杜明浩，李舒宏，胡明月，秦露雯，許成城，周潤(rùn)發(fā)

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇南京，210096)

隨著空氣源熱泵技術(shù)的日趨成熟，空氣源熱泵熱水器的應(yīng)用也日漸廣泛[1-3]。其中，蓄熱水箱作為該系統(tǒng)中的核心部件，其性能不僅直接影響熱水輸出的品質(zhì)，更對(duì)熱泵系統(tǒng)性能有著重要影響。因此，有必要對(duì)蓄熱水箱的性能進(jìn)行深入研究[4-5]。

水箱熱分層作為影響蓄熱水箱性能的關(guān)鍵因素[6]，其受水箱進(jìn)口幾何特性、進(jìn)口流量、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及摻混等因素的影響[7-9]。IEVERS等[10]研究了水箱釋能過(guò)程的性能特性，發(fā)現(xiàn)水箱進(jìn)口處的冷熱水摻混是影響水箱熱分層的重要因素。李舒宏等[11]對(duì)3種不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的水箱進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)多孔型進(jìn)口能有效抑制冷熱水摻混，提高水箱釋能效率。黃華杰等[12]針對(duì)圓柱形水箱設(shè)計(jì)了一種均流器，結(jié)果表明均流器有效提高了水箱熱分層程度，使水箱熱輸出特性更加穩(wěn)定。SHAH等[13]針對(duì)圓柱蓄熱水箱設(shè)計(jì)了無(wú)擋板、球形擋板和大平面擋板3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)，擋板能有效減少冷熱水混合造成的熱損失，且大平面擋板入口熱分層程度最高。ZACHáR 等[14]研究了擋板直徑和高度對(duì)水箱熱分層的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)擋板直徑大于水箱直徑的95%、平板與水箱入口距離不超過(guò)水箱高度的3%時(shí)，熱分層程度明顯提高。

此外，水箱熱分層對(duì)熱泵系統(tǒng)性能有重要影響。LI等[15]建立了水箱與熱泵系統(tǒng)模型，發(fā)現(xiàn)水箱熱分層變化對(duì)熱泵系統(tǒng)性能系數(shù)η影響顯著。DAI等[16-17]研究了冷凝盤管直徑與間距對(duì)熱泵系統(tǒng)性能系數(shù)η的影響，發(fā)現(xiàn)變徑盤管通過(guò)提高水箱熱分層程度提升了系統(tǒng)性能系數(shù)η。SIFNAIOS 等[18]通過(guò)CFD 模擬研究了與水箱連接的循環(huán)式熱泵系統(tǒng)，探究了水箱熱分層對(duì)熱泵系統(tǒng)性能系數(shù)η的影響，發(fā)現(xiàn)熱分層程度越高，系統(tǒng)性能系數(shù)η越大，在水箱進(jìn)出口處加裝擋板能顯著增大大流量加熱時(shí)的系統(tǒng)性能系數(shù)η。

以上研究?jī)H對(duì)水箱性能或熱泵系統(tǒng)性能進(jìn)行優(yōu)化，缺少對(duì)熱泵熱水器系統(tǒng)的整體性研究。為提高水箱熱分層程度、提升空氣源熱泵熱水器的系統(tǒng)性能，本文作者設(shè)計(jì)一種弧形擋板型水箱進(jìn)口結(jié)構(gòu)，建立熱泵系統(tǒng)和水箱系統(tǒng)耦合模型，并驗(yàn)證該耦合模型的準(zhǔn)確性。模擬對(duì)比不同工況下弧形擋板型與其他2種傳統(tǒng)進(jìn)口結(jié)構(gòu)對(duì)水箱熱水輸出率及系統(tǒng)性能系數(shù)η的影響，使熱水輸出率和系統(tǒng)性能系數(shù)η均較高。

