增設(shè)板式換熱單元的除霧節(jié)水冷卻塔性能探討

STYLEREF"標題1"摘要目錄摘要 I目錄 I1前言 12冷卻塔羽霧形成機理及消除方法 22.1概述 22.2冷卻塔羽霧形成機理 22.3現(xiàn)有冷卻塔除霧原理 42.3.1干濕串聯(lián)的冷卻塔除霧原理 42.3.2干濕并聯(lián)的冷卻塔除霧原理 72.4本文除霧節(jié)水方案設(shè)計 82.4.1除霧節(jié)水方案 82.4.2氣-氣換熱單元的結(jié)構(gòu)優(yōu)化 92.4.3試驗裝置結(jié)構(gòu) 103濕空氣冷凝機理與數(shù)值模擬方法 123.1濕空氣冷凝機理 123.2物性參數(shù) 143.2.1干空氣物性參數(shù) 143.2.2水蒸氣和液態(tài)水的物性 153.2.3濕空氣物性參數(shù)和狀態(tài)參數(shù) 153.3濕熱空氣冷凝的數(shù)值模擬方法 193.3.1數(shù)值計算方法 193.3.2控制方程 193.3.3濕空氣冷凝的數(shù)值模擬方法 224數(shù)值模擬可靠性驗證 244.1試驗裝置 244.1.1試驗流程 254.1.2各參數(shù)的測量 254.1.3性能評價標準 274.2數(shù)值計算模型 294.2.1物理模型 294.2.2網(wǎng)格無關(guān)性驗證 304.2.3邊界條件 304.2.4數(shù)值模型的選擇與設(shè)置 314.3氣-氣換熱單元的可行性分析 314.3.1A組試驗結(jié)果與Deziani的試驗結(jié)果對比 314.3.2氣-氣換熱單元流場分析 324.4數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比 324.4.1環(huán)境空氣狀態(tài)對水蒸氣回收率的影響 324.4.2流量比qr對水蒸氣回收率的影響 344.4.2對顯熱比L的影響 344.5水蒸氣凝結(jié)量驗證 354.5.1水蒸氣凝結(jié)速率對比 354.5.2換熱單元內(nèi)部凝結(jié)速率分布情況 364.6流量比qr對水蒸氣回收率的影響 365結(jié)構(gòu)參數(shù)對除霧節(jié)水性能的影響 385.1物理模型 385.1.1平板氣-氣換熱單元 385.1.2波紋板氣-氣換熱單元 385.2結(jié)果分析 405.2.1平板數(shù)值模擬結(jié)果 405.2.2波紋板數(shù)值模擬結(jié)果 415.3波紋板最參數(shù)組合的選取 445.4傳熱傳質(zhì)分析 485.4.1L值的影響因素 485.4.2壁面溫度tw的影響因素分析 496試驗塔的工程放大研究 536.1模型相似定律 536.2試驗塔工程放大 556.3工程應用中節(jié)水能力和經(jīng)濟性預測 567總結(jié) 58致謝 59參考文獻 60網(wǎng)絡(luò)學院畢業(yè)論文獨創(chuàng)性聲明 621.緒論1前言隨著世界經(jīng)濟的發(fā)展和人口的增加，人類對水資源的需求量迅速增大，這使全球范圍水資源短缺的現(xiàn)象越來越嚴重[1]。我國水資源同樣處于匱乏，雖然從整體來看，我國水資源總量居世界第四位[2]，但人均水資源量排全球第109位，只有全球人均水平的5%[3]。我國人均水資源量僅為世界人均量的1/3左右，全國約1/3的人口生活在嚴重缺水的地區(qū)[4]。而且我國對水資源的利用也相對低下，對地表水資源的利用率大約為60%，如珠江等沿海地區(qū)的水資源利用率僅僅只有16%左右。而在北方的某些城市，由于缺少地表水而對地下水進行過度開采，已經(jīng)造成了地下水位下降和地表沉降等問題。眾所周知，世界水資源的主要消耗來自于工業(yè)用水。在工業(yè)用水方面，我國的循環(huán)使用率只有51.7%，相比某些發(fā)達國家的循環(huán)使用率低了13%~23%，而世界工業(yè)強國美國對工業(yè)用水的循環(huán)使用率已經(jīng)達到了92%~95%[5]。目前，水資源短缺已經(jīng)成為了限制我國某些城市經(jīng)濟發(fā)展的最重要的因素，因此，我們需要更加合理的利用水資源，從提高工業(yè)用水的循環(huán)使用率入手，減少工業(yè)用水的損失。筆者通過研究國內(nèi)外有關(guān)冷卻塔節(jié)水和消霧的文獻和書籍，可以發(fā)現(xiàn)從蒸發(fā)損失著手，對冷卻塔除霧節(jié)水的研究較少。國外學者較多的研究大型工業(yè)冷卻塔羽霧的產(chǎn)生、擴散以及對冷卻塔周圍濕度的影響，但是針對既能消除羽霧又節(jié)約水的技術(shù)研究較少。國內(nèi)研究更少，且均限于如何消除羽霧，并無既能消霧又能節(jié)水的技術(shù)研究。隨著社會對環(huán)境和資源保護力度的增加，研究既能減少羽霧又能減少耗水的冷卻塔具有重要的意義。通過對比國內(nèi)外學者的研究，發(fā)現(xiàn)在冷卻塔塔頂增加氣-氣板式換熱裝置具有阻力小、成本低、節(jié)水率高等特點。但在目前的研究中，作者只研究了增加單面風機，并沒有充分利用冷卻塔的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢。因此本文充分利用冷卻塔結(jié)構(gòu)優(yōu)勢，將氣-氣換熱裝置改為交叉式氣-氣換熱單元；同時為了送入足夠的環(huán)境空氣來冷卻出塔濕熱空氣，將單側(cè)增加風機變成雙側(cè)增加風機。同時應用試驗和數(shù)值模擬的方法研究該交叉式氣-氣換熱單元的消霧節(jié)水的性能。2.冷卻塔羽霧形成機理及消除方法2冷卻塔羽霧形成機理及消除方法2.1概述冷卻塔以其結(jié)構(gòu)簡單、換熱效率高、最高冷卻溫度為環(huán)境空氣的露點溫度等特點，被廣泛應用于石油化工、紡織、熱電廠等行業(yè)。由于冷卻塔工作時是讓熱循環(huán)水與冷環(huán)境空氣在填料段進行直接接觸換熱，因此進入的冷環(huán)境空氣就變成濕熱空氣排出冷卻塔。在遇到冬季、雨季等溫度較低或者濕度較大的天氣時，該濕熱空氣從冷卻塔排入環(huán)境，將被環(huán)境冷空氣冷卻。若溫度被降低到露點溫度，濕熱空氣中的水蒸氣將被冷凝成小液滴，在環(huán)境中形成可見的羽霧，即常說的冷卻塔羽霧現(xiàn)象。冷卻塔羽霧的形成不僅造成循環(huán)水的蒸發(fā)損失，還會造成冷卻塔周圍的環(huán)境可見度降低、降雨量增加、在冷卻塔周圍形成霜降等環(huán)境問題。為防止冷卻塔羽霧的生成、降低冷卻塔的蒸發(fā)損失，國外已經(jīng)做了不少研究，隨著我國的經(jīng)濟發(fā)展、城市密集化程度的加深，對環(huán)境保護的重視，我國對控制冷卻塔羽霧的生成也逐漸重視。2.2冷卻塔羽霧形成機理圖2-1濕熱空氣焓濕圖Fig.2-1Hygrogramofenthalpyofwet-hotair從冷卻塔排出的濕熱空氣與環(huán)境空氣混合后，有無羽霧的形成，可根據(jù)濕熱空氣的焓濕圖進行分析。根據(jù)文獻[56]附表4中的干球溫度t和含濕量d的數(shù)據(jù)，擬合溫度在-5℃-45℃范圍內(nèi)的焓濕曲線，即濕空氣飽和線，如圖2-1所示。有圖可知，整個焓濕圖被濕空氣飽和線分成三個部分：過飽和區(qū)、未飽和區(qū)和飽和線，若濕熱空氣的狀態(tài)在過飽和區(qū)域時，所含的水蒸氣將被析出，冷凝成液體水。若冷卻塔的濕熱空氣排出塔外，與環(huán)境空氣混合后的狀態(tài)處于該位置，就會有羽霧的產(chǎn)生。假設(shè)排出冷卻塔的濕熱空氣狀態(tài)點為B，外界環(huán)境空氣的狀態(tài)點為A，混合空氣狀態(tài)點為M。隨著濕熱空氣在環(huán)境空氣的擴散，混合空氣狀態(tài)點M，從焓濕圖上的B點沿狀態(tài)線BA移動至A點，及濕熱空氣排入環(huán)境之后的狀態(tài)變化。在焓濕圖上，若混合空氣狀態(tài)點M經(jīng)過飽和區(qū)域，即混合裝空氣狀態(tài)線與濕空氣飽和線相交，則濕熱空氣中的水蒸氣被析出，生成液體水，產(chǎn)生羽霧現(xiàn)象，如圖2-1中的羽霧區(qū)。根據(jù)羽霧的形成機理，若使混合空氣狀態(tài)線與濕熱空氣飽和線不相交，即混合狀態(tài)完全處于未飽和區(qū)域，水蒸氣將不會被冷凝，則不會產(chǎn)生羽霧。不產(chǎn)生羽霧的臨界條件為混合狀態(tài)線BA恰好與濕空氣飽和線相切。擬合的二次濕空氣飽和焓濕曲線方程為：（2-1）根據(jù)工程熱力學可知，兩股空氣混合后的混合空氣狀態(tài)取決于混合前兩股空氣的的狀態(tài)和流量比，且混合空氣M在狀態(tài)線BA上。由狀態(tài)點B（dB，tB）和A（dB，tB）在D-T圖上確定的直線方程為：（2-2）要使混合過程線BA恰好與飽和焓濕曲線相切或者不相交，即要使方程2-1和方程2-2組成的方程組最多只有一個解。將式2-1代入式2-2，得（2-3）要使式2-3最多只有一個解，則方程的判定式大于等于0，即：（2-4）整理得：（2-5）設(shè)（2-6）則（2-7）只要滿足式（2-7），從冷卻塔排出得濕熱空氣與環(huán)境空氣混合的狀態(tài)線與濕空氣飽和線最多只有一個交點，環(huán)境中就不會有羽霧的生成。