燃?xì)鈾C(jī)熱泵燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制試驗(yàn)

王明濤，劉煥衛(wèi)，張百浩

?

燃?xì)鈾C(jī)熱泵燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制試驗(yàn)

王明濤1,2，劉煥衛(wèi)2，張百浩2

（1魯東大學(xué)能源與動力工程系，山東煙臺 264025；2天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072）

燃?xì)鈾C(jī)熱泵是由燃?xì)鈾C(jī)、熱泵系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)組成的復(fù)雜系統(tǒng)。系統(tǒng)運(yùn)行過程中，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的有效控制是系統(tǒng)安全高效運(yùn)行的前提。根據(jù)燃?xì)鈾C(jī)及熱泵系統(tǒng)的特性，設(shè)計了燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制策略，其中燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速采用PI控制，蒸發(fā)器過熱度采用增益調(diào)度控制，并將該控制策略應(yīng)用于燃?xì)鈾C(jī)熱泵的控制，對燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的聯(lián)合控制進(jìn)行了試驗(yàn)。當(dāng)蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值改變時，過熱度的超調(diào)量小于1℃，轉(zhuǎn)速控制表現(xiàn)出較強(qiáng)的抗干擾性能；當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值改變時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速基本沒有出現(xiàn)超調(diào)，過熱度的波動范圍小于0.5℃。試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值和蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值連續(xù)改變時，聯(lián)合控制策略同樣表現(xiàn)出良好的動態(tài)響應(yīng)特性和抗干擾性能。本文結(jié)果可以為燃?xì)鉄岜玫淖詣涌刂葡到y(tǒng)設(shè)計提供技術(shù)支持。

天然氣；熱力學(xué)；壓縮機(jī)；燃?xì)鈾C(jī)熱泵；燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制；過熱度控制；聯(lián)合控制

引 言

燃?xì)鈾C(jī)熱泵是由燃?xì)鈾C(jī)、熱泵系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)組成的復(fù)雜系統(tǒng)，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度的穩(wěn)定與否對系統(tǒng)的控制品質(zhì)及安全穩(wěn)定運(yùn)行有著重要影響[1-3]。熱泵系統(tǒng)較大的容量滯后及控制非線性的特點(diǎn)，加上燃?xì)鈾C(jī)易受外界干擾產(chǎn)生轉(zhuǎn)速波動的特性，給燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的控制帶來了挑戰(zhàn)[4]。目前對燃?xì)鉄岜孟到y(tǒng)的研究主要集中于系統(tǒng)制熱/制冷性能[5-6]、系統(tǒng)建模仿真[7-8]、經(jīng)濟(jì)性分析[9]及燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制[10]等方面。如Elgendy等[11-12]研究了燃?xì)鈾C(jī)熱泵不同燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速下，系統(tǒng)穩(wěn)定工況下的制冷/供熱性能，研究了燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速、蒸發(fā)器進(jìn)水流量、冷凝器進(jìn)水流量等因素對系統(tǒng)性能的影響規(guī)律。吳集迎等[13]研究了沼氣機(jī)熱泵的制熱性能，試驗(yàn)結(jié)果表明：COP最高可達(dá)4.18，PER最高可達(dá)1.4。Wu等[14]提出了燃?xì)鈾C(jī)熱泵獨(dú)立供能系統(tǒng)，系統(tǒng)的一次能源利用率最高可達(dá)1.69。Sanaye等[15]通過建立系統(tǒng)仿真模型，模擬了燃?xì)鈾C(jī)熱泵在不同工況下的制冷和制熱性能系數(shù)，模型的有效性得到了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的驗(yàn)證。

燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)可以通過調(diào)節(jié)燃?xì)鈾C(jī)節(jié)氣門開度，調(diào)節(jié)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，實(shí)現(xiàn)燃?xì)鈾C(jī)熱泵的容量調(diào)節(jié)[16]。燃?xì)鈾C(jī)的轉(zhuǎn)速取決于節(jié)氣門開度和壓縮機(jī)的扭矩，即燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與節(jié)氣門開度是非線性的，并且燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速容易受到外界干擾產(chǎn)生波動。同電動熱泵容量調(diào)節(jié)相比，轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)非線性和易受干擾是燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制的兩個基本特點(diǎn)。燃?xì)鈾C(jī)熱泵變?nèi)萘康那疤崾潜ＷC燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速在各種工況下的有效控制。容量調(diào)節(jié)（燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速）過程中，制冷劑流量在較大范圍內(nèi)變化，需要及時調(diào)節(jié)膨脹閥的開度，保證進(jìn)入蒸發(fā)器的制冷劑流量與蒸發(fā)器負(fù)荷相匹配，同時還要防止壓縮機(jī)液擊。此外，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速的波動會導(dǎo)致蒸發(fā)器制冷劑流量變化，使燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度相互干擾，影響燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的整體性能。