1 系統(tǒng)描述

空氣源熱泵熱水器主要由熱泵系統(tǒng)和水箱系統(tǒng)組成，包括壓縮機(jī)、帶冷凝盤管的水箱、節(jié)流閥、蒸發(fā)器，冷凝盤管纏繞在水箱外壁面上，將冷凝熱傳遞到水箱中加熱水?？諝庠礋岜脽崴鞯倪M(jìn)口結(jié)構(gòu)分別為上沖型(A)、側(cè)進(jìn)型(B)以及弧形擋板型(C)，水箱和進(jìn)口結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)詳見圖1及表1，圖1 中，Di為水箱進(jìn)口直徑；Hb為B 結(jié)構(gòu)水箱進(jìn)口中心線距底面高度；Hc為弧形擋板中間高度距水箱底面高度；Dc為弧形擋板對(duì)應(yīng)直徑。

表1 蓄熱水箱結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of heat storage tank

圖1 蓄熱水箱及進(jìn)口結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of heat storage tank and inlet structure

2 系統(tǒng)模型

本文建立空氣源熱泵循環(huán)與蓄能水箱傳熱的耦合模型[19]，具體內(nèi)容如下。

2.1 熱泵模型

2.1.1 壓縮機(jī)模型

壓縮機(jī)模型采用集總參數(shù)法，忽略吸排氣時(shí)的壓力損失，壓縮機(jī)制冷劑流量mr和輸入功率Wec計(jì)算公式如下：

式中：ηv和ηco分別為壓縮機(jī)的容積效率和總效率；νs為吸入比容，m3/kg；Vh為理論排氣量，m3/h；hco,i和hco,o分別為壓縮機(jī)進(jìn)、出口制冷劑焓，J/g。

2.1.2 冷凝器模型

冷凝器分為過(guò)熱區(qū)、兩相區(qū)和過(guò)冷區(qū)，采用多區(qū)域移動(dòng)邊界方法建立模型。

制冷劑側(cè)傳熱方程：

水側(cè)傳熱方程：

能量守恒方程：

式中：Qc為制冷劑釋放的熱量，J；Qw為水吸收的熱量，J；hc,i和hc,o分別為冷凝器進(jìn)口、出口制冷劑焓，J/g；cp,w為水的比熱容，J/(g·℃)；mw為水的質(zhì)量流量，kg/s；θw,i和θw,o分別為水箱進(jìn)口、出口水溫，℃；Uc為冷凝器總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Ac為有效換熱面積，m2；θc,r和θw分別為制冷劑和熱水溫度，℃。

2.1.3 節(jié)流閥模型

假設(shè)節(jié)流過(guò)程為等焓過(guò)程，即

式中：hev,i和hev,o分別為節(jié)流閥進(jìn)口側(cè)和出口側(cè)制冷劑焓，J/g。

2.1.4 蒸發(fā)器模型

與冷凝器類似，蒸發(fā)器能量平衡方程如下：

式中：Qa和Qe分別為蒸發(fā)器的制冷劑換熱量和空氣側(cè)換熱量，W；Ue為蒸發(fā)器總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Ae為換熱總面積，m2；Δθe為換熱溫差，℃。

2.2 水箱模型

2.2.1 控制方程

1)連續(xù)性方程：

2)動(dòng)量方程：

3)能量方程：

式中：V為速度矢量；?為哈密爾頓算子；ρ為密度，kg/m3；p為壓力，Pa；β為等壓體積膨脹系數(shù)；T為過(guò)余溫度，K；Tref為參考過(guò)余溫度，K；g為重力加速度，m/s2；cp為比熱容，J/(kg·K)；λ為熱導(dǎo)率，W/(m·K)。

2.2.2 邊界條件

水箱壁面采用無(wú)滑移邊界條件，入口設(shè)為速度入口，出口為壓力出口，冷凝盤管與水箱外壁接觸面設(shè)為26 個(gè)離散面熱源，分為變化的3 個(gè)相區(qū)，根據(jù)熱泵模型輸出的參數(shù)設(shè)置3個(gè)相區(qū)的長(zhǎng)度和熱流密度。

2.2.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文選取60.3 萬(wàn)、80.6 萬(wàn)和100.5 萬(wàn)個(gè)非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，通過(guò)模擬監(jiān)測(cè)水箱出口水溫。結(jié)果表明，80.6萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格較60.3萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格的出口水溫絕對(duì)誤差為0.6 ℃，較100.5萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格絕對(duì)誤差為0.2 ℃，為了在保證計(jì)算精度的同時(shí)減小計(jì)算量，選取80.6萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