式（2-7）為冷卻塔無羽霧產(chǎn)生的臨界條件況。此時濕空氣與環(huán)境空氣混合的狀態(tài)線AB在焓濕圖中的位置如圖2-2所示。圖2-2冷卻塔羽霧的形成機理Fig.2-2Formationmechanismoftheplumeofcoolingtower2.3現(xiàn)有冷卻塔除霧原理為了減少冷卻塔中蒸發(fā)水損失以及冷卻塔羽霧的生成，國內(nèi)外已有幾種主要的消霧方法。根據(jù)這些思路，主要衍生了干濕串聯(lián)的冷卻塔除霧技術(shù)和干濕并聯(lián)的冷卻塔除霧技術(shù)。其干濕串聯(lián)的冷卻塔除霧技術(shù)的除霧原理是將出塔濕熱空氣的溫度升高，干濕并聯(lián)的冷卻塔除霧技術(shù)是將出塔濕熱空氣先于干熱空氣混合，將其溫度和相對濕度降低。2.3.1干濕串聯(lián)的冷卻塔除霧原理干濕串聯(lián)的冷卻塔塔結(jié)構(gòu)圖如圖2-3所示，由圖可知，在冷卻塔上方安裝了翅片管空冷器，翅片管內(nèi)走熱的循環(huán)水，將濕熱空氣進一步加熱，使其相對濕度減小。其工作原理如2-3所示，濕熱空氣B經(jīng)過翅片管空冷器后，含濕量不變，溫度升高，狀態(tài)變?yōu)锽，然后排出冷卻塔與環(huán)境空氣混合，混合狀態(tài)線為BA，狀態(tài)點為M。由于濕熱空氣的溫度升高，相對濕度減小，混合空氣的狀態(tài)線與濕熱空氣飽和線無交點，因此可以減小或者防止羽霧的產(chǎn)生。圖2-3干濕段串聯(lián)冷卻塔結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2-3Schematicdiagramofdryandwettandemcoolingtowerstructure圖2-3干濕段串聯(lián)的冷卻塔除霧原理圖Fig.2-3Theprincipleofabatingplumedryandwettandemcoolingtower此消霧技術(shù)主要解決的問題是干段的加熱量，即將濕熱空氣B加熱到狀態(tài)B所需要的熱量。取空氣狀態(tài)B與狀態(tài)B1的溫差為tB，若tB值太大，冷卻塔冷卻效率會降低，若t值太小，不能防止羽霧的生成。此時（2-8）（2-9）代入式2-7，整理得：（2-10）此時，1kg干空氣經(jīng)過換熱變成濕熱空氣得換熱量為hB-hA；1kg濕熱空氣被加熱成干熱空氣得換熱量為cp(1+dB/1010)t，因此濕段與干段的傳熱量之比為：（2-11）a.干濕段豎式并聯(lián)的冷卻塔b.干濕段橫式并聯(lián)的冷卻塔圖2-4干濕段并聯(lián)除霧冷卻塔的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2-4Schematicdiagramofdryandwetsectionparallelabatingplumecoolingtower2.3.2干濕并聯(lián)的冷卻塔除霧原理圖2-5干濕段并聯(lián)冷卻塔除霧原理圖Fig.2-5Theprincipleofabatingplumedryandwetsectionsparallelcoolingtower干濕段并聯(lián)冷卻塔有兩種結(jié)構(gòu)形式：豎式結(jié)構(gòu)（圖2-4a）和橫式結(jié)構(gòu)（圖2-4b），但是兩種型式的除霧原理相同，如圖2-5所示。即將濕段產(chǎn)生濕熱空氣B與干段產(chǎn)生的干熱空氣A1在干段進行混合，形成混合空氣M后排出冷卻塔，與環(huán)境空氣A混合，混合空氣狀態(tài)點為M1，混合狀態(tài)線為MA，與濕空氣飽和線不相交，無羽霧生成。設(shè)計此類型的除霧冷卻塔，需要合理安排干段和濕段的氣體質(zhì)量流量。若干熱空氣A1與濕熱空氣B以質(zhì)量流量混合，則此時：（2-12）（2-13）（2-14）將式2-12和式2-13帶入式2-7，整理得：（2-15）若1kg空氣進入濕段進行換熱，若要消除羽霧，需要kg干熱空氣。濕段換熱熱量為：(hB-hA)(1-d/1010)干段換熱熱量為：cp(tA1-tA)因此，干段與濕段熱量之比為：（2-16）干濕混合冷卻塔除了應用翅片管對環(huán)境空氣加熱外，還可應用太陽能集熱器系統(tǒng)對環(huán)境空氣進行加熱，其與除霧原理應用翅片管的運力一樣，均是將濕熱空氣與熱空氣混合，增高出塔氣體，降低氣體的含濕量。除此之外，還有將入塔的熱水先經(jīng)過換熱裝置降溫，再送入冷卻塔冷卻，以減少濕熱空氣的溫度和濕度。2.4本文除霧節(jié)水方案設(shè)計根據(jù)以上除霧原理可知，不管是串聯(lián)干濕式冷卻塔還是并聯(lián)干濕式冷卻塔，均不能做到減少冷卻塔的蒸發(fā)損失。按照冷卻塔羽霧形成的實質(zhì)是循環(huán)水蒸發(fā)使出塔空氣的溫度和濕度增加所致，本文從減少出塔的空氣溫度和含濕量著手，探索一種既能減少蒸發(fā)水損失又能減少羽霧的生成的技術(shù)。2.4.1除霧節(jié)水方案圖2-6本文所用除霧節(jié)水原理Fig.2-6Theprincipleofwater-savingandplume-abatinginthispaper結(jié)合冷卻塔羽霧形成機理和干濕式除霧原理，現(xiàn)設(shè)計一種新型消霧節(jié)水方案，如圖2-6所示。該方案中最后排出冷卻塔的混合氣體狀態(tài)為M，進入環(huán)境后與空氣混合的狀態(tài)線為MA，形成的混合空氣狀態(tài)點M1，整個過程處于未飽和區(qū)，相比干濕式冷卻塔的除霧效果，可明顯降低羽霧生成。同時濕熱空氣由狀態(tài)B到狀態(tài)B1，溫度和濕度均降低，因此在此過程由水蒸氣析出，形成液體水，若能把該部分水進行收集，則可減少冷卻塔的蒸發(fā)損失，達到節(jié)水的功能。2.4.2氣-氣換熱單元的結(jié)構(gòu)優(yōu)化在文獻[21]中，在冷卻塔塔頂處應用了單側(cè)風機和氣-氣板式換熱裝置，形成消霧節(jié)水冷卻塔，其試驗塔如圖2-7所示。該氣-氣換熱裝置可以將濕熱空氣從狀態(tài)B變成B1，環(huán)境空氣狀態(tài)從A變成A1。但是，兩股錯流的空氣不再混合，而是以B1和A1的狀態(tài)排入環(huán)境。若在較寒冷的天氣，羽霧還是可能會出現(xiàn)。圖2-7Deziani所研究的除霧節(jié)水冷卻塔Fig.2-7ThePlume-abatingandwater-savingcoolingtowerresearchedbyDeziani因此本文借助該氣-氣換熱裝置，將其結(jié)構(gòu)進行改進，使其能夠?qū)崿F(xiàn)本文的消霧節(jié)水方案。如圖2-8所示，為改造的交叉式氣-氣板式換熱單元，該單元由垂直的濕熱空氣通道和水平的環(huán)境空氣通道組成。濕熱空氣進入濕熱空氣通道被降溫，其含濕量降低（析濕過程），如圖2-6中的BB1段；此時環(huán)境空氣在環(huán)境空氣通道中被加熱，其含濕量不變，如AA1段；然后空氣B1與A1進入混合區(qū)域進行混合；進入混合段之后，A1與B1混合的狀態(tài)線如B1A1，形成混合空氣M，其中混合空氣M的狀態(tài)與A1和B1的流量比有關(guān)；最后混合空氣M排入環(huán)境中，再次與環(huán)境空氣混合，形成狀態(tài)為M1的混合空氣，其狀態(tài)沿狀態(tài)線MA變化，該狀態(tài)線處于未飽和區(qū)，無可見羽霧生成。圖2-8交叉式氣-氣換熱單元Fig.2-8Crossair-airheattransferunit6639熱水4521871—主風機；2—分布室；3—填料；4—噴頭；5—熱水管；6—收水器；7—輔助風機；8—混合室；9—氣-氣板式換熱單元圖2-9增設(shè)板式換熱單元和輔助風機的試驗塔結(jié)構(gòu)圖Fig.2-9Testtowerstructureofaddingplateheattransferunitandauxiliaryfan2.4.3試驗裝置結(jié)構(gòu)為研究該交叉式氣-氣板式換熱單元的除霧節(jié)水性能，需要搭建擁有特制的新型氣-氣板式換熱單元的試驗塔，圖2-9為增設(shè)輔助風機和板式換熱單元的試驗塔結(jié)構(gòu)圖。為了驗證改進的交叉式氣-氣換熱單元的除霧節(jié)水性能有所提高，該試驗塔的結(jié)構(gòu)、橫截面尺寸以及填料高度等均按照文獻[21]進行設(shè)計。如圖所示，在濕式冷卻塔塔頂增加了交叉式氣-氣板式換熱單元和兩個輔助風機，該交叉式氣-氣板式換熱單元由水平的環(huán)境空氣通道和垂直的濕熱空氣通道組成。環(huán)境空氣A由主風機1引入空氣分布室2，分布均勻的環(huán)境空氣A和熱水在填料段4換熱，形成濕熱空氣B。隨后該濕熱空氣B進入氣-氣板式換熱單元9的濕熱空氣通道，與環(huán)境空氣通道中的環(huán)境空氣，進行間壁式換熱，此時濕熱空氣中水蒸汽被冷凝成液態(tài)水達到節(jié)水除霧的效果。