光伏一體化太陽能熱泵熱水器的實時變?nèi)萘靠刂?/h1>
2018-03-05 00:39:14何宏宇李舒宏董科楓
中南大學學報(自然科學版) 2018年12期
何宏宇，李舒宏，董科楓
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光伏一體化太陽能熱泵熱水器的實時變?nèi)萘靠刂?/p>
何宏宇，李舒宏，董科楓
(東南大學 能源與環(huán)境學院，江蘇 南京，210096)
針對光伏一體化太陽能熱泵熱水器(PV-SAHPWH)的實時變?nèi)萘靠刂崎_展模擬和試驗研究，開發(fā)實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)實現(xiàn)在預定時間內(nèi)完成制熱水任務、降低能耗和提高系統(tǒng)凈發(fā)電量的目的；建立光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)數(shù)學模型，并在南京搭建集熱面積為4.32 m2、含1匹R22工質(zhì)壓縮機和150 L保溫水箱的光伏一體化太陽能熱泵試驗樣機，使用經(jīng)定頻運行試驗驗證的仿真程序構建系統(tǒng)全年運行性能數(shù)據(jù)庫，并得出控制策略表；在實時變?nèi)萘吭囼炛?，變頻壓縮機調(diào)節(jié)系統(tǒng)容量，同時電子膨脹閥控制蒸發(fā)器出口過熱度實現(xiàn)實時變?nèi)萘靠刂?。研究結果表明：實時變?nèi)萘靠刂品绞剿玫男阅芟禂?shù)和光伏發(fā)電量分別比其他控制方式高5.7%~9.4%和9.7%~12.4%，且能精確地在預定時間內(nèi)完成制熱水任務。
太陽能熱泵；實時變?nèi)萘靠刂?；控制策?/p>
光伏一體化的太陽能熱泵熱水器是太陽能光伏/光熱一體化利用的有效裝置[1]。一方面，其利用制冷劑從光伏組件背后吸收太陽能光熱，保證全年穩(wěn)定溫度的生活熱水供應；另一方面，光伏組件被冷卻，光電轉(zhuǎn)化效率提高，增加了光伏發(fā)電量。自KERN等[2]于1978年提出光伏/光熱一體化利用概念以來，HAWLADER等[3?12]對太陽能光伏/光熱系統(tǒng)或光伏一體化的太陽能熱泵系統(tǒng)進行了研究，結果顯示光伏一體化太陽能熱泵的性能受太陽輻照度、環(huán)境溫度等環(huán)境工況參數(shù)的影響，且這些工況參數(shù)隨時間的變化而改變。GUPTA等[7?8]提出通過不同的環(huán)境工況調(diào)節(jié)系統(tǒng)的吸熱容量，以進一步改善系統(tǒng)的性能。變頻壓縮機最早于20世紀80年代被提出，用于調(diào)節(jié)太陽能熱泵系統(tǒng)吸熱容量。CHATURVEDI等[9]制作了使用變頻器驅(qū)動變頻壓縮機的直膨式太陽能熱泵，壓縮機運行頻率為30~70 Hz，并根據(jù)模擬結果設定了太陽輻射和環(huán)境溫度組合下能確保系統(tǒng)性能系數(shù)高于3.0的運行頻率，然而，其僅局限于理論分析，未對運行策略進行實用化定制。王海濤等[10]在光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)中使用了變頻壓縮機和電子膨脹閥，提出用變頻壓縮機調(diào)節(jié)負荷，用電子膨脹閥開度保證蒸發(fā)器出口過熱度最佳。然而，該方法局限于電子膨脹閥的開度問題，沒有考慮過熱度PID控制的合理性。李郁武 等[11]開發(fā)了控制器，實現(xiàn)了直膨式太陽能熱泵熱水器過熱度的PI控制，并實現(xiàn)了變頻壓縮機和電子膨脹的聯(lián)合控制，以保證制熱水過程性能系數(shù)為標準確定各工況下的運行頻率[12]，但其制定的控制策略也僅根據(jù)啟動時的環(huán)境工況進行定頻運行，并沒有最大限度地提高系統(tǒng)性能系數(shù)，也無法適應制熱水過程中變化的環(huán)境工況。因此，為了適應復雜的環(huán)境工況，需研究光伏一體化太陽能熱泵熱水器的實時變?nèi)萘靠刂圃瓌t和策略，以及變頻壓縮機和電子膨脹閥聯(lián)合控制實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)的實際工程應用。本文作者將對光伏一體化的太陽能熱泵熱水器的變?nèi)萘靠刂撇呗哉归_模擬和試驗研究，建立光伏太陽能熱泵熱水器的數(shù)學模型并搭建試驗樣機，開發(fā)實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，并驗證實時變?nèi)萘靠刂撇呗浴?/p>
1 控制策略原則
光伏一體化太陽能熱泵熱水器的控制目標是在預定制熱水時間內(nèi)以較低的能耗完成制熱水，提高全天凈發(fā)電量。為此，控制策略應遵循以下3個原則。
1) 對環(huán)境工況參數(shù)和系統(tǒng)運行頻率分擋制定控制策略。
需要分擋的參數(shù)包括太陽輻照度、環(huán)境溫度、水箱初始水溫和壓縮機運行頻率，分擋后可減輕策略制定的工作量。太陽輻照度按每100 W/m21擋，100~ 1 000 W/m2被分為10擋；環(huán)境溫度按每2.5℃ 1擋，2.5~32.5℃被分為12擋；水箱初始水溫認為是當天早晨的自來水溫度，由于自來水溫度和氣溫相關，因此，水箱初始水溫分為3擋，低于環(huán)境溫度2.5℃、等于環(huán)境溫度和高于環(huán)境溫度2.5℃；運行頻率按 5 Hz 1擋，20~60 Hz被分為9擋。
2) 各月份預定最大制熱水時間按當月理論太陽輻照度高于200 W/m2的時間計算。
光伏一體化太陽能熱泵是以太陽光熱和環(huán)境空氣為熱源的熱泵系統(tǒng)，太陽光熱是提升熱泵能效的重要熱源，因此，光伏一體化太陽能熱泵應盡量運行在有日照條件的白天。以南京[13]為例，選取各月份理論太陽輻照度大于200 W/m2的時間作為預定最大制熱水時間。南京地區(qū)各月份預定最大制熱水時間如表1 所示。
表1 南京地區(qū)各月份預定最大制熱水時長
3) 系統(tǒng)運行頻率實時設定為當前環(huán)境工況下在預定最大制熱水時間內(nèi)完成制熱水任務的最低值。
研究表明，在相同的環(huán)境工況及熱水制取目標下，系統(tǒng)壓縮機運行頻率越低，耗時越長，能耗越低[14]。因此，若能通過模擬得出能按時完成制熱水任務的最低頻率，則可盡可能降低能耗。
2 光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)設計
為了形成能用于獲得全年運行數(shù)據(jù)的仿真程序，也為了開發(fā)檢驗實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，在南京搭建光伏一體化的太陽能熱泵熱水器裝置。
2.1 光伏一體化太陽能熱泵設計