2.3 熱泵模型與水箱模型的耦合方法

在空氣源熱泵熱水器中，熱泵系統(tǒng)與水箱系統(tǒng)相互耦合[15]，水箱熱分層會(huì)影響熱泵系統(tǒng)循環(huán)性能，熱泵系統(tǒng)循環(huán)性能改變會(huì)反過(guò)來(lái)影響水箱熱分層。

本文將冷凝盤管分為3個(gè)相區(qū)，通過(guò)熱泵模型輸出3個(gè)相區(qū)的熱流密度及長(zhǎng)度。耦合算法將整個(gè)加熱過(guò)程分成若干個(gè)穩(wěn)態(tài)加熱過(guò)程，提取水箱初始狀況下的平均水溫以及3 個(gè)相區(qū)對(duì)應(yīng)水域的水溫，輸出3個(gè)相區(qū)的初始熱流密度，利用FLUENT軟件對(duì)水箱內(nèi)溫度分布情況進(jìn)行模擬，將結(jié)果輸出至MATLAB 程序耦合迭代作為下一輪的邊界條件，迭代仿真直至滿足精度要求。

2.4 評(píng)價(jià)指標(biāo)

2.4.1 熱水輸出率

熱水輸出率是衡量水箱釋放熱水性能的重要指標(biāo)，能夠表征水箱輸出熱水的溫度和體積容量效率。定義為水箱進(jìn)出口熱水溫差從初始時(shí)刻下降10%時(shí)所經(jīng)歷的時(shí)間，定義該時(shí)間段內(nèi)水箱累計(jì)釋放的熱水體積與初始時(shí)刻水箱熱水體積的比值為熱水輸出率ηext

[20]，計(jì)算公式如下：

式中：θ0為水箱出口水溫，℃；θi為水箱進(jìn)口水溫，℃；t為釋能時(shí)間，s；v為進(jìn)口流速，m/s；V為釋放熱水體積，m3。

2.4.2 系統(tǒng)性能系數(shù)η

空氣源熱泵熱水器系統(tǒng)性能系數(shù)η為

2.5 模型驗(yàn)證

本文搭建的空氣源熱泵熱水器實(shí)驗(yàn)臺(tái)，容量為200 L，制冷劑為R410a，實(shí)驗(yàn)水箱和進(jìn)口結(jié)構(gòu)參數(shù)與弧形擋板型(C)結(jié)構(gòu)的相同(見表1)。在水箱進(jìn)出口及中心不同高度處布置15 個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，采用K 型熱電偶測(cè)量水溫、功率計(jì)量插座測(cè)量計(jì)算耗電量。

選取進(jìn)口流量為(10±0.2) L/min，在環(huán)境溫度為(20±0.5) ℃、進(jìn)口水溫(21.8±0.5) ℃工況下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)工況與模擬工況相同，結(jié)果如圖2 所示。由圖2 可見：出口水溫模擬值與實(shí)驗(yàn)值誤差在±0.5 ℃以內(nèi)，釋能20 min內(nèi)系統(tǒng)性能系數(shù)η模擬值與實(shí)驗(yàn)值相對(duì)誤差小于5.3%，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致，模型可靠。

圖2 出口水溫及η實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Fig.2 Comparison of simulated and experimental data of outlet water temperature and η

3 結(jié)果與討論

由于熱泵熱水器蓄能過(guò)程產(chǎn)生的熱分層會(huì)對(duì)釋能過(guò)程產(chǎn)生影響，本文通過(guò)耦合模型對(duì)水箱蓄能過(guò)程進(jìn)行模擬，在水箱平均水溫達(dá)到55 ℃時(shí)，開啟釋能過(guò)程，使模擬結(jié)果更加接近實(shí)際情況。

3.1 名義工況下3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)釋能性能比較

為對(duì)比采用3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器的釋能性能差異，選取名義工況[21]進(jìn)行模擬，其中流量為水箱容積的5%，即10 L/min，進(jìn)口水溫為15 ℃，環(huán)境溫度為20 ℃，通過(guò)耦合模型模擬熱泵熱水器釋能過(guò)程。

