基于不同動態負荷的太陽能輔助地源熱泵系統供暖特性研究

李 素 芬， 代 蘭 花， 尚 妍， 東 明， 端 木 琳， 李 祥 立

( 1.大連理工大學 能源與動力學院, 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 土木工程學院, 遼寧 大連 116024 )

動力工程

基于不同動態負荷的太陽能輔助地源熱泵系統供暖特性研究

李 素 芬*1， 代 蘭 花1， 尚 妍1， 東 明1， 端 木 琳2， 李 祥 立2

( 1.大連理工大學 能源與動力學院, 遼寧 大連 116024；2.大連理工大學 土木工程學院, 遼寧 大連 116024 )

建立了太陽能輔助地源熱泵系統(SAGSHPS)動態仿真模型，基于間歇負荷1(8:00-20:00末端開啟)、間歇負荷2(18:00-次日7:00末端開啟)和連續負荷(末端全天24 h開啟)條件，對大連地區SAGSHPS在整個供暖期內的運行過程分別進行逐時動態仿真，分析了3種典型動態負荷下SAGSHPS的運行特性．結果表明：冬季最冷日內不同負荷下，系統供暖運行方式不同．間歇負荷1下系統以地源熱泵(GSHP)和太陽能熱泵(SHP)交替供暖；間歇負荷2下系統以地源熱泵供暖為主，只在入夜初期輔以太陽能熱泵供暖；連續負荷下系統白天以太陽能熱泵供暖，夜間以地源熱泵供暖．整個供暖期內，蒸發器入口溫度對熱泵機組性能系數的影響高于對系統性能系數的影響；對于太陽能、地熱能和電能對熱負荷的貢獻比例而言，蒸發器入口溫度越高，太陽能對熱負荷的貢獻比例越大，地熱能的貢獻比例越小，而電能的貢獻比例變化不明顯．

太陽能；地源熱泵系統；動態負荷；供暖特性；動態仿真

0 引 言

太陽能輔助地源熱泵系統(solar assisted ground source heat pump system，SAGSHPS)因其能充分利用太陽能和地熱能實現多能互補條件下的能量高效利用而成為領域內研究的熱點[1-2]．特別是近10年來，學者們通過模擬和實驗的方法對SAGSHPS的優化設計[3-5]、運行模式[6-10]、控制策略[11-13]以及運行性能[14-17]等進行了多方面的研究．Chen等[3]、Rad等[4]和Wang等[5]通過數值模擬的方法對SAGSHPS進行研究，獲得了地埋管長度或蓄熱水箱體積與集熱器面積的最優比率．楊衛波等[6-7]、Si等[8]、Dai等[9]和Chen等[10]研究了SAGSHPS的不同運行模式，認為以太陽能集熱器與地埋管串聯的運行方式獲得的系統性能較高．Wang等[11]、Kjellsson等[12]和Reda等[13]針對SAGSHPS的不同運行策略進行了模擬研究，指出太陽能向地下蓄熱有助于提高系統性能，地下蓄熱的控制溫差應該根據鉆孔深度、集熱器面積以及輔助熱源類型進行合理設置．Trillat-Berdal等[14]、Bakirci等[15]、Wang等[16]和Busato等[17]通過實驗的方法對SAGSHPS在住宅或辦公建筑中的運行性能進行了研究，獲得的熱泵平均供暖性能系數均在3.0以上．

現有文獻主要集中在單一負荷條件下SAGSHPS運行特性的研究，專門針對不同動態負荷下SAGSHPS供暖性能的研究還未見報道．本文以大連地區SAGSHPS在3種典型動態負荷下的供暖過程為研究對象，探討不同動態負荷下系統的供暖運行特性，考察間歇性負荷和連續性負荷對SAGSHPS運行性能的影響．

