基于气象参数的低温环境太阳能-空气双源热泵控制策略开发

《Energy for Sustainable Development》：Control strategy development of solar-air dual-source heat pumps under low ambient temperature based on meteorological parameters

　　

•开发了直膨式太阳能辅助热泵（DX-SAHP）中蒸发器切换的控制策略。
•提出了压缩机运行模式调节的原则。
•采用所提出的控制策略，制热系数（COP）提升了8.11%至12.45%。
•随着环境温度降低，切换蒸发器所需的辐照度降低。

引言

在双碳目标的驱动下，可再生能源技术（Huang等，2026；Fu等，2025），尤其是太阳能和热泵系统（Huang等，2025；Lu等，2026），近年来在建筑供暖领域得到了广泛应用。在各种热泵中，空气源热泵（ASHP）凭借其成本效益和强大的环境适应性，已成为低碳建筑供暖的基石（Alhuyi Nazari等，2023；Hebala等，2025）。然而，ASHP在低温条件下会出现热性能衰减的问题（Sun等，2026；Tang等，2026），从而削弱了其节能潜力（Chen & Li，2022）。将太阳能与ASHP相结合是克服这一局限性的有效途径（Jiang等，2026；Li等，2024）。因此，人们提出了多种构型的太阳能辅助热泵系统（Liu等，2026），包括直膨式太阳能辅助热泵（DX-SAHP）（Benchamma等，2025；Namdar等，2025）和间接膨胀式太阳能辅助热泵（IDX-SAHP）（Ma等，2021）。

在IDX-SAHP系统中，循环介质（水或防冻液）首先从太阳能集热器吸收热量，随后将其传递给制冷剂（Liu等，2025）。相比之下，DX-SAHP利用制冷剂直接从太阳能集热器捕获热量（Jia等，2025；Ma等，2025）。由于IDX-SAHP存在额外的热交换环节，其蒸发温度更低（Fan等，2021）。因此，DX-SAHP的运行效率高于IDX-SAHP（Vahidhosseini等，2024；Wei等，2026）。然而，在实际应用中，由于DX-SAHP并非标准化产品，不合理的设计和控制策略问题较为普遍，导致其实际运行性能远低于预期（Luz等，2024）。

为提高DX-SAHP的运行性能，大量研究工作集中在系统设计优化方面。Deng等（Deng等，2026）开发了一种配备蓄热罐的太阳能辅助热泵干燥系统，以解决环境温度骤降导致的ASHP运行不稳定和性能衰减问题。与ASHP系统相比，其平均COP提升了16.8%，年化成本降低了20.6%。Dai等（Dai等，2015；Nouri等，2019）开展了一项实验研究，考察了不同供暖运行模式对太阳能辅助地源热泵系统性能的影响。他们的研究表明，可以采用太阳能对地埋管环路进行补充供热，控制逻辑由回水温度触发，从而消除循环泵不必要的功耗。Qu等（Miglioli等，2023；Qu等，2016）提出了一种新颖的光伏/光热一体化直膨式太阳能辅助热泵热水系统，并研究了蒸发器入口温度和环境温度对系统性能的影响。结果表明，光伏/光热板的运行温度可降至45 °C，同时光电转换效率提升了10.3%。Chen等（Chen & Qiao，2025）分别建立了太阳能光热集成热泵系统和太阳能光伏集成热泵系统的模型，并评估了气候条件在三个不同时间尺度上对热效率和电效率的影响。结果表明，光伏-空气源热泵系统表现出色，COP达到3.38。Li等（Li & Kao，2017）利用TRNSYS软件模拟了各种ASHP在生活热水系统中的供热能力，并通过构建集成太阳能集热器和热泵的组合系统验证了其准确性。结果表明，双水箱太阳能组合系统提供了最佳的经济运行效益。Huang等（Huang等，2005）研究了不同运行模式下住宅DX-SAHP系统的长期性能，发现日均COP在2.6至3.3之间。他们指出，DX-SAHP系统可以有效促进节能。Ma等（Guangbai等，2024）构建了一种双蒸发器并联太阳能辅助热泵系统，并研究了太阳能集热器-蒸发器连接方式及工质分布均匀性的影响。他们指出，采用等径配置进行制冷剂分配有助于提高系统性能。