3.1.1 水箱熱分層

圖3 所示為釋能1 min 時(shí)3 種進(jìn)口結(jié)構(gòu)水箱下半部(0～925 mm)中截面的流線和溫度云圖。

由圖3可見：當(dāng)采用A結(jié)構(gòu)時(shí)，冷水由水箱底部中心處向上沖擊，與水箱內(nèi)部熱水摻混后向兩側(cè)流動(dòng)，形成大范圍渦流；在10 L/min進(jìn)口流量下，冷水沖擊至水箱1/3高度處，水箱中心處水溫低于水箱兩側(cè)水溫，水箱底部除進(jìn)口處基本不存在熱分層。

圖3 水箱中截面流線和溫度云圖Fig.3 Streamlines and temperature contours of middle plane

當(dāng)采用B結(jié)構(gòu)時(shí)，冷水由距水箱底部40 mm高度中心處向水箱一側(cè)壁面沖擊，一部分冷水向底部流動(dòng)，另一部分向上流動(dòng)形成渦流；在10 L/min進(jìn)口流量下，在冷水沖擊至水箱1/6高度處，水箱內(nèi)溫度分布不對(duì)稱，存在一定程度的熱分層。

當(dāng)采用C結(jié)構(gòu)時(shí)，冷水由水箱底部中心處向上沖擊，在弧形擋板底部形成小范圍渦流向兩側(cè)流動(dòng)，流經(jīng)擋板上部時(shí)流速降低形成活塞流；在10 L/min 進(jìn)口流量下，冷水全部聚集在水箱底部，擋板上部存在2個(gè)小的活塞流，水箱底部熱分層程度最高。

綜上，C結(jié)構(gòu)在弧形擋板的作用下有效抑制了進(jìn)口冷水對(duì)箱內(nèi)熱水的沖擊，將冷熱水摻混范圍控制在水箱底部，與另外2種結(jié)構(gòu)相比，熱分層程度更加明顯。

3.1.2 熱水輸出率

圖4 所示為10 L/min 進(jìn)口流量下3 種進(jìn)口結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率。由圖4 可見：A結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率分別為52.5%，67.5%和77.5%。C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率明顯比另外2種結(jié)構(gòu)的水箱的輸出率高，與A結(jié)構(gòu)水箱相比，熱水輸出率提升了47.6%，與B結(jié)構(gòu)水箱相比提升了14.8%。

圖4 不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)的水箱熱水輸出率Fig.4 Extraction efficiency of water tanks with different inlet structures

綜上可知，進(jìn)口結(jié)構(gòu)對(duì)水箱熱水輸出率影響顯著，通過(guò)改進(jìn)水箱進(jìn)口結(jié)構(gòu)，可大幅提升水箱熱水輸出率，從而進(jìn)一步提升熱泵熱水器性能。

3.1.3 系統(tǒng)性能系數(shù)η

圖5 所示為空氣源熱泵熱水器系統(tǒng)性能系數(shù)η隨量綱一時(shí)間的變化，釋能時(shí)長(zhǎng)為20 min。由圖5可見：3 種結(jié)構(gòu)的熱泵η均呈先上升再趨于平緩的趨勢(shì)；隨釋能時(shí)間增加，冷凝盤管對(duì)應(yīng)水域水溫逐漸降低，熱泵η逐漸上升，當(dāng)?shù)竭_(dá)一定階段時(shí)，水箱中下部水溫變化較小，熱泵η趨于平緩。

圖5 不同結(jié)構(gòu)下η隨時(shí)間的變化Fig.5 Variations of η with time with different inlet structures

C結(jié)構(gòu)的η上升最快，A結(jié)構(gòu)的η上升最慢。C結(jié)構(gòu)冷水集中在水箱底部，水溫最低，在冷水上升至冷凝盤管高度時(shí)，冷凝溫度明顯下降，η快速上升；A 結(jié)構(gòu)摻混范圍最大，水箱底部水溫較高，換熱壁面處水溫比中心處水溫高，η上升緩慢。