在東南大學四牌樓校區(qū)制冷空調(diào)試驗室樓頂搭建1套光伏一體化變頻太陽能熱泵熱水器樣機。系統(tǒng)包括面積為4.32 m2的光伏蒸發(fā)器陣列、1匹R22工質(zhì)交流變頻壓縮機、150 L保溫冷凝水箱和電子膨脹閥。光伏蒸發(fā)器陣列由6塊小光伏蒸發(fā)板組成，每塊小光伏蒸發(fā)板長×寬×高為1 200 mm×600 mm×20 mm，由平板式單晶硅組件和下方緊密貼附的管板式集熱蒸發(fā)器組成，每塊小光伏蒸發(fā)板額定發(fā)電量為90 W。熱泵系統(tǒng)和變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)原理圖如圖1所示，光伏蒸發(fā)板陣列和管板式集熱器結構圖如圖2所示，光伏蒸發(fā)器的剖面結構如圖3所示，各層參數(shù)如表2 所示。
光伏蒸發(fā)器進出口和冷凝水箱進出口的制冷劑溫度使用熱電偶測量，太陽輻照度使用太陽總輻射表測量；水箱水溫通過2個分別固定在水箱中心深度方向1/3和2/3深度的熱電偶測量，水箱溫度取2個熱電偶溫度的平均值。
圖1 光伏一體化太陽能熱泵熱水器和變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)原理圖
數(shù)據(jù)單位：mm
圖3 光伏蒸發(fā)器剖面結構圖
表2 光伏蒸發(fā)器各層參數(shù)
2.2 實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)設計
控制系統(tǒng)由太陽總輻射表、熱電偶、PLC(可編程邏輯控制器)、變頻器、交流變頻壓縮機和電子膨脹閥組成。通過太陽總輻射表和熱電偶向PLC提供太陽輻照度和環(huán)境溫度。PLC采用西門子S7?200 SMART附加EM AI04和EMAT04模塊，變頻器型號為丹佛斯FC51。PLC可以輸出特定頻率的交流電，隨后變頻壓縮機將以該頻率運行。電子膨脹閥采用愛默生的成套過熱度控制器、傳感器和閥體。通過該控制系統(tǒng)，變頻器可根據(jù)當前環(huán)境工況實時調(diào)節(jié)系統(tǒng)吸熱容量，電子膨脹閥同時維持光伏蒸發(fā)器出口小而穩(wěn)定的過 熱度。
3 系統(tǒng)建模
對光伏一體化太陽能熱泵的主要部件進行數(shù)學建模。
3.1 光伏蒸發(fā)器
光伏蒸發(fā)器的熱量傳遞過程如圖4所示。
圖4 光伏蒸發(fā)器熱流熱阻圖
太陽光照射到光伏電池表面后，部分轉(zhuǎn)化為電能，其余轉(zhuǎn)化為熱能。其中，部分通過導熱被光伏組件后的制冷劑吸收，另一部分通過輻射和對流換熱的方式傳遞至環(huán)境空氣中。由于絕熱良好，光伏蒸發(fā)器背面和側面的熱量損失不計。光伏集熱板的熱平衡方 程[15]為
蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑吸收的熱量e可以用下式計算：
式中：s為太陽輻射能；c為光伏集熱器面積；g為鋼化玻璃透過率；為光伏集熱板平均吸收率；為電池覆蓋率；pv為當前光伏組件溫度下的光電效率；L為光伏集熱器總熱損系數(shù)。
根據(jù)圖4所示的光伏蒸發(fā)器熱阻圖，定義L為以吸熱背板平均溫度p為參照的光伏集熱器總熱損 系數(shù)：
對流和輻射熱損量均表達為對流傳熱形式，對流和輻射換熱系數(shù)表達式[16]為：
式中：w為電池板表面風速；g為表面玻璃發(fā)射率；為斯蒂芬?玻爾茲曼常數(shù)。
太陽能電池光電轉(zhuǎn)化效率計算式隨光伏電池溫度變化[17]：
式中：0為光伏組件標準測試工況下的光電效率。
光伏蒸發(fā)器蒸發(fā)銅管內(nèi)制冷劑兩相區(qū)局部對流換熱系數(shù)tp()[18]如下：
式中：tt為Martinelii數(shù)；1為制冷劑純液相時的換熱系數(shù)。
3.2 保溫水箱模型
保溫冷凝水箱中浸沒全長30 m的螺旋盤管作為系統(tǒng)冷凝器用于加熱熱水。認為制冷劑在水箱中放出的熱量和水箱中循環(huán)水吸收的熱量相等，即
式中：k為制冷劑在水箱中放出的熱量；c,i為制冷劑在冷凝器入口的焓；c,o為制冷劑在冷凝器出口的焓；p為水的比熱容；w為水箱內(nèi)循環(huán)水質(zhì)量流量；w為水吸收的熱量；Δw為某時間段的水溫差。
制冷劑向水放出的熱量用下式計算：
式中：k為以冷凝管外表面面積為基準的換熱系數(shù)；k冷凝管的外表面面積；Δr-w為制冷劑與水箱儲水間的對數(shù)傳熱溫差。
式(9)中的傳熱溫差采用對數(shù)傳熱溫差，其中傳熱系數(shù)是基于冷凝管外表面積計算的，表達式如下：
式中：out為冷凝管外半徑；in為冷凝管內(nèi)半徑；c為冷凝管管壁導熱系數(shù)；r為制冷劑側的換熱系數(shù)；w為水箱水側的換熱系數(shù)。
3.3 壓縮機模型
系統(tǒng)壓縮機使用的是交流變頻壓縮機，制冷劑流量由壓縮機的運行頻率決定：
式中，Iup是上轉(zhuǎn)換熒光的積分強度，P是泵浦光的功率，n為發(fā)射可見光所需吸收的980nm紅外光光子的個數(shù)。對上兩邊同時取對數(shù)，即可得光子數(shù)n為：
式中：為壓縮機輸氣系數(shù)；0為壓縮機的額定轉(zhuǎn)速；g為壓縮機氣缸容積；為壓縮機當前運行頻率；suc為壓縮機吸氣口制冷劑氣體比熱容；0為額定電源 頻率。
壓縮機功耗comp根據(jù)質(zhì)量流量和壓縮機進出口狀態(tài)焓計算：
式中：r為制冷劑流量；dis0為等熵壓縮下冷凝壓力對應的出口焓；suc為吸氣狀態(tài)對應的制冷劑焓；i為指示效率，取0.85；m為機械效率；mt為電機效率，兩者乘積取0.55。
將COP系統(tǒng)值表示為COP，按下式計算：
COP=k/comp(13)
3.4 膨脹閥模型
認為制冷劑經(jīng)過膨脹閥是理想的絕熱過程，因此，進、出口焓相等，即
式中：e, i為蒸發(fā)器進口焓。
3.5 模型驗證
根據(jù)以上部件模型建立系統(tǒng)準穩(wěn)態(tài)仿真模型，模擬使用的樣機參數(shù)如表3所示。
表3 試驗樣機參數(shù)
在2016?08?25—2017?02?27進行了若干次系統(tǒng)定頻運行試驗，并與模擬結果進行對比，結果如表4所示。
定頻運行試驗和模擬結果的對比顯示仿真模擬程序具有較高的精度，可以用于全年性能的模擬和進一步控制策略的制定。
4 控制策略
使用驗證過的仿真程序模擬得到不同環(huán)境工況和運行頻率下的樣機性能，經(jīng)篩選得到需要的控制策略表。
表4 定頻運行試驗與模擬結果對比
壓縮機運行頻率設定為20~60 Hz，最低頻率設置為20 Hz，以避免樣機壓縮機處于低頻不穩(wěn)定運行狀態(tài)，60 Hz為樣機壓縮機的額定最高運行頻率。
水箱初始水溫將影響加熱時間。南京地區(qū)各月份典型水箱初始溫度見表5。
表5 南京地區(qū)各月份典型水箱初始溫度
雖然這里給出了典型的水初溫情況，但是水初溫可能在典型值附近上下浮動。在各月份模擬中，可以多考慮提高和降低1擋水初溫來進行模擬。
有一種特殊情況必須在模擬啟動階段予以考慮，即在某些特定工況下，當系統(tǒng)啟動時，太陽輻照度很高，水箱初始水溫較低，則當系統(tǒng)低頻啟動時，蒸發(fā)壓力可能會比冷凝壓力高，使系統(tǒng)無法正常工作。因此，在啟動階段應當提高系統(tǒng)的啟動頻率，直到水箱水溫高到足夠支持系統(tǒng)在低頻率運行。