1 SAGSHPS與控制條件

1.1 系統運行原理

本文模擬的熱用戶為大連地區供暖面積為400m2的實驗室，利用SAGSHPS供暖．系統由5個主要部件構成：熱管式真空管集熱器(HPETC)、太陽能蓄熱水箱(SHSWT)、熱泵機組(HPU)、地埋管換熱器(GHE)以及末端風機盤管(FC)．運行原理如圖1所示．集熱器內防凍液通過蓄熱水箱將太陽能的熱量傳遞給水，根據水溫高低，水箱內流體依次可經閥門1直接供暖，或經閥門7與地埋管內流體混合后進入熱泵供暖，或經閥門7直接進入熱泵供暖，或經閥門4向地下蓄熱．當水箱內水溫過低，達不到利用要求時，地埋管內流體經閥門9和閥門10進入熱泵供暖．

1.2 系統運行方式及控制條件

SAGSHPS可實現4種供暖運行方式：太陽能直接供暖，太陽能輔助地源熱泵供暖，太陽能熱泵供暖以及地源熱泵供暖．當太陽能蓄熱水箱出口水溫高于45 ℃，直接利用太陽能供暖；當水箱出口溫度介于30～45 ℃，利用太陽能和地熱能耦合熱泵聯合供暖；當水箱出口溫度介于15～30 ℃，利用太陽能熱泵供暖；當水箱出口溫度低于15 ℃，利用地源熱泵供暖．

2 SAGSHPS各部件模型

2.1 熱管式真空管集熱器參數模型

本文利用實測數據進行二次擬合，用所得的二次函數關系式模擬集熱器瞬時效率變化．熱管式真空管集熱器瞬時效率方程和集熱器出口流體溫度分別如式(1)和(2)所示．

(1)

(2)

式中：ηsc為集熱器瞬時集熱效率；tsci為集熱器入口流體溫度，℃；ta為室外環境溫度，℃；It為單位集熱面積太陽總輻射，W·m-2；tsco為集熱器出口流體溫度，℃；Asc為集熱器總采光面積，m2；msc為集熱器內防凍液總質量流量，kg·s-1；csc為集熱器內防凍液比熱容，J·kg-1· ℃-1．

2.2 盤管浸沒式蓄熱水箱參數模型

作為太陽能與熱用戶的連接裝置，蓄熱水箱建模需同時獲得集熱側和用熱側出口流體溫度．根據用熱側和集熱側的控制條件不同，可將蓄熱水箱的工作過程分成4種工況．

2.2.1 只蓄熱不用熱情況下蓄熱水箱參數模型 當集熱側循環溫差大于設定值，而水箱出口水溫小于設定值時，蓄熱水箱相當于儲熱裝置，處于只蓄熱不用熱的情況．根據文獻[6]的模型，盤管浸沒式蓄熱水箱出口集熱流體溫度及某時刻水箱內水溫分別如式(3)和(4)所示．中間計算參數F1和F2詳見文獻[6]．

式中：dco為水箱內盤管外徑，m；Kcw為盤管內外總換熱系數，W·m-2· ℃-1；lcw為水箱內盤管總長，m；tw,n為n時刻水箱內平均水溫，℃；Δτ為時間間隔，s．

2.2.2 用熱蓄熱同時進行情況下蓄熱水箱參數模型 當集熱側循環溫差和水箱出口水溫同時達到設定值時，蓄熱水箱處于用熱蓄熱同時進行的情況，水箱內水溫由兩者共同決定．集熱過程的水溫tw,n1可由式(4)確定，用熱過程的水溫tw,n2由式(5)確定，水箱的平均水溫由式(6)確定．

(5)

(6)

式中：twti,n為n時刻水箱用熱側入口水溫，℃；Quse,n為n時刻用熱側負荷，W；muse,n為n時刻用熱側流體質量流量，kg·s-1；cf為水的比熱容，J·kg-1· ℃-1．