目前文獻(xiàn)中有關(guān)燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的聯(lián)合控制方面很少涉及。李樹澤等[10]分別采用PI控制和模糊控制策略控制燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)時間超過1000 s，超調(diào)量為200 r·min-1，并且轉(zhuǎn)速在較大范圍內(nèi)波動。徐振軍等[16]采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)PID控制燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，試驗(yàn)結(jié)果表明：神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)PID的過程調(diào)節(jié)時間為15 s左右，但是燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速波動范圍在250 r·min-1左右，較大的轉(zhuǎn)速波動范圍將導(dǎo)致制冷劑流量在較大范圍內(nèi)變化，不利于燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。為了保證燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的安全穩(wěn)定和高效運(yùn)行，有必要設(shè)計燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的聯(lián)合控制系統(tǒng)。一方面通過調(diào)節(jié)膨脹閥開度，控制不同轉(zhuǎn)速工況下的蒸發(fā)器過熱度穩(wěn)定；另一方面，實(shí)現(xiàn)燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的無級調(diào)節(jié)和保證燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制具有較強(qiáng)的抗干擾性能。

燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的制冷劑流量隨著燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速的變化在較大范圍內(nèi)變化，傳統(tǒng)的熱力膨脹閥不能滿足燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的運(yùn)行要求，因此選擇控制精度更高、響應(yīng)速度更快的電子膨脹閥作為制冷劑流量調(diào)節(jié)裝置。利用搭建的燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)，設(shè)計了燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制系統(tǒng)，并應(yīng)用于燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的控制，對燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的聯(lián)合控制進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究結(jié)果可為燃?xì)鈾C(jī)熱泵自動控制系統(tǒng)的設(shè)計提供參考。

1 燃?xì)鈾C(jī)熱泵及自動控制系統(tǒng)

燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)原理如圖1所示，包括制冷劑回路、生活熱水回路、燃?xì)鈾C(jī)冷卻水回路和燃?xì)鈾C(jī)煙氣回路，其工作原理見文獻(xiàn)[2]。自動控制系統(tǒng)如圖2所示，主要包括溫度、壓力、流量和轉(zhuǎn)速傳感器，可編程控制器（programmable logical controller，PLC），模擬量輸入模塊（analog input），模擬量輸出模塊（analog output），燃?xì)鈾C(jī)節(jié)氣門步進(jìn)電機(jī)和電子膨脹閥及驅(qū)動模塊。溫度傳感器、壓力傳感器、流量傳感器和轉(zhuǎn)速傳感器將采集的信號，通過模擬量輸入模塊傳送至PLC的CPU，CPU經(jīng)過運(yùn)算比較，通過模擬量輸出模塊輸出燃?xì)鈾C(jī)節(jié)氣門步進(jìn)電機(jī)步數(shù)和電子膨脹閥的開度，分別控制燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度。自動控制系統(tǒng)參數(shù)見表1。

圖1 燃?xì)鈾C(jī)熱泵原理

圖2 燃?xì)鈾C(jī)熱泵自動控制系統(tǒng)

表1 燃?xì)鈾C(jī)熱泵自動控制系統(tǒng)主要試驗(yàn)部件參數(shù)

2 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制

燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)運(yùn)行過程中，外界干擾或負(fù)荷變化會引起蒸發(fā)器過熱度變化，導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)的扭矩變化和燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速波動；而燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速的波動同樣會引起制冷劑流量的變化，也會引起蒸發(fā)器過熱度的大幅波動，甚至引起壓縮機(jī)液擊。因此，燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)運(yùn)行過程中，需要同時控制燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度。