本文根據(jù)系統(tǒng)模型建立另一個模擬程序，用于計算系統(tǒng)啟動階段的最低啟動頻率。在這個程序中，假設蒸發(fā)溫度等于水箱水溫。程序?qū)⒉粩嘤嬎銌舆^程中需要的最低頻率，直到達到在預定時間內(nèi)完成制熱水的最低值為止。恰好到達頻率最低值時的水箱溫度定義為“轉(zhuǎn)換水溫”。
以太陽輻照度為800 W/m2、環(huán)境溫度為25.0℃、水箱初始溫度為20.0℃的條件為例，系統(tǒng)制熱水過程運行頻率的變化如圖5所示。系統(tǒng)維持正常運行的頻率逐漸降低直到第52 min開始保持在20 Hz，此時“轉(zhuǎn)換水溫”為28.36℃。
考慮啟動階段的特殊情況和基于前文制定的控制策略原則，根據(jù)仿真程序得到全年運行性能數(shù)據(jù)庫及控制策略表。部分控制策略表如表6所示(環(huán)境溫度為15.0℃，水初溫為7.5 ℃)。
表6所示的控制策略表列出了不同固定環(huán)境工況參數(shù)和運行頻率條件下實際需要的熱水加熱時間。由于水初溫較高、預定最大加熱時間長，在4—10月份，系統(tǒng)運行頻率能始終保持20 Hz，而其他月份由于水初溫較低，預定最大加熱時間短，頻率需要根據(jù)環(huán)境工況實時變化。但是，當系統(tǒng)實際工作時，環(huán)境工況時刻在變化，需要預測制熱水期間平均太陽輻照度和平均環(huán)境溫度，以確定系統(tǒng)啟動時間。
1—蒸發(fā)溫度；2—冷凝溫度；3—運行頻率；4—水溫。
表6 控制策略表節(jié)選(2月份)
綜合實時控制策略如圖6所示。
步驟1：獲取日期、天氣預報和初始水箱水溫；
步驟2：根據(jù)月份和平均太陽輻照度計算系統(tǒng)啟動時間；
步驟3：在運行過程中，根據(jù)環(huán)境工況數(shù)據(jù)動態(tài)設定最低運行頻率；
步驟4：若水箱溫度達到50℃，則關閉系統(tǒng)。
5 實時變?nèi)萘靠刂菩Ч麑Ρ?/h2>
在2017?03?15—2017?03?15進行了實時變?nèi)萘靠刂圃囼?，其環(huán)境工況參數(shù)分別如圖7和圖8所示。
在實時變?nèi)萘靠刂圃囼炛?，預定加熱時間限制在300 min內(nèi)，其余控制原則與前面的相同，建立對應的新的控制策略表，如表7所示(環(huán)境溫度為15℃，水初溫為12.5 ℃)。
圖6 綜合實時控制策略圖
1—太陽輻照度；2—環(huán)境溫度。
1—太陽輻照度；2—環(huán)境溫度。
將實時變?nèi)萘靠刂圃囼灲Y果與另2種控制策略的模擬結果進行比較。一種控制策略(策略A)是根據(jù)當月平均環(huán)境工況數(shù)據(jù)確定當月定頻運行頻率，另一種控制策略(策略B)是根據(jù)開機時間的環(huán)境工況確定當天的定頻運行頻率。南京地區(qū)3月份的平均太陽輻照度為475 W/m2，因此，策略A確定的定頻運行頻率為40 Hz。樣機在2017?03?15 T10:00啟動，在2017?03?16 T9:57啟動，根據(jù)環(huán)境參數(shù)，策略B在2017?03?15應以25 Hz運行，在2017?03?16應以55 Hz運行。
在實時變?nèi)萘窟\行試驗中，壓縮機功率隨太陽輻照度變化變?nèi)萘窟\行的功耗如圖9和圖10所示。由圖9和圖10可以看到：實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)根據(jù)實時環(huán)境工況的變化迅速、有效地運行。
實時變?nèi)萘靠刂圃囼灪推渌刂撇呗愿鲄?shù)的模擬結果對比如表8和表9所示。
由表8和表9可知：實時變?nèi)萘靠刂撇呗钥梢猿浞掷妙A定加熱時間，且在2 d的試驗工況下沒有超出300 min的預定時間。雖然2017?03?15采用控制策略B情況下的COP高于實時變?nèi)萘靠刂撇呗缘腃OP，但是策略B耗費了340 min，遠遠超過了預定時間。實時變?nèi)萘靠刂频腃OP均高于策略A或策略B的COP模擬值。2017?03?15實時控制的COP比策略A高6.6%，2017?03?16實時控制的COP分別比策略A和策略B高5.7%和9.4%。
(a) 太陽輻照度變化情況；(b) 壓縮機功率變化情況
表7 實時變?nèi)萘靠刂圃囼炗每刂撇呗员?/p>
(a) 太陽輻照度變化情況；(b) 壓縮機功率變化情況
表8 2017?03?15實時變?nèi)萘颗c其他控制方式結果對比
注：水箱水初溫為12.73 ℃；啟動時刻為10:00。
表9 2017?03?16實時變?nèi)萘颗c其他控制方式結果對比
注：水箱水初溫為13.36 ℃；啟動時刻為9:57。
另外，如果其他策略耗時小于實時變?nèi)萘靠刂坪臅r，則以實時變?nèi)萘靠刂坪臅r為基準，比較不同控制策略下的總光伏發(fā)電量。其他控制方式的總光伏發(fā)電量包含制熱水過程中的發(fā)電量和與實時控制用時差值時間的系統(tǒng)關機發(fā)電量。光伏發(fā)電量比較結果如表10所示。
表10 實時變?nèi)萘颗c其他控制方式的光伏發(fā)電量對比
一旦水箱溫度達到50℃，使用控制策略A或策略B時，光伏組件不再受制冷劑冷卻，與實時變?nèi)萘靠刂葡嗖畹臅r間內(nèi)溫度升高，效率下降。從表10可以看到：當控制策略A或策略B不能充分利用制熱水時間時，實時變?nèi)萘靠刂频墓夥l(fā)電量比其他控制方式高9.7%~12.4%。
因此，本文提出的實時變?nèi)萘靠刂品桨改茉陬A定時間內(nèi)精確地完成制熱水任務，且在制熱水過程中，COP較其他按時完成制熱水任務的控制方式高。實時變?nèi)萘靠刂撇呗詢?yōu)于其他控制方式，能按時完成制熱水任務，且耗能更少。
6 結論
1) 實時變?nèi)萘靠刂撇呗杂幸韵?個原則：對環(huán)境工況參數(shù)和系統(tǒng)運行頻率分擋制定控制策略；各月預定最大制熱水時間按當月理論太陽輻照度高于 200 W/m2的時間計算；系統(tǒng)運行頻率實時設定在當前環(huán)境工況參數(shù)下，能在預定最大制熱水時間內(nèi)完成制熱水任務的最低值。
2) 根據(jù)定頻運行試驗驗證的仿真模擬程序獲得試驗樣機在全年各種環(huán)境工況和運行頻率下的性能數(shù)據(jù)庫。根據(jù)控制原則得到控制策略表和控制流程圖，開發(fā)了實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，變頻壓縮機用于調(diào)節(jié)系統(tǒng)吸熱容量，同時使用電子膨脹閥聯(lián)合維持光伏蒸發(fā)器小而穩(wěn)定的過熱度。
3) 實時變?nèi)萘靠刂浦茻崴^程COP和光伏發(fā)電量分別比其他控制策略高5.7%~9.4%和9.7%~12.4%。本文提出的實時變?nèi)萘靠刂撇呗詢?yōu)于其他控制策略，能在預定時間內(nèi)完成制熱水任務、降低能耗和提高凈發(fā)電量。
[1] JI J, PEI G, CHOW T, et al. Experimental study of photovoltaic solar assisted heat pump system[J]. Solar Energy, 2008, 82(1): 43?52.