2.2.3 只用熱不蓄熱情況下蓄熱水箱參數模型 當集熱側循環溫差小于設定值，而水箱出口水溫大于設定值時，蓄熱水箱相當于放熱裝置，此過程中水箱內水溫的變化由提供給熱用戶的熱量以及水箱自身的熱損失共同決定，其數學表達式如下式：

(7)

式中：Fw為圓柱形蓄熱水箱熱容，W· ℃-1，詳見文獻[18]；ta′為水箱外環境溫度，℃．

2.2.4 不用熱不蓄熱情況下蓄熱水箱參數模型 不用熱不蓄熱情況下，蓄熱水箱內水溫的變化只受自身熱損失的影響，其數學表達式如下式：

(8)

式中：Mw為水箱內水的質量，kg．

2.3 垂直U形埋管換熱器參數模型

本文對U形埋管換熱器物理模型做如下簡化假設：(1)忽略土壤與換熱器之間的相互影響，并將鉆孔內U形管視為等價單管；(2)忽略土壤含濕和地下水滲流引起的熱量遷移，認為換熱器與土壤的傳熱過程為純導熱；(3)不考慮地表面溫度波動對土壤溫度的影響，認為土壤初始溫度均勻一致．基于以上假設對地埋管換熱器鉆孔內、外分別建立了數學模型．鉆孔外二維非穩態導熱模型如式(9)所示，鉆孔內一維穩態傳熱模型如式(10)所示．

式中：ρs為土壤的密度，kg·m-3；cs為土壤的比熱容，J·kg-1· ℃-1；ts為土壤溫度，℃；z為地下垂直距離，m；r為地埋管換熱器熱作用半徑，m；λs為土壤的導熱系數，W·m-1· ℃-1；mf為地埋管內流體質量流量，kg·s-1；tgi和tgo分別為U形管進、出口流體溫度，℃；keff為地埋管管內至管外有效導熱系數，W·m-1· ℃-1，參見文獻[6]；tbw,mean為鉆孔壁平均壁溫，℃；Lb為單個鉆孔深度，m．

結合U形埋管換熱器實際換熱過程，其數學模型的初始及邊界條件如下．

(1)初始條件：初始狀態下，U形管內流體溫度tg、鉆孔壁溫tbw和土壤溫度ts都等于土壤原始溫度t0，如下式所示：

tg(τ,z)=tbw(τ,z,r)=ts(τ,z,r)=t0；τ=0

(11)

(2)邊界條件：包括土壤遠邊界、U形管流體入口邊界、鉆孔壁與土壤接觸邊界和管內壁與流體接觸邊界，如式(12a)～(12f)所示．

①土壤遠邊界，認為此處邊界上的土壤溫度值為原始溫度．

ts(τ,z,r)=t0；r=r∞，z=Lb+r

(12a)

式中：r∞為不受干擾半徑，m．

②U形管流體入口邊界，地源熱泵供暖時為熱泵機組蒸發器出口溫度teo(式(12b))，地下蓄熱時為蓄熱水箱出口溫度twto(式(12c))．

地源熱泵供暖

tgi(τ,z)=teo(τ)；z=0

(12b)

地下蓄熱

tgi(τ,z)=twto(τ)；z=0

(12c)

③鉆孔壁與土壤接觸邊界，鉆孔壁與土壤之間交界面是耦合傳熱邊界，在忽略接觸熱阻的假設下，鉆孔壁溫與土壤溫度相等．

tbw(τ,z,r)=ts(τ,z,r)；r=rb

(12d)

式中：rb為地下鉆孔半徑，m．

④管內壁與流體接觸邊界，因強化傳熱的需要，U形管內流體均處于紊流狀態，管內壁與流體邊界處通過對流進行換熱，機組運行和停止時的邊界條件如式(12e)和(12f)所示．

機組運行

(12e)

機組停止

hci=0

(12f)

