空气流动 – 热量和质量传递
第2章显示，改善加湿器的传热和传质可以显着改善太阳能HDH海水淡化系统的性能。在这方面，第3章提出了空气和下降水之间的交叉流相互作用。考虑到流动的性质和相的相互作用对转移过程有重大影响，进行了一系列实验来识别并绘制不同的流量制度。前一章中开发的流态图可用于指导热量和质量传递过程的研究。为解决这个问题，另一项实验研究旨在测量已确定的流动状态下的传热和传质速率。
为了能够将热量和质量传递过程推广到热量和质量交换器的设计，它们应该以无量纲的方式进行配制。Nusselt和Sherwood数字分别是用于描述热量和质量传递现象的代表性无量纲数字。考虑到质量传递过程，舍伍德数由公式39定义。
公式41中的比湿度。
并且假设水蒸气是理想气体，蒸汽密度（p v）可以从公式42计算。
光伏Pv_RJ
（42）
在传热方面，努塞尔数的实验值由方程式43定义。
（43）
传热系数（h）可由方程式44确定。
，_ Qconv ~A（T f – 太）
（44）
薄膜温度（7 /）是空气和水流的平均温度。正如前面提到的，辐射热传递的影响被忽略，因此，对流热传递的速率（Q” ç〇NV）可以由等式45来确定。
Qconv~Qt~Qev （45）
其中，总传热速率（Q t）和蒸发传热速率（Qev）分别在方程式46和47中给出。
68
Qt = ^ ai ^ out “” ^ a.in）
（46）
（47）
Qev~ ^ ev ^ fg
（48）
对于许多简单的强制对流过程，努塞尔数是雷诺数和普朗特数的函数，如公式48 [79]所示，
Nu = f（Re f Pr）
（49）
类似地，舍伍德数由雷诺兹和施密特数控制，如公式49 [79]所示。
Sh = f {Re r Sc）
在热和浓度边界条件相同的情况下，Nusselt和Sherwood数的数学函数相似[79]。在更复杂的条件下，除了Reynolds和Prandtl数[112-115]之外，Nusselt数可能受其他一些无量纲群控制。类似地，舍伍德数可能是由雷诺和施密特数以外的无量纲群来表征的[116,117]。因此，为了根据努塞尔数和舍伍德数来建立传热传质的相关性，应该事先确定描述传热和传质现象的无量纲基团。
为此，采用了白金汉n 定理，以便在下降水的特定情况下识别有效的无量纲群。
69
由管道akflow划过。该分析详见附录B，提供了8个独立的无量纲组，如表5所示。
| 表5.独立的无量纲组 | ||||||||||||||||
|
传统的无量纲群被识别如下：tti是蒂努塞尔数{Nu \ 是雷诺数（Re），ns 是Peclet数（Pe），715 4是Tiie Bodenstein （Bd）或质量Peclet （Pe m）数和717 “ 1是蒸发数（N ev）。 分组和713 传递普朗特数（Pr），712 和715的组合给出施密特数（Sc）。
如表5中所示，一些新的因次群也被确定为如下：214 是显热传递到空气流的惯性之比和丌6 是传质系数的特征速度的比率。Tig是膜条件下水的焓含量与空气流的动能之比，可以认为是热量和质量传递相关的无量纲组。
应该注意的是，用于绘制流动状态的韦伯数在该分析中没有特征，因为它表征了流体的力学而不是热量和质量传递。
选择实验方法来表征和开发每种相互作用模式的交叉流配置中的热量和质量传递的相关性。在该实验中使用的装置，如图46所示，与详细描述的装置相同
70
在第3章中。在这种情况下，实验的目的是测量传热和传质。为了确定传热系数和传质系数，使用一组三个湿度/温度传感器（Sen sir ion SHT71），相对湿度精度为±0.3％，标准室温度精度为± 〇.4 °C。将这些传感器中的两个放置在片材上，测量气流穿过水片时湿度和温度的变化，并将第三个传感器放置在设备外部以监测室内条件。第一个传感器放在喷嘴前面，以便在接触水板之前记录空气状况。传感器记录接触后的空气的条件下放置300 毫米在喷嘴下游，所以在读数之前完成空气和水的相互作用。使用Sensirion评估套件（EK-H4）记录来自传感器的数据。另外，使用一组两个精度为±0.3的热电偶（伴随着PicoLog（TC08）数据记录器）来记录与气流接触之前和之后的水温。辅助热水器用于控制进水温度。
在实验过程中，评估了空气和水的流速以及入口水温和通道高度的影响。如先前在3.2节中所述测定空气和水的流速。空气温度和湿度是