[2] KERN J R E C, RUSSELL M C. Combined photovoltaic and thermal hybrid collector systems[C]// Proceedings of the 13th IEEE Photovoltaic Specialists. Washington DC, USA: IEEE, 1978: 1153?1157.
[3] HAWLADER M N A, CHOU S K, ULLAH M Z. The performance of a solar assisted heat pump water heating system[J]. Applied Thermal Engineering, 2001, 21(10): 1049?1065.
[4] CHOW T T, FONG K F, PEI G, et al. Potential use of photovoltaic-integrated solar heat pump system in Hong Kong[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30(8/9): 1066?1072.
[5] 徐國英, 張小松, 楊磊. 兩種集熱結構的太陽能光伏/光熱一體化熱泵性能分析[J]. 化工學報, 2008, 59(S2): 224?229. XU Guoying, ZHANG Xiaosong, YANG Lei. Performance evaluation of PV/T integrated heat pump using two different collector/evaporators[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2008, 59(S2): 224?229.
[6] 荊樹春, 朱群志, 張靜秋, 等. 光伏光熱一體化裝置與熱泵結合系統(tǒng)的影響因素分析[J]. 可再生能源, 2013, 31(6): 1?4. JING Shuchun, ZHU Qunzhi, ZHANG Jingqiu, et al. Analysis of influencing factors for a hybrid photovoltaic/thermal and heat pump system[J]. Renewable Energy Resources, 2013, 31(6): 1?4.
[7] GUPTA N, TIWARI G N. Effect of water flow on building integrated semitransparent photovoltaic thermal system with heat capacity[J]. Sustainable Cities and Society, 2018, 39: 708?718.
[8] LI Yuwu, WANG Ruzhu, WU Jingyi, et al. Experimental performance analysis and optimization of a direct expansion solar-assisted heat pump water heater[J]. Energy, 2007, 32(8): 1361?1374.
[9] CHATURVEDI S K, CHEN D T, KHEIREDDINE A. Thermal performance of a variable capacity direct expansion solar-assisted heat pump[J]. Energy Conversion and Management, 1998, 39(3): 181?191.
[10] 王海濤, 季杰, 裴剛, 等. 電子膨脹閥開度對PV/T-SAHP系統(tǒng)性能的影響[J]. 太陽能學報, 2009, 30(2): 201?205. WANG Haitao, JI Jie, PEI Gang, et al. The infection of the opening of the electronic expansion valve on PV/T-SAHP system[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2009, 30(2): 201?205.
[11] 李郁武, 王如竹, 王泰華, 等. 直膨式太陽能熱泵熱水器過熱度PI控制的實現(xiàn)[J]. 工程熱物理學報, 2007, 28(S1): 49?52. LI Yuwu, WANG Ruzhu, WANG Taihua, et al. Implementation of PI control for superheat degree of direct expansion solar assisted heat pump water heater[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2007, 28(S1): 49?52.
[12] 孫振華, 王如竹, 李郁武. 基于仿真與實驗的直膨式太陽能熱泵熱水器變頻策略[J]. 太陽能學報, 2008, 29(10): 1235?1241. SUN Zhenhua, WANG Ruzhu, LI Yuwu. Variable frequency operation control strategy for DX-SAHPWH based on simulation and experiments[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2008, 29(10): 1235?1241.
[13] 黃靜, 陳志鵬, 李存霖, 等. 南京地區(qū)的太陽能輻射特性[J]. 電力與能源, 2013, 34(1): 82?84. HUANG Jing, CHEN Zhipeng, LI Cunlin, et al. Characteristics of solar radiation in Nanjing[J]. Power and Energy, 2013, 34(1): 82?84.
[14] 張政. 太陽能光伏光熱一體化熱泵/熱管系統(tǒng)性能研究[D]. 南京: 東南大學能源與環(huán)境學院, 2016: 29?34. ZHANG Zheng. Performance research of a solar photovoltaic/thermal integrated heat pump/heat pipe system[D]. Nanjing: Southeast University. School of Energy and Environment, 2016: 29?34.
[15] DAI Nannan, XU Xinyi, LI Shuhong, et al. Simulation of hybrid photovoltaic solar assisted loop heat pipe/heat pump system[J]. Applied Sciences, 2017, 7(2): 197-1?15.
[16] ASTE N, LEONFORTE F, PERO C D. Design, modeling and performance monitoring of a photovoltaic-thermal (PVT) water collector[J]. Solar Energy, 2015, 112: 85?99.
[17] ZONDAG H A, DE VRIES D W, VAN HELDEN W G J, et al. The yield of different combined PV-thermal collector designs[J]. Solar energy, 2003, 74(3): 253?269.
[18] 魯鐘琪. 兩相流與沸騰傳熱[M]. 北京: 清華大學出版社, 2002: 212?218. LU Zhongqi. Two-phase flow and boiling heat transfer[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2002: 212?218.
Real-time variable capacity control strategy of photovoltaic integrated solar heat pump water heater
HE Hongyu, LI Shuhong, DONG Kefeng
(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)
Experimental and simulation investigation of a photovoltaic integrated solar-assisted heat pump water heater (PV-SAHPWH) was researched, and a real-time variable capacity control system was developed to reduce the energy consumption of hot water production in a predetermined time and increase net electricity production. A simulation model of the PV-SAHPWH prototype was established and a PV-SAHPWH prototype was set up in Nanjing. The prototype includes 4.32 m2area of solar collectors using single silicon solar panels, one HP variable frequency compressor using refrigerant R22 and a 150 L insulation tank. The simulation program was verified by the fixed-frequency operation test, and the annual performance data of the system were obtained through the simulation program and the control table of the prototype was set up. In the test, the time-varying capacity control was realized by adjusting the system capacity of the inverter compressor and controlling the superheat degree at the outlet of the solar collector by the electronic expansion valve. The results show that the coefficient of performance and the photovoltaic power generation under real-time control strategy can be increased by 5.7%?9.4% and 9.7%?12.4%, which are greater than other control strategy. Moreover, the heating period was controlled accurately within the scheduled time.
