熱氣直通化霜技術(shù)及電子膨脹閥設(shè)計(jì)研究

王現(xiàn)林 李亞飛 連彩云 楊旭東

（1.清華大學(xué) 北京 100084；2.珠海格力電器股份有限公司 珠海 519070）

0 引言

“煤改電”工程使得空氣源熱泵得到廣泛的推廣應(yīng)用，但在冬季低溫高濕工況下，空氣源熱泵外機(jī)結(jié)霜難以避免，結(jié)霜導(dǎo)致了空氣源熱泵制熱效率大幅降低，制約了其使用與發(fā)展[1]。目前常見的化霜方式包括逆循環(huán)除霜、熱氣旁通除霜、電加熱除霜和蓄熱除霜等[2,3]。

逆循環(huán)除霜通過四通閥換向，壓縮機(jī)排出的高溫高壓冷媒先進(jìn)入室外換熱器進(jìn)行化霜，然后經(jīng)過冷凝的高壓冷媒通過電子膨脹閥節(jié)流降壓為低溫低壓冷媒，進(jìn)入室內(nèi)換熱器進(jìn)行蒸發(fā)吸熱，室內(nèi)風(fēng)機(jī)停止運(yùn)轉(zhuǎn)。逆循環(huán)化霜過程中供熱停止的同時(shí)從室內(nèi)環(huán)境吸收熱量，最終導(dǎo)致室內(nèi)環(huán)境出現(xiàn)大幅溫降，用戶感覺不舒適[4]。

熱氣旁通除霜在常規(guī)制冷循環(huán)中增加一條支路，化霜時(shí)無需換向，通過控制支路電磁閥的通斷，使壓縮機(jī)排出的高溫高壓冷媒通過化霜支路直接進(jìn)入室外換熱器進(jìn)行化霜。該除霜技術(shù)不會從室內(nèi)吸熱，舒適性較好，但熱氣旁通除霜期間吸氣過熱度減小，壓縮機(jī)出現(xiàn)液擊的風(fēng)險(xiǎn)變大[5]。

電加熱除霜是將電阻絲安裝在室外換熱管上進(jìn)行加熱除霜，這種方法除霜時(shí)間短，系統(tǒng)設(shè)計(jì)簡單，但缺點(diǎn)是能耗高，僅有15%～25%的能量被用于化霜[2-6]。

蓄熱除霜通過儲存壓縮機(jī)廢熱為除霜提供熱量，更加節(jié)能環(huán)保，蓄熱器一般設(shè)計(jì)在吸排氣口或者包裹在壓縮機(jī)殼體上[7]。該化霜技術(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)不停機(jī)除霜，室內(nèi)溫度波動小，但蓄熱器體積較大、蓄熱量較少，不能得到廣泛推廣[8]且蓄熱時(shí)會對機(jī)組的正常制熱造成一定的影響[9]。

從上述文獻(xiàn)分析可見，逆循環(huán)除霜使室內(nèi)舒適性惡化，熱氣旁通除霜、電加熱除霜和蓄熱除霜均需增設(shè)系統(tǒng)組件且各有缺陷，基于提升化霜時(shí)的室內(nèi)舒適性及不改動空氣源熱泵系統(tǒng)的原則，本文首先提出了新型熱氣直通化霜技術(shù)，然后分析了熱氣直通化霜技術(shù)的流量需求并對關(guān)鍵設(shè)備電子膨脹閥進(jìn)行了創(chuàng)新設(shè)計(jì)，最后利用CFD 技術(shù)對熱氣直通除霜過程中電子膨脹閥內(nèi)部的能量損失進(jìn)行了模擬分析。

1 熱氣直通化霜技術(shù)

在本研究中，提出的熱氣直通化霜技術(shù)不需要額外增加旁通支路，有別于熱氣旁通化霜技術(shù)，熱氣直通化霜過程中四通閥不換向，與正常制熱運(yùn)行時(shí)的冷媒循環(huán)方向相同，壓縮機(jī)排出的高溫高壓冷媒先進(jìn)入室內(nèi)側(cè)換熱器，然后經(jīng)過電子膨脹閥后進(jìn)入室外側(cè)換熱器進(jìn)行化霜，除霜時(shí)冷媒流向如圖1所示。熱氣直通化霜的原理是在化霜時(shí)增加電子膨脹閥開度，減小冷媒在電子膨脹閥內(nèi)的節(jié)流熱損失，讓較高溫度的冷媒到室外機(jī)進(jìn)行除霜。