最后在氣-氣板式換熱單元中換熱后的環(huán)境空氣A與濕熱空氣B進入混合段，形成混合空氣C，實現(xiàn)第二次降溫除濕。3.濕空氣冷凝機理與數(shù)值模擬方法3濕空氣冷凝機理與數(shù)值模擬方法本文所研究的除霧節(jié)水技術(shù)，主要依靠交叉式氣-氣板式換熱單元將濕熱空氣的含濕量降低，其實質(zhì)是濕熱空氣在壁面上的冷凝。若濕熱空氣冷凝效果好，蒸發(fā)的水蒸氣被凝結(jié)的越多，水蒸氣回收的越多，冷卻塔產(chǎn)生的羽霧也就越少。因此本文將主要研究濕空氣的冷凝情況以及交叉式氣-氣板式換熱單元的換熱性能。為了讓數(shù)值模擬值更加接近實際值，需要對濕熱空氣的冷凝機理、物性參數(shù)以及相關(guān)的數(shù)學模型進行研究。3.1濕空氣冷凝機理對于單一成分的飽和蒸汽，蒸汽壓力pv和全壓pg相等，溫度為該壓力所對應的飽和溫度Tsat。如果在其中放置一溫度均勻的固體壁面（TwTsat），當發(fā)生凝結(jié)時，凝結(jié)液膜表面溫度為飽和溫度Tsat，凝結(jié)界面上的壓力和溫度變化如圖3-1a所示。而對于含有不凝性氣體的混合氣體而言，隨著凝結(jié)的進行，凝結(jié)液膜表面上的蒸汽分壓逐漸降低，飽和溫度也隨之降低，如圖3-1b所示。濕空氣冷凝屬于典型的含有不凝性氣體的混合氣體冷凝，可以將濕空氣看作是干空氣與水蒸氣的混合物。圖3-1凝結(jié)時壓力和溫度的變化Fig.3-1Changesinpressureandtemperatureduringcondensation由于濕熱空氣的冷凝析濕過程同時存在傳熱和傳質(zhì)兩個過程，這使得理論分析和數(shù)值模擬的難度增加。圖3-2表示濕熱空氣的冷凝過程，當濕熱空氣遇到低于其飽和溫度的冷卻表面時，所含的水蒸氣會發(fā)生冷凝。緊靠壁面的濕熱空氣首先被降溫，水蒸氣發(fā)生冷凝，在壁面上形成液滴或液膜。近壁面處的壓力由遠壁面處水蒸氣分壓pv變?yōu)闅庖悍纸缑嫔系乃魵夥謮簆vi。由于鄰近壁面水蒸氣的凝結(jié)，不凝性氣體的體積分數(shù)增大，其分壓由遠離壁面的pg升高到氣液分界面上的分壓力pg。在對流換熱過程中，濕熱空氣帶有速度略過壁面，增加了整個過程中的冷凝換熱量，增大了濕熱空氣的對流換熱系數(shù)。此時，氣膜溫度也隨之變化，由tv變?yōu)閠vi，由于存在溫差，氣膜與液膜之間也會產(chǎn)生對流換熱。因此在整個濕空氣冷凝過程中包含以對流方式進行熱交換的顯熱換熱（與壁面的對流換熱）和以水蒸氣凝結(jié)進行熱交換的潛熱換熱（水蒸氣凝結(jié)放熱）兩部分。顯熱換熱的大小取決于氣膜和濕空氣總對流系數(shù)，若忽略液膜，則該值取決于濕熱空氣羽換熱板的對流換熱系數(shù)。而潛熱換熱過程取決于水蒸氣的擴散能力，該能力被稱為凝結(jié)推動力，等于濕熱空氣水蒸氣分壓與液膜溫度所對應的飽和水蒸氣分壓之差。圖3-2濕空氣冷凝過程Fig.3-2Theprocessofwetaircondensation根據(jù)凝結(jié)液在冷卻面上的流動形態(tài)，可將濕熱空氣中水蒸氣的凝結(jié)分為膜狀凝結(jié)和滴狀凝結(jié)，凝結(jié)液在冷卻面上形成連續(xù)的液膜稱為膜狀凝結(jié)；當凝結(jié)液在冷卻面上不擴散開來，例如，低溫時的眼鏡外側(cè)及室內(nèi)窗戶玻璃上附著的水滴，凝結(jié)液呈滴狀分散的情況稱為滴狀凝結(jié)。文獻[57]指出，濕熱空氣掠過豎直平面或冷卻管時，為滴狀凝結(jié)，因此本文的凝結(jié)為滴狀凝結(jié)。當是熱空氣掠過豎直低溫平板上時，由于液滴的自重與液滴和冷卻面的間的表面張力的平衡關(guān)系液滴保持原來的狀態(tài)或者向下流動。此時，由于向下流動的液滴將冷卻面上附著的其他液滴撫去一起向下流動，冷卻面暴露于濕熱空氣，在冷卻板上部重新產(chǎn)生液滴，然后流下，此過程不斷往復，該現(xiàn)象可稱作傳熱面的刷新效果。由于這樣的刷新效果，滴狀凝結(jié)時面換熱系數(shù)變得非常大。3.2物性參數(shù)濕熱空氣在傳熱傳質(zhì)過程中的，物性參數(shù)會隨著溫度和水蒸氣含量的變化而發(fā)生變化，因此需要對濕空氣中會發(fā)生變化的物性參數(shù)進行數(shù)學描述。濕空氣按照混合氣體處理，不凝氣體為干空氣。因此本文主要涉及的是由干空氣、水蒸氣組成的濕熱空氣以及干空氣、水蒸氣和液態(tài)水組成的混合氣體。以下對干空氣、水蒸氣以及二者所組成的混合氣體進行分析逐一分析。表3-1標準干空氣中各物質(zhì)的含量Table3-1Thecontentsofvarioussubstancesindryair.成分摩爾分數(shù)（%）質(zhì)量分數(shù)（%）N278.08575.52O220.94823.15Ar0.9341.28CO20.0330.05總計1011013.2.1干空氣物性參數(shù)干空氣指完全不含有水蒸氣的空氣，其含濕量d=0，本文假定其組成恒定不變。主要由N2、O2、Ar和CO2組成，成分含量如表3-1所示。干空氣的物性主要有密度、動力粘度、比容、導熱系數(shù)，可根據(jù)文獻[58]所給出的公式計算，計算公式如下：（1）干空氣密度將干空氣看作理想氣體，其密度可根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程求得，公式為：（3-1）式中：Rg,a—干空氣的氣體常數(shù)，其值取287.14J/(kgK)；pa—干空氣的分壓；pa；Ta—干空氣的溫度，K。（2）動力粘度氣體的動力粘度可根據(jù)文獻[59]所提供的經(jīng)驗公式計算，計算公式如下：（3-2）式中：0—0℃時干空氣的動力粘度，取17.2×10-6pas；c—空氣常數(shù)，取122。（3）干空氣的比熱容隨溫度變化不大，隨著溫度的變化，其值變化范圍不超過0.2%，因此本文取恒定值1016.42J/（kgK）。（4）隨溫度的變化干空氣的導熱系數(shù)的變化很小，變化幅度不超過0.5%，因此干空氣導熱系數(shù)取恒定值，ka=0.0242W/(mK)。3.2.2水蒸氣和液態(tài)水的物性本文將純水蒸氣視作理想氣體，其密度可以同干空氣一樣，應用理想氣體狀態(tài)方程求得，動力粘度、比容、導熱系數(shù)和汽化潛熱都可借助多項擬合求得。（1）水蒸氣密度通過理想氣體狀態(tài)方程求得水蒸氣密度為：（3-3）式中：Rg,v—水蒸氣的氣體常數(shù)，其值取416.5J/(kgK)；pv—水蒸氣的分壓，pa；Tv—水蒸氣的溫度，K。（2）水蒸氣的動力粘度根據(jù)式（3-2）計算，c值取961。（3）水蒸氣的比熱容隨著溫度變化很小，在0.3%以內(nèi)，故取恒定值2014J/（kgK）。（4）水蒸氣的導熱系數(shù)隨溫度的變化很小，取恒定值0.0261W/（mK）。（5）汽化潛熱在濕空氣冷凝過程中，凝結(jié)換熱量占總換熱量的比重較大，因此該部分的換熱不應被省略，為了提高數(shù)值計算的精度，需要汽化潛熱隨飽和溫度的變化關(guān)系。目前對不同溫度段的關(guān)系式進行了多項式擬合。根據(jù)文獻[60]查表，并進行汽化潛熱和溫度的多項式擬合如（3-4）所示。本文研究的氣體溫度和壓力的變化范圍較小，因此液體水視為常物性。（3-4）式中：hfg—水的汽化潛熱，單位為KJ/kg；t—溫度，單位為℃。3.2.3濕空氣物性參數(shù)和狀態(tài)參數(shù)由前文可知，空氣可看作使單一的理想氣體，因此濕空氣可以看作是水蒸氣和干空氣的混合物，其物性參數(shù)可按混合氣體的物性參數(shù)計算。若將濕熱空氣看作理想氣體，需要做出以下幾點假設(shè)：（1）干空氣和水蒸氣均為理想氣體，濕熱空氣為理想氣體。（2）濕空氣冷凝生成液體水時，空氣與水蒸氣不溶于液體水。只存在水蒸汽和液體水的質(zhì)量轉(zhuǎn)換。（3）忽略水蒸氣的凝結(jié)對濕空氣的影響，如水蒸氣密度、比熱容等。3.2.3.1混合氣體的物性參數(shù)對于混合氣體，其成分有質(zhì)量分數(shù)、摩爾分數(shù)和體積分數(shù)三種表示方法：質(zhì)量分數(shù)：（3-5）摩爾分數(shù)：（3-6）體積分數(shù)：（3-7）組分i的分壓可應用道爾頓分壓定律求得，已知混合氣體的組分i的摩爾分數(shù)、本地壓力p，組分i的分壓可表示為：（3-8）濕空氣的密度為：（3-9）濕空氣常數(shù)為：（3-10）3.2.3.2濕熱空氣的物性參數(shù)因為將濕熱空氣看作是理想氣體，因此道爾頓分壓定律同樣適用于濕熱空氣的物性參數(shù)的求解。根據(jù)前文有關(guān)于干空氣、水蒸氣的物性參數(shù)的計算和混合空氣的理想化處理，濕熱空氣的物性參數(shù)如下公式求得：（1）濕空氣的密度g（3-11）（2）濕空氣的動力粘度g（3-12）（3）濕空氣的比熱容cp,g（3-13）（4）濕空氣的導熱系數(shù)g（3-14）3.2.3.3濕空氣的狀態(tài)參數(shù)描述混合氣體的狀態(tài)的參數(shù)除了溫度外，還有濕熱空氣所含水蒸氣的分壓和飽和壓力、濕度和含濕量以及比熱和焓等等。