2.1 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制策略

燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制是一個實(shí)時的復(fù)雜控制過程，轉(zhuǎn)速控制過程中有諸多干擾，如燃?xì)鈮毫Φ淖兓驘岜孟到y(tǒng)負(fù)荷的變化都會引起燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速產(chǎn)生波動[18]。因此，應(yīng)該根據(jù)燃?xì)鈾C(jī)和熱泵系統(tǒng)的特性及運(yùn)行條件設(shè)計燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制器。燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)運(yùn)行過程中，燃?xì)鈾C(jī)可以分為以下3種運(yùn)行工況[4]。

（1）燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)運(yùn)行過程中，蒸發(fā)器過熱度變化和環(huán)境溫度變化引起的蒸發(fā)壓力變化都將引起壓縮機(jī)扭矩的變化，從而導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速產(chǎn)生波動。

（2）燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)需要根據(jù)系統(tǒng)負(fù)荷變化實(shí)時調(diào)節(jié)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)過程中要盡量減少轉(zhuǎn)速的大幅振蕩波動引起的制冷劑流量的劇烈變化。

（3）燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)運(yùn)行過程中，如果燃?xì)鈾C(jī)的轉(zhuǎn)速由于系統(tǒng)故障等原因引起燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速超過最大允許轉(zhuǎn)速，則應(yīng)立即停機(jī)檢修排除故障。

表2是燃?xì)鈾C(jī)的不同運(yùn)行工況。燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速及設(shè)定值、蒸發(fā)壓力、冷凝壓力、蒸發(fā)器過熱度和壓縮機(jī)離合器等信息通過數(shù)字量和模擬量輸入模塊輸入控制器，控制器根據(jù)上述系統(tǒng)參數(shù)，判斷燃?xì)鈾C(jī)的運(yùn)行工況，并采取不同的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制參數(shù)，計算燃?xì)鈾C(jī)節(jié)氣門步進(jìn)電機(jī)的輸出步數(shù)，從而控制燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速。

表2 燃?xì)鈾C(jī)熱泵的主要運(yùn)行工況

燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制器采用增量式PID控制算法[19]，其表達(dá)式為

表3 燃?xì)鈾C(jī)熱泵不同運(yùn)行工況的控制程序

表中，p1、p2分別為轉(zhuǎn)速控制程序1和程序2的比例系數(shù)；c1、c2分別為轉(zhuǎn)速控制程序1和程序2的積分時間常數(shù)。

2.2 蒸發(fā)器過熱度控制策略

蒸發(fā)器過熱度控制策略主要有PID控制[20]、模糊控制[21]及各種改進(jìn)的PID控制[22]策略。常規(guī)PID控制，參數(shù)調(diào)整容易，對于有精確模型的系統(tǒng)具有良好的控制效果，因此得到廣泛應(yīng)用。雖然蒸發(fā)器模型會隨著燃?xì)鈾C(jī)（壓縮機(jī)）轉(zhuǎn)速的變化而變化，但是變化具有一定的規(guī)律。通過前期試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速是影響蒸發(fā)器模型的主要因素，蒸發(fā)器的增益和時間常數(shù)隨著壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速的增加而減少。因此，本文以燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速為調(diào)度變量，通過檢測燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速而改變蒸發(fā)器過熱度的控制器參數(shù)，設(shè)計了蒸發(fā)器過熱度增益調(diào)度控制器。

首先將燃?xì)鈾C(jī)的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)1200、1500、1800、2100和2400 r·min-1作為典型工況點(diǎn)，每個典型工況點(diǎn)的控制器參數(shù)通過Ziegler-Nichols法則[19]和試驗(yàn)獲得，見表4。

表4 蒸發(fā)器過熱度增益調(diào)度控制參數(shù)

燃?xì)鈾C(jī)熱泵運(yùn)行過程中通過拉格朗日插值確定不同工作點(diǎn)之間的控制參數(shù)，從而產(chǎn)生轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的控制器。拉格朗日插值公式如下[23]

式中，下角標(biāo)和分表代表燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速所在的區(qū)域，數(shù)值為1～5；in為燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速為的比例增益；in為燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速為的積分時間常數(shù)；為燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，r·min-1。

燃?xì)鈾C(jī)熱泵蒸發(fā)器過熱度增益調(diào)度控制過程如下：

（1）燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制器讀取燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速；