71
在实验中没有控制，但仔细监测。系统压力也未得到控制，但大气压力是通过水银气压计 {Griffin＆Sons）测量的。表6显示了实验的条件。附录A分析了与这些测量相关的不确定性。
| 表6.传热和传质测量的实验条件 | ||||||||||||||||||
|
4.3。结果：传热传质相关
根据实验期间进行的测量和先前定义的无量纲参数，确定每种测试条件的传热和传质系数。
还测试了交叉流相互作用的热量和质量传递之间的类比。在这方面，注意到，由于实验的低温条件，所提供的大量热能将用于克服潜热。在此基础上，可以合理地预期热量和质量传递之间的类比将解释这一点。在这方面，通过对由Buckingham ％定理识别的无量纲参数进行最小二乘分析，开发了Chilton-Colburn类比的修改版本，如等式50所示。
72
/ it = jPa ^ Va
（50）
在这一分析的传热和传质之间的“类比”中详细
然而，本研究未使用附录C，因为传热和传质数据均为
从实验测量确定。
关于传热和传质，Nusselt和Sherwood数的相关性通常以幂函数的形式报告[79]。基于此，试图将Nusselt和Sherwood数作为幂函数，包括有效的无量纲参数。为了定义这些相关性，对从实验数据确定的Nusselt和Sherwood数进行最小二乘分析。以下部分详细介绍了第3章中确定的不同交互模式的分析。
如果气流不足以破坏片材，则可以在空气交叉流中形成稳定的水片。在恒定的气流速率下增加水流速会增加水板的面积，这会增加堵塞率，从而增加通过板材时的空气流速。在稳定的片材条件下，这种阻塞率的增加可能改善传热和传质过程。在这方面，“水与空气质量流量比”被认为是描述“稳定9片”的传质系数的有效无量纲参数。有了这个，舍伍德数的相关性被定义为由白金汉n 确定的与质量转移相关的无量纲群的函数。 定理和质量流量比，如公式51所示。
73
Sh = aRe x Sc y N ev z n 8 {
\中号一个 Ĵ
（51）
对等式51执行最小二乘分析，确定等式52中所示的相关系数。
SH = 3.95 X升〇– 6 / E？188 5C A43 YV EI ; 0 – 43 7Z：8 – 0 – 430.88
（52）
从该相关性，如图47所示，可以看出，来自相关性的85％以上的预测数据位于由等式39确定的实验值的25％之内。
3SS-Cadxaqg
0 1000 2000 3000 4000
图47.实验舍伍德数与计算值在等式52中，发现施密特和蒸发数的指数相等，并且7的指数保持施密特和蒸发数的指数的负值。因此，可以简化等式52，如等式53所示。
74
Sh = 3.95 x 10~ 6 Re 188
（53）
蒸发数和7i8的比率实际上是在薄膜条件下水的蒸发焓与空气的焓含量之比，其中空气在空气和水的平均温度下饱和。在该上下文中，该比率将被称为焓比，并且该比率与施密特数的乘积形成新的无量纲数。从这里开始，这将被称为施密特数
蒸发，如公式54中所定义。
（54）
通过检查，可以得出结论，该施密特蒸发数表示相对于所需蒸发热的粘性扩散和质量扩散以及在膜条件下本体流的焓含量。这种新的无量纲数表征了低温蒸发过程中的传质。
现在，公式53中给出的舍伍德数的相关性可以简化为公式55。
Sh = 3.95 x 10~ 6 Re 188 Sc ev 0A3 （55）
由于努塞尔数是舍伍德数的传热当量，并且由于热量和质量传递的机制在功能上相似，因此预计努塞尔数的相关性与舍伍德相关性相似。因此，
75
将努塞尔数的相关性设定为与传热相关的无量纲的函数
来自Buckingham ％定理的组和质量流量比如公式56所示。
Nu = aRe x Pr y N e
（56）
对公式56中给出的努塞尔数进行最小二乘分析，确定公式57中给出的相关常数。
Nu = 3.95 X 10-^ e ^^ Pr 0 43 ^ 0 – 43 ^ – 043
0.88
（57）
如图48所示，来自该相关性的85％的数据超过了努塞尔数的实验值的25％。
76
类似于舍伍德数的相关性，无量纲群; 7，可以组合普朗特和蒸发数，这将公式57减少到公式58。
Nu = 3.95 X 10~ 6 Re 188
（58）
Prandtl数和7is与蒸发数之比的乘积，如公式59所示，形成一个新的无量纲群，以下称为Prandtl