（1）水蒸氣分壓和水蒸氣飽和分壓由道爾頓分壓定律可知，理想氣體在組分之間不發(fā)生化學反應的前提下，理想混合氣體的總壓等于各組分的分壓力之和，則對于理想氣體有：（3-15）由于本文所研究的混合氣體處于冷卻塔內(nèi)部，無外界施加的壓力，因此濕空氣的總壓與環(huán)境空氣壓力相等。即：Pa（3-16）在某溫度下，當濕空氣中水蒸氣分壓力達到該溫度所對應的水蒸氣飽和壓力（濕空氣飽和壓力）時，該濕空氣稱為飽和濕空氣。若濕空氣中水蒸氣的分壓力低于該溫度所對應的飽和水蒸氣分壓力時，濕空氣所含的水蒸氣將發(fā)生冷凝結(jié)。根據(jù)文獻[61]描述，飽和水蒸氣分壓力與溫度的經(jīng)驗公式一為：（3-17）文獻[62]將濕空氣溫度分為[-101℃，0℃]和（0℃，201℃]兩個區(qū)間進行了擬合，公式二如下：（3-18）式中：T=273.16+t，K；其他系數(shù)如表3-2所示。表3-2不同溫度區(qū)間的系數(shù)1Table3-2Coefficientsofdifferenttemperatureranges1.t/℃c1c2c3c4c5c6c7[101，0]-5674.536.3925-0.019686.223×10-72.075×10-9-9.484×10-134.1635(0，201]-5801.221.3915-0.048604.176×10-5-1.445×10-806.5460文獻[61]將溫度分為[-20℃，1℃]、（1℃，25℃]、（25℃，50℃]三個區(qū)間進行了擬合，擬合公式如下：（3-19）式中各系數(shù)如表3-3所示。文獻[63]中對以上三種經(jīng)驗公式進行了誤差計算，其中公式（3-19）的精度最高，又因為本文研究的濕空氣溫度范圍在-10℃到40℃之間，在公式（3-19）研究的范圍內(nèi)，所以本文采用公式（3-19）計算飽和蒸氣壓力。表3-3不同溫度區(qū)間的系數(shù)2Table3-3Coefficientsofdifferenttemperatureranges2t/℃c1c2c3c4[-20,1]607.3248.96791.63870.0227(1,25]606.3146.53521.0640.463(25,50]-596.77175.4469-3.67530.1065（2）濕度空氣的濕度有絕對濕度和相對濕度兩種表示方法，絕對濕度是指1m3的濕空氣中含有的水蒸氣的質(zhì)量，即水蒸氣的密度，計算公式如（3-3）所示。當空氣中水蒸氣含量達到最大時，稱為飽和濕空氣，絕對濕度表示，表達式如（3-20）所示。（3-20）相對濕度是指1m3濕空氣中所含有的水蒸氣質(zhì)量，與該溫度下空氣所能含有的最大水蒸氣質(zhì)量之比，也就是絕對濕度與相應溫度下的飽和絕對飽和濕度比，以符號表示：（3-21）（3）含濕量1kg干空氣所含的水蒸氣質(zhì)量稱為濕空氣的含濕量，以d表示，根據(jù)定義可知：（3-22）當空氣的水蒸氣含量達到最大時（飽和時），稱此時的空氣含濕量為飽和含濕量，濕空氣為飽和濕空氣。空氣的相對濕度達到101%，飽和含濕量按下式計算：（3-23）水蒸氣分壓為：（3-24）3.3濕熱空氣冷凝的數(shù)值模擬方法3.3.1數(shù)值計算方法理論理論分析實驗測量CFD圖3-3理論分析、試驗測量與CFD之間的關(guān)系Fig.3-3Therelationshipbetweentheoreticalanalysis,testmeasurementandCFD除理論分析、試驗測量之外，解決流動和換熱問題還有一種高效的技術(shù)手段：計算流體動力學（CFD）。理論分析、試驗測量與CFD之間是兩兩印證、相互補充和促進的關(guān)系[64]，他們?nèi)咧g的關(guān)系如圖3-3所示。應用理論分析無法研究像非線性流動一樣復雜多變的流動現(xiàn)象，試驗方法會存在試驗模型尺寸太大或者太小、外界環(huán)境干擾、測量精度、經(jīng)費、人力和物力的投入較大及周期常等許多不足之處，應用CFD恰好彌補了這些不足。由于本文研究的除霧裝置的除霧原理主要是濕熱空氣中水蒸氣冷凝，包含了流體的對流傳熱和傳質(zhì)問題，過程比較復雜，不宜采用理論的研究方法，因此本文采用試驗研究和數(shù)值模擬的方法對交叉式氣-氣換熱單元的除霧性能進行研究。本文應用計算流體力學ANSYSFLUENT對冷卻塔除霧節(jié)水性能進行研究。3.3.2控制方程濕空氣冷凝伴隨相變帶來的潛熱傳遞，而潛熱傳遞會影響濕熱空氣與換熱板的對流換熱量。因此在數(shù)值計算濕空氣冷凝時應同時考慮溫度場和水蒸氣的濃度場，控制方程除了常規(guī)的質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程以外，還應包描述水蒸氣和液體水守恒的組分守恒方程。（1）質(zhì)量守恒方程任何流動問題都滿足質(zhì)量守恒定律，忽略冷凝液和液膜對流場的影響，根據(jù)質(zhì)量守恒定律寫出質(zhì)量守恒方程（連續(xù)性方程）如（3-25）式：（3-25）式中：u、v、w—分別為x、y、z方向速度分量。（2）動量守恒方程動量方程也稱為Navier-Stokes(N-S)方程，對于不可壓縮流體，流體參數(shù)為常數(shù)，忽略粘性耗散，其表達式如下：（3-26a）（3-26b）（3-26c）式中：—動量方程的廣義源項，F(xiàn)x、Fy、Fz—微元體上的體積力，本文中體積力只有重力，因此Fx=0、Fy=0，F(xiàn)z=-g；；—流體密度，kg/m3；—流體黏度，Pa·s。（3）能量守恒方程具有熱交換的系統(tǒng)就具有能量守恒，就必須滿足能量守恒方程。該定律實質(zhì)上上是熱力學第一定律，根據(jù)能量守恒定律，寫出能量守恒方程如（3-27）所示:（3-27）式中：—定壓比熱容，J/（kg·K）；T—流體溫度，K；k—濕熱空氣的傳熱系數(shù)，W/（m·K）；—能量源項，，其中為氣化潛熱。（4）組分質(zhì)量守恒方程（組分方程）組分質(zhì)量守恒方程如（3-28）所示：（3-28）式中：對于湍流，如果直接求解N-S方程，需要較高的計算機內(nèi)存和運行速度，工程中一般采用的方法是對瞬態(tài)N-S方程做時間平均處理，同時補充反映湍流特性的湍流模型方程，本文采用湍流k-方程，即湍動能（k）方程和湍流耗散率（）方程。（5）湍動能方程（k方程）（3-29）（6）湍流耗散率方程（方程）（3-30）其中：（3-31）（3-32）（3-33）式中：xi、xj—各方向坐標，m，i，j=1,2,3；ui、uj—各方向速度，m/s；p—壓力，pa；—空氣密度，kg/m3；—空氣的動力黏性系數(shù)，kg/(m2s)；t—湍流黏性系數(shù)，N/(m2s)；Gk—由平均速度梯度引起的湍動生成項；S—表面張力系數(shù)；C，C1，C2，k，—湍流模型常數(shù)，其值如表3-4所示：表3-4湍流模型常數(shù)Table3-4TheconstantsofturbulencemodelCC1C2k0.091.441.921.01.33.3.3濕空氣冷凝的數(shù)值模擬方法嚴格意義上講濕空氣冷凝屬于氣-液兩相流，水蒸氣在交叉式氣-氣板式單元的濕空氣通道中冷凝成液態(tài)水，并附著在換熱板表面上形成液滴然后聚集，最后落入冷卻塔中。目前對濕空氣冷凝的數(shù)值模擬方法主要采用Mixture方法，但在模擬過程中，對濕空氣的冷凝過程的數(shù)學模型進行了部分簡化。3.3.3.1數(shù)學模型簡化將濕熱空氣當作混合氣體處理，屬于單相多組分流動。濕熱空氣中的水蒸氣在氣-氣板式換熱單元的換熱壁面上凝聚，發(fā)生動量、質(zhì)量和能量的交換。由于濕空氣的冷凝過程伴有復雜的熱量的傳遞和質(zhì)量的傳遞，因此，數(shù)值模擬時需要對冷凝過程進行簡化處理。簡化處理如下：（1）假設(shè)在凝結(jié)過程中濕空氣的總質(zhì)量和總壓力不發(fā)生變化，（2）忽略冷凝對濕熱空氣速度的影響，即忽略其引起的動量傳遞。（3）忽略輻射傳熱。（4）忽略凝結(jié)液膜對傳熱的影響3.3.3.2Mixture控制方程在整個數(shù)值模擬過程中，有水蒸氣向液態(tài)水轉(zhuǎn)化的過程，因此，在整個計算過程中存在三相：干空氣（第一相）、水蒸氣（第二相）和液體水（第三相）。用p、q表示氣相和液相，在計算網(wǎng)格中，q相的體積分數(shù)用表示，在流動過程中，有兩種可能：（1），網(wǎng)格中不含液相；（2），網(wǎng)格中同時含有氣相和液相，存在相界面。對于多相流Mixture方法，其控制方程可改寫為如下公式：（1）連續(xù)性方程（3-34）式中：mp,q—p相向q的質(zhì)量傳遞，kg/（m2s）；mq,p—q相向p的質(zhì)量傳遞，kg/（m2s）；—體積源項。在數(shù)值計算過程中，首先會按照公式（3-35）計算第一相（氣相）的體積分數(shù)，再計算第二相（液相）的體積分數(shù)。（3-35）計算域內(nèi)密度計算公式滿足式（3-36）：（3-36）（2）動量方程（3-37）式中：n—表示相數(shù)，本文主要由三相，n=3；—是體積力；m—混合物的黏度系數(shù)。