（2）根據(jù)燃?xì)鈾C(jī)的轉(zhuǎn)速，讀取相應(yīng)的控制器參數(shù)；

（3）根據(jù)拉格朗日插值公式，計算對應(yīng)的比例增益in和積分時間常數(shù)in，進(jìn)行轉(zhuǎn)速控制；

（4）當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速變化時，則返回步驟（1），重新計算。

2.3 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的聯(lián)合控制

基于上述分析，設(shè)計了燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制策略，其控制原理如圖3所示。首先，設(shè)定燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度。然后，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速控制器根據(jù)采集到的參數(shù)（燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速、蒸發(fā)壓力、冷凝壓力、蒸發(fā)器過熱度以及壓縮機(jī)離合器信號），判斷燃?xì)鈾C(jī)的運(yùn)行狀態(tài)（抗干擾階段、轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)階段或者故障診斷階段），從而采取不同的控制程序控制燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速。同時，蒸發(fā)器過熱度控制器根據(jù)采集到的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速，選擇不同轉(zhuǎn)速區(qū)域的控制器參數(shù)，根據(jù)過熱度的偏差調(diào)節(jié)電子膨脹閥的開度，從而控制蒸發(fā)器的過熱度。

圖3 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制原理

3 結(jié)果與討論

為了檢驗(yàn)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制策略的控制效果，將上述控制策略應(yīng)用于燃?xì)鈾C(jī)熱泵系統(tǒng)的控制，對不同工況下的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度控制效果進(jìn)行了試驗(yàn)研究。燃?xì)鈾C(jī)的轉(zhuǎn)速控制需要在各種工況下都有較好的控制效果，因此試驗(yàn)過程盡量模擬實(shí)際的供熱過程。試驗(yàn)環(huán)境溫度（蒸發(fā)器環(huán)境溫度）為5～10℃，冷凝器進(jìn)水流量為1.25 kg·s-1，冷凝器供水溫度為45～65℃。

蒸發(fā)器過熱度的改變會引起熱泵系統(tǒng)制冷劑流量變化，導(dǎo)致壓縮機(jī)扭矩和燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速產(chǎn)生波動。圖4(a)為環(huán)境溫度為5℃左右，冷凝器出水溫度為47.5℃，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速為1700 r·min-1，過熱度設(shè)定值由3℃變?yōu)?℃時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。從圖中可以看出，在第69秒過熱度設(shè)定值升高時，過熱度的超調(diào)量很小，低于0.5℃，主要原因是過熱度設(shè)定值增大時，膨脹閥開度突然減少，進(jìn)入蒸發(fā)器的制冷劑流量突然減少。隨后經(jīng)過控制器的調(diào)節(jié)，在第116秒達(dá)到新的穩(wěn)態(tài)值，調(diào)節(jié)過程時間為47 s，蒸發(fā)器過熱度控制表現(xiàn)出良好的動態(tài)響應(yīng)特性。同時，過熱度升高導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速產(chǎn)生小幅的上升，小于50 r·min-1，主要原因是制冷劑流量減少引起過熱度升高，進(jìn)而導(dǎo)致壓縮機(jī)的扭矩減少，所以燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速出現(xiàn)小幅的上升，隨后經(jīng)過轉(zhuǎn)速控制器的調(diào)節(jié)重新穩(wěn)定在1700 r·min-1。圖4(b)是環(huán)境溫度為5℃左右，冷凝器出水溫度為48.1℃，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速為1800 r·min-1，蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值由9℃變?yōu)?℃時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。可以看出，在第66秒蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值降低時，過熱度超調(diào)小于1℃，主要原因是過熱度設(shè)定值減少時，膨脹閥開度突然增大，進(jìn)入蒸發(fā)器的制冷劑流量增多。隨后經(jīng)過控制器的調(diào)節(jié)，在第130秒達(dá)到新的穩(wěn)態(tài)值，調(diào)節(jié)過程時間為64 s。同時，過熱度的降低導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速產(chǎn)生小幅的下降，主要原因是制冷劑流量增多引起過熱度降低，進(jìn)而導(dǎo)致壓縮機(jī)的扭矩增大，所以燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速出現(xiàn)小幅的下降，隨后經(jīng)過轉(zhuǎn)速控制器的調(diào)節(jié)重新穩(wěn)定在1800 r·min-1。