蒸发量。
CPa ^ g h fg
PrN ev = k a y ch 2 = cp a \ i a h fg = ^ h fg
TT 8 ħ ˚F ķ 一个 ħ ˚F ħ ˚F
7T〜2
（59）
Prandtl蒸发次数表示相对于蒸发焓的粘性扩散与热扩散的比率以及在其膜条件下空气流的焓含量。因此，较高的值表明粘性扩散是主要机制。蒸发潜热与大量流体热容的比率是低温蒸发过程的特征，其中蒸发焓显着高于输送到系统的蒸发焓。
在此之后，努塞尔数具有与舍伍德数相似的函数形式，并且被确定为雷诺数和普朗特蒸发数以及水与空气质量流量比的函数。公式60显示了从这项工作中发现的努塞尔数的经验关系。
77
0.88
Nu = 3.95×10 -6 Re 68 Pr ev 0A3
（60）
在相对低的水流速和高气流速率下形成破碎的片材。与稳定的片材相比，水片对气流的横截面积的影响非常小。由于导致破碎片材的水流速度范围窄，因此发现水的质量流速和质量流量比对质量传递实际上是无效的。因此，Sherwood数的函数形式被认为是来自Buckingham n 定理的与质量传递相关的无量纲群的函数，如等式61中给出的。
Sh = aRe x Sc y N ev z n 8 t （61）
通过执行最小二乘分析，确定相关系数，其定义了Sherwood数，如等式62所示。
Sh = 0.00035 i？e 2 – 9 5c 2 – 9 yv ei7 0 – 91 7z：8 – 0 000335 （62）
如图49所示，经验相关性计算结果的80％以上都在舍伍德数的实验值的25％以内。
78
7000
| 破碎的床单
12500 <RE <22500 1.5 <我们<3.5 | |
| 6000
5000 4000 3000 2000 1000 | |
| 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
8 ħ CORRE我一个 TI 〇 Ñ 图49.实验舍伍德数与经验值的相应值 相关 |
公式62中的雷诺数和施密特数的指数相等，并且组合形成Bodenstein数（质量传递Peclet数）。7is的非常小的指数表明，在测试的范围内，该数字不会影响舍伍德数的值，并且可以从相关性中排除。因此，等式62可以简化为等式63。
（63）
Sh = 0.00035 Bd 2 – 9 N ev om
这可以通过以下事实来解释：在破碎的片材中，水片破裂成较小的手指或液滴，并且由于气流远高于水流速，因此水温迅速下降至空气的湿球温度。蒸发冷却的结果。在这些情况下，薄膜温度将是空气流的湿球温度。因此，传质的主要机制是通过平流，这可以用Bodenstein数来描述。在另一
79
一方面，一些传质是由于气流通过粘性扩散导致薄片破裂而发生的，其中驱动力是气流的动能。
类似于Sherwood数，Nusselt数被确定为Peclet数的函数，它相当于传热中的Bodenstein数和蒸发数。由于热量和质量传递的类比，努塞尔数的函数形式类似于描述舍伍德数的函数形式，并由公式64给出。
Nu = 0.00035 Pe 2 9 N ev om （64）
如图50所示，超过80％的计算数据在努塞尔数的实验值的25％以内。
| NU CORRE我一个 TI 〇Ñ
图50.实验Nusselt数与相应的计算值 |
80
在高水流速下增加气流导致形成扑动的水。由于高流速的水，在扑动片的条件下的传热和传质机制类似于稳定的片材。然而，由于该流动状态的扑动性质，阻塞率不断变化。这使得气流的横截面积与水流速无关，因此，发现质量流量比对舍伍德数的影响很小。因此，Sherwood数的初始相关性被写为来自Buckingham n 定理的质量传递相关无量纲群的函数，如等式65所示。
Sh = aRe x Sc y N ev z n s t （65）
使用最小二乘分析来确定相关系数，得到方程66。
Sh = 4.78 x 10~ 8 Re 2 23 Sc 117 N ^ Uq- 1 – 17（66）
类似于稳定板的舍伍德数的相关性，施密特的指数和蒸发数相等，并且7i8的指数保持施密特和蒸发数的指数的负值。因此，扑动片的舍伍德数相关性可以表示为等式67中给出的雷诺数和施密特蒸发数的函数。
