迎面風速對電動汽車熱泵系統蒸發器除霜特性影響的實驗研究

楊忠誠， 蘇 林， 方奕棟， 李 康， 穆文杰， 劉旭陽

(上海理工大學 能源與動力工程學院， 上海 200093)

隨著能源危機和環境問題的不斷加劇，汽車行業采取節能環保措施勢在必行，其中純電動汽車作為汽車行業可持續發展的新途徑而備受關注。汽車空調作為其不可缺少的子系統不僅保障了乘員艙的熱舒適性，而且未來有可能整合電池與電子器件的熱管理功能[1-2]。目前，針對冬季低溫采暖，電動汽車更傾向于采用熱泵空調系統。相比于電動汽車之前采用的PTC冬季采暖，熱泵空調系統可以降低能耗，顯著降低空調系統對電動汽車續航里程的消極影響[4-5]。熱泵空調系統也存在一些問題，特別是在低溫、高濕的環境下，當系統處于制熱模式時，熱泵空調系統的室外換熱器容易結霜。室外換熱器結霜造成風道堵塞，以致于通風阻力增大，使得外部換熱器的整體熱阻增大，從而導致霜的累積和增厚，嚴重影響汽車空調系統的工作性能和可靠性[6-7]。

針對熱泵空調系統冬季運行時的室外換熱器的結霜和除霜問題，國內外很多學者對其進行了研究。劉斌等[8]發現換熱器表面溫度對霜層厚度有一定影響，結霜速率則與空氣相對濕度有關。Xu Bo等[9]對比了水平和豎直扁管型兩種微通道換熱器的循環結霜性能，發現豎直扁管型微通道換熱器具有更好的排水能力，參數穩定性較好。Wang Feng等[10]研究了表面濕潤性對翅片管換熱器除霜性能的影響，結果表明超疏水換熱器除霜性能最好，親水換熱器次之。Padhmanabhan等[11]比較了翅片式換熱器與微通道換熱器在除霜過程中的性能差異，發現翅片換熱器的除霜時間約為微通道換熱器的2倍，但微通道的結霜率明顯高于翅片換熱器。董軍啟等[12]研究了橫排和豎排兩種布置結構形式的微通道換熱器分別在2和1 ℃的寒濕工況下的循環結霜和除霜的性能和機理，發現橫排布置結構形式在結霜和除霜特性上均顯著優于豎排布置結構形式。Qu等[13-14]研究了多管換熱器的除霜性能，結果表明上層管的除霜時間快于下層管，其除霜效率可達34.5%。

以上研究主要集中在換熱器的類型和結構以及環境溫濕度對換熱器的結霜和除霜特性的影響。因蒸發器迎面風速會影響蒸發器表面的對流換熱，從而影響室外換熱器的結霜和除霜。陳軼光[15]通過數值模擬結合實驗，發現結霜量與蒸發器迎面風速不呈正相關的線性增長,而是呈現開口向上的凹形。現階段蒸發器迎面風速對室外換熱器除霜特性的影響尚不明確，因此課題組設計并搭建了電動汽車熱泵空調系統的實驗臺架，研究了在同等結霜工況下，蒸發器側風機送風風速對系統除霜特性的影響。

1 實驗裝置和實驗方法

1.1 實驗裝置

為模擬汽車行駛環境，整個系統搭建在焓差室中。焓差室由室內側和室外側2部分構成，通過獨立的環境控制系統來控制2側房間的溫濕度，達到模擬車內和車外環境的效果。整個實驗裝置和系統測試示意圖如圖1所示，通過室內外環境控制系統中的冷凍機組、電加熱器和電加濕器控制室內側/室外側的溫度和濕度，同時由兩側風洞裝置控制風量大小。

圖1 空氣源熱泵系統實驗裝置示意圖Figure 1 Experimental diagram of air source heat pump system

實驗采用的電動汽車熱泵系統為3換熱器系統，制冷劑為R134a。系統包括電動渦旋壓縮機(容量為34 ml,電壓320 V)、室外換熱器(630 mm×360 mm×20 mm，豎排3流程)、室內蒸發器(250 mm×247 mm×48 mm，豎排4流程)，室內冷凝器(200 mm×180 mm×30 mm，豎排4流程)、電子膨脹閥(功率50 W，直流電壓24 V)、氣液分離器、質量流量計和閥等部件。系統通過閥的通斷來實現制冷和制熱模式的切換。當系統運行制熱模式時，閥2和4開啟，閥1和3關閉，此時從壓縮機排出的高溫高壓制冷劑通過室內冷凝器向HVAC總成內的空氣散熱，制冷劑之后依次通過電子膨脹閥、蒸發器和氣液分離器回到壓縮機。系統室外換熱器除霜則通過逆循環實現，即關閉閥2和4，開啟閥1和3，高溫高壓的制冷劑從壓縮機排出后經過室外換熱器，釋放熱量實現霜層融化,制冷劑再依次經過熱力膨脹閥、室內蒸發器和氣液分離器回到壓縮機。

