带闪发补气的家用空气源热泵热水器实验研究

王家正 马国远 俞国新 朱万朋 勾倩倩 许树学

（1 北京工业大学环境与生命学部 北京 100124；2 青岛海尔智能技术研发有限公司 青岛 266101）

随着我国经济不断发展，建筑能耗占全国总能耗的比例不断增加[1]，在民用建筑中，热水能耗在建筑总能耗中的占比十分巨大[2]。空气源热泵热水器因节能高效的优势而被诸多国家大力推广应用[3]，在我国华南及西南等地区得到较好的应用，提升效率及扩大其应用环境是两个主要的研究方向。王宇等[4]通过测试5个不同环境温度条件下空气源热泵热水器的非用水及用水过程情况，发现在20 ℃以上环境中，保证45 ℃供水的COP（coefficient of performance）均在3以上。Zhang J.等[5]设计了一种空气源热泵热水器性能测试装置，发现毛细管长、制冷剂填充量、冷凝管长和系统匹配是影响其运行性能的重要参数。S. L. Tangwe等[6]对分体式及一体式空气源热泵热水器进行实验，发现分体式的性能效果优于一体式。吕传超等[7]设计了一种置于水箱底部的变直径冷凝盘管结构，水箱内水温分层现象得以改善。戴楠楠[8]通过对比等径盘管和变径盘管结构下的热泵热水器性能，发现采用变径盘管时冷凝器侧传热系数提高20.0%，系统COP提升10.23%。林旭[9]设计了一种微通道分液冷凝器，发现其比传统微通道冷凝器平均压降更小，制冷剂分布更均匀，COP提高4.88%。A. S. Vieira等[10]对家用空气源热泵热水器进行了研究，发现COP和储水水箱的容量是影响空气源热泵热水器能耗的重要因素。张洁等[11]通过对热泵热水器实验分析发现，制冷剂充注量与膨胀阀开度的耦合是优化系统性能的关键。虞中旸等[12]研究了电子膨胀阀调节对空气源热泵热水器性能的影响，发现加热前期膨胀阀开度越大COP越大，加热后期相反。Zou Deqiu等[13]对热泵热水器外加相变蓄热材料（phase change materials, PCM）进行了实验研究，发现系统制热COP提升，加热时间缩短14%。

但在北方寒冷地区或冬季湿冷地区，随着环境温度的下降，空气源热泵热水器的能效急剧降低。藕俊彦等[14]分析了低温环境下R417A替代R22的可行性，发现在较低的室外环境温度下R417A替代R22优势明显。A. Hakkaki-Fard等[15]采用混合工质在寒冷环境下提升热泵热水器的性能，发现R32/CO2混合工质相比R410A可使能耗降低23%，GWP（Global Warming Potential）减小16%。张雷等[16]通过研究发现，HFO-1234ze具有较低的排气压力，可作为低温工况下热泵热水器工质。赵晓丹等[17]研发了一种中压补气型空气源热泵热水器，解决空气源热泵热水器在冬季低温环境下制热性能衰减严重的问题。黄娟等[18]在热泵热水器上应用了变频双级增焓技术，使热泵的运行范围从-15 ℃拓宽至-25 ℃。汪涛等[19]对带有喷气增焓装置的热泵热水器系统分别充注R32和R410A制冷剂进行对比测试，表明低温工况下，R32热泵系统的COP明显高于R410A热泵系统。

本文搭建带闪发补气的家用空气源热泵热水器实验系统，在不同环境温度下与单级压缩系统进行对比，测试制热量、COP、加热时间及排气温度等宏观参数的变化规律，并进一步分析其性能。对其全年能源消耗效率（annual performance factor，APF）进行计算评价，为其在低温地区的推广应用提供借鉴。

1 工作原理

热泵热水器系统利用压缩机做功使制冷剂在蒸发器中吸取空气中的热量，在热水器中将热量放出，加热水箱内的水。带闪发补气的家用空气源热泵热水器系统原理及其压焓图如图1和图2所示。压缩机的主要技术参数：制冷剂为R410A，额定制热量为3 438 W，额定功率为798 W，吸气容积为8.8 mL/r，额定电流为2.88 A。工作过程：制冷剂经过压缩机后变为高温高压的气态制冷剂，进入水箱内加热热水，在冷凝盘管内放热后变为中温高压的液态制冷剂，在毛细管中进行第一次节流后进入闪发器。在闪发器中制冷剂分为两路，主回路制冷剂通过电子膨胀阀进行二次节流，进入蒸发器中吸热，后返回压缩机吸气口；补气回路制冷剂经过双向电磁阀后被压缩机补气口吸入，与主回路气体混合后进入压缩机再被压缩。双向电磁阀关闭为单级压缩循环，制冷剂出冷凝盘管后不进行分流，直接用电子膨胀阀进行节流，然后进入蒸发器中吸热，最后回到压缩机。

