]；(5)应用神经网络模拟计算盘管表面霜层累积量[73]；(6)采用翅片表面温度计算有效质量流量分数[74].其中，值得一提的是王伟等采用光电耦合系统对结霜量的测量展开了研究，通过实验及数值模拟的方式构建了光电信号与霜层厚度之间的数值对应关系，并将其尝试应用于实际热泵系统的除霜控制[75-76].同时，王伟等基于热泵设备结霜实测数据，绘制了与本设备相关的温、湿度两个维度下的结霜图谱，并基于此图谱提出了一种新型的“温度-湿度-时间”三维度除霜起始控制策略[77].

基于热泵设备结霜数据绘制的结霜图谱如图10所示，主要由结霜区域、冷凝区域及无霜区域三部分构成.很明显，当相对湿度低于40%时，此实验热泵设备无法结霜或结露.当温度高于6度以后，该实验热泵设备无法结霜，只能结露；当相对湿度低于50%后，甚至不能结露.图中左上角的结霜区域又被分为严重结霜区域、中度结霜区域及轻度结霜区域.以上所述的三个结霜区域，又被进一步细分为两个更小的区域，区域I和区域II.以上六个小的结霜区域由曲线A-E及Line 1围合划分，这些曲线均来自于实验测量数据.如此，该空气源热泵设备的实验运行工况被表达到了这张结霜图谱上，为该热泵的除霜起始点控制提供参考.例如当温度为-6 ℃，相对湿度为90%时，该设备的结霜状态落在中度结霜区域的I区，依据实验测量的结霜量，选定逆循环除霜操作的起始时间，继而完成该除霜过程.尽管该方法为逆循环除霜的起始控制策略提供了有益的参考，但在实际应用中仍有很大限制.第一，在应用该方法之前，需要获得不同气象参数下的结霜量，霜层厚度及结霜总量的测量方面存在较大的偏差；第二，该方法的应用基于相对稳定的温湿度二维图谱，但设备参数及其它空气参数的微小变化便会对该二维图谱造成影响，继而导致已知参数与除霜起始时刻间对应关系的偏差.其中，设备参数包括制冷剂充注量、压缩机运行功率、换热器表面形貌等，其它空气参数则包括室内外换热器进口空气的流速与洁净度等.由于复杂的传感器技术、控制方法的可靠性以及其高造价等原因，按需除霜的控制方法尚未得到广泛应用，但其高准确度的目标仍然代表了除霜起始控制策略的发展方向，吸引着越来越多的学者投身该方法的深入研究.

图10 基于空气源热泵设备结霜数据绘制的温湿度二维度结霜图[77]

3.2 除霜结束控制策略

空气源热泵的误除霜现象得到了学者的普遍关注，不少学者定义其包括两种情况：一是室外换热器表面已结霜且需要除霜时，却不启动除霜；二是室外侧换热器表面的结霜量未达到除霜量要求时，空气源热泵的中央控制器却发出逆循环除霜指令，停止供热工况并按室外换热器结满霜时的逆循环热气除霜工况运行.很明显，“有霜不除”与“无霜除霜”两种情况都针对除霜起始点的判断失误，而忽略了除霜结束点判断失误的可能性.一方面，除霜结束的过早，系统未能除霜完全，换热器表面的残留霜或化霜水会造成系统能效降低及频繁的“二次除霜”[78]；另一方面，除霜结束的过晚，系统中大量热量用于加热室外换热器周围的冷空气，不仅造成系统的低能效，还会严重影响室内热舒适情况.二者可分别简称为“除霜不尽”与“除霜不止”.因此，合理的缩短除霜运行周期也是除霜控制策略的重要方面.例如，国标GB/T 7725-2004指出，除霜周期应小于系统结霜除霜总周期的20%.然而，尽管除霜结束控制策略的研究同样重要，但明显至今未曾引起学者的广泛关注，相关的学术报道也较少.