Sh = 4.78 x 10~ 8 Re 2 23 Sc ev 117 （67）
舍伍德数的预测值和测量值的比较显示在图51中，其中可以看出超过80％的预测值，在实验值的30％的范围内。
| _拍打表
12500 <Re <22500 3.5 <We <7 | |
| 12000
10000 8000 6000 4000 2000 | |
| 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 1400C
嘘CORRE我一个 TI 〇 ü 图51.实验舍伍德与拍打片的相关性 | |
考虑到扑翼板中的热传递，类似于舍伍德数，努塞尔数的相关性最初设定为来自方程68中给出的白金汉71 定理中与传热相关的无量纲组的函数。
Nu = aRe x PryN ev z n 8 t （68）
通过执行最小二乘分析确定的相关系数在等式69中给出。
NU = 4.78 X 升〇– 8重新2 – 23镨117 ñ EV 117 Ñ 8〜117 （69）
82
图52中绘制的努塞尔数的预测值和实验值的比较表明，超过80％的计算数据在实验值的30％范围内。
| 图52.努塞尔数与实验值的相关性比较 |
在方程式69中可以看出Prandtl和蒸发数的指数是相等的并且指数为7i8 ？保持普朗特指数和蒸发数的负值。因此，可以将Nusselt扑动片数量的相关性定义为雷诺数和Prandtl蒸发数的函数，如公式70所示。
Nu = 4.78 x 10~ 8 Re 2 23 Pr ev 117 （70）
83
4.4。实验结论
进行实验研究以在空气和下落的水片的交叉流相互作用中在不同的流动状态中制定热量和质量传递的强度。使用Buckingham n 定理和最小二乘分析确定了Nusselt和Sherwood数的稳定，破碎和扑动片的相关性。表7显示了导出的相关性及其发生范围的总结。
| 表7. 横向液体和气体相互作用的Sherwood和Nusselt数的实验相关性_ | ||||||||||||||||||||||||||||||
| ||||||||||||||||||||||||||||||
| 从这些分析中，确定了新的无量纲参数来表征 |
低温蒸发过程的转移现象。这些参数之一定义为在膜条件下蒸发焓与空气焓的比率，其被称为焓比。在考虑传热过程时，该参数和普朗特数的乘积产生了新的无量纲数，其被命名为Prandtl蒸发数。同样的，
84
关于传质，施密特蒸发次数定义为施密特数和焓比的乘积。
对于’稳定9由于气流的惯性较弱，两个流不能有效地混合，因此转移区域限于水板的面积。这导致最弱的热量和质量传递强度。注意到质量流量比是用于描述热量和质量传递的相关性的附加无量纲参数。这可以通过水的质量流量对空气通过水板时的相对速度的影响来解释。因此，舍伍德数的相关性被定义为雷诺数和施密特蒸发数以及质量流量比的函数。类似于传质，确定努塞尔数是雷诺数，普朗特蒸发数和空气和水的质量流量比的函数。
对于’破碎的5片，由于液滴形成，提供了大的转移区域，这导致更高的热量和质量传递强度。然而，由于水的质量流速相对较低，水温在空气流中迅速下降，这减少了传递现象。发现在传质方面，舍伍德数是Bodenstein和蒸发数的函数。类似地，在传热侧，基于Peclet和蒸发数描述了努塞尔数。
对于’拍打9张纸，由于水流的振荡，气流在水周围连续变化，这显着改善了转移过程。此外，片材尾端处的液滴形成提供了大的转移区域，这也有助于传热和传质。因此，正如预期的那样，对于拍打片材观察到更高的热量和质量传递强度。考虑到质量
转移时，舍伍德数的相关性表示为雷诺数和施密特蒸发数的函数，类似于传热，努塞尔数被定义为雷诺数和普兰特蒸发数的函数。
在第2章中提出的加湿器中，空气和水的相互作用是一种简单的逆流接触，它不会混合流体。与本章所示的级联加湿器中的相互作用模式相比，这似乎效果较差。因此，预计级联加湿器的性能将显着高于第2章中建模的简单长通道。这将证明基于已开发的传热和质量传递相关性对级联加湿器进行数学建模的尝试是合理的。在这一章当中。
86
第5章：使用级联加湿器的先进HDH海水淡化系统的数学建模
5.1。介绍
如前所述，似乎尚未研究在HDH海水淡化系统中应用级联加湿器。基于第4章中获得的传热和传质的关系，以及第3章中提出的流态图，人们可以开发出一种可用于提高简单效率的级联加湿器。第2章提出的HDH海水淡化系统。