图1 带闪发补气的热泵热水器系统原理Fig.1 System of heat pump water heater with flash tank

图2 理论循环压焓图Fig.2 Pressure-enthalpy diagram

空气源热泵热水器的冷凝器可分为外绕式冷凝盘管和内置式冷凝盘管[20]。外绕式冷凝盘管是将冷凝盘管缠绕于水箱内胆外壁，冷凝盘管和水不直接接触，热量通过内胆外壁传递给水；内置式冷凝盘管将换热盘管置于水箱内，冷凝盘管和水直接接触换热。内置式冷凝盘管与水直接接触，易结垢及被腐蚀；外绕式冷凝盘管的传热效率较内置式冷凝盘管略低，但综合考虑目前热泵热水器系统多数采用外绕式，并且采用微通道冷凝器。微通道冷凝器不同于传统冷凝器与水箱外壁之间的线接触，与水箱的接触为面接触，换热接触面积大，传热效果更好。

家用热泵热水器宏观参数计算方法如式（1）～式（4）所示。

制热水能力：

U=V/H

（1）

式中：U为制热水能力，L/h；V为被加热水体积，L；H为加热时间，h。

热泵制热量：

Q=cpρU（T2-T1）/3 600

（2）

式中：Q为热泵制热量，kW；cp为平均进出水温度下水的比热容，kJ/（kg·℃）；ρ为平均进出水温度下水的密度，kg/m3；T1、T2分别为进、出水温度，℃。

制热性能系数COP：

COP=Q/P

（3）

式中：P为热泵制热消耗功率，kW。

全年能源消耗效率APF：

（4）

式中：WJ为日平均气温为tj时每日所需的总热水热能，J；nj为发生天数，d；hj为日平均气温编号j时加热总热量为WJ所消耗的时间，h；Pj为日平均气温编号j时制热消耗功率，kW。

2 样机与实验

本文设计并加工了带闪发补气的空气源热泵热水装置，依据GB/T 23137—2020《家用和类似用途热泵热水器》[21]对其进行测试，将热水器的室内机和室外机均放置在一个环境控制室内，环境控制室可实现-20～40 ℃范围内的调控。图3所示为实验台及其测试系统。

直接测量参数包括：压缩机吸气温度、 压缩机吸气压力、压缩机排气温度、压缩机排气压力、冷凝盘管进出口温度、冷凝盘管进出口压力、压缩机功率。计算得出的参数包括：系统制热量Q、制热COP及APF。

图3 带闪发补气的热泵热水器系统及其测试装置Fig.3 System and test device of heat pump water heater with flash tank

使用安捷伦34970A进行数据采集，温度传感器使用Pt100及热电偶，压力测试采用高精度Huba传感器。仪器性能参数如表1所示。

表1 实验用仪器性能参数Tab.1 Parameters of experimental instrument

实验过程：

1）设定并调节出所需的环境控制室温度。

2）开启加热水系统和循环水供水系统，将水箱内水温控制在初始水温。

3）待环境室及水箱初始水温温度稳定后，开启实验装置并关闭循环水系统供水阀，同时开启数据采集系统。

实验工况条件如表2所示。

3 实验结果与分析

图4所示为加热时间随环境温度的变化。由图4可知，随着环境温度的不断升高，单级压缩系统和补气系统加热时间均减小。环境温度为-15 ℃时，单级压缩系统由于外界环境过低导致加热水至50 ℃时，系统高压保护停止运行，加热整箱水的时间为6.33 h，而采用带闪发器补气系统完成加热用时5.03 h，当环境温度为43 ℃时，加热时间仅需2.12 h和2 h，补气系统的加热时间低于单级系统0.12～1.3 h。在环境温度更严峻的低温工况下（如-15 ℃），系统从外界获得热量困难导致加热时长增加，补气系统的加热速度比单级压缩系统最高可提升20.5%。

表2 实验测试工况Tab.2 Test conditions

图4 加热时间随环境温度的变化Fig.4 Heating time changes with ambient temperature

图5所示为低温工况下，单级系统和补气系统加热过程水温的变化。补气系统在温度越低的环境中，加热时间越长，其中在低温工况下，热泵热水器中初始水温设置为9 ℃，当水温达到55 ℃时热泵热水器自动停机，加热完成。图中斜率表示不同系统的制热水速度，采用带闪发补气的热泵热水器系统在制热水速度上快于单级压缩系统。