（3-38）（3）能量方程（3-39）（3-40）式中：keff—有效導熱系數(shù)，kJ/（mk）；Sh—能量源項。Ek—k相的顯焓，對于不可壓縮氣體，有，（4）附加方程：流動為湍流流動時，需要附加湍動能方程。4.數(shù)值模擬可靠性驗證4數(shù)值模擬可靠性驗證基于交叉式氣-氣板式換熱單元結(jié)構(gòu)的多樣性和環(huán)境空氣狀態(tài)的不確定性，僅采用試驗的方法不能對所有結(jié)構(gòu)參數(shù)和環(huán)境狀態(tài)進行研究，因此本文主要借助數(shù)值模擬方法對不同裝有不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的交叉式氣-氣板式換熱單元的冷卻塔的除霧節(jié)水性能進行研究。在應用所選定的數(shù)值模型之前，對其進行試驗驗證，以確保數(shù)值模擬方法的可靠性。4.1試驗裝置為驗證數(shù)值計算模型的可靠性，現(xiàn)對板間距為15mm，板厚為0.6mm的平板交叉式氣-氣換熱單元進行節(jié)水率的試驗研究。為保證與文獻[21]的入口條件一致，整個裝置的外型尺寸按照文獻[21]中的裝置設(shè)計，且保持塔內(nèi)部空氣和熱水的流量比為1.69。如圖4-1所示，為增設(shè)輔助風機和氣-氣板式換熱單元的試驗裝置圖，整塔結(jié)構(gòu)尺寸為301×301×1150mm，其中填料段高501mm，氣-氣板式換熱單元外側(cè)高201mm；為了讓進入塔內(nèi)的環(huán)境空氣速度均勻，在試驗塔下方增加一個環(huán)境空氣分布室，在輔助風機與塔體之間留有長201mm的過度段。圖4-1試驗裝置Fig.4-1Testdevice4.1.1試驗流程首先，將閥門2打開，等待鍋爐內(nèi)有足夠的蒸汽；然后打開閥門1，讓換熱器中通入水，并進入冷卻塔；最后打開閥門3，讓蒸汽進入換熱器。待熱水溫度穩(wěn)定后，打開主風機，引入環(huán)境空氣，隨后打開兩個輔助風機，將環(huán)境空氣引入交叉式氣-氣換熱單元內(nèi)。在進行試驗測量時，應確定溫度穩(wěn)定時再對各參數(shù)進行測量。圖4-2試驗流程圖Fig.4-2Theflowdiagramofexperiment4.1.2各參數(shù)的測量4.1.2.1測量方法根據(jù)本文研究的內(nèi)容，主要測量的參數(shù)有：環(huán)境空氣的溫度和濕度、濕熱空氣溫度和相對濕度、出塔前混合氣體的溫度和濕度以及交叉式氣-氣換熱單元的壓差。（1）環(huán)境空氣流量風機風速的測量采用EY3-2A型電子微風儀測量（中國天津氣象儀器廠），精度為0.1m/s。為了確保環(huán)境空氣流量與濕熱空氣按照流量比輸入，將主風機和輔助風機的開關(guān)進行標定，分別設(shè)置了五檔。測定風機流速時的布點方法如圖4-3所示，各測點圓環(huán)半徑按式（4-1）計算。（4-1）式中：Ri—第i個測點圓環(huán)半徑，mm；R—風機外殼半徑，mm；I—從風機中心算起的圓環(huán)序號；n—測點圓環(huán)數(shù)。圖4-3風速測點布置Fig.4-3Themeasurementpointarrangementofwindspeed（2）溫度和濕度本文主要需要對環(huán)境空氣的溫度濕度、濕熱空氣的問你都和濕度以及出塔前混合氣體的溫度和濕度進行測量，溫度和相對濕度采用F971溫濕度測量儀(美國Fluke公司生產(chǎn))，其溫度精度為0.1℃，濕度精度為1%。（3）壓差換熱單元的壓降采用U型管壓差計測量，其值為測量口2和測量口3的壓力差。4.1.2.2測量結(jié)果在不同氣候條件下對試驗塔的除霧節(jié)水性能進行了研究，在每一個氣候條件下都對各參數(shù)進行了多次測量。本文首先挑選幾組候條件比較典型的試驗進行分析研究，分別標上試驗組號A-1、A-2、A-3、A-4、A-5，其中字母A表示實驗組號，數(shù)字表示氣候編號。在這幾組試驗中，進入氣-氣板式換熱單元的環(huán)境空氣與濕熱空氣的流量比均保持在2左右，如表4-1為所選氣候條件下測得的濕熱空氣和環(huán)境空氣的流速，表4-2a所示為該組試驗所測得的濕熱空氣、環(huán)境空氣和出塔混合氣體的參數(shù)值。然后在氣候條件5下，對流量比qr分別為1、1.5、2、2.5、3的除霧節(jié)水性能進行研究。實驗組號分別標為B-5-1、B-5-1.5、B-5-2、B-5-2.5、B-5-3，如表4-2b為該組試驗所測得的濕熱空氣、環(huán)境空氣和出塔混合氣體的參數(shù)值。表4-1試驗所測濕熱空氣與環(huán)境空氣的流速Table4-1Theflowrateofwet-hotairandambientairbytest試驗組號環(huán)境空氣流量qvA(m3/s)濕熱空氣流量qvB(m3/s)換熱單元壓差（Pa）A-10.2720.1361.9A-20.2750.1351.9A-30.2710.1321.9A-40.2760.1361.9A-50.2740.1331.9表4-2a實驗組A的空氣狀態(tài)參數(shù)Table4-2aTheconditionparametersofairofexperimentgroupA試驗組號環(huán)境空氣濕熱空氣出塔混合氣體溫度TA（℃）相對濕度A（%）溫度TB（℃）相對濕度B（%）溫度Tc（℃）相對濕度c（%）A-127.83033.29628.853.2A-222.32530.510124.953.1A-317.54029.29320.767.4A-410.76528.610116.172.9A-53.58526.39610.791.5表4-2b實驗組B的空氣狀態(tài)參數(shù)Table4-2bTheconditionparametersofairofexperimentgroupB試驗組號環(huán)境空氣流量qvA(m3/s)濕熱空氣流量qvB(m3/s)出塔混合氣體溫度Tc（℃）相對濕度c（%）B-5-10.1370.13415.692.9B-5-1.50.1990.13214.292.1B-5-20.2740.13310.791.5B-5-2.50.3350.13410.188.7B-5-30.3980.1339.686.44.1.3性能評價標準4.1.3.1水蒸氣回收率濕熱空氣在氣-氣板式換熱單元中被環(huán)境空氣冷凝至露點溫度以下，水蒸氣發(fā)生凝結(jié)，從而達到除霧和水蒸氣回收的作用。水蒸氣回收率等于氣-氣板式換熱單元中冷凝的水蒸氣質(zhì)量與冷卻塔蒸發(fā)的水蒸氣質(zhì)量之比，如式（4-2）所示。其中蒸發(fā)的水蒸氣質(zhì)量與冷凝的水蒸氣質(zhì)量按照式（4-3）和式（4-4）計算。（4-2）（4-3）（4-4）式中：mB—濕熱空氣的質(zhì)量流量，kg/s；mA—環(huán)境空氣的質(zhì)量流量，kg/s；mC—出塔混合氣體的質(zhì)量流量，kg/s；dB—濕熱空氣含濕量，kg/kg；dA—環(huán)境空氣含濕量，kg/kg；dc—出塔混合氣體的質(zhì)量流，kg/kg。4.1.3.2顯熱比L該濕式冷卻塔除濕節(jié)水的換熱過程主要發(fā)生在氣-氣板式換熱單元中，氣-氣板式換熱單元的傳熱傳質(zhì)性能決定了裝置的消霧節(jié)水性能。濕熱空氣在氣-氣板式換熱單元中冷凝除濕的熱交換主要分為兩個部分，壁面對流換熱和水蒸氣冷凝所引起的潛熱換熱。濕熱空氣側(cè)與壁面的對流換熱屬于顯熱換熱，因此引入顯熱比L表征氣-氣換熱裝置的單元的傳熱傳質(zhì)性能[65-67]，如式（4-5）所示。（4-5）式中：q—總換熱熱流密度，kJ/（m2s）；ql—水蒸氣凝結(jié)引起的潛熱換熱流密度，kJ/（m2s）。根據(jù)平板的穩(wěn)態(tài)一維導熱，壁面處的總換熱熱流密度q由式（4-6）求得。（4-6）式中：—濕熱空氣與環(huán)境溫度度之差，T=TB-TA，K；—鋁板導熱系數(shù)，263—濕熱空氣側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，—環(huán)境空氣側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，水蒸氣凝結(jié)引起的潛熱換熱熱流密度可根據(jù)（4-7）計算求得：（4-7）式中：—氣化潛熱，取2478KJ/kg；—水蒸氣的凝結(jié)速率，kg/（m2s）。計算濕空氣中氣液界面處質(zhì)量傳遞主要有3種方法：壁面在夏季環(huán)境下凝結(jié)[68,69]的計算關(guān)聯(lián)式（4-8）；采用水蒸氣界面處擴散作用[70-72]的計算式（4-9）；考慮濃度邊界隨流作用的質(zhì)量流密度[73]計算關(guān)聯(lián)式（4-9）。（4-8）式中：pv,a—水蒸氣的分壓，Pa；pv,sat—水蒸氣的飽和分壓，Pa。（4-9）式中：n—垂直壁面的法向方向，i為相界面。（4-10）式中：—濕空氣中水蒸氣的質(zhì)量分數(shù)；—止擴散系數(shù)，2.45×10-5m2/s。