圖1 熱氣直通化霜技術(shù)冷媒流向圖Fig.1 Refrigerant flow direction of hot gas direct defrosting technology

在壓焓圖上分析熱氣直通化霜技術(shù)的化霜過程，如圖2 所示，1→2 表示冷媒在壓縮機(jī)內(nèi)的壓縮過程，2→3 表示高溫高壓的冷媒進(jìn)入室內(nèi)側(cè)換熱器的放熱過程，3→4 表示冷媒經(jīng)過電子膨脹閥的節(jié)流降壓過程，4→5 表示經(jīng)過節(jié)流的冷媒在室外側(cè)換熱器的放熱融霜過程，5→6 表示冷媒在儲液罐中的儲液過程，5→1 表示液態(tài)冷媒的閃發(fā)過程。從壓焓圖分析中可以看出，熱氣直通化霜過程中，冷媒在室內(nèi)側(cè)和室外側(cè)換熱器中均進(jìn)行放熱，室內(nèi)側(cè)主要是提供熱量，室外側(cè)為除霜，即在化霜過程中持續(xù)給房間供應(yīng)部分熱量，有助于提升室內(nèi)舒適性。

圖2 熱氣直通化霜循環(huán)和常規(guī)制熱循環(huán)壓焓圖Fig.2 Pressure enthalpy diagram of hot gas direct defrosting cycle and traditional heating cycle

在圖2 中用虛線描述了常規(guī)制熱循環(huán)，通過對比發(fā)現(xiàn)，熱氣直通化霜循環(huán)和常規(guī)制熱循環(huán)的壓縮過程一致，主要不同點(diǎn)是冷媒在室內(nèi)換熱器、電子膨脹閥和室外換熱器內(nèi)的相態(tài)變化過程。常規(guī)制熱循環(huán)，冷媒在室內(nèi)換熱器放熱，室內(nèi)換熱器出口為過冷液體；熱氣直通化霜循環(huán)，冷媒在室內(nèi)換熱器放熱，室內(nèi)換熱器出口為過熱氣體。常規(guī)制熱循環(huán)，液態(tài)冷媒經(jīng)過電子膨脹閥節(jié)流后變?yōu)闅庖簝上嗔鳎粺釟庵蓖ɑh(huán)，氣態(tài)冷媒經(jīng)過電子膨脹閥后仍為氣態(tài)。常規(guī)制熱循環(huán)，氣液兩相冷媒在室外換熱器中蒸發(fā)，室外換熱器出口為氣體；熱氣直通化霜循環(huán)，氣態(tài)冷媒在室外換熱器中冷凝，室外換熱器出口為氣液兩相流。

熱氣直通除霜速率快慢主要取決于進(jìn)入室外側(cè)換熱器的冷媒熱量，熱氣直通化霜技術(shù)的關(guān)鍵在于3→4 過程中電子膨脹閥內(nèi)的熱量損失盡量小，因此在下文中對熱氣直通化霜過程中的流量需求、電子膨脹閥流量曲線和結(jié)構(gòu)以及化霜過程中電子膨脹閥內(nèi)的熱量損失進(jìn)行分析。

2 電子膨脹閥流量分析與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 熱氣直通化霜過程中膨脹閥流量需求分析

熱氣直通化霜時(shí)需要增加膨脹閥開度以減小節(jié)流熱損失，但不能直接去除膨脹閥，不能直接把室內(nèi)換熱器和室外換熱器連通，熱氣直通化霜過程中有無膨脹閥的壓焓圖如圖3 所示。當(dāng)在熱氣直通化霜過程中直接連通室內(nèi)換熱器和室外換熱器時(shí)，3→4 的節(jié)流降壓過程將會被省略，進(jìn)入室外換熱器化霜的冷媒為高溫高壓冷媒，室外換熱器的放熱過程將如虛線3→5’所示，經(jīng)過放熱化霜后部分冷媒冷凝為液體，液體冷媒回到壓縮機(jī)吸氣側(cè)將導(dǎo)致壓縮機(jī)大量回液，系統(tǒng)內(nèi)氣態(tài)冷媒會越來越少。另外，由于缺少節(jié)流過程，室外換熱器出口5’的壓力將會升高，造成壓縮機(jī)吸氣壓力和排氣壓力的差值逐漸變小，使得排氣溫度快速衰減，無法提供持續(xù)的化霜熱量，因此熱氣直通化霜過程需要一定程度的節(jié)流來保證持續(xù)化霜熱量，不能直接把室內(nèi)換熱器和室外換熱器連通。