圖4 蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值改變時燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速和蒸發(fā)器過熱度的響應(yīng)曲線

當(dāng)系統(tǒng)負(fù)荷變化，通過調(diào)節(jié)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)熱泵系統(tǒng)制冷/制熱量時，制冷劑流量會在較大范圍內(nèi)變化，對蒸發(fā)器過熱度的控制提出了更高要求。圖5(a)為環(huán)境溫度為7℃左右，冷凝器出水溫度為50.2℃，蒸發(fā)器過熱度為5℃，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值由1700 r·min-1變?yōu)?900 r·min-1時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。可以看出當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值升高時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)過程平穩(wěn)，沒有出現(xiàn)超調(diào)，調(diào)節(jié)過程時間約為50 s。同時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速升高導(dǎo)致蒸發(fā)器過熱度產(chǎn)生小幅的上升，主要原因燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速上升之前，蒸發(fā)器進(jìn)、出口的制冷劑流量達(dá)到平衡，當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速突然上升的瞬間，壓縮機(jī)的吸氣能力明顯增加，流出蒸發(fā)器的制冷劑流量大于流入蒸發(fā)器的制冷劑流量，造成蒸發(fā)器內(nèi)的制冷劑量減少，因此在燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速升高的瞬間，蒸發(fā)器過熱度出現(xiàn)小幅的上升過程。隨后經(jīng)過控制器調(diào)節(jié)電子膨脹閥的開度，進(jìn)、出蒸發(fā)器的制冷劑流量達(dá)到新的平衡，蒸發(fā)器過熱逐漸穩(wěn)定。圖5(b)為環(huán)境溫度為7℃左右，冷凝器出水溫度為51.4℃，蒸發(fā)器過熱度為5℃，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值由2100 r·min-1變?yōu)?800 r·min-1時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。同樣可以看出，燃?xì)鈾C(jī)調(diào)節(jié)過程沒有出現(xiàn)超調(diào)，調(diào)節(jié)過程時間為50 s左右。燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值降低，引起蒸發(fā)器過熱度產(chǎn)生小幅的降低，主要原因是燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速降低后的瞬間，流出蒸發(fā)器的制冷劑流量小于流入蒸發(fā)器的制冷劑流量，造成蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑增加，因此蒸發(fā)器過熱度出現(xiàn)短暫的下降，隨后經(jīng)過蒸發(fā)器過熱度控制器調(diào)節(jié)電子膨脹閥的開度，過熱度重新達(dá)到穩(wěn)定值。

圖5 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值改變時燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的響應(yīng)曲線

圖6為環(huán)境溫度為10℃左右、蒸發(fā)器過熱度為5℃、冷凝器出水溫度為由45℃加熱至65℃過程中，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值連續(xù)改變時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。由圖可知，不論燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值升高還是降低，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速基本沒有出現(xiàn)超調(diào)，調(diào)節(jié)過程時間小于100 s。燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速變化導(dǎo)致的蒸發(fā)器過熱度單向波動幅度很小，小于0.5℃。

圖6 燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值連續(xù)變化時的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的響應(yīng)曲線

圖7為環(huán)境溫度為10℃左右、蒸發(fā)器過熱度為5℃、冷凝器出水溫度為由50.8℃加熱至56.1℃過程中，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值為1800 r·min-1，蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值連續(xù)改變時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的動態(tài)響應(yīng)曲線。過熱度升高會導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速出現(xiàn)小幅的上升波動，過熱度降低會導(dǎo)致燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速出現(xiàn)小幅的下降波動，波動范圍都小于50 r·min-1。可以看出，無論是改變?nèi)細(xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值，還是改變蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制策略都表現(xiàn)出良好的動態(tài)響應(yīng)特性。

圖7 蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值連續(xù)變化時的燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度的響應(yīng)曲線

4 結(jié) 論

（1）當(dāng)過熱度設(shè)定值改變時，過熱度超調(diào)量小于0.5℃，調(diào)節(jié)過程時間小于70 s，同時燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速出現(xiàn)小幅波動，轉(zhuǎn)速控制表現(xiàn)出較強(qiáng)抗干擾性能。