除了系统设计外，学者们还对DX-SAHP的控制策略优化进行了广泛研究。Liu等（Liu等，2020）探讨了太阳能光热-空气源热泵热水器在太阳能资源匮乏地区的可行性，随后提出了一种经实测数据验证的回归模型。该模型使得此类热水器在可再生能源匮乏地区能够实现最优的启停控制。Mohanraj等（Mohanraj等，2009）提出了一种采用人工神经网络模型预测DX-SAHP性能的新方法。结果表明，该方法在实际工程项目中具有良好的应用潜力。为减小系统运行过程中的温度波动范围，Han等（Han等，2023；Ma等，2026）开发了一种用于直膨式光伏/光热热泵系统的自适应比例积分控制方法。该控制方法有效地增强了系统在复杂环境条件下的运行稳定性。

从上述文献回顾可以看出，围绕DX-SAHP的系统设计优化和控制策略已开展了大量研究，并取得了显著进展。然而，在实际应用中，可根据所使用的蒸发器将太阳能辅助热泵的运行模式分为三类——空气源（AS）模式、太阳能-空气双源（SADS）模式和太阳能源（SS）模式。但是，关于如何根据环境条件在两个蒸发器之间进行切换的研究仍然十分匮乏。此外，为提高DX-SAHP在高海拔地区的低温性能，通常采用两级压缩（TSC）。在不同环境温度下，压缩机运行模式（即单级压缩（SSC）与TSC）对制热性能有显著影响。因此，确定如何调节压缩机运行模式已成为制约DX-SAHP在高海拔地区运行效果的另一个关键因素。因此，迫切需要解决上述两个问题，以提升DX-SAHP在高海拔地区的制热性能。

为填补上述研究空白，搭建了DX-SAHP系统试验台，并引入了TSC。在各种环境条件下，实验研究了不同压缩机和蒸发器运行模式下系统的制热性能，并随后开发了控制策略。本研究的新颖之处在于两方面：（1）提出了一种适用于DX-SAHP系统的压缩机运行模式调节原则；（2）开发了一种综合考虑环境温度与辐照强度两者因素的蒸发器切换控制策略。研究结果有望为DX-SAHP系统控制策略的开发提供指导，并为提高系统COP做出贡献。

实验研究

实验装置

为优化DX-SAHP的控制策略，搭建了一套配备空气源蒸发器和太阳能源蒸发器的热泵试验台，如图1、图2所示。实验系统由四部分组成：室外舱、室内舱、室外环境模拟舱和室内环境模拟舱。室外舱和室内舱分别为热泵系统提供室外和室内工作环境。室外和室内环境模拟舱负责空气处理，确保实验过程中室外舱和室内舱内的温度和相对湿度保持恒定。

图1. 实验热泵系统原理图。

图2. 实验热泵系统照片。

实验热泵由室外机和室内机组成。室内机为风机盘管机组。室外机主要包括太阳能源蒸发器、空气源蒸发器、高压压缩机（压缩机2）、低压压缩机（压缩机1）、室外风机、经济器、四通阀、液储器以及三个电子阀。空气源蒸发器为翅片管换热器。太阳能源蒸发器为吹塑成型的双层铝板。为增强太阳能源蒸发器的传热性能，在其表面涂覆了选择性吸收涂层。两个蒸发器可以单独或同时运行。根据采用的蒸发器不同，热泵机组可分为三种运行模式：AS模式、SADS模式和SS模式。该热泵系统使用R134a作为制冷剂。制冷剂充注量具体确定在上述三种运行模式各自制冷剂充注量平台段交集范围内。实验过程中，室外机和室内机分别放置在室外舱和室内舱内。需要特别注意的是，只要温度条件满足要求，试验台的所有三种运行模式（包括SS模式）均可独立运行，而与太阳能辐照度的大小无关。