圖3 熱氣直通化霜過程有無膨脹閥的壓焓圖Fig.3 Pressure enthalpy diagram of hot gas direct defrosting process with and without expansion valve

為了確定熱氣直通化霜過程所需的熱氣流量范圍，利用R32 空調(diào)系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)測量了不同膨脹閥開度時(shí)的熱氣直通化霜效果。在熱氣直通化霜過程中，當(dāng)膨脹閥開度對應(yīng)空氣流量為70L/min 時(shí)，在R32 空調(diào)系統(tǒng)中應(yīng)用時(shí)流量偏大，系統(tǒng)高壓很低，排氣溫度會快速衰減到較低水平無法提供持續(xù)的化霜熱量。當(dāng)膨脹閥開度對應(yīng)空氣流量為50L/min 時(shí)，實(shí)際測試過程中，閥前溫度45℃，而閥后溫度僅有10℃，節(jié)流過程中有大量的熱量損失，導(dǎo)致化霜熱量不足，化霜時(shí)間延長。

通過上述分析可知，為保證化霜熱量和化霜速度，熱氣直通化霜過程中電子膨脹閥開度對應(yīng)的空氣流量應(yīng)處于50～70L/min 之間，下面結(jié)合電子膨脹閥的流量曲線分析熱氣直通化霜過程中合適的膨脹閥開度脈沖和對應(yīng)的流量曲線。

2.2 電子膨脹閥流量曲線分析

電子膨脹閥的流量與脈沖正相關(guān)，脈沖越大，流量越大。小型壁掛式空氣源熱泵使用的常規(guī)大口徑電子膨脹閥的制冷制熱脈沖范圍為0～200 脈沖，滿足熱氣直通化霜技術(shù)的脈沖范圍為450～500 脈沖，中間較大范圍屬于系統(tǒng)運(yùn)行過程中較少使用的脈沖范圍即無效脈沖段，如圖4 所示。整體而言，制冷制熱脈沖范圍較小，較小的脈沖調(diào)節(jié)會導(dǎo)致較大的系統(tǒng)冷媒流量變化，調(diào)節(jié)過于靈敏，易導(dǎo)致電子膨脹閥控制不穩(wěn)、系統(tǒng)容易出現(xiàn)震蕩等問題。常規(guī)小口徑電子膨脹閥的流量曲線如圖4 所示，制冷制熱脈沖范圍為0～500 脈沖，滿足制冷制熱過程中冷媒流量需求且電子膨脹閥的控制較穩(wěn)，但不滿足熱氣直通化霜過程的冷媒流量需求。

圖4 常規(guī)口徑電子膨脹閥流量曲線示意圖Fig.4 Flow rate curve diagram of the traditional electronic expansion valve

根據(jù)熱氣直通化霜技術(shù)的膨脹閥流量需求和正常制冷制熱控制穩(wěn)定性需求，結(jié)合小口徑電子膨脹閥和大口徑電子膨脹閥的流量曲線特點(diǎn)，預(yù)設(shè)熱氣直通化霜技術(shù)專用電子膨脹閥的流量曲線，如圖5 所示。0～400 脈沖間的流量曲線斜率較小，以滿足正常制冷制熱需求；400～500 脈沖間的流量曲線斜率明顯增大，以滿足熱氣化霜需求。

圖5 熱氣直通化霜技術(shù)專用電子膨脹閥預(yù)設(shè)流量曲線Fig.5 Presupposed flow rate curve of special electronic expansion valve for hot gas direct defrosting technology

2.3 熱氣直通除霜專用電子膨脹閥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

上述分析了熱氣直通除霜技術(shù)專用膨脹閥的流量曲線，為了設(shè)計(jì)膨脹閥的結(jié)構(gòu)，需要獲得膨脹閥流道截面積和膨脹閥開度的關(guān)系，建立電子膨脹閥閥針和流道截面積簡化計(jì)算模型，如圖6 所示。常規(guī)電子膨脹閥閥針結(jié)構(gòu)為無頂端的圓錐體即圓臺，閥針孔徑為D，閥針錐角為α，開啟度為h，冷媒經(jīng)過電子膨脹閥的流通面積取決于A 點(diǎn)到閥針的最短距離，即流通面積由以AB 為母線的圓臺體積決定，則冷媒經(jīng)過電子膨脹閥的流通面積A可表示如公式（1）所示。

