摘要：本文以實(shí)際液體除濕空調(diào)系統(tǒng)為對(duì)象，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，改變系統(tǒng)中除濕器入口空氣及溶液的參數(shù)，得出空氣出口溫、濕度隨之變化的狀況。并與理論模擬計(jì)算值比較，獲得實(shí)驗(yàn)值和理論值有相同的變化趨勢(shì)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。由此得出在諸多的入口參數(shù)中，溶液的溫度和流量的變化對(duì)空氣出口溫、濕度影響較大，空氣的出口溫度實(shí)驗(yàn)值偏小于理論值，空氣的出口濕度實(shí)驗(yàn)值偏大于理論值。這將對(duì)液體除濕空調(diào)系統(tǒng)的性能分析和設(shè)計(jì)提供幫助。
關(guān)鍵詞：液體除濕空調(diào)系統(tǒng) 除濕器 實(shí)驗(yàn) 性能分析
液體除濕空調(diào)系統(tǒng)對(duì)驅(qū)動(dòng)熱源的要求較低，一般的工業(yè)余熱、廢熱以及地?zé)帷⑻柲苣芸稍偕牡推肺荒茉淳衫茫瑧?yīng)用研究具有廣闊的前景。
除濕器是液體除濕空調(diào)系統(tǒng)的核心裝置，常用的有“絕熱型除濕器” 和“內(nèi)冷式除濕器”兩種。對(duì)除濕器的數(shù)學(xué)分析，R.E.Treybalt用“微元控制體模型”方法，將絕熱型除濕器沿高度方向劃分為微元控制體，在穩(wěn)定除濕狀態(tài)下，推導(dǎo)出傳熱傳質(zhì)的控制微分方程[1]，H.M.Factor、G.Grossman、P.Gandhidasan等人在數(shù)值算法上作了一些改進(jìn)，使其能夠較好地求解發(fā)生在絕熱型除濕器中的傳熱傳質(zhì)過程[2] [3] [4]。由于除濕過程是放熱過程，為了提高除濕效率，除濕過程需進(jìn)行冷卻，使除濕溶液保持較低的蒸氣壓力，即采用內(nèi)冷式除濕器，該技術(shù)也有眾多學(xué)者進(jìn)行了研究，認(rèn)為除濕器內(nèi)除濕溶液以降膜的形式與被處理空氣接觸，進(jìn)行傳熱傳質(zhì)[5][6][7]。實(shí)際上，除濕器內(nèi)的傳熱傳質(zhì)過程是一個(gè)很復(fù)雜的過程，除濕的性能受多因素的影響，而在數(shù)值的模擬過程中，往往忽略了這些影響的因素。因此，除濕器的實(shí)際效果和理論模擬會(huì)有一定的差異。隨著液體除濕空調(diào)趨于實(shí)用，分析實(shí)際運(yùn)行和理論計(jì)算間工作參數(shù)的差異，對(duì)今后的系統(tǒng)設(shè)計(jì)和運(yùn)行調(diào)整會(huì)有幫助。本文就除濕空調(diào)系統(tǒng)中的除濕器的性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，并將測(cè)定的數(shù)據(jù)與理論計(jì)算值進(jìn)行比較。
1 除濕器的數(shù)學(xué)模型
除濕器的數(shù)學(xué)模型，通常采用雙膜理論進(jìn)行分析。本系統(tǒng)采用的裝置為絕熱型填料塔除濕器，溶液從填料上方噴淋，空氣從填料下方進(jìn)入，兩者在填料間進(jìn)行逆向流動(dòng)的傳熱傳質(zhì).
2 液體除濕空調(diào)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及除濕器試驗(yàn)方法
空氣除濕空調(diào)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由除濕器、再生器、加濕器和溶液冷卻器等主體部件構(gòu)成。各設(shè)備按溶液與空氣流程依次布置，如圖2所示。其中除濕器結(jié)構(gòu)形式為無冷卻逆流式填料塔。填料塔直徑為0.3m，填料的比表面積350 m2/m3；填料的平均當(dāng)量直徑為0.01 m；填料高度1.0 m。液體除濕劑采用LiCl溶液。
除濕器的實(shí)驗(yàn)研究主要是在空氣與溶液的流量穩(wěn)定時(shí)，調(diào)節(jié)空氣與溶液的入口工況，研究其出口參數(shù)——空氣的出口溫度與濕度和理論模擬值的接近程度和變化趨勢(shì)。本實(shí)驗(yàn)為了實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有可比性，各工況參數(shù)設(shè)有參照值，具體各值為：
1 環(huán)境溫度35 ℃，大氣壓力1.01×105 Pa；
2 溶液的入口濃度40 %，溶液的入口溫度30℃，溶液的入口流量920 L/h；
3 空氣的入口溫度35 ℃，空氣的入口濕度20g/kgDA，空氣的入口流量390 m3/h；
實(shí)驗(yàn)的主要實(shí)驗(yàn)內(nèi)容是，分別改變?nèi)芤喝肟诘臏囟取舛群土髁浚约氨惶幚砜諝獾娜肟跍囟群蜐穸葪l件下，觀察除濕器出口空氣的溫、濕度變化，并和理論值進(jìn)行比較。
?