5.2。模型开发：级联加湿器
在所提出的级联加湿器中，水从顶部进入加湿器并流过第一托盘。在托盘的尾端，水落到下面的托盘上，然后流过第二个托盘。空气从与水流相反的方向从底部吹入加湿器，这在托盘上形成逆流流动模式。一旦空气到达托盘的尾端，它就会通过落下的水，这会在托盘的尾端产生交叉流动模式。在第2章中，流过托盘的气流被建模为在不对称加热的矩形管道中流动。湍流条件的努塞尔数在公式30中给出，其在公式71中重复。
（71）
类似于传热，层流的舍伍德数为3.39，并且对于湍流，由等式32确定，其在等式72中重复。
SH = ？0.023 / E° – 8 5C 1 / 3 （72）
将交叉流添加到该系统中，确定表8中给出的Sherwood和Nusselt数的相关性，用于稳定（方程55和60），破坏（方程63和64）和扑动片（方程67和70）。
表8.Surwood和Nusselt数字对交叉流动液体和气体相互作用的实验相关性
流动状态
标准
实验相关性
（74）
知道实验的舍伍德数，传质系数由公式75计算。
（76）
类似地，质量转移率由公式76确定。
了解热量和质量传递的速率，并应用能量平衡，预测了加湿器两端的空气和水的条件。
工程方程求解器（EES）用于模拟这种级联加湿器。如图53所示的迭代算法被设计成基于每个流的入口流速和条件以及加湿器的特性来计算出口空气的温度和湿度以及水的出口温度。
该模型首先假定水的出口温度为入口空气的湿球温度，作为系统的最低可能温度。在第二步中，它使用表8中给出的公式计算第一次横流与水接触后的空气条件，并考虑由于蒸发冷却低于饱和条件，空气的焓保持恒定。在水板上施加能量平衡，可以确定最后一个塔盘尾端的水的焓和水温。此后，如果空气未饱和，则为模型
89
基于等式71和72计算逆流相互作用后的空气条件。
| 是
r报告>，结果J |
图53.加湿器模型的流程图再次应用能量平衡，前端的水温
托盘可以确定。然后模型检查气流的状况，如果不是
但饱和，重复上述过程。否则，计算空气条件，
90
考虑加热和加湿过程。连续地解决每个托盘，可以确定顶部托盘前端的水温以及排出空气的状况。
确定顶部托盘的入口温度后，程序会对其进行比较
基于预定义的给定加湿器的入口水温
收敛极限。如果误差在可接受的范围内（<0.01°C）9，模型将报告出口水温以及排出的湿度和温度。否则，将根据计算的值来细化初始猜测值
错误。
可以基于蒸发总量以及排出空气的条件来评估加湿器的性能。通过改变操作参数和流体条件对蒸发速率以及废气温度进行灵敏度分析。表9显示了检查的变量，它们的变化范围和它们的标称值。
| 表9.级联加湿器中的操作参数范围 | ||||||||||||||||||||||||
|
考虑到HDH海水淡化系统的整体性能，第2章也表明，离开加湿器的水流温度对系统的产量有影响。因此，除了空气的条件
91
在离开加湿器的流中，出口水的温度也被考虑在灵敏度分析中。
如图54和图55所示，预热空气流对提高排放盐水的温度有显着影响，但对提高排气温度和蒸发速率的影响很小。然而，增加加湿器入口水的温度对空气和水流的出口条件显示出显着的影响。
92
在恒定的水流速下增加气流速率将流动状态从稳定的片材转变为拍打或破碎的片材，这取决于水的流速。如图56所示，在“稳定板”条件下，当热量和质量传递强度较弱时，增加气流速率，最初会降低出口空气和水流的温度，但会增加总蒸发速率。由于传热和传质速率直接与两种流体之间的相互作用机理相关，因此在空气通道的特定纵横比下，改变空气和水质量流速会改变流动状态。因此，除了空气和水流的入口条件之外，还需要考虑空气和水流速的影响。
在足够高的水流速下，气流速率进一步增加到大约0.012 m 3 / s 以上会使流动状态转变为扑动并因此
93
增强传热和传质过程。这导致更高的蒸发速率并因此导致水流的温度下降更大。
增加气流速率会增加雷诺数的空气流量以及气流的水分承载能力，并改善传递现象。这些提高了总蒸发速率，并因此增加了加湿器中水流的温度变化。另一方面，由于供应的空气质量较大，增加气流速率会降低加湿器中气流的温度变化。一旦排气温度达到其最大可能温度约0.015 m 2 / s （对于给定的蒸发区域，水和空气入口温度和水流速），增加气流速率会降低排气温度，因为供应的空气量更大。