圖6 電子膨脹閥閥針及流通截面積簡化計(jì)算模型Fig.6 Simplified calculation model of valve needle and flow cross-section area of electronic expansion valve

根據(jù)以上分析可以看出，當(dāng)電子膨脹閥閥體結(jié)構(gòu)確定后，冷媒工質(zhì)的流通面積僅與閥針的開啟度h（即閥此時(shí)的脈沖）有關(guān)；當(dāng)處于最大脈沖時(shí)，閥的流通面積主要由閥針孔徑?jīng)Q定。

根據(jù)電子膨脹閥生產(chǎn)廠商提供的數(shù)據(jù)，1.65mm 口徑電子膨脹閥，最大空氣流量為43.8L/min；1.8mm 口徑電子膨脹閥，最大空氣流量為46.7L/min；2.2mm 口徑電子膨脹閥，最大空氣流量為67.3L/min；2.4mm 口徑電子膨脹閥，最大空氣流量為78.5L/min。結(jié)合2.1 節(jié)分析可知熱氣直通化霜過程中電子膨脹閥開度對應(yīng)的空氣流量應(yīng)處于50～70L/min 之間，因此選定熱氣直通化霜專用電子膨脹閥口徑為2.2mm。

常規(guī)電子膨脹閥的閥針為單錐面結(jié)構(gòu)，流量曲線如圖4 所示，不能實(shí)現(xiàn)熱氣直通化霜過程中400～500 脈沖時(shí)的大幅度流量變化，因此根據(jù)流量曲線需求和流通面積影響因素，閥針頂端設(shè)計(jì)為新型雙錐面結(jié)構(gòu)，第二個(gè)錐面結(jié)構(gòu)的錐角大于第一個(gè)錐面的錐角，如圖7 所示。

圖7 熱氣直通化霜技術(shù)的閥針結(jié)構(gòu)Fig.7 Valve needle structure of hot gas direct defrosting technology

基于圖7 的閥針結(jié)構(gòu)示意圖設(shè)計(jì)了熱氣直通化霜技術(shù)專用雙錐面膨脹閥閥針部分的結(jié)構(gòu)示意圖如圖8 所示。

圖8 雙錐面電子膨脹閥閥針部分結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Diagram of valve needle structure of biconical electronic expansion valve

利用ANSYS FLUENT 軟件對圖8 中的雙錐面膨脹閥結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維CFD 模擬，驗(yàn)證設(shè)計(jì)的膨脹閥結(jié)構(gòu)是否滿足熱氣直通化霜技術(shù)的流量需求，膨脹閥三維流道模型和流道剖面圖如圖9 所示。

圖9 膨脹閥三維流道模型和流道剖面圖Fig.9 Three-dimensional flow channel model and flow channel profile of expansion valve

電子膨脹閥的流量曲線測量中一般采用空氣作為工質(zhì)，從B 管通入表壓為0.1MPa 的空氣，A管通入大氣中并在A 管出口接體積流量計(jì)，得到不同膨脹閥開度時(shí)通過A 管的體積流量即為該膨脹閥的流量曲線。因此，為得到熱氣化霜技術(shù)專用膨脹閥的流量曲線，在模擬中采用空氣為工質(zhì)，模擬所用的邊界條件如表1 所示。

表1 膨脹閥流量曲線CFD 模擬邊界條件Table 1 CFD simulation boundary conditions of expansion valve flow rate curve

電子膨脹閥的開度調(diào)節(jié)范圍為0～500 脈沖，正常制熱運(yùn)行時(shí)，一般在100～350 脈沖范圍內(nèi)進(jìn)行調(diào)節(jié)[10]，因此模擬時(shí)從100 脈沖開始建模，部分不同脈沖數(shù)時(shí)對應(yīng)的閥芯流道放大圖如圖10 所示。

圖10 不同脈沖數(shù)時(shí)對應(yīng)的閥芯流道放大圖Fig.10 Enlarged view of valve core flow channel under different pulses

模擬獲得不同膨脹閥脈沖下的空氣體積流量，如圖11 所示?？梢钥闯霎?dāng)膨脹閥開度為350 脈沖時(shí)體積流量存在拐點(diǎn)，當(dāng)開度為100～350 脈沖時(shí)流量曲線變化較為平緩，當(dāng)脈沖數(shù)大于350 時(shí)，體積流量快速增加。脈沖數(shù)為350 對應(yīng)的流量為14.55L/min ，脈沖數(shù)為400 對應(yīng)的流量為30.78L/min，可以滿足正常制冷制熱需求且制冷制熱脈沖調(diào)節(jié)范圍較大，能夠提高控制穩(wěn)定性。當(dāng)脈沖數(shù)為500 時(shí)，最大流量為69.82L/min，大于50L/min 而小于70L/min，可以滿足熱氣直通化霜需求，因此設(shè)計(jì)的雙錐面電子膨脹閥結(jié)構(gòu)可以滿足正常制熱和熱氣直通化霜需求。