图5 加热水温随加热时间的变化Fig.5 Heating water temperature changes with heating time

图6 瞬时制热COP及制热量随补气开始后的时间变化Fig.6 Instantaneous heating COP and heating capacity changes with the time after the beginning of vapor-injection

图6所示为补气系统与单级压缩系统在补气开始后的制热量、瞬时制热COP随时间的变化。在补气开始后，补气系统的制热量均略大于单级压缩系统，而补气系统的瞬时制热COP则均低于单级压缩系统，主要原因是：补气开始后压缩机排气量增大，使系统的制热量和功耗增大，在补气开始时，系统功耗突然升高，而制热增幅缓慢，使系统的瞬时制热COP短时间内降低，随后又趋于缓慢下降。补气系统在开始补气后17 min便加热完成，而单级压缩系统则在45 min后完成加热。可知，补气后可大幅减小加热时间。

图7所示为制热量及排气温度随环境温度的变化。由图7可知，系统制热量随环境温度的降低而逐渐降低，且各工况条件下补气系统的制热量均小于单级压缩系统的制热量。当环境温度由43 ℃降至-15 ℃时，补气系统制热量的增长量由5.9%提高至21.3%。由于其采用闪发补气，使系统冷凝器的制冷剂质量流量增大，从而使冷凝器制热量增加。且环境温度越低，制热量增大趋势越明显。

图7 制热量及排气温度随环境温度的变化Fig.7 Heating capacity and discharge temperature change with ambient temperature

压缩机排气温度随环境温度的降低逐渐升高，在相同工况条件下，补气系统的排气温度始终低于单级压缩系统的排气温度，保证了机组的安全运行。在环境温度为-15 ℃和-7 ℃时，单级压缩系统的排气温度分别为102.72 ℃和100.81 ℃，而采用带闪发补气系统的排气温度分别为91.3 ℃和90.3 ℃，较单级压缩系统降低11.43 ℃和10.51 ℃。原因是从闪发器出来的制冷剂与压缩腔中压缩到中间压力的主路制冷剂混合后，降低了压缩机排气过热度，从而降低了压缩机排气温度，且环境温度越低，两者系统的温差相差越大。

图8所示为各工况下的制热COP对比结果，由于在-15 ℃工况下单级压缩系统仅加热热水至50 ℃，因此补气系统也取加热水至50 ℃时的制热COP。其中补气系统的制热COP始终高于单级压缩系统的制热COP，随着温度的不断升高，补气系统相对于单级压缩系统的制热COP提高3.4%～14.1%。因为热泵系统压缩机的吸气量不变，补气开始后，压缩机排气质量流量增加，导致系统压缩机功率增加，而性能系数是系统制热量与压缩机功率的比值，因此补气系统制热COP始终高于单级压缩系统。

图8 制热COP随环境温度的变化Fig.8 Heating COP changes with ambient temperature

通过APF可考核热泵系统全年的能耗水平，进而对系统的性能进行全面评估。本文在不同建筑气候区（严寒地区、寒冷地区、夏热冬冷地区、温和地区及夏热冬暖地区）分别选取1个代表城市 （哈尔滨、北京、南京、昆明、广州） ，基于其典型年气象数据进行APF计算，结果如图9所示。经对比发现，补气系统在温度较低的严寒地区和寒冷地区的APF较单级压缩系统提升较大，能够较好的满足环境温度较低地区热泵热水器的使用。带闪发补气的热泵热水器系统在寒冷地区具有较好的适应性和优势性。

图9 APF随气候区城市的变化Fig.9 APF changes with climatic cities

4 结论

本文搭建了带闪发补气的家用空气源热泵热水器实验系统，在不同环境温度下研究运行性能，并与单级压缩系统进行对比，得到结论如下：

1）与单级压缩系统相比，带闪发补气的热泵热水器系统加热时间减小，瞬时制热COP增大。在环境温度为-15 ℃时，加热时间降幅达20.5%，表明补气系统在环境温度较低的地区使用效果更好。

2）带闪发补气的热泵热水器制热量均大于单级压缩系统，排气温度始终低于单级压缩系统，在环境温度为-15 ℃时，系统制热量增幅达到21.3%，同时系统的排气温度降低11.43 ℃，保证了机组运行的安全性。

3）带闪发补气的热泵热水器在各个建筑气候区的APF均高于单级压缩系统，在环境温度较低的严寒地区，APF增长0.3，补气系统在严寒地区优势更显著。