solar-assisted heat pump; real-time variable capacity control; control strategy
10.11817/j.issn.1672?7207.2018.12.024
TK519
A
1672?7207(2018)12?3095?10
2018?01?07；
2018?02?27
“十二五”國家科技支撐計劃項目(2014BAJ01B05)；“十三五”國家科技支撐計劃項目(2017YFC0702501) (Project(2014BAJ01B05) supported by the National Science & Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period of China; Project(2017YFC0702501) supported by the National Science & Technology Pillar Program during the 13th “Five-year” Plan Period of China)
李舒宏，博士，教授，從事太陽能熱利用研究；E-mail：equart@163.com
(編輯 劉錦偉)
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何宏宇，李舒宏，董科楓
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光伏一體化太陽能熱泵熱水器的實時變?nèi)萘靠刂?/p>
何宏宇，李舒宏，董科楓
(東南大學 能源與環(huán)境學院，江蘇 南京，210096)
針對光伏一體化太陽能熱泵熱水器(PV-SAHPWH)的實時變?nèi)萘靠刂崎_展模擬和試驗研究，開發(fā)實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)實現(xiàn)在預定時間內(nèi)完成制熱水任務、降低能耗和提高系統(tǒng)凈發(fā)電量的目的；建立光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)數(shù)學模型，并在南京搭建集熱面積為4.32 m2、含1匹R22工質(zhì)壓縮機和150 L保溫水箱的光伏一體化太陽能熱泵試驗樣機，使用經(jīng)定頻運行試驗驗證的仿真程序構建系統(tǒng)全年運行性能數(shù)據(jù)庫，并得出控制策略表；在實時變?nèi)萘吭囼炛?，變頻壓縮機調(diào)節(jié)系統(tǒng)容量，同時電子膨脹閥控制蒸發(fā)器出口過熱度實現(xiàn)實時變?nèi)萘靠刂?。研究結果表明：實時變?nèi)萘靠刂品绞剿玫男阅芟禂?shù)和光伏發(fā)電量分別比其他控制方式高5.7%~9.4%和9.7%~12.4%，且能精確地在預定時間內(nèi)完成制熱水任務。
太陽能熱泵；實時變?nèi)萘靠刂?；控制策?/p>
光伏一體化的太陽能熱泵熱水器是太陽能光伏/光熱一體化利用的有效裝置[1]。一方面，其利用制冷劑從光伏組件背后吸收太陽能光熱，保證全年穩(wěn)定溫度的生活熱水供應；另一方面，光伏組件被冷卻，光電轉(zhuǎn)化效率提高，增加了光伏發(fā)電量。自KERN等[2]于1978年提出光伏/光熱一體化利用概念以來，HAWLADER等[3?12]對太陽能光伏/光熱系統(tǒng)或光伏一體化的太陽能熱泵系統(tǒng)進行了研究，結果顯示光伏一體化太陽能熱泵的性能受太陽輻照度、環(huán)境溫度等環(huán)境工況參數(shù)的影響，且這些工況參數(shù)隨時間的變化而改變。GUPTA等[7?8]提出通過不同的環(huán)境工況調(diào)節(jié)系統(tǒng)的吸熱容量，以進一步改善系統(tǒng)的性能。變頻壓縮機最早于20世紀80年代被提出，用于調(diào)節(jié)太陽能熱泵系統(tǒng)吸熱容量。CHATURVEDI等[9]制作了使用變頻器驅(qū)動變頻壓縮機的直膨式太陽能熱泵，壓縮機運行頻率為30~70 Hz，并根據(jù)模擬結果設定了太陽輻射和環(huán)境溫度組合下能確保系統(tǒng)性能系數(shù)高于3.0的運行頻率，然而，其僅局限于理論分析，未對運行策略進行實用化定制。王海濤等[10]在光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)中使用了變頻壓縮機和電子膨脹閥，提出用變頻壓縮機調(diào)節(jié)負荷，用電子膨脹閥開度保證蒸發(fā)器出口過熱度最佳。然而，該方法局限于電子膨脹閥的開度問題，沒有考慮過熱度PID控制的合理性。李郁武 等[11]開發(fā)了控制器，實現(xiàn)了直膨式太陽能熱泵熱水器過熱度的PI控制，并實現(xiàn)了變頻壓縮機和電子膨脹的聯(lián)合控制，以保證制熱水過程性能系數(shù)為標準確定各工況下的運行頻率[12]，但其制定的控制策略也僅根據(jù)啟動時的環(huán)境工況進行定頻運行，并沒有最大限度地提高系統(tǒng)性能系數(shù)，也無法適應制熱水過程中變化的環(huán)境工況。因此，為了適應復雜的環(huán)境工況，需研究光伏一體化太陽能熱泵熱水器的實時變?nèi)萘靠刂圃瓌t和策略，以及變頻壓縮機和電子膨脹閥聯(lián)合控制實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)的實際工程應用。本文作者將對光伏一體化的太陽能熱泵熱水器的變?nèi)萘靠刂撇呗哉归_模擬和試驗研究，建立光伏太陽能熱泵熱水器的數(shù)學模型并搭建試驗樣機，開發(fā)實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，并驗證實時變?nèi)萘靠刂撇呗浴?/p>
1 控制策略原則
光伏一體化太陽能熱泵熱水器的控制目標是在預定制熱水時間內(nèi)以較低的能耗完成制熱水，提高全天凈發(fā)電量。為此，控制策略應遵循以下3個原則。
1) 對環(huán)境工況參數(shù)和系統(tǒng)運行頻率分擋制定控制策略。
需要分擋的參數(shù)包括太陽輻照度、環(huán)境溫度、水箱初始水溫和壓縮機運行頻率，分擋后可減輕策略制定的工作量。太陽輻照度按每100 W/m21擋，100~ 1 000 W/m2被分為10擋；環(huán)境溫度按每2.5℃ 1擋，2.5~32.5℃被分為12擋；水箱初始水溫認為是當天早晨的自來水溫度，由于自來水溫度和氣溫相關，因此，水箱初始水溫分為3擋，低于環(huán)境溫度2.5℃、等于環(huán)境溫度和高于環(huán)境溫度2.5℃；運行頻率按 5 Hz 1擋，20~60 Hz被分為9擋。
2) 各月份預定最大制熱水時間按當月理論太陽輻照度高于200 W/m2的時間計算。
光伏一體化太陽能熱泵是以太陽光熱和環(huán)境空氣為熱源的熱泵系統(tǒng)，太陽光熱是提升熱泵能效的重要熱源，因此，光伏一體化太陽能熱泵應盡量運行在有日照條件的白天。以南京[13]為例，選取各月份理論太陽輻照度大于200 W/m2的時間作為預定最大制熱水時間。南京地區(qū)各月份預定最大制熱水時間如表1 所示。
表1 南京地區(qū)各月份預定最大制熱水時長
3) 系統(tǒng)運行頻率實時設定為當前環(huán)境工況下在預定最大制熱水時間內(nèi)完成制熱水任務的最低值。
研究表明，在相同的環(huán)境工況及熱水制取目標下，系統(tǒng)壓縮機運行頻率越低，耗時越長，能耗越低[14]。因此，若能通過模擬得出能按時完成制熱水任務的最低頻率，則可盡可能降低能耗。