为向太阳能源蒸发器提供可控的光强，在室外舱顶部安装了两个额定功率输入为275 W的人工光源。光线可通过室外舱顶部的透明隔热玻璃盖照射到太阳能源蒸发器表面。通过调节光源的输出，可以调节太阳能源蒸发器表面的辐照度强度。

如图1、图2所示，实验热泵配有两台压缩机。当阀K2、S1和B2开启且阀B1关闭时，热泵以TSC模式运行。压缩机1排出的制冷剂与经济器注入的制冷剂混合后，被压缩机2吸入进行进一步压缩。由于补气可以降低压缩机排气温度并增加排出制冷剂的质量流量，TSC可以显著提高热泵机组的低温制热性能（Liang等，2026；Zhai等，2026）。相反，当阀B1开启且阀K2、S1和B2关闭时，实验热泵以SSC模式运行。SSC可以提高热泵在高温环境下的制热性能。实验过程中，实验热泵SSC与TSC之间的切换由制冷剂蒸发温度控制。SSC到TSC的状态切换响应时间约为1 s，而反向切换则需要两台压缩机预先减速，总响应时间为5 s。本研究提出的系统采用与传统空气源热泵一致的逆循环除霜方法。

数据采集系统

为收集所需的实验数据，在热泵机组和人工环境舱中布置了大量测量仪器，如图1所示。具体细节如下：

(1)热泵机组运行参数监测

使用三个压力传感器测量压缩机的吸气、排气和补气压力。安装七个热电偶测量不同位置的制冷剂温度。采用三个智能电表测量压缩机1、压缩机2和室外风机的功率输入。此外，在空气源蒸发器和太阳能源蒸发器上分别安装了四个热电偶，以获取平均蒸发温度。

(2)室内环境监测

安装两个热电偶测量室内风机盘管的进风和出风温度。使用两个湿度传感器测量室内风机盘管的进风和出风相对湿度。在风道中安装一台风速仪测量风速。

(3)室外舱环境监测

安装一个热电偶和一个湿度传感器测量室外空气的温度和相对湿度。使用一台辐照度计检测太阳能源蒸发器表面的辐照度强度，在太阳能辐照度测量测试中，总太阳辐射传感器与蒸发器处于同一水平位置。

在测试过程中，室外空气温度在环境试验箱的排气出口处进行监测，热电偶布置于远离太阳辐射和箱壁的位置。当系统启动后箱内温度稳定持续20分钟后，开始记录实验数据。热电偶、压力传感器、功率表、湿度传感器和辐照度计的误差分别为±0.1°C、±0.3%、±0.25%、±3%和±2%。它们的测量值由数据采集设备以10秒为间隔自动记录。

实验过程

本研究的实验过程分为两个步骤。第一步是确定压缩机在不同环境温度下的运行模式。第二步是研究不同工况下蒸发器的切换控制策略。

实验第一步中，阀门B3和光源关闭，仅使用空气源换热器作为蒸发器。为了明确环境温度对实验热泵两种压缩模式下制热性能的影响，设置了八种环境温度：?25°C、?15°C、?10°C、?5°C、0°C、5°C、10°C和15°C。在每个环境温度下，分别在单级压缩（SSC）和两级压缩（TSC）模式下测试实验热泵的制热性能。低压压缩机和高压压缩机的吸气量匹配比为3:1。

实验第二步中，室外箱温度依次调节至?25°C、?10°C、?15°C、?10°C、?5°C和0°C。在每个环境温度下，辐照度强度从0逐步增加至900 W/m2，分别在AS模式、SADS模式和SS模式下测量实验热泵的制热性能。