目前的实际应用中，逆循环除霜的结束控制策略往往基于室外盘管管壁温度、室外换热器翅片温度、室外换热器进出口制冷剂压差及除霜操作的运行时间[72].尽管定时除霜在除霜起始控制策略中得到了广泛引用，但除霜的结束控制策略目前往往采用基于室外盘管表面温度.当设置于室外盘管最低环路出口管壁的温度测点所测值达到预设的温度值时，除霜运行结束[79].如果该除霜结束的预设温度值过高或者过低，除霜周期就会改变，进而造成除霜结束方面的误除霜.然而，由于空气源热泵设备及其运行环境的复杂多样性，如表6所示，目前已知被采用的除霜结束温度值从10 ℃[44]到50 ℃[80]不等.尽管40 ℃ 的温度区域非常大且不甚合理，但截止目前针对该除霜结束温度的选择的研究报告却非常少，甚至未曾有其它学者指出该问题的重要性，仅有Song等针对除霜结束温度的最佳选定做了实验研究[81，82].以最大除霜效率确定除霜时间，并依次确定除霜结束设定温度区间为20 ℃～25 ℃，并针对该空气源热泵系统建议最佳除霜结束值为22 ℃.尽管该最佳除霜结束值是基于实验热泵机组及固定工况下获得的，但该方法却可广泛应用于最佳除霜温度值的选定，这也为热泵系统智能化控制及综合运行节能提供了基础支撑.

表6 空气源热泵逆循环除霜结束温度设定值

4 空气源热泵逆循环除霜研究的总结与展望

作为空气源热泵系统最常用的除霜方法，逆循环除霜得到众多研究者的关注.针对逆循环除霜研究开展的实验研究包括：原部件的优化、基于逆循环除霜的相变蓄能除霜系统研究、不均匀除霜消除的研究、室外盘管安装方式调配研究、制冷剂优化分配调控研究，以及显热除霜方法研究等.在以上所述逆循环除霜优化实验研究中，因具有简单、廉价、易安装及良好除霜效果的优点，相变蓄能除霜综合评价最高，值得继续深入研究.

然而，当空气源热泵采用逆循环除霜优化后，系统结霜工况下的能效也需要予以考虑.在空气源热泵室外多环路换热器上，如果设置制冷剂分配调控电磁阀，且在各环路间设置托水盘，多环路换热器室外结霜均匀度会得到提高，从而系统结霜工况下的COP和除霜效率都能得到提高.因此，通过组合前面所述的逆循环除霜优化方法，有望得到系统结霜除霜工况同时优化的更佳效果.

针对逆循环除霜的系统优化，许多学者对系统和室外换热器构建了除霜数值模型.针对系统构建的除霜模型，主要针对部件的优化及其对系统除霜效率的影响方面进行探索.不同的是，对于室外换热器构建的除霜模型，除霜过程被划分的更加细致，例如系统除霜模型中除霜过程被划分为2个阶段，而在Song等针对室外换热器构建的除霜模型中除霜过程被划分为4个阶段.此外，基于该室外换热器的除霜模型进行了外推，对三种制冷剂及系统的调控策略进行了数值模拟研究[67].在此方面，不仅是除霜模型构建的一个方向，其合理外推也是体现其价值的重要方面.因此有必要通过诸多假设条件的逐条取消，对多环路换热器的除霜过程数理建模进行深入研究，并基于实验验证后的模型进行外推研究，指导新型空气源热泵机组的优化设计.

此外，在“万物互联”的物联网大背景下，空气源热泵智能化控制是其节能优化的必然发展方向，更多实用、廉价且精准的逆循环除霜控制策略有待深入研究.例如，在逆循环除霜的起始控制策略方面，有必要围绕定时与按需两类除霜起始控制策略，进一步深入研究霜层厚度及结霜总量的测量方法.同时在逆循环除霜的终止策略方面，探索除霜结束温度之外的判定参数等，逐步消除“有霜不除、无霜除霜、除霜不尽、除霜不止”等典型误除霜现象.

最后，换热器表面结霜与除霜的过程均是短暂时间内发生的非定常、多维度、有相变、移动边界的复杂传热传质流动耦合过程.为精准控制该过程，首先需要对该过程进行深入了解.除霜过程受到结霜过程的直接影响，结霜过程的初始阶段是水滴凝固.但目前人类对水滴凝固的研究，仍然有很大的局限性[86].例如空气源热泵结霜初始阶段，竖置翅片表面强制对流下微小贴壁冷凝水滴的粒径与分布等生长状态及其形变、滑移、破裂、凝并、撞击等动力学行为变化规律等尚未明晰，单个毫米级形变水滴在其毫秒级的异相成核过程中内部温度场的精密测量也是本领域的难题.