圖11 不同脈沖下模擬的雙錐面電子膨脹閥空氣體積流量Fig.11 Simulated air volume flow of biconical electronic expansion valve under different pulses

3 熱氣直通化霜過程中電子膨脹閥內(nèi)的能量損失分析

基于2.1 節(jié)的分析可知，熱氣直通除霜過程中膨脹閥開度對應(yīng)的空氣流量范圍為50～70L/min，因此為了研究熱氣直通化霜過程中膨脹閥內(nèi)部的能量損失，在本節(jié)中利用膨脹閥空氣流量為50～70L/min 時(shí)對應(yīng)的脈沖數(shù)來對R32 制冷劑進(jìn)行CFD 數(shù)值模擬。當(dāng)膨脹閥的空氣流量為50L/min和70L/min 時(shí)，在2.3 節(jié)中設(shè)計(jì)的雙錐面膨脹閥對應(yīng)的脈沖數(shù)分別為437P 和500P，CFD 模擬時(shí)在437～500P 之間共選取了9 組不同的脈沖數(shù)，如表2 所示。在制熱和化霜過程中，膨脹閥內(nèi)制冷劑流向從A 管流向B 管，結(jié)合熱氣直通化霜技術(shù)和空調(diào)系統(tǒng)特點(diǎn)可知，當(dāng)膨脹閥開度增加時(shí)，閥前壓力和溫度（A 管進(jìn)口壓力和溫度）會降低，閥后壓力（B 管出口壓力）會增加，R32 空調(diào)系統(tǒng)在熱氣直通化霜期間不同脈沖時(shí)的膨脹閥進(jìn)出口邊界條件如表2 所示。在化霜過程中，為了給室外換熱器提供最大的化霜熱量，膨脹閥出口的質(zhì)量流量和溫度應(yīng)越大越好。根據(jù)表2 中的邊界條件，模擬獲得的不同膨脹閥脈沖對應(yīng)的制冷劑質(zhì)量流量和B 管出口溫度（閥后溫度）匯總?cè)绫? 所示?？梢钥闯觯鹘?jīng)膨脹閥的質(zhì)量流量隨著膨脹閥脈沖數(shù)的增加先升高后減小，膨脹閥出口溫度隨著脈沖數(shù)的增加而增加，當(dāng)脈沖數(shù)小于460P 時(shí)，膨脹閥出口溫度快速升高，當(dāng)脈沖數(shù)大于460P 時(shí)，膨脹閥出口溫度上升緩慢，因此存在最優(yōu)的膨脹閥開度使膨脹閥出口的化霜熱量最大。當(dāng)膨脹閥脈沖數(shù)為437P 時(shí)，熱氣直通化霜過程中閥前溫度45 ℃，而閥后溫度僅有9.51℃，節(jié)流造成的熱量損失較大，導(dǎo)致化霜熱量不足。當(dāng)膨脹閥脈沖數(shù)為500P 時(shí)，閥后溫度最高，為20.31 ℃，但是流經(jīng)膨脹閥的熱氣質(zhì)量流量最小，為15.15 g/s，這是因?yàn)榇藭r(shí)閥前的壓力降低較大，制冷劑的密度減小，導(dǎo)致流經(jīng)膨脹閥的熱氣質(zhì)量流量降低，因此脈沖數(shù)為500P 時(shí)提供的化霜熱量并非最大。當(dāng)膨脹閥脈沖數(shù)為465P 時(shí)，此時(shí)節(jié)流損失中等，閥后溫度為19.19℃，與最大膨脹閥脈沖數(shù)為500P 時(shí)的閥后溫度20.31℃接近，另外此時(shí)流經(jīng)膨脹閥的熱氣質(zhì)量流量最大，為18.28g/s，綜合熱氣質(zhì)量流量和閥后溫度可知，當(dāng)膨脹閥脈沖數(shù)為465P 時(shí)提供的化霜熱量最大。

表2 R32 制冷劑膨脹閥CFD 模擬的邊界條件Table 2 CFD simulation boundary conditions for R32 refrigerant expansion valve