2 光伏一體化太陽能熱泵系統(tǒng)設計
為了形成能用于獲得全年運行數(shù)據(jù)的仿真程序，也為了開發(fā)檢驗實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，在南京搭建光伏一體化的太陽能熱泵熱水器裝置。
2.1 光伏一體化太陽能熱泵設計
在東南大學四牌樓校區(qū)制冷空調(diào)試驗室樓頂搭建1套光伏一體化變頻太陽能熱泵熱水器樣機。系統(tǒng)包括面積為4.32 m2的光伏蒸發(fā)器陣列、1匹R22工質(zhì)交流變頻壓縮機、150 L保溫冷凝水箱和電子膨脹閥。光伏蒸發(fā)器陣列由6塊小光伏蒸發(fā)板組成，每塊小光伏蒸發(fā)板長×寬×高為1 200 mm×600 mm×20 mm，由平板式單晶硅組件和下方緊密貼附的管板式集熱蒸發(fā)器組成，每塊小光伏蒸發(fā)板額定發(fā)電量為90 W。熱泵系統(tǒng)和變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)原理圖如圖1所示，光伏蒸發(fā)板陣列和管板式集熱器結構圖如圖2所示，光伏蒸發(fā)器的剖面結構如圖3所示，各層參數(shù)如表2 所示。
光伏蒸發(fā)器進出口和冷凝水箱進出口的制冷劑溫度使用熱電偶測量，太陽輻照度使用太陽總輻射表測量；水箱水溫通過2個分別固定在水箱中心深度方向1/3和2/3深度的熱電偶測量，水箱溫度取2個熱電偶溫度的平均值。
圖1 光伏一體化太陽能熱泵熱水器和變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)原理圖
數(shù)據(jù)單位：mm
圖3 光伏蒸發(fā)器剖面結構圖
表2 光伏蒸發(fā)器各層參數(shù)
2.2 實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)設計
控制系統(tǒng)由太陽總輻射表、熱電偶、PLC(可編程邏輯控制器)、變頻器、交流變頻壓縮機和電子膨脹閥組成。通過太陽總輻射表和熱電偶向PLC提供太陽輻照度和環(huán)境溫度。PLC采用西門子S7?200 SMART附加EM AI04和EMAT04模塊，變頻器型號為丹佛斯FC51。PLC可以輸出特定頻率的交流電，隨后變頻壓縮機將以該頻率運行。電子膨脹閥采用愛默生的成套過熱度控制器、傳感器和閥體。通過該控制系統(tǒng)，變頻器可根據(jù)當前環(huán)境工況實時調(diào)節(jié)系統(tǒng)吸熱容量，電子膨脹閥同時維持光伏蒸發(fā)器出口小而穩(wěn)定的過 熱度。
3 系統(tǒng)建模
對光伏一體化太陽能熱泵的主要部件進行數(shù)學建模。
3.1 光伏蒸發(fā)器
光伏蒸發(fā)器的熱量傳遞過程如圖4所示。
圖4 光伏蒸發(fā)器熱流熱阻圖
太陽光照射到光伏電池表面后，部分轉(zhuǎn)化為電能，其余轉(zhuǎn)化為熱能。其中，部分通過導熱被光伏組件后的制冷劑吸收，另一部分通過輻射和對流換熱的方式傳遞至環(huán)境空氣中。由于絕熱良好，光伏蒸發(fā)器背面和側面的熱量損失不計。光伏集熱板的熱平衡方 程[15]為
蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑吸收的熱量e可以用下式計算：
式中：s為太陽輻射能；c為光伏集熱器面積；g為鋼化玻璃透過率；為光伏集熱板平均吸收率；為電池覆蓋率；pv為當前光伏組件溫度下的光電效率；L為光伏集熱器總熱損系數(shù)。
根據(jù)圖4所示的光伏蒸發(fā)器熱阻圖，定義L為以吸熱背板平均溫度p為參照的光伏集熱器總熱損 系數(shù)：
對流和輻射熱損量均表達為對流傳熱形式，對流和輻射換熱系數(shù)表達式[16]為：
式中：w為電池板表面風速；g為表面玻璃發(fā)射率；為斯蒂芬?玻爾茲曼常數(shù)。
太陽能電池光電轉(zhuǎn)化效率計算式隨光伏電池溫度變化[17]：
式中：0為光伏組件標準測試工況下的光電效率。
光伏蒸發(fā)器蒸發(fā)銅管內(nèi)制冷劑兩相區(qū)局部對流換熱系數(shù)tp()[18]如下：
式中：tt為Martinelii數(shù)；1為制冷劑純液相時的換熱系數(shù)。
3.2 保溫水箱模型
保溫冷凝水箱中浸沒全長30 m的螺旋盤管作為系統(tǒng)冷凝器用于加熱熱水。認為制冷劑在水箱中放出的熱量和水箱中循環(huán)水吸收的熱量相等，即
式中：k為制冷劑在水箱中放出的熱量；c,i為制冷劑在冷凝器入口的焓；c,o為制冷劑在冷凝器出口的焓；p為水的比熱容；w為水箱內(nèi)循環(huán)水質(zhì)量流量；w為水吸收的熱量；Δw為某時間段的水溫差。
制冷劑向水放出的熱量用下式計算：
式中：k為以冷凝管外表面面積為基準的換熱系數(shù)；k冷凝管的外表面面積；Δr-w為制冷劑與水箱儲水間的對數(shù)傳熱溫差。
式(9)中的傳熱溫差采用對數(shù)傳熱溫差，其中傳熱系數(shù)是基于冷凝管外表面積計算的，表達式如下：
式中：out為冷凝管外半徑；in為冷凝管內(nèi)半徑；c為冷凝管管壁導熱系數(shù)；r為制冷劑側的換熱系數(shù)；w為水箱水側的換熱系數(shù)。
3.3 壓縮機模型
系統(tǒng)壓縮機使用的是交流變頻壓縮機，制冷劑流量由壓縮機的運行頻率決定：
式中，Iup是上轉(zhuǎn)換熒光的積分強度，P是泵浦光的功率，n為發(fā)射可見光所需吸收的980nm紅外光光子的個數(shù)。對上兩邊同時取對數(shù)，即可得光子數(shù)n為：
式中：為壓縮機輸氣系數(shù)；0為壓縮機的額定轉(zhuǎn)速；g為壓縮機氣缸容積；為壓縮機當前運行頻率；suc為壓縮機吸氣口制冷劑氣體比熱容；0為額定電源 頻率。
壓縮機功耗comp根據(jù)質(zhì)量流量和壓縮機進出口狀態(tài)焓計算：
式中：r為制冷劑流量；dis0為等熵壓縮下冷凝壓力對應的出口焓；suc為吸氣狀態(tài)對應的制冷劑焓；i為指示效率，取0.85；m為機械效率；mt為電機效率，兩者乘積取0.55。
將COP系統(tǒng)值表示為COP，按下式計算：
COP=k/comp(13)
3.4 膨脹閥模型
認為制冷劑經(jīng)過膨脹閥是理想的絕熱過程，因此，進、出口焓相等，即
式中：e, i為蒸發(fā)器進口焓。
3.5 模型驗證
根據(jù)以上部件模型建立系統(tǒng)準穩(wěn)態(tài)仿真模型，模擬使用的樣機參數(shù)如表3所示。
表3 試驗樣機參數(shù)
在2016?08?25—2017?02?27進行了若干次系統(tǒng)定頻運行試驗，并與模擬結果進行對比，結果如表4所示。
定頻運行試驗和模擬結果的對比顯示仿真模擬程序具有較高的精度，可以用于全年性能的模擬和進一步控制策略的制定。
4 控制策略
使用驗證過的仿真程序模擬得到不同環(huán)境工況和運行頻率下的樣機性能，經(jīng)篩選得到需要的控制策略表。
表4 定頻運行試驗與模擬結果對比
壓縮機運行頻率設定為20~60 Hz，最低頻率設置為20 Hz，以避免樣機壓縮機處于低頻不穩(wěn)定運行狀態(tài)，60 Hz為樣機壓縮機的額定最高運行頻率。
水箱初始水溫將影響加熱時間。南京地區(qū)各月份典型水箱初始溫度見表5。
表5 南京地區(qū)各月份典型水箱初始溫度
雖然這里給出了典型的水初溫情況，但是水初溫可能在典型值附近上下浮動。在各月份模擬中，可以多考慮提高和降低1擋水初溫來進行模擬。