每组实验开始前，将室外箱和室内箱的环境条件调节至设定值。然后启动热泵机组。当环境条件和实验热泵机组的工作状态达到稳定并维持该状态超过20分钟后，开始记录实验数据。每组实验的测试时间不少于30分钟。

结果与讨论

压缩机运行模式的确定

为适应超低温度，本研究使用的实验热泵为TSC类型，如图1所示。根据EEV1的开启状态，实验热泵机组可以在TSC或SSC模式下运行。TSC运行可以有效增强实验热泵在低环境温度下的性能。然而，与SSC相比，其COP随环境温度升高的下降速度更快，导致TSC在高温下的COP低于SSC。为了在所有工况下实现更高效率，本节分析了实验热泵机组在两种压缩机运行模式下的COP变化，并确定了TSC与SSC之间的切换判据。

图3显示了实验热泵在SSC和TSC下的制热能力变化。在SSC下，当蒸发温度降至?15°C以下时，由于压缩比过高，排气温度超过允许的最大值。因此，无法在低于?15°C的蒸发温度下进行实验，图3中仅显示了该温度以上的实验结果。两种压缩模式下的趋势明显不同。随着蒸发温度降低，SSC下的制热能力迅速下降。蒸发温度从10°C降至?15°C时，制热能力相应从648 W降至313 W，相当于下降率为每摄氏度13.4 W。相比之下，在TSC下制热能力几乎保持不变。从10°C蒸发温度时的763 W变化到?15°C时的756 W，下降率仅为0.28 W/°C。在?30°C至10°C的蒸发温度范围内，TSC下的制热能力始终更高。由于两种压缩模式下制热能力的变化趋势不同，随着蒸发温度降低，两者之间的差异逐渐增大。这表明TSC可以高效提高制热能力，且在更低蒸发温度下效果更佳。

图4展示了实验热泵在SSC和TSC下的输入功率变化。制热能力的确定方法是：将室内换热器处的空气流量乘以对应温度下的空气比热容，再乘以室内箱的送风与回风温度差，最后除以空气比体积与（1加上空气湿度比）的乘积。随着蒸发温度升高，两种压缩模式下的输入功率均下降，且TSC下的下降更为明显。具体而言，在?30°C至30°C范围内，蒸发温度升高使两级压缩模式的输入功率从310 W降至190 W，对应的下降率为每摄氏度4.0 W。同时，当蒸发温度从?15°C升至10°C时，SSC下的输入功率从172 W降至140 W，上升率为每摄氏度1.2 W。

根据图3中的制热能力和图4中的输入功率，计算了实验热泵在单级压缩和TSC下的COP，结果如图5所示。随着蒸发温度降低，实验热泵在单级压缩和TSC下的COP均显著下降，且前者下降速度更快。具体而言，当蒸发温度从20°C降至?15°C时，TSC下的COP从4.02降至2.28，下降率为每摄氏度0.0434。同时，当蒸发温度从10°C降至?15°C时，SSC下的COP从4.63降至1.82，下降率为每摄氏度0.1124。当蒸发温度为?6.5°C时，两种压缩模式下的COP相等。为了在所有环境条件下获得更高的COP，当蒸发温度高于?6.5°C时，实验热泵应采用SSC；当蒸发温度低于?6.5°C时，应采用TSC。本文后续各节将按此原则设置压缩机的运行模式。

蒸发器不同运行模式下的制热性能分析

如实验装置部分所述，根据工作的蒸发器不同，实验热泵有三种运行模式：AS模式、SADS模式和SS模式。随着辐照度强度的增加，集热器能吸收更多热量，这将逐渐凸显SS模式的优势，因此应优先采用该模式。相反，当辐照度强度降至足够低时，集热器将无法为制冷剂蒸发提供足够热量，此时应采用AS模式。因此，在实际应用中，应根据辐照度强度调整实验热泵蒸发器的运行模式。