式中：hci為盤管內對流換熱系數，W·m-2·℃-1；dpi為U形管內徑，m；λf為管內流體的導熱系數，W·m-1·℃-1．

基于以上邊界條件和初始條件，利用數值方法對式(9)和(10)進行離散求解，即可得U形管出口流體的溫度及地埋管換熱器換熱量，如式(13)和(14)所示．

(13)

Qghe=mfcf(tgi-tgo)

(14)

式中：Qghe為地埋管換熱器換熱量，W．

2.4 水-水熱泵機組參數模型

根據實測值及現有樣本數據擬合得到供熱模式下熱泵機組參數模型如式(15)和(16)所示．

Qe=25.555+0.554tei-0.302tci

(15)

Wcom=4.294-0.065tei+0.041tci

(16)

式中：Qe為熱泵機組蒸發器吸熱量，kW；tei為熱泵機組蒸發器入口溫度，℃；tci為熱泵機組冷凝器入口溫度，℃；Wcom為熱泵機組壓縮機功率，kW．

2.5 末端風機盤管參數模型

對于末端風機盤管的模擬，通常采用簡化處理，其數學表達式如下式所示：

tci=tco-Qload/mloadcf

(17)

式中：tco為熱泵機組冷凝器出口溫度，℃；Qload為末端逐時負荷，W；mload為負荷側流體質量流量，kg·s-1．

2.6 SAGSHPS動態仿真平臺實驗驗證

為了驗證仿真平臺的可靠性，2013年1月利用大連理工大學SAGSHPS綜合實驗臺進行了供暖實驗[9]．圖2給出了SAGSHPS以運行12 h、停止12 h的間歇運行方式下系統的主要參數模擬值與實驗值的對比結果．從圖2可以看出，各主要參數的模擬值與實驗值的變化規律一致，其中鉆孔壁平均溫度的模擬值與實驗值平均相對誤差為2.96%，最大誤差出現在土壤進入自然恢復過程初期，隨著恢復時間延長，誤差逐漸降低．集熱器出口溫度、熱泵機組壓縮機功率和熱泵機組性能系數COPhp的模擬值與實驗值的平均誤差分別為1.2%、3.8%和2.1%．主要參數的相對誤差均低于5%，表明本文所建一體化動態仿真模型正確可用．

(a)鉆孔壁平均溫度(b)集熱器出口溫度(c)熱泵機組壓縮機功率(d)熱泵機組性能系數

圖2 SAGSHPS供暖工況下主要參數的模擬值與實驗值

Fig.2 The simulated and experimental results of the main parameters of the SAGSHPS for heating space

2.7 SAGSHPS評價指標

為便于分析，主要采用熱泵機組性能系數COPhp、系統性能系數COPsys和太陽能對熱負荷貢獻比例fsc、地熱能對熱負荷貢獻比例fg，以及電能對熱負荷貢獻比例fe對系統的運行效果進行評價，各指標計算方法分別如式(18)～(22)所示．

(18)

(19)

(20)

(21)

fe=1-fsc-fg

(22)

3 結果及分析

基于以上數理模型，利用Matlab軟件編寫SAGSHPS一體化動態仿真模擬程序．3種典型的動態負荷分別為間歇負荷1(8:00-20:00末端開啟)、間歇負荷2(18:00-次日7:00末端開啟)和連續負荷(末端全天24h開啟)．基于3種典型負荷，對大連地區SAGSHPS在整個供暖期內的運行過程進行逐時動態仿真，重點分析最冷日(室外溫度全天低于-10 ℃)系統在不同動態負荷下的運行特性．