為測量制冷劑的溫度和壓力，在壓縮機、室外蒸發器、室內冷凝器、室內蒸發器的進出口分別布置溫度和壓力傳感器，均通過安捷倫數據采集儀采集數據。溫度傳感器為四線制PT100鉑電阻；壓力傳感器為NS-P系列顯型壓力傳感器測量，量程為0～4 MPa；空調箱出風溫度可通過出風混合箱測得。實驗參數測量精度如表1所示。

表1 試驗臺測量裝置精度

1.2 實驗工況和方法

蒸發器容易在高濕度、非極低環境溫度、低風速和高換熱量工況下結霜[16]，系統采用全新風模式，室內側和室外側溫濕度均保持一致，空氣干球溫度取2 ℃，空氣相對濕度取85%。蒸發器迎面風速由通過風速標定實驗的室外風機的風量來控制。在實驗過程中，通過定時拍照的方式記錄室外換熱器的結霜和除霜情況。在結霜過程中，每隔1 min拍照一次，在除霜過程中，每隔2 s拍照一次。為研究蒸發器迎面風速對除霜過程的影響，需要確保結霜量相同，故蒸發器迎面風速1.5 m/s作為統一結霜風速。當換熱器表面完全結霜后，系統切換成逆循環制冷模式來實現除霜，壓縮機轉速設定為4 000 r/min，同時調節蒸發器迎面風速的大小，依次分析迎面風速為0.8，1.3，1.5，1.8和2.3 m/s時對除霜的影響。

2 實驗結果分析

2.1 結霜

實驗開始前將室外側空氣的相對濕度設定為50%，系統穩定運行后，通過室外側的環境控制系統，將室外側空氣的相對濕度增加至85%，熱泵系統的蒸發器開始結霜，觀察結霜情況。

當系統穩定運行后開啟電加濕器，8 min后，蒸發器表面開始出現結霜跡象，29 min后結霜完畢。結霜過程中蒸發器表面變化如圖2所示。霜層分布呈現間隔式，第Ⅱ流程出現左半流道未結霜的現象。

圖2 蒸發器結霜變化圖Figure 2 Frost formation diagram of evaporator

蒸發器的流程分布和制冷劑流向如圖3所示。制冷劑經過電子膨脹閥節流之后，進入蒸發器，當蒸發器表面溫度低于周圍空氣的露點溫度與水的冰點溫度時，空氣中的飽和或過飽和水蒸氣就會在蒸發器表面凝結成核，凝結液滴會進一步凍結。隨后周圍空氣中的水蒸氣不斷在凍結的液滴上凝華結霜，霜將整個表面覆蓋。第Ⅰ流程的換熱器扁管中，制冷劑因重力作用從上往下流入底部集液管，此流程的扁管中液態和氣態制冷劑均勻分布，因此霜層分布較為均勻；制冷劑進入第Ⅱ流程時，氣態制冷劑密度較小，易從集液管進入扁管，并集中在第Ⅱ流程左半部分扁管，導致這部分制冷劑未發生蒸發吸熱[17]，所以出現右半部分扁管結霜，左半部分扁管未結霜的現象；制冷劑進入第Ⅲ流程后，同樣因重力作用自上而下流動，因氣態制冷劑流速較快，聚集在換熱器第Ⅲ流程右部，液態制冷劑很難到達該位置進行換熱，導致換熱器第Ⅲ流程的右下角部分扁管未結霜[18]。

圖3 蒸發器模型Figure 3 Model of evaporator

2.2 除霜

結霜完成后，關閉壓縮機，關閉閥2和閥4，打開閥1和閥3，將系統切換到制冷模式，通過逆循環達到除霜的目的。在除霜過程中2 s拍照一次記錄蒸發器表面霜層變化過程。設定蒸發器迎面風速為1.5 m/s，除霜過程中的蒸發器表面變化如圖4所示。隨著時間的推移，蒸發器的第Ⅲ流程表面的霜層首先融化，60 s后第Ⅲ流程的霜全部融化，直到380 s，第Ⅰ流程的霜層才全部融化。

圖4 室外換熱器除霜變化Figure 4 Defrosting change of outdoor heat exchanger

由圖5得知，在制冷模式下，壓縮機排出的高溫制冷劑從換熱器的第Ⅲ流程下方的集液管進入換熱器的扁管，第Ⅲ流程的扁管因最先與制冷劑發生換熱，所以第Ⅲ流程的扁管除霜最快。制冷劑依次經過3個流程的換熱器扁管換熱后，制冷劑溫度逐漸降低，第Ⅰ流程的扁管除霜時間較長。