4.2數(shù)值計算模型4.2.1物理模型對安裝在塔頂?shù)臍?氣換熱單元部分的試驗模型進行簡化處理，如圖4-4所示為裝有板間距為15mm的交叉式氣-氣平板換熱單元的三維數(shù)值計算模型。網(wǎng)格劃分應用ICEM-CFD中分塊的思想，將塔頂部分分為濕熱空氣區(qū)域、環(huán)境空氣區(qū)域以及混合區(qū)域。一般來說，三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格中六面體網(wǎng)格比四面體網(wǎng)格的網(wǎng)格質(zhì)量好，因此本文應用精度較高的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，整體按照靠近換熱壁面網(wǎng)格加密的原則，對混合區(qū)域較難的網(wǎng)格采用三角型剖分的形式進行劃分，以提高網(wǎng)格質(zhì)量。當隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，出塔氣體的溫度變化小于0.5%時的最小網(wǎng)格數(shù)量為最佳網(wǎng)格數(shù)。圖4-4計算區(qū)域物理模型Fig.4-4Thephysicalmodelofcalculationzone4.2.2網(wǎng)格無關(guān)性驗證數(shù)值計算借助CFD軟件Fluent求解，計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分情況如圖4-4所示，網(wǎng)格劃分應用ANSYSICEM按照靠近換熱壁面網(wǎng)格加密的原則對模型進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。根據(jù)上述原則，將模型進行不同網(wǎng)格數(shù)量的劃分，并對其進行驗證。網(wǎng)格無關(guān)性驗證的模擬邊界條件：環(huán)境空氣入口溫度為5℃，相對濕度為30%；濕熱空氣溫度為27℃，相對濕度為101%。如圖4-5所示，為模型出口處水蒸氣含量隨網(wǎng)格數(shù)量的變化關(guān)系，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，水蒸氣含量逐漸趨于穩(wěn)定，當網(wǎng)格數(shù)量超過70萬到75萬時，水蒸氣含量變化小于0.5%。由于網(wǎng)格數(shù)量越多，對計算機內(nèi)存要求越大，因此本文網(wǎng)格數(shù)量選擇75萬左右為最佳。圖4-5出口水蒸氣含量與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系Fig.4-5Thevaporcontentintheoutletvarieswiththenumberofgrids4.2.3邊界條件表4-3列出數(shù)值模擬不同邊界的設(shè)置，濕熱空氣和環(huán)境空氣的流速和狀態(tài)按照試驗多次測量取平均值。環(huán)境空氣入口速度根據(jù)環(huán)境空氣與濕熱空氣流量比qr設(shè)置，壓力出口設(shè)置為環(huán)境壓力。內(nèi)壁面為傳熱壁面，鋁板，厚度=0.6mm，導熱系數(shù)為263外壁面是求解區(qū)域與外界的交界面，設(shè)置為絕熱壁面。表4-3數(shù)值模擬邊界條件設(shè)置Table4-3Numericalsimulationofboundaryconditions區(qū)域邊界條件濕空氣入口速度入口環(huán)境空氣入口速度入口混合空氣出口壓力出口內(nèi)部壁面耦合邊界條件外壁面絕熱壁面4.2.4數(shù)值模型的選擇與設(shè)置根據(jù)第3.3.2節(jié)可知，對濕熱空氣在氣-氣換熱單元內(nèi)部的冷凝進行模擬時，選用多相流模型的Mixture模型；湍流方程模型采用Standardk-兩方程模型。為了提高控制方程的計算精度，采用二階迎風格式對控制方程進行離散，并用有限體積法對控制方程進行求解。對于流場，本文選擇壓力-速度耦合流場，采用Simple算法進行求解。計算過程首先根據(jù)邊界條件求解連續(xù)性方程和動量方程，然后依次求解溫度場和濃度場，由于在計算過程中濕熱空氣中的水蒸氣在濕熱空氣通道內(nèi)會發(fā)生冷凝。將水蒸氣凝結(jié)率作為壁面處凝結(jié)液的質(zhì)量源項。當連續(xù)連續(xù)性方程、流速、溫度和濃度的迭代殘差都小于10-9時認為結(jié)果收斂。4.3氣-氣換熱單元的可行性分析4.3.1A組試驗結(jié)果與Deziani的試驗結(jié)果對比為研究改進后的換熱單元有提高水蒸氣回收率的作用，將為裝有改進的交叉式氣-氣換熱單元和文獻[21]中的水蒸氣回收率進行比較分析，具體數(shù)值和變化趨勢如圖4-6所示。由圖可知，本文試驗所得回收率略高于Deziani[21]的試驗結(jié)果，因此該交叉式氣-氣換熱單元具有提高冷卻塔蒸發(fā)水回收率的作用。由圖可以看出，A組試驗所得的水蒸氣回收率，雖然比Deziani[21]略高，但是提高的并不是很多。引起該現(xiàn)象的主要原因是制造換熱單元時所選的換熱板材質(zhì)不同，本文試驗所用的換熱板為厚度為0.6mm的鋁板，導熱系數(shù)為263W/（mK），而Deziani[21]所用的是0.1mm的PVC薄板，對于厚度較小的PVC板，其導熱系數(shù)也十分接近鋁板的導熱系數(shù)[74]，因此，對于0.1mm的PVC板而言，總傳熱系數(shù)就必定大于0.6mm的鋁板。圖4-6A組試驗和Deziani試驗的水蒸氣回收率Fig.4-6WatervaporrecoveryofexperimentalexperimentgroupBandDeziani4.3.2氣-氣換熱單元流場分析根據(jù)第3組試驗數(shù)據(jù)對濕式冷卻塔塔頂部分的流場進行分析，速度矢量如圖4-7所示。如圖4-7a所示，未加板式換熱單元時，混合氣體的速度最大為4.01m/s，且氣流主要集中在混合區(qū)的中央部分，分布并不均勻；如圖4-7b所，增加板式換熱單元后，最大速度為5.73m/s，但在出口處，速度已經(jīng)降到4m/s左右，說明氣體在氣-氣板式換熱單元中有速度損失。從增加板式換熱單元z=0平面的速度矢量可以看出，在混合區(qū)環(huán)境空氣速度矢量與濕熱空氣速度矢量有激烈的對撞，混合效果明顯增強。根據(jù)模擬的流場可知，增加氣-氣板式換熱單元后，有效增加了濕熱空氣和環(huán)境空氣的混合程度，有助于兩股氣流的換熱除霧作用。4.4數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比為了確保數(shù)值計算所設(shè)置的空氣物性參數(shù)與操作參數(shù)與試驗所測的具有統(tǒng)一性，數(shù)值計算模擬中關(guān)于環(huán)境空氣和濕熱空氣的參數(shù)采用表4-2中的數(shù)據(jù)。4.4.1環(huán)境空氣狀態(tài)對水蒸氣回收率的影響對試驗數(shù)據(jù)進行處理，含濕量和水蒸氣回收率E如表4-5所示。試驗所得水蒸氣回收率E和數(shù)值計算所得水蒸氣回收率N如表4-6所示，可以看出試驗值和模擬值最大偏差在15%以內(nèi)，符合試驗誤差要求[15]，說明該數(shù)值模擬方法對水蒸氣回收率的模擬具可靠性。試驗值與模擬值對比的變化趨勢基本相同，但是相同工況下的試驗值比模擬值略高，主要可能由以下原因造成：（1）操作誤差，數(shù)值模擬所用的物理模型各個換熱板片的尺寸是完全確定的，而試驗所用換熱單元由于人工安裝等原因，使換熱板發(fā)生變形，造成換熱面積增大；（2）測量誤差，本試驗對環(huán)境空氣的溫度、濕度，以及濕熱空氣的溫度、濕度的讀取均存在一定的誤差，這是試驗所不能避免的誤差。（3）試驗裝置無保溫處理，試驗塔內(nèi)部與外界存在熱交換，加強了內(nèi)部的冷凝效果。