大連地區典型年氣候條件下[19]最冷日(2013-01-18)逐時太陽輻射及室外溫度如圖3所示．由圖3可知，當日最高太陽輻射和最低溫度分別為375W·m-2和-13.6 ℃．利用DeST軟件模擬得到3種末端開啟條件下實驗室最大熱負荷分別為25.76、25.11和26.8kW，根據文獻[20]和[21]進行SAGSHPS設計．大連地區冬季室外溫度將降至零下，考慮抗凍性和集熱效率高效性，本文采用熱管式真空管集熱器，面積為16.8m2，真空管內傳熱工質采用38.5%的冰點為-20 ℃、密度為1 050kg·m-3、比熱容為3.8kJ·kg-1· ℃-1的乙二醇水溶液．采用盤管浸沒式蓄熱水箱作為太陽能蓄熱水箱，容積為1m3，水箱內盤管材質為銅．熱泵機組額定制熱量為19.7kW，壓縮機額定制熱功率為6.6kW．集熱器側、熱泵機組熱源側和負荷側的循環泵額定功率Wcp1、Wcp2、Wcp3分別為0.09、1.10和0.75 kW．大連地區地下5 m以下為砂巖[22]，鉆孔較難，采用9口深度為50 m的單U形地埋管作為地下換熱器．回填材料為原巖石粉末．U形管采用高密度聚乙烯管．相關參數取值詳見表1．

圖3 大連地區最冷日逐時太陽輻射及室外溫度(2013-01-18)

Fig.3 The hourly solar radiation and outdoor temperature in the coldest day at Dalian (2013-01-18)

3.1 基于間歇負荷1的系統運行特性

圖4給出了間歇負荷1下SAGSHPS在冬季最冷日的冷凝器入口溫度tci、蒸發器入口溫度tei、鉆孔壁平均溫度tbw,mean、蓄熱水箱出口溫度twto和集熱器出口溫度tsco隨時間的變化．從圖4可以看出，太陽輻射較低時(8:00-11:00)，系統利用地源熱泵供暖，tei主要受地溫的影響，隨tbw,mean下降而降低．隨著太陽輻射增強，twto開始隨tsco升高而上升(12:00)．當水溫高于15 ℃時，實行太陽能熱泵供暖，此時tei受twto影響，溫度有明顯升高(由8.3 ℃升為15.4 ℃)．但由于冬季最冷日末端負荷較大，水箱回水溫度較低，并且最冷日太陽輻射強度小(最大值為375 W·m-2)，twto在下一時刻(13:00)僅達到14.4 ℃，不滿足太陽能熱泵供暖運行要求，系統又轉為地源熱泵供暖．間歇負荷1下系統在白天供暖，太陽能和地熱能在系統供暖時交替利用．

表1 SAGSHPS主要參數Tab.1 The main parameters of the SAGSHPS

圖4 最冷日間歇負荷1下SAGSHPS運行參數隨時間變化

Fig.4 Variations of SAGSHPS′s operating parameters with time on the coldest day under intermittent load 1

圖5為整個供暖期內間歇負荷1下熱泵機組性能系數COPhp和系統性能系數COPsys隨蒸發器入口溫度變化．COPhp隨蒸發器入口溫度升高而顯著上升，而系統性能系數COPsys則變化較平緩．這是因為蒸發器入口溫度升高，壓縮機耗電量會顯著下降，COPhp則顯著提高；但對于COPsys而言，除了受到壓縮機耗電量影響外，還受到熱泵機組熱源側和負荷側循環泵以及太陽能集熱泵功率的影響．當蒸發器入口溫度升高時，雖然壓縮機功耗降低，但各循環泵的功率不變，導致整個系統的性能系數變化不大．整個供暖期內熱泵機組性能系數COPhp的平均值為5.26，系統性能系數COPsys的平均值為3.26．

圖5 整個供暖期內間歇負荷1下COPhp和COPsys隨蒸發器入口溫度變化

Fig.5 Variations ofCOPhpandCOPsyswith inlet temperature of evaporator in heating season under intermittent load 1