C結(jié)構(gòu)的η峰值最高，A結(jié)構(gòu)的η峰值最低。C結(jié)構(gòu)底部水溫接近進(jìn)口水溫，冷凝溫度最低，η峰值最高。當(dāng)量綱一時(shí)間為0.7時(shí)，冷水超過(guò)冷凝盤管頂部高度，η接近峰值；A 結(jié)構(gòu)摻混范圍最大，底部水溫緩慢下降，且水箱兩側(cè)水溫比中心處的水溫高，冷凝溫度逐漸降低，在量綱一時(shí)間為1時(shí)已趨于平緩，但尚未達(dá)到峰值。

3.2 變進(jìn)口流量下3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)釋能性能比較

控制進(jìn)口溫度為15 ℃、環(huán)境溫度為20 ℃，進(jìn)口流量分別為5，10和15 L/min，通過(guò)耦合模型模擬水箱釋能過(guò)程，分析水箱側(cè)和熱泵循環(huán)側(cè)的性能變化。

3.2.1 熱水輸出率

圖6所示為3種結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率隨進(jìn)口流量的變化。由圖6可見：在給定的進(jìn)口流量下，C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率均明顯比另外2種結(jié)構(gòu)水箱的輸出率高；當(dāng)進(jìn)口流量為5 L/min 時(shí)，A 結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率分別為61%，70%和78%，C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A結(jié)構(gòu)水箱高27.9%，比B 結(jié)構(gòu)水箱高11.4%；當(dāng)進(jìn)口流量為15 L/min 時(shí)，A 結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率分別為47.5%，65.0%和77.0%，C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A結(jié)構(gòu)水箱高62.1%，比B結(jié)構(gòu)水箱高18.5%。

圖6 不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)下水箱熱水輸出率隨進(jìn)口流量的變化Fig.6 Influence of inlet structure and inlet flow rate on extraction efficiency

當(dāng)進(jìn)口流量由5 L/min 增至15 L/min 時(shí)，A 結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率降幅分別為22.1%，7.1%和1.3%。C結(jié)構(gòu)能有效減少因進(jìn)口流量增大導(dǎo)致的摻混范圍的擴(kuò)大，在不同的進(jìn)口流量下，始終保持較高的熱水輸出率。

3.2.2 系統(tǒng)性能系數(shù)η

圖7所示為采用3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器釋能20 min內(nèi)系統(tǒng)性能系數(shù)η隨進(jìn)口流量的變化。由圖7可見：在給定的進(jìn)口流量下，采用C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η均比另外2種結(jié)構(gòu)水箱的高；當(dāng)進(jìn)口流量為5 L/min 時(shí)，采用A 結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η分別為4.25，4.64 和4.91，采用C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η比A 結(jié)構(gòu)水箱的高15.5%，比B結(jié)構(gòu)水箱的高5.8%；當(dāng)進(jìn)口流量為15 L/min 時(shí)，采用A結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η分別為4.01，4.59 和4.89，C 結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A 結(jié)構(gòu)水箱的輸出率高22.0%，比B 結(jié)構(gòu)水箱的輸出率高6.5%。

圖7 不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)下系統(tǒng)性能系數(shù)η隨進(jìn)口流量的變化Fig.7 Influence of inlet structure and inlet flow rate on η

當(dāng)進(jìn)口流量由5 L/min 增至15 L/min 時(shí)，采用A 結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η降幅分別為5.6%，1.1%和0.4%。C 結(jié)構(gòu)能在給定的各種進(jìn)口流量下保持穩(wěn)定的熱分層，使熱泵熱水器η維持在較高水平。

3.3 變進(jìn)口水溫下3 種進(jìn)口結(jié)構(gòu)釋能過(guò)程性能比較

控制進(jìn)口流量為10 L/min、環(huán)境溫度為20 ℃，進(jìn)口水溫分別為5，15 和25 ℃，通過(guò)耦合模型模擬水箱釋能過(guò)程，分析水箱側(cè)和熱泵循環(huán)側(cè)的性能變化。

3.3.1 熱水輸出率

圖8所示為3種結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率隨進(jìn)口水溫的變化。由圖8可見：在給定的進(jìn)口水溫下，C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率均明顯比另外2種結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率高；當(dāng)進(jìn)口水溫為25 ℃時(shí)，A結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率分別為50.5%，62.5%和72.5%，C 結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A 結(jié)構(gòu)水箱高43.6%，比B結(jié)構(gòu)水箱高16%；當(dāng)進(jìn)口水溫為5 ℃時(shí)，A結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率分別為54%，71.5%和81%，C 結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A 結(jié)構(gòu)水箱高50%，比B 結(jié)構(gòu)水箱高13.3%。