为揭示实验热泵在蒸发器不同运行模式下的制热性能，图6显示了环境温度为?25°C时，三种运行条件下实验热泵COP随辐照度强度的变化。在SADS模式和SS模式下，实验热泵的COP随辐照度强度增加而显著上升，尤其是辐照度强度超过120 W/m2时。同时，使用AS模式时，实验热泵的COP几乎不变，仅在辐照度强度为0时为2.26，在辐照度强度为900 W/m2时为2.42。这种微小变化是由照射在蒸发器上的光照引起的，该光照可使蒸发温度略微升高。当辐照度强度低于120 W/m2时，集热器收集的热量不足。在此条件下，热泵系统在AS模式下达到最高COP，应采用该运行模式。当辐照度强度超过120 W/m2时，随着集热器开始贡献热量，SADS模式下的热泵COP超过AS模式。此时应优先采用SADS模式进行制热。当辐照度强度进一步增加至610 W/m2时，集热器的优势更加明显，SS模式下实验热泵的COP高于SADS模式。此时应采用SS模式。

通过上述分析，可以得出以下结论：在环境温度为?25°C时，随着辐照度强度增加，实验热泵应从AS模式切换到SADS模式，再切换到SS模式。两次切换的辐照度强度分别为120 W/m2和610 W/m2。

蒸发器切换控制策略的开发

随着环境温度升高，空气源热泵的制热性能将发生显著变化，这将导致蒸发器切换的环境条件发生变化。为揭示这一规律，图7展示了不同环境温度和不同蒸发器运行模式下实验热泵的COP变化。在所有环境温度条件下，随着辐照度强度增加，AS模式、SADS模式和SS模式依次达到最高COP。这意味着在所有环境温度下，实验热泵的蒸发器运行模式应从AS模式切换到SADS模式，再切换到SS模式。在环境温度为?15°C时，两次模式切换的辐照度强度分别为100 W/m2和430 W/m2。当环境温度升至?10°C时，分别为90 W/m2和320 W/m2；当环境温度进一步升至?5°C时，分别为80 W/m2和300 W/m2；当环境温度进一步增至0°C时，变为70 W/m2和280 W/m2。这表明随着环境温度升高，蒸发器两次切换的辐照度强度逐渐降低。

为获得不同环境温度下蒸发器的切换判据，图8显示了不同环境温度下蒸发器两次切换辐照度强度的变化规律。从SADS模式切换到SS模式的辐照度强度下降迅速，从环境温度为?25°C时的610 W/m2降至环境温度为0°C时的280 W/m2。同时，从AS模式切换到SADS模式的辐照度强度仅略有下降，从环境温度为?25°C时的120 W/m2降至环境温度为0°C时的70 W/m2。两次切换的辐照度强度与环境温度进行拟合，结果分别如式（1）和式（2）所示。两个方程的R2分别为0.99和0.72。这种趋势可归因于在相同辐照条件下，较低的环境温度会加速集热蒸发器的散热速率。根据这两个方程，可以准确预测任意环境温度下两次切换的辐照度强度。然后开发了蒸发器切换的控制策略，如图9所示。

（1）Ia = 28.276 × exp(t ? 9.379) + 250.499

（2）Ib = ?5.63 × exp(t ? 5.067) + 5.629 × exp(t ? 6.192) + 1.126

其中，t为环境温度，°C；Ia为从SADS模式切换到太阳源模式的辐照度切换值；Ib为从AS模式切换到SADS模式的辐照度切换值。

所开发蒸发器切换控制策略的逻辑图。蒸发器切换控制策略的应用效果

为验证蒸发器切换控制策略的应用效果，采用实验性太阳能辅助空气源热泵系统模拟西藏自治区那曲市的供暖工况。选取1月5日那曲市的气象参数作为实验条件。图10展示了当日的逐时环境温度与辐射强度。将逐时环境温度与辐射强度输入图9所示的控制策略中，即可获得每小时蒸发器的最优运行模式，如表1所示。