3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論
實(shí)驗(yàn)結(jié)果經(jīng)過整理，填料塔除濕器當(dāng)某一參數(shù)改變時(shí)，被處理空氣的溫、濕度的變化趨勢(shì)與實(shí)際結(jié)果同模型計(jì)算結(jié)果有著相同的變化趨勢(shì)，實(shí)驗(yàn)值和理論值吻合較好。
a．空氣除濕后的出口溫度在各工況下都同溶液的入口溫度非常接近，除濕后空氣的濕度也與溶液的溫度成正比例關(guān)系，這說明在實(shí)際運(yùn)行中被除濕處理空氣的出口狀態(tài)受溶液入口溫度的影響具有決定性，保持在除濕過程中溶液的溫度將有利于空氣的除濕效果；
b．在溶液流量比較小時(shí)，空氣出口溫度與濕度明顯升高，一是因?yàn)槿芤毫髁窟^小，不能保證填料充分潤濕，傳熱傳質(zhì)面積減小，除濕性能下降；二是溶液流量過小，溶液熱容量減小，溶液吸濕時(shí)產(chǎn)生的潛熱使溶液的溫度上升，降低了除濕劑的吸濕能力。在本文所研究的實(shí)驗(yàn)條件下，如圖5所示，溶液流量為700L/h時(shí)，是除濕性能顯著改變的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。由此可見，除濕器要有良好的吸濕性能，一定要有合適的溶液流量，或者說要有合適的空氣溶液流量比；
c．溶液的入口濃度對(duì)空氣溫度變化不大，而影響著空氣出口的濕度，空氣的出口濕度影響著把空氣絕熱加濕后可達(dá)的空氣狀態(tài)。當(dāng)空調(diào)送風(fēng)溫度為25℃時(shí)，溶液的濃度可以在32%，當(dāng)送風(fēng)溫度要求為20℃時(shí)，溶液的濃度必須提高到40%。
d．進(jìn)口空氣所處的熱力狀態(tài)對(duì)空氣出口參數(shù)的影響較小。
4 結(jié)論
a．實(shí)驗(yàn)值和理論值有相同的變化趨勢(shì)，雙膜理論用于除濕塔熱力分析可行。
b．在除濕過程中，，溶液的入口參數(shù)對(duì)處理后空氣溫、濕度的影響大于空氣的入口參數(shù)。
c．實(shí)驗(yàn)值和理論值之間存在偏差，空氣的出口溫度實(shí)驗(yàn)值偏小于理論值，空氣的出口濕度實(shí)驗(yàn)值偏大于理論值。
參考文獻(xiàn)
1. R. E. Treybal. Adiabatic gas absorption and stripping in packed towers. Industrial and Engineering Chemistry. 1969: 61～68.
2. H. M. Factor and Gershon Grossman. A packed bed dehumidifier/regenerator for solar air conditioning with liquid desiccants. Solar Energy, 1980: 541-550.
3. P. Oandhidasan, C. F. Kettleborough and M. Rifat Ullah. Calculation of heat and mass transfer coefficients in a packed tower operating with a desiccant-air contact system. Solar Energy Engineering, ASME, 1986: 123-127.
4. P. Gandhidasan, U. Rifat Ullah and C. F. Kettleborough. Analysis of heat and mass transfer between a desiccant-air system in a packet tower. Journal of Solar Energy Engineering, 1978: 89-93.
5. H. L.Goff, A.Ramadance. Modeling the coupled heat and mass transfer in a falling film. Heat Transfer. 1986: 1971-1976.
6. A.I.Zografos, C.Petroff. A liquid desiccant dehumidifier performance model. Transactions of ASHRAE.1991: 650-656.
7. G.Gmssman. Analysis of diffusion-thermo effects in film absorption. Heat Transfer.1986: 1977-1982.
?