圖8 不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)下水箱熱水輸出率隨進(jìn)口水溫的變化Fig.8 Influence of inlet structure and inlet water temperature on extraction efficiency

進(jìn)口水溫由25 ℃降至5 ℃時(shí)，A結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C結(jié)構(gòu)水箱熱水輸出率增幅分別為6.9%，14.4%和11.7%。C 結(jié)構(gòu)能有效減少因進(jìn)口水溫降低導(dǎo)致的摻混效應(yīng)的加劇，在不同進(jìn)口流量下始終保持較高的熱水輸出率。

3.3.2 系統(tǒng)性能系數(shù)η

圖9所示為采用3種進(jìn)口結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器釋能20 min內(nèi)η隨進(jìn)口水溫的變化。由圖9可見：在給定的進(jìn)口水溫下，采用C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η均比另外2種結(jié)構(gòu)水箱的熱泵熱水器η高；當(dāng)進(jìn)口流量為25 ℃時(shí)，采用A 結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η分別為3.82，4.20 和4.39，采用C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η比A 結(jié)構(gòu)水箱高14.9%，比B 結(jié)構(gòu)水箱高4.5%；當(dāng)進(jìn)口流量為5 ℃時(shí)，采用A結(jié)構(gòu)、B 結(jié)構(gòu)和C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器η分別為4.91，5.39和5.67，C結(jié)構(gòu)水箱的熱水輸出率比A結(jié)構(gòu)水箱高15.5%，比B結(jié)構(gòu)水箱高5.2%。

圖9 不同進(jìn)口結(jié)構(gòu)下系統(tǒng)性能系數(shù)η隨進(jìn)口水溫的變化Fig.9 Influence of inlet structure and inlet water temperature on η

當(dāng)進(jìn)口水溫由25 ℃降低至5 ℃時(shí)，采用A 結(jié)構(gòu)、B結(jié)構(gòu)和C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器平均η增幅分別為28.5%，28.3%和15.5%。進(jìn)口水溫的改變對(duì)η的影響較大，采用C結(jié)構(gòu)的熱泵系統(tǒng)對(duì)進(jìn)口水溫的改變更加敏感，隨進(jìn)口水溫降低，η增幅最大。

4 結(jié)論

1)C結(jié)構(gòu)可有效抑制水箱釋能時(shí)進(jìn)口冷水與箱內(nèi)熱水的摻混熱量損失，將冷熱水摻混范圍控制在擋板底部，熱分層程度明顯高于另外2 種結(jié)構(gòu)。另外，B結(jié)構(gòu)的水箱熱分層程度比A結(jié)構(gòu)的高，A結(jié)構(gòu)冷熱水摻混范圍最大。

2) 在名義工況下，采用C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器熱水輸出率和系統(tǒng)性能系數(shù)η較A結(jié)構(gòu)分別提升了47.6%和19.5%，較B 結(jié)構(gòu)分別提升了14.8%和6.9%。

3) 在給定的各種工況下，采用C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器均能提供最高的熱水輸出率和系統(tǒng)性能系數(shù)η。當(dāng)進(jìn)口流量為5～15 L/min時(shí)，采用C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器較A 結(jié)構(gòu)熱水輸出率提升了27.9%～62.1%，系統(tǒng)性能系數(shù)η提升了15.5%～22.0%；當(dāng)進(jìn)口水溫為5～25 ℃時(shí)，采用C 結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器較A結(jié)構(gòu)熱水輸出率提升了43.6%～50.0%，系統(tǒng)性能系數(shù)η提升了14.9%～15.5%。

4)采用C結(jié)構(gòu)的熱泵熱水器較傳統(tǒng)A結(jié)構(gòu)和B結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了熱水輸出率和系統(tǒng)性能系數(shù)η雙高效的運(yùn)行效果，改善了熱泵熱水器的進(jìn)口結(jié)構(gòu)，有利于空氣源熱泵熱水器的節(jié)能增效和推廣。