圖5 除霜時蒸發器里制冷劑流向Figure 5 Refrigerant flow in evaporator during defrosting

2.3 迎面風速對除霜特性的影響

2.3.1 迎面風速對除霜時間的影響

在相同的結霜工況下，改變蒸發器迎面風速，比較所需除霜時間。經實驗測得數據得出除霜時間與蒸發器迎面風速關系如圖6所示。由圖可知，增大蒸發器迎面風速，除霜時間縮短。說明高風速增大了空氣與室外換熱器表面的對流換熱量，除霜效率提高。

圖6 除霜時間和蒸發器迎面風速關系Figure 6 Relationship between defrosting time and evaporator head wind speed

2.3.2 迎面風速對壓縮機特性的影響

除霜過程中壓縮機吸排氣壓力隨風速變化情況如圖7所示。系統處于制冷模式，隨著除霜時間的增加，壓縮機吸排氣壓力均迅速升高[19]，除霜200 s后壓縮機吸排氣壓力增大幅度放緩。從圖7中還可以看出，加大蒸發器迎面風速(室外風速)，壓縮機吸排氣壓力逐漸降低，蒸發器迎面風速從0.8 m/s提高到2.3 m/s，除霜完成時壓縮機吸排氣壓力分別降低至15.6%和15.3%。

圖7 壓縮機吸排氣壓力和除霜時間關系Figure 7 Relationship between intake and exhaust pressure of compressor with defrosting time

壓縮機在除霜過程中的功耗變化如圖8所示，隨著除霜時間的增加，壓縮機功率瞬間上升再以較小的幅度緩慢增大。同時可以從圖中看出，蒸發器迎面風速對壓縮機功耗影響不大。

圖8 壓縮機功耗隨除霜時間的變化Figure 8 Variation of compressor power consumption with defrosting time

2.3.3 迎面風速對蒸發器進出口溫度的影響

圖9所示為在不同蒸發器迎面風速下，室外換熱器進出口溫度隨除霜時間變化曲線。隨著霜層的融化，不同風速下的室外換熱器進出口溫度均隨著除霜時間的增加而增加。在迎面風速0.8 m/s的蒸發器迎面風速下，室外換熱器的出口溫度最高，在迎面風速2.3 m/s的蒸發器迎面風速下，室外換熱器的出口溫度最低。這是因為高風速會增加室外換熱器與空氣的對流換熱，加強了室外換熱器內的制冷劑與空氣側的傳熱；在低風速下的壓縮機排氣壓力較高，排氣溫度較高，換熱器進口溫度高于高風速工況，所以在除霜結束后，迎面風速0.8 m/s工況下的進出口溫差比迎面風速2.3 m/s工況下的進出口溫差高7.8 ℃。

圖9 室外換熱器進出口溫度隨除霜時間的變化Figure 9 Variation of inlet and outlet temperature of outdoor heat exchanger with defrosting time

2.3.4 迎面風速對HVAC出風溫度的影響

圖10所示為在不同室外風量下，隨著除霜時間的增長，供暖通風與空氣調節(heating, ventilation and air condition, HVAC)出風溫度的變化情況。當逆循環開啟后，系統開啟制冷模式，故HVAC出風溫度迅速降低。在除霜過程中，室外換熱器左邊第Ⅰ流程的霜層融化變慢，因此在HAVC出風溫度降低到最小值后會出現變化幅度不大的現象；當除霜過程接近結束時，流出室外換熱器的制冷劑溫度逐漸升高，導致制冷量減少，HVAC出風溫度出現提高的現象；室外風量的變化也會導致HVAC出風溫度的變化，對比迎面風速0.8和2.3 m/s的HVAC出風最低溫度，前者比后者高3.8 ℃，并且在除霜的最后時間，前者的HVAC出風溫度高了4.9 ℃，所以較小的室外風量能得到更高的HVAC出風溫度。

圖10 HVAC出風溫度隨除霜時間的變化Figure 10 Variation of HVAC outlet air temperature with defrosting time

3 結論

課題組搭建電動汽車熱泵空調系統試驗臺，研究了室外換熱器在冬季運行時結霜特性，并比較分析了蒸發器迎面風速對室外換熱器除霜特性的影響，得出如下結論：

1) 在實驗測試工況下，受重力和兩相流制冷劑密度不均導致的氣液分離2個因素的影響，室外蒸發器所結霜層分布呈現間隔式分布。

2) 壓縮機的吸排氣壓力和室外換熱器進出口溫度在逆循環除霜過程中，均會逐漸升高，都隨著蒸發器迎面風速的增加而降低。但是系統的制冷量和HVAC出風溫度在除霜過程中不穩定，會出現波動現象。

3) 在逆循環除霜過程中，較高的蒸發器迎面風速可以提高除霜效率。除霜過程中，蒸發器迎面風速為0.8 m/s工況下除霜時間比迎面風速為2.3 m/s時縮短37.4%，但此時系統的制冷量增加，HVAC出風最低溫度降低3.8 ℃。綜合考慮除霜時間與HVAC出風溫度，在除霜過程中，文中實驗工況下的最佳蒸發器迎面風速為1.8 m/s。