表3 R32 制冷劑膨脹閥模擬獲得的質(zhì)量流量和出口溫度Table 3 Simulated mass flow rate and outlet temperature of R32 refrigerant expansion valve

為了明晰不同脈沖數(shù)時(shí)膨脹閥內(nèi)部的能量損失情況，選取脈沖數(shù)為437P、465P 和500P 時(shí)模擬獲得的膨脹閥閥芯部分的內(nèi)部壓力、溫度、速度云圖進(jìn)行對比，如圖12、圖13 和圖14 所示。從圖12 和圖13 中的壓力分布和溫度分布云圖可以看出，由于閥針壁面與閥座芯壁面形成了狹窄的流道，流體經(jīng)過時(shí)發(fā)生了劇烈的壓力變化和能量損失。當(dāng)膨脹閥開度為437P 時(shí)，由于閥針壁面與閥座芯壁面形成的流道截面積最小，膨脹閥內(nèi)的壓力和溫度損失最大，因此導(dǎo)致閥后溫度降低較多。隨著膨脹閥開度的增加，膨脹閥內(nèi)部的壓力和溫度變化程度逐漸減小，當(dāng)開度為465P 和500P 時(shí)，膨脹閥內(nèi)部的溫度分布相似，因此在這兩個(gè)開度下的膨脹閥出口溫度基本相當(dāng)。從圖14 中的速度局部放大圖可以看出在閥座芯內(nèi)流體速度的分布較為相似，閥內(nèi)的最大速度出現(xiàn)在閥座芯壁面和閥針壁面組成的狹窄流道內(nèi)，當(dāng)膨脹閥開度增加時(shí)，閥內(nèi)的最大速度逐漸降低，當(dāng)膨脹閥脈沖為500P 時(shí)，閥內(nèi)的最大速度不足膨脹閥脈沖為437P 時(shí)閥內(nèi)最大速度的二分之一，也造成了當(dāng)膨脹閥脈沖為500P 時(shí)，流經(jīng)膨脹閥的熱氣質(zhì)量流量下降。

圖12 不同脈沖數(shù)的膨脹閥閥芯內(nèi)部壓力分布Fig.12 Pressure distribution in expansion valve core under different pulses

圖13 不同脈沖數(shù)的膨脹閥閥芯內(nèi)部溫度分布Fig.13 Temperature distribution in expansion valve core under different pulses

圖14 不同脈沖數(shù)的膨脹閥閥芯內(nèi)部速度分布Fig.14 Velocity distribution in expansion valve core under different pulses

4 結(jié)論

在本研究中，提出了空氣源熱泵熱氣直通化霜技術(shù)的概念，對熱氣直通化霜過程中的流量需求進(jìn)行了分析，對熱氣直通化霜技術(shù)關(guān)鍵部件電子膨脹閥的流量曲線和閥針結(jié)構(gòu)進(jìn)行了創(chuàng)新設(shè)計(jì)，模擬分析了化霜過程中不同脈沖時(shí)的膨脹閥內(nèi)部能量損失，主要結(jié)論如下：

（1）熱氣直通化霜技術(shù)在化霜期間冷媒流程同制熱循環(huán)，不需要額外設(shè)置支路，化霜時(shí)制冷劑不換向，室內(nèi)換熱器維持在高溫高壓狀態(tài)，持續(xù)給房間供應(yīng)部分熱量，可減少化霜時(shí)的房間溫降量，維持室內(nèi)舒適性。

（2）為保證化霜期間冷媒進(jìn)入室外換熱器的化霜熱量，系統(tǒng)內(nèi)電子膨脹閥化霜開度對應(yīng)的空氣流量范圍為50～70L/min。

（3）創(chuàng)新設(shè)計(jì)了用于熱氣直通化霜技術(shù)的雙錐面電子膨脹閥結(jié)構(gòu)，雙錐面電子膨脹閥的流量曲線減小了無效脈沖段，增加了控制穩(wěn)定性，另外在化霜脈沖段，流量劇烈增加，模擬獲得的膨脹閥最大空氣體積流量為69.82L/min，可以滿足熱氣直通化霜過程中的流量需求。

（4）熱氣直通化霜過程中，利用CFD 技術(shù)對R32 制冷劑通過電子膨脹閥的能量損失進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明在化霜過程中，電子膨脹閥開度過小會使閥后溫度較低，最大開度會明顯降低進(jìn)入室外換熱器的熱氣流量，存在最優(yōu)膨脹閥開度使膨脹閥出口的化霜熱量最大。