（2）當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值改變時，燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速沒有出現(xiàn)超調(diào)，調(diào)節(jié)過程時間為50 s左右，同時轉(zhuǎn)速變化引起的過熱度的波動范圍小于0.5℃，過熱度控制過程表現(xiàn)出良好的抗干擾性能。

（3）當(dāng)燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)定值和蒸發(fā)器過熱度設(shè)定值連續(xù)改變時，聯(lián)合控制策略表現(xiàn)出良好的動態(tài)響應(yīng)特性及抗干擾性能。燃?xì)鈾C(jī)轉(zhuǎn)速與蒸發(fā)器過熱度聯(lián)合控制策略可以為燃?xì)鈾C(jī)熱泵的推廣提供理論和技術(shù)支持。

References

[1] BRENN J, SOLTI P, BACH C. Comparison of natural gas driven heat pumps and electrically driven heat pumps with conventional systems for building heating purposes [J]. Energy and Building, 2010, 42 (6): 904-908.

[2] 王明濤, 劉煥衛(wèi), 張百浩. 燃?xì)鈾C(jī)熱泵供熱性能規(guī)律的理論和實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 化工學(xué)報, 2015, 66 (10): 3834-3840. WANG M T, LIU H W, ZHANG B H. Theoretical and experimental study on heating performance of gas engine-driven heat pump [J].CIESC Journal, 2015, 66 (10): 3834-3840.

[3] 吳集迎, 馬益民. 基于LFG的沼氣機(jī)熱泵系統(tǒng)配置與實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 化工學(xué)報, 2014, 65 (S2): 208-214. WU J Y, MA Y M. System configuration and experimental study on LFG based biogas engine driven heat pump [J]. CIESC Journal, 2014, 65 (S2): 208-214.

[4] WANG M T, YANG Z, SU X C,. Simulation and experimental research of engine rotary speed for gas engine heat based on expert control [J]. Energy and Buildings, 2013, 64: 95-102.

[5] 李應(yīng)林, 黃虎. 燃?xì)怛?qū)動熱泵系統(tǒng)的發(fā)動機(jī)動力優(yōu)化 [J]. 化工學(xué)報, 2010, 61 (S2): 152-156. LI Y L, HUANG H. Performance optimization of engine in engine-driven heat pump [J]. CIESC Journal, 2010, 61 (S2): 152-156.

[6] ELGENDY E, SCHMIDT J, KHALIL A,. Performance of a gas engine heat pump (GEHP) using R410A for heating and cooling applications [J]. Energy, 2010, 35 (12): 4941-4948.

[7] SANAYE S, CHAHARTAGHI M, ASGARI H. Dynamic modeling of gas engine driven heat pump system in cooling model [J]. Energy, 2013, 55 (1): 195-208.

[8] YAN Z, WANG W B, WU X. Thermal modeling and operating tests for a gas-engine driven heat pump working as a water heater in winter [J]. Energy and Buildings, 2013, 58: 219-226.

[9] 姜文秀, 蔡亮, 鄧衛(wèi)衛(wèi). 混合動力燃?xì)鉄岜枚具\(yùn)行工況經(jīng)濟(jì)性分析 [J]. 化工學(xué)報, 2014, 65 (S2): 195-201. JIANG W X, CAI L, DENG W W. Economy analysis of hybridgas engine heat pump in winter operating conditions [J]. CIESC Journal, 2014, 65 (S2): 195-201.

[10] LI S Z, ZHANG W G, ZHANG R R,. Cascade fuzzy control for gas engine driven heat pump [J]. Energy Conversion and Management, 2005, 46 (11): 1757-1766.

[11] ELGENDY E, SCHMIDT J. Experimental study of gas engine driven air to water heat pump in cooling model [J]. Energy, 2010, 35 (6): 2461-2467.

[12] ELGENDY E, SCHMIDT J, KHALIL A,. Performance of a gas engine driven heat pump for hot water supply systems [J]. Energy,2011, 36 (5): 2883-2889.

[13] 吳集迎, 馬益民. 空氣源沼氣機(jī)熱泵部分負(fù)荷性能 [J].化工學(xué)報, 2014, 65 (11): 4551-4556. WU J Y, MA Y M. Partial load performance of biogas engine driven air source heat pump system [J]. CIESC Journal, 2014, 65 (11): 4551-4556.