為了考察整個供暖期內SAGSHPS在間歇負荷1下太陽能、地熱能和電能對熱負荷的貢獻情況，圖6給出了太陽能、地熱能和電能對熱負荷的貢獻比例隨蒸發器入口溫度的變化．從圖6可以看出，fe隨tei的升高緩慢下降，fg顯著降低，同時fsc則顯著升高，特別當蒸發器入口溫度高于18 ℃之后，太陽能的貢獻比例高達0.8以上．整個供暖期內fsc、fg和fe的平均值分別為0.40、0.41 和0.19．

圖6 整個供暖期內間歇負荷1下fsc、fg和fe隨蒸發器入口溫度變化

Fig.6 Variations offsc,fgandfewith inlet temperature of evaporator in heating season under intermittent load 1

3.2 基于間歇負荷2的系統運行特性

間歇負荷2要求系統在夜間供暖，白天太陽能儲存在蓄熱水箱中以備夜間使用．為避免水箱過熱，當水溫與地溫相差10 ℃時，水箱向地下蓄熱．由圖7間歇負荷2下SAGSHPS在冬季最冷日的運行參數隨時間的變化可以看出，SAGSHPS 出現短暫的地下蓄熱現象，系統供暖運行以地源熱泵為主，只在入夜初期2 h內以太陽能熱泵供暖．這是因為間歇負荷2下系統在夜間供暖，白天水箱處于只蓄熱不用熱狀態，當蓄熱進行到16:00時，水箱內水溫與地溫相差10.6 ℃，滿足地下蓄熱條件，tbw,mean由11.3 ℃上升至15 ℃，twto從21.8 ℃降至18.8 ℃．此后太陽輻射逐漸降低，水箱內水溫不再滿足地下蓄熱條件，tbw,mean恢復至11.9 ℃．當系統進入夜間供暖時，初期水箱內水溫較高，滿足太陽能熱泵供暖運行條件．但夜間運行無太陽輻射，水箱內熱水得不到熱量補充，水溫下降迅速，2 h后系統轉入地源熱泵供暖．

圖7 最冷日間歇負荷2下SAGSHPS運行參數隨時間變化

Fig.7 Variations of SAGSHPS′s operating parameters with time on the coldest day under intermittent load 2

在整個供暖期內，間歇負荷2下SAGSHPS的性能系數和各能源對熱負荷貢獻比例隨蒸發器入口溫度tei變化分別如圖8和9所示．由圖可知，在tei從12 ℃升高到28 ℃的過程中，COPhp的最低值為3.94，最高值為6.66，平均值為4.74；COPsys的平均值為3.23；fsc、fg和fe的平均值則分別為0.22、0.57和0.21．

3.3 基于連續負荷的系統運行特性

圖10給出了連續負荷下SAGSHPS在冬季最冷日的主要運行參數隨時間的變化．從圖10可以看出，連續負荷下，系統全天24 h供暖，白天蒸發器入口溫度tei主要受蓄熱水箱影響，以太陽能熱泵供暖為主，夜間主要受地溫影響，以地源熱泵供暖為主．白天12:00-17:00，太陽輻射充足，twto始終維持在15 ℃以上，系統實行太陽能熱泵供暖，在此期間地溫自然恢復6 h，從7.4 ℃恢復至11.6 ℃；其余時段內tei則與tbw,mean保持一致，系統通過地源熱泵供暖，隨運行時間延長，tei和tbw,mean均降低．

圖8 整個供暖期內間歇負荷2下COPhp和COPsys隨蒸發器入口溫度變化

Fig.8 Variations ofCOPhpandCOPsyswith inlet temperature of evaporator in heating season under intermittent load 2

圖9 整個供暖期內間歇負荷2下fsc、fg和fe隨蒸發器入口溫度變化

Fig.9 Variations offsc,fgandfewith inlet temperature of evaporator in heating season under intermittent load 2

圖10 最冷日連續負荷下SAGSHPS運行參數隨時間變化

Fig.10 Variations of SAGSHPS′s operating parameters with time on the coldest day under continuous load