有一種特殊情況必須在模擬啟動階段予以考慮，即在某些特定工況下，當系統(tǒng)啟動時，太陽輻照度很高，水箱初始水溫較低，則當系統(tǒng)低頻啟動時，蒸發(fā)壓力可能會比冷凝壓力高，使系統(tǒng)無法正常工作。因此，在啟動階段應當提高系統(tǒng)的啟動頻率，直到水箱水溫高到足夠支持系統(tǒng)在低頻率運行。
本文根據(jù)系統(tǒng)模型建立另一個模擬程序，用于計算系統(tǒng)啟動階段的最低啟動頻率。在這個程序中，假設蒸發(fā)溫度等于水箱水溫。程序?qū)⒉粩嘤嬎銌舆^程中需要的最低頻率，直到達到在預定時間內(nèi)完成制熱水的最低值為止。恰好到達頻率最低值時的水箱溫度定義為“轉(zhuǎn)換水溫”。
以太陽輻照度為800 W/m2、環(huán)境溫度為25.0℃、水箱初始溫度為20.0℃的條件為例，系統(tǒng)制熱水過程運行頻率的變化如圖5所示。系統(tǒng)維持正常運行的頻率逐漸降低直到第52 min開始保持在20 Hz，此時“轉(zhuǎn)換水溫”為28.36℃。
考慮啟動階段的特殊情況和基于前文制定的控制策略原則，根據(jù)仿真程序得到全年運行性能數(shù)據(jù)庫及控制策略表。部分控制策略表如表6所示(環(huán)境溫度為15.0℃，水初溫為7.5 ℃)。
表6所示的控制策略表列出了不同固定環(huán)境工況參數(shù)和運行頻率條件下實際需要的熱水加熱時間。由于水初溫較高、預定最大加熱時間長，在4—10月份，系統(tǒng)運行頻率能始終保持20 Hz，而其他月份由于水初溫較低，預定最大加熱時間短，頻率需要根據(jù)環(huán)境工況實時變化。但是，當系統(tǒng)實際工作時，環(huán)境工況時刻在變化，需要預測制熱水期間平均太陽輻照度和平均環(huán)境溫度，以確定系統(tǒng)啟動時間。
1—蒸發(fā)溫度；2—冷凝溫度；3—運行頻率；4—水溫。
表6 控制策略表節(jié)選(2月份)
綜合實時控制策略如圖6所示。
步驟1：獲取日期、天氣預報和初始水箱水溫；
步驟2：根據(jù)月份和平均太陽輻照度計算系統(tǒng)啟動時間；
步驟3：在運行過程中，根據(jù)環(huán)境工況數(shù)據(jù)動態(tài)設定最低運行頻率；
步驟4：若水箱溫度達到50℃，則關閉系統(tǒng)。
5 實時變?nèi)萘靠刂菩Ч麑Ρ?/h2>
在2017?03?15—2017?03?15進行了實時變?nèi)萘靠刂圃囼?，其環(huán)境工況參數(shù)分別如圖7和圖8所示。
在實時變?nèi)萘靠刂圃囼炛?，預定加熱時間限制在300 min內(nèi)，其余控制原則與前面的相同，建立對應的新的控制策略表，如表7所示(環(huán)境溫度為15℃，水初溫為12.5 ℃)。
圖6 綜合實時控制策略圖
1—太陽輻照度；2—環(huán)境溫度。
1—太陽輻照度；2—環(huán)境溫度。
將實時變?nèi)萘靠刂圃囼灲Y果與另2種控制策略的模擬結果進行比較。一種控制策略(策略A)是根據(jù)當月平均環(huán)境工況數(shù)據(jù)確定當月定頻運行頻率，另一種控制策略(策略B)是根據(jù)開機時間的環(huán)境工況確定當天的定頻運行頻率。南京地區(qū)3月份的平均太陽輻照度為475 W/m2，因此，策略A確定的定頻運行頻率為40 Hz。樣機在2017?03?15 T10:00啟動，在2017?03?16 T9:57啟動，根據(jù)環(huán)境參數(shù)，策略B在2017?03?15應以25 Hz運行，在2017?03?16應以55 Hz運行。
在實時變?nèi)萘窟\行試驗中，壓縮機功率隨太陽輻照度變化變?nèi)萘窟\行的功耗如圖9和圖10所示。由圖9和圖10可以看到：實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)根據(jù)實時環(huán)境工況的變化迅速、有效地運行。
實時變?nèi)萘靠刂圃囼灪推渌刂撇呗愿鲄?shù)的模擬結果對比如表8和表9所示。
由表8和表9可知：實時變?nèi)萘靠刂撇呗钥梢猿浞掷妙A定加熱時間，且在2 d的試驗工況下沒有超出300 min的預定時間。雖然2017?03?15采用控制策略B情況下的COP高于實時變?nèi)萘靠刂撇呗缘腃OP，但是策略B耗費了340 min，遠遠超過了預定時間。實時變?nèi)萘靠刂频腃OP均高于策略A或策略B的COP模擬值。2017?03?15實時控制的COP比策略A高6.6%，2017?03?16實時控制的COP分別比策略A和策略B高5.7%和9.4%。
(a) 太陽輻照度變化情況；(b) 壓縮機功率變化情況
表7 實時變?nèi)萘靠刂圃囼炗每刂撇呗员?/p>
(a) 太陽輻照度變化情況；(b) 壓縮機功率變化情況
表8 2017?03?15實時變?nèi)萘颗c其他控制方式結果對比
注：水箱水初溫為12.73 ℃；啟動時刻為10:00。
表9 2017?03?16實時變?nèi)萘颗c其他控制方式結果對比
注：水箱水初溫為13.36 ℃；啟動時刻為9:57。
另外，如果其他策略耗時小于實時變?nèi)萘靠刂坪臅r，則以實時變?nèi)萘靠刂坪臅r為基準，比較不同控制策略下的總光伏發(fā)電量。其他控制方式的總光伏發(fā)電量包含制熱水過程中的發(fā)電量和與實時控制用時差值時間的系統(tǒng)關機發(fā)電量。光伏發(fā)電量比較結果如表10所示。
表10 實時變?nèi)萘颗c其他控制方式的光伏發(fā)電量對比
一旦水箱溫度達到50℃，使用控制策略A或策略B時，光伏組件不再受制冷劑冷卻，與實時變?nèi)萘靠刂葡嗖畹臅r間內(nèi)溫度升高，效率下降。從表10可以看到：當控制策略A或策略B不能充分利用制熱水時間時，實時變?nèi)萘靠刂频墓夥l(fā)電量比其他控制方式高9.7%~12.4%。
因此，本文提出的實時變?nèi)萘靠刂品桨改茉陬A定時間內(nèi)精確地完成制熱水任務，且在制熱水過程中，COP較其他按時完成制熱水任務的控制方式高。實時變?nèi)萘靠刂撇呗詢?yōu)于其他控制方式，能按時完成制熱水任務，且耗能更少。
6 結論
1) 實時變?nèi)萘靠刂撇呗杂幸韵?個原則：對環(huán)境工況參數(shù)和系統(tǒng)運行頻率分擋制定控制策略；各月預定最大制熱水時間按當月理論太陽輻照度高于 200 W/m2的時間計算；系統(tǒng)運行頻率實時設定在當前環(huán)境工況參數(shù)下，能在預定最大制熱水時間內(nèi)完成制熱水任務的最低值。
2) 根據(jù)定頻運行試驗驗證的仿真模擬程序獲得試驗樣機在全年各種環(huán)境工況和運行頻率下的性能數(shù)據(jù)庫。根據(jù)控制原則得到控制策略表和控制流程圖，開發(fā)了實時變?nèi)萘靠刂葡到y(tǒng)，變頻壓縮機用于調(diào)節(jié)系統(tǒng)吸熱容量，同時使用電子膨脹閥聯(lián)合維持光伏蒸發(fā)器小而穩(wěn)定的過熱度。
3) 實時變?nèi)萘靠刂浦茻崴^程COP和光伏發(fā)電量分別比其他控制策略高5.7%~9.4%和9.7%~12.4%。本文提出的實時變?nèi)萘靠刂撇呗詢?yōu)于其他控制策略，能在預定時間內(nèi)完成制熱水任務、降低能耗和提高凈發(fā)電量。
[1] JI J, PEI G, CHOW T, et al. Experimental study of photovoltaic solar assisted heat pump system[J]. Solar Energy, 2008, 82(1): 43?52.