[14] WU X, YANG Z, LIU H W,. The performance of mixture refrigerant R134a/R152a in a novel gas engine-driven heat pump system [J]. International Journal of Green Energy, 2014, 11: 60-73.

[15] SANAYE S, CHAHARTAGHI M. Thermal modeling and operating tests of unitary gas engine heat pump systems [J].Energy, 2010, 35: 351-363

[16] 王明濤, 劉煥衛(wèi), 張百浩. 燃?xì)鈾C(jī)熱泵容量調(diào)節(jié)制冷性能試驗(yàn) [J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報, 2015, 31 (18): 107-113. WANG M T, LIU H W, ZHANG B H. Performance of cooling capacity adjustment in gas engine-driven heat-pump [J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering, 2015, 31 (18): 107-113.

[17] 徐振軍, 楊昭, 方箏. 燃?xì)獍l(fā)動機(jī)調(diào)速控制與試驗(yàn) [J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報, 2008, 39 (12): 7-9. XU Z J, YANG Z, FANG Z. Experiment on neural network nonlinear PID controller for the natural gas engine [J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Machinery, 2008, 39 (12): 7-9.

[18] TIBOLA R J, LANZANOVA M T, MARTINS E M,. Modeling and speed control design of an ethanol engine for variable speed gensets [J]. Control Engineering Practice, 2015, 35: 54-66.

[19] 陳芝久, 吳靜怡. 制冷裝置自動化[M]. 2版. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2010: 108-110. CHEN Z J, WU J Y. Refrigeration Equipment & Automatization [M]. 2nd ed. Beijing: China Machine Press, 2010: 108-110.

[20] JIANG M L, WU J Y, WANG R Z,. Research on the control laws of the electric expansion valve for an air source heat pump water heater [J].Building and Environment, 2011, 46 (10): 1954-1961.

[21] SALEH B, ALY A A. Artificial neural network models for depicting mass flow rate of R22, R407C and R410A through electronic expansion valves [J]. International Journal of Refrigeration, 2016, 63: 113-124.

[22] YANG Z, ZHU Z S, ZHAO F. Simultaneous control of drying temperature and superheat for a closed-loop heat pump dryer [J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 93: 571-579.

[23] HILDEBRAND F B. Introduction to Numerical Analysis [M]. 2nd ed. New York: Dover Publications, 1987.

Simultaneous control of engine speed and evaporator superheat for gas engine-driven heat pump system

WANG Mingtao1,2, LIU Huanwei2, ZHANG Baihao2

(1School of Energy and Power Engineering, Ludong University, Yantai 264025, Shandong, China;2School of Mechanical Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

The complex gas engine-driven heat pump (GEHP) is composed of a gas engine, a heat pump as well as a data acquisition and control sub-system. Effective control of the gas engine speed and evaporator superheat is necessary for safe and highly efficient operation of a GEHP. Based on the characteristics of the gas engine and the heat pump, a simultaneous control strategy was developed with an expert PI controller for engine speed and gain-regulating controller for evaporator superheat. Simultaneous control studies were performed on a GEHP system over a wide range of engine speed and evaporator superheat. When the set point of evaporator superheat was changed, superheat overshoot was less than 1℃ and the engine speed control showed strong anti-interference. When the set point of engine speed was changed, the engine speed control showed a good performance with no overshoot and the superheat fluctuated within a range of less than 0.5℃. The experimental results also show that the simultaneous controller run well in terms of settling time and overshoot when the set points of engine speed and superheat were changed continuously. The research findings will provide technical support for design of automated GEHP control system.

natural gas; thermodynamics; compressor; gas engine-driven heat pump; gas engine speed control; superheat control; simultaneous control

2016-05-09.

WANG Mingtao, wmtldu@163.com

10.11949/j.issn.0438-1157.20160605

TK 123

A

0438—1157（2016）10—4309—08

山東省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（ZR2014EEP026）；魯東大學(xué)科研基金項(xiàng)目（27860301）。

2016-05-09收到初稿，2016-06-27收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：王明濤（1983—），男，博士，講師。

supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province (ZR2014EEP026) and the Scientific Research Foundation of Ludong University (27860301).