图10 那曲市1月5日环境温度与辐射强度的变化

表1 每小时蒸发器的最优运行模式

| 时间（h） | 0–8 | 9–10 | 11–16 | 17–18 | 19–23 |
|---|---|---|---|---|---|
| 最优运行模式 | AS模式 | SADS模式 | SS模式 | SADS模式 | AS模式 |

为获取实验性SAHP系统在蒸发器最优运行模式下的供暖性能，通过调节图2所示的试验台模拟逐时气象参数，包括环境温度与辐射强度。根据表1的结果，及时调整蒸发器的运行模式，获得所开发控制策略下实验性SAHP系统的逐时COP，如图11所示。随后，在相同气象参数下，还获得了AS模式、SADS模式和SS模式下实验性SAHP系统的逐时COP，结果同样显示在图11中。在该日的每一小时中，所开发控制策略下的COP始终最高。这意味着所开发的控制策略能够预测每小时蒸发器的最优运行模式。这明显区别于现有的基于时间的切换逻辑，后者仅区分白天与夜间。基于当日的逐时运行参数，计算了所开发控制策略、AS模式、SADS模式和SS模式下的日均COP，分别为2.80、2.59、2.58和2.49。与后三种运行模式相比，所提出的控制策略下COP分别提高了8.11%、8.53%和12.45%。

图11 实验性SAHP在四种运行模式下的逐时COP变化

值得注意的是，在SS模式下，即使在无太阳辐射时COP也未降至零。这归因于环境箱内的强制气流（约1.5 m/s），使得太阳能集热蒸发器能够通过对流换热从周围空气中提取热量。

结论

为提高空气-太阳能双源热泵的供暖性能，搭建了配备空气源蒸发器和太阳能源蒸发器的热泵试验台。然后研究了实验性热泵在单级压缩和双级压缩（TSC）条件下不同蒸发温度下的供暖性能，并确定了压缩机的合理运行模式。最后，在不同环境条件下分析了实验性热泵在AS模式、SADS模式和SS模式下的供暖性能，并获得了不同环境温度下两次切换的辐射强度阈值。研究结果总结如下：

(1) 随着环境温度的升高，实验性热泵中压缩机的运行模式应从TSC切换至SSC。在低环境温度下，实验性热泵在TSC下可获得较高的COP。然而，SSC的COP随蒸发温度的升高上升更快。当蒸发温度高于-6.5°C时，SSC下的COP超过TSC下的COP，运行模式应从后者切换为前者。

(2) 较高的辐射强度要求蒸发器运行模式依次转换，从AS模式逐步过渡到SADS模式，最终到SS模式。随着辐射强度的增大，实验性热泵的最高COP依次在AS模式、SADS模式和SS模式下获得。以环境温度为-25°C为例，蒸发器两次切换的辐射强度分别为120 W/m2和610 W/m2。

(3) 随着环境温度的升高，蒸发器两次切换的辐射强度逐渐降低。当环境温度从-25°C升至0°C时，从AS模式切换到SADS模式的辐射强度从120 W/m2降至70 W/m2，从SADS模式切换到SS模式的辐射强度从610 W/m2降至280 W/m2。

(4) 所开发的控制策略能够有效提高实验性热泵的COP。在所开发控制策略下，AS模式、SADS模式和SS模式下的逐时COP始终最高。所提出策略、AS模式、SADS模式和SS模式的日均COP分别为2.80、2.59、2.58和2.49。相较于三种固定模式基准，性能分别提升了8.11%、8.53%和12.45%。

CRediT作者贡献声明

张振科：原稿撰写、可视化、数据管理。戴传民：项目管理、形式分析。吴文涛：调查研究、概念构思。魏文杰：审稿与编辑、验证、资金获取。王伟：资源、方法学。魏深：软件。孙玉英：监督指导。

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