圖4-7除霧節(jié)水塔頂部速度矢量圖Fig.4-7Velocityvectordiagramofthetopofcoolingtower表4-5A組試驗研究結(jié)果的處理Table4-5ThetreatmentofexperimentalresultsofgroupA實驗組號含濕量d實驗所得水蒸氣回收率E環(huán)境空氣dA(g/kg)濕熱空氣dB(g/kg)實驗出塔氣體dC`(g/kg)16.9631.51512.8961724.16128.0149.6562634.95024.0388.3633744.37524.2247.0504854.12420.8465.83057表4-6A組試驗與數(shù)值計算結(jié)果Table4-6TheresultsoftestgroupAandnumericalcalculation序號模擬所得出塔含濕量dc模擬所得水蒸氣回收率N（%）試驗與模擬所得水蒸氣回收率之差（%）A-113.123143A-211.963215A-310.146334A-48.783426A-57.421516表4-7B組試驗與數(shù)值計算結(jié)果Table4-7TheresultsoftestgroupBandnumericalcalculation序號模擬所得出塔含濕量d（g/kg）試驗所得出塔含濕量d（g/kg）模擬所得水蒸氣回收率N（%）試驗所得水蒸氣回收率E（%）試驗與模擬所得水蒸氣回收率之差（%）B-5-111.02310.27417.721.33.6B-5-1.59.9639.29229.634.54.9B-5-28.1467.31245.654.58.9B-5-2.57.7836.80449.757.58A-5-36.9716.40552.359.87.54.4.2流量比qr對水蒸氣回收率的影響對B組試驗和數(shù)值模擬值進行分析處理，具體數(shù)據(jù)如表4-7所示，由表可知，不管是試驗所得水蒸氣回收率還是數(shù)值模擬所得水蒸氣回收率，均有隨著流量比的增加，水蒸氣回收率逐漸增大的變化趨勢；而且當流量比qr=3時，實驗所得水蒸氣回收率約為60%，數(shù)值模擬值約為52.3%；試驗與數(shù)值模擬所得的水蒸氣回收率相差最大為8.9%，在可接受的范圍之內(nèi)，因此對不同流量比而言，所選擇的數(shù)值計算模型對變流量的數(shù)值計算具有一定的可靠性。4.4.2對顯熱比L的影響選取第5組試驗值進行數(shù)值模擬，并對試驗數(shù)據(jù)計算出的L值和數(shù)值模擬所得出的L值進行對比研究，兩者變化趨勢如圖4-7所示。由圖可知，數(shù)值計算結(jié)果與試驗值的最大誤差在15%以內(nèi)，說明凝結(jié)液膜對L值的影響并不大[13]，該數(shù)值計算模型具有可行性。試驗所得L值為板式對流換熱量與板式對流換熱量和冷凝液帶走的潛熱之和的比值。數(shù)值計算L值大于試驗L值越，因為計算試驗L值時，顯熱換熱量是通過測量氣-氣換熱單元中環(huán)境空氣的進出口溫度，計算出總的對流換熱量，而由于試驗裝置無保溫處理，會有部分顯熱由塔體散如環(huán)境中，增大了試驗的顯熱傳遞；同時數(shù)值模擬時，忽略了液膜對換熱的影響，增大了數(shù)值模擬的的潛熱換熱。圖4-8數(shù)值計算L值與試驗L值的對比Fig.4-8ComparestheLvaluewiththetestLvalue4.5水蒸氣凝結(jié)量驗證4.5.1水蒸氣凝結(jié)速率對比根據(jù)式（4-8）~（4-10）計算得到水蒸氣凝結(jié)速率如圖4-6所示，由圖可見，采用式（4-8）計算的水蒸氣凝結(jié)量偏低，并隨著流量比的增大而增大。根據(jù)Lucas等[68]將式（4-8）用于計算自然對流下濕空氣豎直平板表面凝結(jié)，計算結(jié)果較吻合，而任能等[69]應用該公式計算強制對流下濕空氣凝結(jié)時，相差較大，可見式（4-8）適合用于計算自然對流下的濕空氣凝結(jié)，不能很好的預測強制對流下的濕空氣凝結(jié)。而采用式（4-9）和式（4-10）的計算結(jié)果與試驗值比較接近，而采用式（4-9）的計算結(jié)果與試驗值之差小于2.5%，式（4-10）的計算結(jié)果與試驗值之差在1.8%以內(nèi)，說明采用式（4-9）計算水蒸氣凝結(jié)速率更符合本文所研究的傳熱傳質(zhì)情況。圖4-9qr對水蒸氣凝結(jié)速率的影響Fig.4-9Theeffectofqroncondensationrateofvapor4.5.2換熱單元內(nèi)部凝結(jié)速率分布情況如圖4-10所示，為應用式（4-9）所模擬的液體水生成速率和液體水的體積分數(shù)云圖，其中流量比qr=1，由圖a可看出，在濕熱空氣剛進入換熱單元時，凝結(jié)速率最大，隨著流動方向，凝結(jié)速率從逐漸減小，由于環(huán)境空氣的作用，導致濕熱空氣通道出口處存在凝結(jié)速率為0的區(qū)域。由圖b可知，液體水的體積分數(shù)分布也是隨著濕熱空氣流動方向逐漸減小，在水蒸氣凝結(jié)速率為0的區(qū)域，液體水的體積分數(shù)也為0。圖4-10水蒸氣凝結(jié)速率和體積分數(shù)云圖Fig.4-10Thecontoursofwatervaporcondensationrateandvolumefraction4.6流量比qr對水蒸氣回收率的影響應用數(shù)值模擬方法，對A組試驗的每個編號進行模擬計算，其中每個編號對應的流量比qr為1、1.5、2、2.5、3。對水蒸氣回收率進行計算，結(jié)果如圖4-11所示。由圖可以看出在同一流量比條件下隨著環(huán)境空氣與濕熱空氣溫度差的增大，這是因為氣-氣換熱裝置換熱量越大，析出的冷凝水越多，裝置的水蒸氣回收率逐漸增大；但當溫差增加到一定程度后，冷凝水析出導致潛熱換熱增大，從而影響換熱裝置的對流換熱。圖4-11水蒸氣回收率的變化趨勢Fig.4-11Thetrendofvaporrecovery6.試驗塔的工程放大5結(jié)構(gòu)參數(shù)對除霧節(jié)水性能的影響選取圖4-2中第4組試驗中所測得環(huán)境空氣與濕熱空氣的狀態(tài)參數(shù)，對帶有不同結(jié)構(gòu)參數(shù)（板間距、板厚）的氣-氣換熱單元的除霧冷卻塔塔頂部分進行研究，具體分析其除霧性能。眾所周知，對于換熱裝置而言，換熱面積越大，換熱效果越好，一般板式換熱裝置為了提高換熱量，會對平板進行改進，如將平板改為波紋板、翅片板等。由于時間和試驗的限制，本文對帶有不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的波紋板氣-氣換熱單元的除霧性能進行研究。5.1物理模型5.1.1平板氣-氣換熱單元在4.2.1節(jié)中詳細講解了裝有板間距為15mm、板厚為0.6mm的交叉式氣-氣平板換熱單元的計算模型，對于其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的物理模型結(jié)構(gòu)不變，網(wǎng)格劃分原則也不變，在此不再贅述。本文所研究的交叉式氣-氣平板換熱單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表5-1所示。表5-1板間距和板厚的取值Table5-1Thevalueofplatespacingandplatethickness板間距(mm)57911131517板厚（mm）0.050.10.20.30.40.50.65.1.2波紋板氣-氣換熱單元為了增大交叉式氣-氣換熱單元的換熱量，對其結(jié)構(gòu)進行一定的改進?，F(xiàn)將平板改為波紋板，研究其節(jié)水性能。如圖5-1所示，為波紋板氣-氣換熱單元板片的結(jié)構(gòu)圖，波紋板由凹凸板片組合而成，不同大小的板片，組成波紋高度、波紋傾角不同的波紋板。波紋板結(jié)構(gòu)參數(shù)如表5-2所示。表5-2波紋板結(jié)構(gòu)參數(shù)Table5-2Thestructureparametersofcorrugatedplate波紋高度h（mm）3456————波紋傾角（°）304050607080圖5-1波紋板結(jié)構(gòu)圖Fig.5-1Thestructurediagramofcorrugatedplate圖5-2氣-氣波紋板換熱單元的物理模型Fig.5-2Physicalmodelofair-aircorrugatedplateheattransferunit由于波紋板片是由很多小的凹凸板片組成，如果按照整個換熱單元進行建模，不僅生成的網(wǎng)格數(shù)量多，還使Fluent計算量過大，計算時間過長。因為波紋板氣-氣換熱單元板片的重復性和換熱通道的周期性，本文取一組換熱通道，即雙通道，三板片進行數(shù)值模擬研究，網(wǎng)格如圖5-2所示。5.2結(jié)果分析5.2.1平板數(shù)值模擬結(jié)果a氣-氣平板換熱單元壓差與板間距的關(guān)系b水蒸氣回收率與板間距的關(guān)系圖5-3水蒸氣回收率與壓差和板間距的關(guān)系Fig.5-3Thevaporrecoveryratevarieswiththepressuredifferenceandtheplatespacing5.2.1.1板間距對水蒸氣回收率的影響應用數(shù)值模擬方法對設(shè)有板間距不同的交叉式氣-氣平板換熱單元的試驗塔進行研究，分析在不同流量比條件下板間距l(xiāng)對水蒸氣回收率和氣-氣換熱單元的壓差P的影響，其關(guān)系如圖5-3所示。在同一流量比qr條件下，板間距越大，在氣-氣換熱單元中損失的壓差越小，水蒸氣回收率也越小。在同一板間距條件下，流量比越大，在氣-氣板式換熱單元中產(chǎn)生的壓差越大，水蒸氣回收率越大，但是隨著流量比的增加，水蒸氣回收率增幅越來越小。出現(xiàn)上述變化關(guān)系，主要是由于隨著板間距的增加，在每個通道里的氣體與換熱板接觸不充分，使的通道中間部分的空氣無法與換熱板進行換熱，所以導致?lián)Q熱量減小，從而使水蒸氣回收率變??；而在一定板間距條件下時，隨著流量比增大，環(huán)境空氣的流速增加，在環(huán)境空氣通道中的湍流程度增加，提高了板式換熱裝置的換熱性能，從而提高水蒸氣的回收率。