在较低的水流速下，增加气流速率会导致流动状态从稳定转变为破碎，其中热量和质量传递过程较弱。因此，如图57所示，蒸发速率以及出口
94
的空气的温度降低，而与在约0.014的气流速率流动状态的变化的吐水温度的增加米小号 /秒。然而，破裂的流动状态发生在较高的空气流速下，其中雷诺数的空气较大。因此，在流动状态被破坏的同时，增加气流速率增强了热量和质量传递的强度。这将增加最初排出空气的温度，但是如在图57所示的排出空气的温度下降为高于约0.03的流速米2 /秒。这可以通过以下事实来解释：来自水流的提取的热量被转移到更大质量的空气中。
| 4-
（S /§> I）^ M / rv ^ BrtUOPBJOdBAW | UO）』GrJ32adsaH
8642086420 3333322222 | |
| 0.005 0.01 0.015 0.02 ＃ 0.025 0.03
空气流量，m a（m 3 / s） 0.035 图57.气流速率对低水流速下加湿器的蒸发速率和出口空气和水温的影响 | ||
考虑较低的气流速率，在横流相互作用中的流动状态是稳定的，如图58所示，排气温度，排放水和蒸发速率随着水流速的增加而增加，但增加的影响不大。排水温度。在入口水温保持恒定且流态稳定（低气流速率）的同时增加水流速增加了质量流量比，这直接增强了转移过程。作为一个
95
结果，排出空气的温度和蒸发速率随着水流速的增加而增加，而排出水的温度趋于降低。然而，增加水流速会降低水流中的温度下降，因为较大质量的水会损失到空气流中的热量。
XL 〇– 4
| 5- 7 – 6 – 5 – 4 – 3 – 2 – 1 1
A 11 11 11 11 11 11 11 A | （30）h«JS2adsaH
-54321098-w）33333322c | |
| 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2
水流量，m w（m 3 / s） 图58.增加水流速对空气和水的蒸发速率和出口温度的影响（稳定模式） | ||
现在，考虑到水流速的影响，可以概述增加水流速，一方面通过影响气流的雷诺数来改善传输过程，另一方面通过增加系统的输入热量来改善传输过程。 。因此，如图59所示，排出水的温度降低，而排气温度随着水流速的增加而增加。
进一步增加水流速将流动转换为扑动模式，这显着增强了转移过程。因此，如示于图59中，在围绕2.65xl的水流量〇“ 5 米2 / s时，显着增加被认为在出口空气温度和蒸发率。
96
在较高的水流速下，较大质量的水会失去热量到达气流，因此，当水流速增加超过大约3.1 x10 -5 m s / s 时，排水温度会升高。但是，进水温度会受到限制排气的温度，结果是水分承载能力和蒸发速率，因此，通过将水流量增加到3.1xl〇- 5 m 3 / s 以上，排气温度和蒸发率只会略微增加。
图59.水流速对空气和水的出口温度的影响
加湿器（破碎和闪光模式）
最后，如图60所示，扩大加湿器的面积会增加蒸发速率和排出的潮湿空气的温度，同时降低排出水的温度。通过在加湿器中添加额外的托盘可以增加蒸发面积，这也增加了系统中的横流接触的数量。在这方面，入口水的温度限制了空气的温度和水分承载能力，结果是蒸发速率。因此，如示于图60，增加蒸发面积超出0.45米2不提供
蒸发速率显着增加，因此空气和水的出口温度仅略有变化。
| Q-7- 4 3 2- 1 （s / sw）$ M /»v ^ c« piUOJ：^。loa c« Ag | uUBSUdiH
-420864208 -333222221 | |
| 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6 0.65 0.7 0.75 0.8
加湿区，（m 2） 图60.蒸发面积对蒸发速率和出口温度的影响 空气和水 | ||
加湿器的模型在级联配置中显示出有效的转移现象，这证明在简单的HDH脱盐系统中应用级联加湿器是合理的。
在第2章中，太阳HDH海水淡化系统以数学方式建模。在模拟系统中，使用标准太阳能集热器作为加热器，冷凝器和节能器是单通道壳体和双通管热交换器，并且具有矩形横截面的简单长通道被认为是加湿器。使用与第2章相同的气候条件，本次调查考虑了新西兰的典型夏季，其中吸收板上的平均辐射为1000 W / m 2，平均风速为5 m / s。平均海水