整個供暖期內，連續負荷下，蒸發器入口溫度從8 ℃升高到28 ℃過程中，熱泵機組性能系數COPhp逐漸升高，平均值為4.82；系統性能系數COPsys的平均值為2.9；電能對熱負荷的貢獻比例fe從0.27下降至0.13，平均值為0.21；太陽能貢獻比例隨入口溫度升高震蕩升高，平均值為0.36；與之相對的地熱能的貢獻比例則震蕩降低，平均值為0.42．詳見圖11和12．

圖11 整個供暖期內連續負荷下COPhp和COPsys隨蒸發器入口溫度變化

Fig.11 Variations ofCOPhpandCOPsyswith inlet temperature of evaporator in heating season under continuous load

圖12 整個供暖期內連續負荷下fsc、fg和fe隨蒸發器入口溫度變化

Fig.12 Variations offsc,fgandfewith inlet temperature of evaporator in heating season under continuous load

4 結 論

(1)3種動態負荷下，系統在最冷日的供暖運行方式不同．間歇負荷1下，以地源熱泵和太陽能熱泵交替供暖；間歇負荷2下，以地源熱泵供暖為主，只在入夜初期輔以太陽能熱泵供暖；連續負荷下，白天以太陽能熱泵供暖，夜間以地源熱泵供暖．

(2)整個供暖期內，3種動態負荷下蒸發器入口溫度對熱泵機組的性能系數COPhp的影響高于對系統性能系數COPsys的影響．

(3)整個供暖期內，3種動態負荷下SAGSHPS 的電能對熱負荷的貢獻比例受蒸發器入口溫度影響較小，太陽能和地熱能對熱負荷的貢獻比例受其影響較大，且入口溫度越高影響越大．

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Research on heating characteristics of a solar assisted ground source heat pump system under different dynamic loads

LI Su-fen*1, DAI Lan-hua1, SHANG Yan1, DONG Ming1, DUANMU Lin2, LI Xiang-li2

( 1.School of Energy and Power Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China；2.School of Civil Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

A dynamic simulation model of the solar assisted ground source heat pump system (SAGSHPS) is established. Based on the conditions of the intermittent load 1(heating demand appearing from 8:00 to 20:00), the intermittent load 2 (heating demand appearing from 18:00 to 7:00) and the continuous load (heating demand appearing all day), the hourly dynamic simulation of the heating process for the SAGSHPS is carried out during heating season in Dalian. The operation characteristics of the SAGSHPS are analyzed under these three typical dynamic loads. The results indicate that the heating operation modes of the SAGSHPS are different in the coldest day in winter under different loads. Under the intermittent load 1, the SAGSHPS alternatively operates with the ground source heat pump (GSHP) and solar heat pump (SHP). However, the mainly heating operating mode is the GSHP under the intermittent load 2, which is supplemented by the SHP only in the early night. Under the continuous load, the SHP heats space during the day and the GSHP operates at night. The impact of the evaporator inlet temperature on the coefficient of performance for heat pump is higher than that of on the coefficient of performance for the system during the entire heating season. For the ratio of solar energy, geothermal energy and electric energy to the heating load, the higher the evaporator inlet temperature is, the greater the ratio of solar energy to heating load is, while the lower the ratio of geothermal energy to heating load is. At the same time, the change of the ratio of electric energy to heating load with the evaporator inlet temperature is not obvious.

solar energy; ground source heat pump system; dynamic load; heating characteristics; dynamic simulation

1000-8608(2015)03-0243-09

2014-12-24；

2015-03-16．

國家自然科學基金資助項目(50676015，51278076)；2013年遼寧省教育廳科學研究一般項目(L2013029).

李素芬*(1955-)，女，教授，E-mail:lisuf@dlut.edu.cn；代蘭花(1984-)，女，博士生，E-mail:dailanhua@mail.dlut.edu.cn.

TK519；TK529

A

10.7511/dllgxb201503003