5.2.1.2板厚對水蒸氣回收率的影響如圖5-4所示，為水蒸氣回收率隨板厚的增加的變化趨勢，從圖中可以看出，隨著板厚度的增加，水蒸氣逐漸減小。當板厚度為0.05mm，流量比qr=3時，水蒸氣回收率接近58%，當板厚度增加到0.6mm時，水蒸氣降低至45%。根據(jù)平板導熱的情況，當換熱板厚度增加，熱阻增加，換熱量減少，使水蒸氣凝結(jié)減少，從而導致水蒸氣回收率降低。圖5-4板厚和水蒸氣回收率的關(guān)系Fig.5-4Thevaporrecoveryratevarieswithplatethickness5.2.2波紋板數(shù)值模擬結(jié)果保持板間距、板厚分別為15mm、0.1mm不變，改變波紋傾角或者波紋高度，來研究波紋傾角、波紋高度對水蒸氣回收率和顯熱比的影響。圖5-5不同波紋傾角條件下沿流動方向上的含濕量變化曲線Fig.5-5Thecurvesofmoisturecontentchangealongtheflowdirectionunderdifferentcorrugatedangle圖5-6不同波紋傾角條件下的水蒸氣回收率Fig.5-6Thevaporrecoveryratevarieswithdifferentcorrugationangle5.2.2.1波紋傾角對水蒸氣回收率的影響選取第A-5組試驗所測得的環(huán)境空氣和濕熱空氣的狀態(tài)參數(shù)和流量比，對帶有不同波紋傾角的氣-氣板式換熱單元進行數(shù)值模擬，并對數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進行分析研究。如圖5-5所示為不同波紋傾角時，濕空氣中含濕量隨流動方向的變化曲線，整體上含濕量在進入氣-氣換熱裝置后下降速度比較快，隨后下降速度減緩；傾角為60°時，含濕量下降最多，出口處濕熱空氣含濕量最??；傾角為50°和70°時含濕量變化曲線較為相近，傾角為40°和80°的含濕量變化曲線相近；傾角為30°時變化最緩，出口含濕量最高。圖5-6所示為不同傾角下水蒸氣的回收率，傾角為60°左右時水蒸氣回收率最好，然后向兩邊遞減。出現(xiàn)以上現(xiàn)象主要有三個原因：（1）隨著傾角減小，在小角度處產(chǎn)生的流動死區(qū)越來越大，影響熱量交換；（2）隨著傾角從70°增大至90°，所形成的死區(qū)也越來越大，減小熱量傳遞（3）在同一板面上，若波紋傾角越小，波紋寬度就越大，板面上所能排布的波紋數(shù)量減小，減小了傳熱面積。圖5-7不同波紋高度的速度矢量圖Fig.5-7Thevelocityvectordiagramofdifferentcorrugationheight5.2.2.2波紋高度對水蒸氣回收率的影響保持板間距為15mm，由圖5-7可以看出，當波紋高度為3mm時，濕熱空氣流道流體速度分布不均勻，存在流動死區(qū)，速度明顯比其他波紋高度的速度小。如圖5-8所示為不同波紋高度濕熱空氣沿流動方向的含濕量變化曲線，由圖可知，濕熱空氣剛進入氣-氣換熱單元時含濕量變化較快，沿著流動方向變化逐漸減??；隨著波紋高度的增加，各測點位置的含濕量均減小。出現(xiàn)以上結(jié)果主要由于波紋高度增大，空氣在氣-氣換熱單元內(nèi)部的湍流程度增加，加強了空氣與壁面的壁面對流傳熱系數(shù)，增加了濕熱空氣與環(huán)境空氣的間壁式換熱。圖5-8沿流動方向上的含濕量變化曲Fig.5-8Thevariationofmoisturecontentalongtheflowdirection5.2.2.3結(jié)構(gòu)參數(shù)對水蒸氣凝結(jié)速率的影響結(jié)構(gòu)參數(shù)對水蒸氣回收率的影響，實質(zhì)是對濕熱空氣中水蒸氣的凝結(jié)率的影響。為了探討不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對凝結(jié)速率的影響，現(xiàn)對不同板間距的波紋板換熱單元進行數(shù)值研究。應用板間距-波紋高度-板厚的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合進行研究。如圖5-9所示，為氣-氣板式換熱單元的一個換熱通道的凝結(jié)速率云圖。由圖可看出，在板間距為11mm、波紋高度為5mm時，板厚為0.1mm的凝結(jié)速率的分布較板間距為11mm、波紋高度為5mm時，板厚為0.2mm的均勻，凝結(jié)速率較大的區(qū)域也較多。在相同板厚、波紋高度的條件下，板間距越大，平均凝結(jié)速率越小，凝結(jié)速率分布越不均勻。因此，波紋間距越大、板厚越厚，其水蒸氣平均凝結(jié)速率越小。5.3波紋板最參數(shù)組合的選取表5-3正交試驗設(shè)計Table5-3Orthogonaltestdesign因素水平波紋傾角E（°）波紋高度hF/（mm）流量比qrG155112603236553圖5-9凝結(jié)速率云圖Fig.5-9Thecondensationrate氣-氣平板換熱單元的壓差只受流量比和板間距l(xiāng)的影響，而氣-氣波紋板換熱單元的壓差不僅只受流量比qr和板間距l(xiāng)的影響，還受波紋傾角和波紋高度的影響。由于影響因素的較多，采用正交試驗的方法對波紋傾角、波紋高度和流量比三個因素進行研究，找出最優(yōu)的組合方案。由前文可知，當波紋傾角在60°左右時，節(jié)水率較高，因此將波紋傾角定位55°、60°、65°；波紋板間距定為12mm、板厚定為0.1mm；流量比定為1、2、3，具體情況如表5-3所示。對于氣-氣波紋板換熱單元的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，不僅要求水蒸氣回收率高，還要求其產(chǎn)生的壓差小。因此，要通過正交試驗檢驗水蒸氣回收率和壓差兩個指標，水蒸氣回收率越大越好，壓差越小越好。對于多指標正交試驗，一般采用綜合平衡法和綜合評分法，因為本文兩個指標成相反趨勢，因此采用正交平衡法分析更加方便。設(shè)計的正交試驗方案表以及所測的試驗結(jié)果如表5-4所示。對壓差和水蒸氣回收率進行計算分析，K1這一行的3個數(shù)，分別是因素A、B、C的第一水平所對應的壓差、水蒸氣回收率之和；K2對應的3個數(shù)，分別是因素A、B、C的第二水平所對應的壓差、水蒸氣回收率之和；K3對應的3個數(shù)，分別是因素A、B、C的第一水平所對應的壓差、水蒸氣回收率之和。k1、k2、k3分別是K1、K2、K3對應的平均數(shù)。在同一列中，k1、k2、k3三個數(shù)中的最大者減去最小者形成極差，極差越大，對應的因素的水平改變對試驗指標的影響越大。從表中可知，壓差和水表5-4試驗方案和所測的試驗結(jié)果Table5-4Thetestschemeandtestresults列號試驗號1E2F3G各指標的試驗結(jié)果壓差/（Pa）水蒸氣回收率/（%）11114.745.221227.249.331338.651.942126.848.752238.352.562315.245.973138.951.383215.545.893327.850.2壓差K120.520.415.4K220.32121.8K322.221.625.8k16.836.85.13k26.7777.27k37.47.28.6極差0.630.43.47優(yōu)方案E2F1G1水蒸氣回收率K1146.4145.2136.9K2147.1147.6148.2K3147.3148155.7k148.848.445.63k249.0349.249.4k349.149.3351.9極差0.30.936.27優(yōu)方案E3F3G3蒸氣回收率均受因素C的影響較大，最優(yōu)方案分別為E2F1G1和E3F3G3，這兩個方案卻不相同，應用綜合平衡法對其進行分析。將各指標隨因素的水平變化情況用圖形表示，如圖5-10所示。對于水蒸氣回收率和壓差而言，水蒸氣回收率的重要性比壓差的重要性大，因此分析影響因素時，水蒸氣回收率的比重應稍大于壓差的。具體分析如下：圖5-10各指標隨水平變化情況Fig.5-10Eachindicatorvarieswiththelevel（1）流量比qr（G）對壓差和水蒸氣的影響從表5-4看出，對壓差和水蒸氣回收率來講，流量比的極差都是最大的，也就是流量比是影響最大的因素，從圖5-10看出，流量比qr取第2水平為最好，對壓差和水蒸氣來講來說，極差都不是最大。（2）波紋傾角對壓差和水蒸氣的影響從表5-4看出，對水蒸氣回收率來講，波紋傾角的極差最小，即波紋傾角對水蒸氣回收率的影響最小，但是對于壓差來講，波紋傾角的極差既不是最大也不是最小，因此波紋傾角對壓差和波紋傾角并不是主要影響因素。從圖5-10看出，波紋傾角為60度時，壓差最小，水蒸氣回收率較大，因此波紋傾角選擇60°最好。（3）波紋高度h對壓差和水蒸氣的影響從表5-4看出，對壓差來講，波紋高度的極差最小，因此波紋高度對壓差的影響最?。粚λ魵饣厥章蕘碇v，波紋高都的極差不是最大也不是最小，屬于次要影響因素。根據(jù)附錄一可知，當波紋高都為5mm時，水蒸氣回收率最大，因此，波紋高度選5mm最好。通過各