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假设温度为15℃，环境空气温度为20℃，相对湿度为50％。
在本节中，将对第2章中建模的太阳能海水淡化系统中的模拟级联加湿器的性能进行检查，并与使用长通道加湿器的系统进行比较。表10给出了级联加湿器和系统其他部分的设计参数。
| 表10.使用级联加湿器的HDH脱盐设计参数 | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
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为了能够为特定位置设计和开发HDH海水淡化系统，需要评估气候和操作参数对生产率的敏感性。表11显示了检查参数的范围和标称值。
| 表11.灵敏度分析的自变量的Ran ^ e | ||||||||||||||||||||
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如图61所示，增加吸收板上接收的辐射，将额外的能量注入水流中，从而增加加湿器中的蒸发，最终增加系统的产量。如图61所示，对于接收到的相同辐射，带有级联加湿器的系统产生更多
与具有长通道加湿器的系统相比，淡水。
图61.变异生产抗辐射的。如图62中所示，增加的气流速率最初增加了系统的生产，而且上述0.8×1 O” 2米2 / s的具有还原作用。然后，进一步将气流速率增加到1.2 × 10 -2 m 3 / s以上会增加系统的产量。增加气流速率增强了加湿器中气流的湍流，并且还增加了气流的水分承载能力。这增加了加湿器中的蒸发速率，但是由于较大的空气体积减少了加湿器和除湿器中的空气温度的变化。
另一方面，由于蒸发速率增加，增加气流速率对水流具有冷却效果。结果，到太阳能热水器的入口水流不能有效地预热。这降低了加湿器入口水的温度，并起到减少系统产量的作用。因此，如图62所示，将气流速率增加到0.8> <10~ 2 m 3 / s以上会导致系统产量的小幅下降。然而，进一步将气流速率增加到1.2 × 10 -2 m 3 / s 以上 会将流动状态转变为“扑动板9”，这显着
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提高了传热和传质的强度，从而提高了饮用水的产量。
V 瓦特 = 3.3xl 〇– 5米3 /秒Ť 瓦特，在 = 15 〇蚓Ta中，m = 2 〇°C G 吨 = 1000瓦/米2 甲ħ MD = 〇 -49米2 甲CON D-1 – 6米
0 0.005 0.01 0.015 ＃ 0.02 0.025 0.03 0.035
空气流量，V a i r（m 2 / s）
图62.产量与气流速率的变化现在，考虑增加水流速的影响，可以得出结论：增加水流速会增强除湿器中的冷却过程，但会削弱节能器和太阳能集热器中的预热和加热过程。考虑到这两种效应，增加水流速，非常逐渐地增加系统的产量。此外，水流速的增加将流动状态从破碎片转变为扑动片，这增强了加湿器中的传递现象。如前所述，这增加了蒸发速率，但同时降低了来自加湿器的排出水的温度。因此，如图63所示9 发现增加水流速对生产率的影响非常小。
图63. 生产量与水流量的变化最后，饮用水生产量与加湿器中级联托盘数量的变化如图64所示。在加湿器中添加更多托盘，增加蒸发面积和交叉流量相互作用的数量，这增加了系统的总产量。然而，来自加湿器的排出空气的温度以及因此蒸发速率受到加湿器的入口水温的限制。因此，一旦加湿器中的蒸发速率最大化，增加托盘（或蒸发区域）的数量不会增加产量，除非向系统添加额外的能量。
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| 0.07
0.14 0.21 加湿器表面^ hmd 0.49 0.56 | |
| •1 1
）[9] ）。8 ）[7] Qurjq / ^）uojpnpoj j | |
| 图64.生产中的变化与托盘数量和表面积的关系
加湿器 | |
也就是说，与长管道加湿器相比，级联加湿器是一个
给定加湿器区域的生产显着改善。如图65所示，采用级联蒸发器可以在较低的蒸发区域增加系统的产量。