[2] KERN J R E C, RUSSELL M C. Combined photovoltaic and thermal hybrid collector systems[C]// Proceedings of the 13th IEEE Photovoltaic Specialists. Washington DC, USA: IEEE, 1978: 1153?1157.
[3] HAWLADER M N A, CHOU S K, ULLAH M Z. The performance of a solar assisted heat pump water heating system[J]. Applied Thermal Engineering, 2001, 21(10): 1049?1065.
[4] CHOW T T, FONG K F, PEI G, et al. Potential use of photovoltaic-integrated solar heat pump system in Hong Kong[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30(8/9): 1066?1072.
[5] 徐國英, 張小松, 楊磊. 兩種集熱結構的太陽能光伏/光熱一體化熱泵性能分析[J]. 化工學報, 2008, 59(S2): 224?229. XU Guoying, ZHANG Xiaosong, YANG Lei. Performance evaluation of PV/T integrated heat pump using two different collector/evaporators[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering, 2008, 59(S2): 224?229.
[6] 荊樹春, 朱群志, 張靜秋, 等. 光伏光熱一體化裝置與熱泵結合系統(tǒng)的影響因素分析[J]. 可再生能源, 2013, 31(6): 1?4. JING Shuchun, ZHU Qunzhi, ZHANG Jingqiu, et al. Analysis of influencing factors for a hybrid photovoltaic/thermal and heat pump system[J]. Renewable Energy Resources, 2013, 31(6): 1?4.
[7] GUPTA N, TIWARI G N. Effect of water flow on building integrated semitransparent photovoltaic thermal system with heat capacity[J]. Sustainable Cities and Society, 2018, 39: 708?718.
[8] LI Yuwu, WANG Ruzhu, WU Jingyi, et al. Experimental performance analysis and optimization of a direct expansion solar-assisted heat pump water heater[J]. Energy, 2007, 32(8): 1361?1374.
[9] CHATURVEDI S K, CHEN D T, KHEIREDDINE A. Thermal performance of a variable capacity direct expansion solar-assisted heat pump[J]. Energy Conversion and Management, 1998, 39(3): 181?191.
[10] 王海濤, 季杰, 裴剛, 等. 電子膨脹閥開度對PV/T-SAHP系統(tǒng)性能的影響[J]. 太陽能學報, 2009, 30(2): 201?205. WANG Haitao, JI Jie, PEI Gang, et al. The infection of the opening of the electronic expansion valve on PV/T-SAHP system[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2009, 30(2): 201?205.
[11] 李郁武, 王如竹, 王泰華, 等. 直膨式太陽能熱泵熱水器過熱度PI控制的實現(xiàn)[J]. 工程熱物理學報, 2007, 28(S1): 49?52. LI Yuwu, WANG Ruzhu, WANG Taihua, et al. Implementation of PI control for superheat degree of direct expansion solar assisted heat pump water heater[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2007, 28(S1): 49?52.
[12] 孫振華, 王如竹, 李郁武. 基于仿真與實驗的直膨式太陽能熱泵熱水器變頻策略[J]. 太陽能學報, 2008, 29(10): 1235?1241. SUN Zhenhua, WANG Ruzhu, LI Yuwu. Variable frequency operation control strategy for DX-SAHPWH based on simulation and experiments[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2008, 29(10): 1235?1241.
[13] 黃靜, 陳志鵬, 李存霖, 等. 南京地區(qū)的太陽能輻射特性[J]. 電力與能源, 2013, 34(1): 82?84. HUANG Jing, CHEN Zhipeng, LI Cunlin, et al. Characteristics of solar radiation in Nanjing[J]. Power and Energy, 2013, 34(1): 82?84.
[14] 張政. 太陽能光伏光熱一體化熱泵/熱管系統(tǒng)性能研究[D]. 南京: 東南大學能源與環(huán)境學院, 2016: 29?34. ZHANG Zheng. Performance research of a solar photovoltaic/thermal integrated heat pump/heat pipe system[D]. Nanjing: Southeast University. School of Energy and Environment, 2016: 29?34.
[15] DAI Nannan, XU Xinyi, LI Shuhong, et al. Simulation of hybrid photovoltaic solar assisted loop heat pipe/heat pump system[J]. Applied Sciences, 2017, 7(2): 197-1?15.
[16] ASTE N, LEONFORTE F, PERO C D. Design, modeling and performance monitoring of a photovoltaic-thermal (PVT) water collector[J]. Solar Energy, 2015, 112: 85?99.
[17] ZONDAG H A, DE VRIES D W, VAN HELDEN W G J, et al. The yield of different combined PV-thermal collector designs[J]. Solar energy, 2003, 74(3): 253?269.
[18] 魯鐘琪. 兩相流與沸騰傳熱[M]. 北京: 清華大學出版社, 2002: 212?218. LU Zhongqi. Two-phase flow and boiling heat transfer[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2002: 212?218.
Real-time variable capacity control strategy of photovoltaic integrated solar heat pump water heater
HE Hongyu, LI Shuhong, DONG Kefeng
(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)
Experimental and simulation investigation of a photovoltaic integrated solar-assisted heat pump water heater (PV-SAHPWH) was researched, and a real-time variable capacity control system was developed to reduce the energy consumption of hot water production in a predetermined time and increase net electricity production. A simulation model of the PV-SAHPWH prototype was established and a PV-SAHPWH prototype was set up in Nanjing. The prototype includes 4.32 m2area of solar collectors using single silicon solar panels, one HP variable frequency compressor using refrigerant R22 and a 150 L insulation tank. The simulation program was verified by the fixed-frequency operation test, and the annual performance data of the system were obtained through the simulation program and the control table of the prototype was set up. In the test, the time-varying capacity control was realized by adjusting the system capacity of the inverter compressor and controlling the superheat degree at the outlet of the solar collector by the electronic expansion valve. The results show that the coefficient of performance and the photovoltaic power generation under real-time control strategy can be increased by 5.7%?9.4% and 9.7%?12.4%, which are greater than other control strategy. Moreover, the heating period was controlled accurately within the scheduled time.
solar-assisted heat pump; real-time variable capacity control; control strategy
10.11817/j.issn.1672?7207.2018.12.024
TK519
A
1672?7207(2018)12?3095?10
2018?01?07；
2018?02?27
“十二五”國家科技支撐計劃項目(2014BAJ01B05)；“十三五”國家科技支撐計劃項目(2017YFC0702501) (Project(2014BAJ01B05) supported by the National Science & Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period of China; Project(2017YFC0702501) supported by the National Science & Technology Pillar Program during the 13th “Five-year” Plan Period of China)
李舒宏，博士，教授，從事太陽能熱利用研究；E-mail：equart@163.com
(編輯 劉錦偉)
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