| 图65. HDH系统与级联和多通道加湿器的比较 |
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5.3。章节结论
级联加湿器，有两种主要类型的空气和水相互作用; 横流和逆流，在本章中进行了建模。简单的逆流相互作用是基于矩形管道中传热和传质的标准相关性建模的，如第2章所述。然而，交叉流相互作用是根据第4章确定的热量和质量传递的相关性建模的。在第3章中确定了流动状态。评估了模拟加湿器对环境条件的敏感性以及操作参数，并且在关于热量和质量传递特性的情况下解释了系统的性能。模型。
此后，为了评估HDH海水淡化系统中级联加湿器的性能，第2章中介绍的太阳能HDH海水淡化系统的模型被修改为包括级联蒸发器。根据不同的操作和气候条件测试了新型HDH海水淡化系统与级联加湿器的灵敏度，并根据其特性解释了系统的性能。观察到在吸收器上接收的总辐射与生产速率之间的线性关系。然而，在较低的空气流速范围内，增加气流速率将产量增加到最佳点，超过该最佳点，由于无效的加湿和除湿过程而减少了产量。然而，生产率，由于流动状态从稳定状态转变为扑动状态，进一步增加了空气流速。由于增加水流量对生产的反对效果，可以看出
水流量对生产率影响很小。还发现通过增加级联托盘的数量来扩大加湿区域，将系统的产量增加到最大点。进一步增加产量需要向系统输入额外的能量。
可以看出，使用级联加湿器可以显着提高HDH脱盐系统的产量，并且似乎是一种简单的解决方案。
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第六章：结论和未来的工作
6.1。结论
已经发现，改善加湿器中的传热和传质过程有可能增加系统的产量。鉴于此，引入了一种新颖的级联加湿器，其在交叉流动相互作用中将空气与下落的水片混合。
在落下的水片上的实验表明，在没有气流的情况下，观察到五种不同形状的水片并且详细描述：“矩形5”，“梯形”，“V形”，“ 4形”和“手指流”片。在存在交叉气流的情况下，确定并表征了四种不同的流动状态：“稳定的片材”，“破碎的片材”， “扑动片”和“稳定的提升片材”。然后根据雷诺数空气和韦伯水数绘制这些图。
这项工作确定了描述空气和水流交叉流相互作用中的传热和传质现象的无量纲参数，并制定了三个新的无量纲参数：普朗特蒸发数，施密特蒸发数和路易斯蒸发数。这些无量纲组用于描述交叉流相互作用中低温蒸发过程中的传递现象。
建立了Nusselt和Sherwood数的一系列相关性，描述了不同流态的转移现象。
此外，还开发了Chilton-Colburn关系的修改版本来描述热量和质量传递之间的类比。
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使用Nusselt和Sherwood数字的公式化相关性，在数学上模拟了级联加湿器。从灵敏度分析中发现，交叉流相互作用中的流动状态的转变将显着影响蒸发速率以及空气和水流的出口温度。
对具有级联加湿器的HDH系统的产量的分析表明，级联加湿器可以将蒸发面积减少到长通道加湿器所需的蒸发面积的近四分之一，并且使系统的产量增加大约15％。
6.2。未来的工作
除了本论文提供的知识外，未来还有许多工作要做。最重要的是，为了能够设计涉及空气与下落的水片的交叉流相互作用的传热和传质装置，需要了解穿过下落的水片的气流的压降。这也使人们能够分析这些设备的运营成本并将其与其他技术进行比较。在此基础上，进一步评估板厚度的影响可能是有益的，因为它直接影响水流的韦伯数和空气流中的压降。
还需要通过执行更多可视化实验来进一步开发流动状态图，尤其是围绕过渡线。这将提供更准确的流程图。为此，检查具有不同板厚度的不同下降高度下的流动状态可能是有利的。
此外，本文没有研究速度，温度和浓度边界层的条件。这将更好地理解热量和质量传递的相关性以及改进的Chilton-Colburn类比。
最后，关于简单HDH脱盐系统的组件的设计和开发，仍然有可能提高系统的产量和效率。例如，设计和分析具有多次空气喷射的级联加湿器可以通过连续供应不饱和空气来增强转移过程。在这种加湿器中，排出的水可以冷却到空气流的湿球温度。这将消除对省煤器的需求，因此可以降低系统的成本。此外，开发太阳能热水器和除湿器还可以改善淡水生产和系统的效率。