王玉剛,陳 奕

(集美大學 海洋裝備與機械工程學院，福建 廈門 361021)

0 引 言

暖通空調(diào)系統(tǒng)不僅耗能多，而且碳排放量也較大，因此會加劇全球的溫室效應(yīng)[1]。蒸發(fā)冷卻空調(diào)以水作為制冷劑，以干空氣能作為制冷驅(qū)動力，是一種節(jié)能環(huán)保的空調(diào)技術(shù)[2]。由于蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)節(jié)能環(huán)保的特點，近年來在國內(nèi)民用建筑中得到了廣泛的應(yīng)用[3-5]，同時在工業(yè)建筑中也有了一定的應(yīng)用[6-7]。但蒸發(fā)冷卻空調(diào)冷卻效率較低導(dǎo)致其體積較大，尤其是多級蒸發(fā)冷卻空調(diào)機組的體積更大，限制了該技術(shù)在我國的推廣應(yīng)用。

近年來，關(guān)于蒸發(fā)冷卻空調(diào)的研究多集中在單級間接蒸發(fā)冷卻器的結(jié)構(gòu)尺寸和空氣狀態(tài)參數(shù)[8-10]、換熱板材料[11-13]等對其冷卻性能的影響，或者單級間接蒸發(fā)冷卻器的火用效率和火用損失的計算分析[14-17]。有關(guān)傳統(tǒng)多級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)的研究主要集中于在干熱氣候條件下測試其性能[18-20]?；诖耍疚淖髡咴谖墨I[21]中建立了傳統(tǒng)三級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)空氣處理過程的火用分析模型，并在典型工況下對系統(tǒng)內(nèi)各級蒸發(fā)冷卻器進行了計算分析。結(jié)果顯示：系統(tǒng)的不可逆損失主要源于間接蒸發(fā)冷卻器內(nèi)熱質(zhì)交換不充分和二次排風；提出了提高間接蒸發(fā)冷卻器能源利用效率，是優(yōu)化三級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)性能的關(guān)鍵。本文針對此改進方向，提出具有較高能源利用效率的三級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)，并計算了該系統(tǒng)熱力學性能；然后，將計算得到的熱力學性能參數(shù)與文獻[21]中傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)的熱力學性能參數(shù)比較分析，由此獲得2種系統(tǒng)的熱力學性能差異。

1 露點蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)的提出

間接蒸發(fā)冷卻器二次空氣在出口處已經(jīng)基本接近飽和狀態(tài)，而二次空氣出口溫度要低于入口溫度。二次空氣出入口溫差是造成二次空氣排風存在火用損失的主要原因，溫差越大造成的排風火用損失越大。此外，二次空氣出入口溫差越大，說明一、二次空氣之間的換熱越不充分，由此而引起的內(nèi)部火用損失也就越大。

在理想情況下，典型逆流露點間接蒸發(fā)冷卻器的二次空氣在干通道內(nèi)受預(yù)冷后溫度接近露點溫度，幾乎處于飽和狀態(tài)；在進入濕通道后幾乎處于飽和加濕過程，熱質(zhì)傳遞勢差幾乎為零[22]，所以其內(nèi)部火用損失也幾乎為零，具有良好的熱力性能。目前，蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)領(lǐng)域的研究熱點是露點間接蒸發(fā)冷卻器。眾多科研人員已從熱力學分析[17]、數(shù)值模擬[23-24]、實驗測試[25]等多角度對其展開了研究，但目前尚未發(fā)現(xiàn)有將其與傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器或直接蒸發(fā)冷卻器結(jié)合使用的報道。本文作者將露點間接蒸發(fā)冷卻器用于傳統(tǒng)三級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)中，以減少系統(tǒng)的不可逆損失，提高系統(tǒng)的能源利用效率。

考慮到露點間接蒸發(fā)冷卻器二次空氣流動方向及排風問題，逆流露點間接蒸發(fā)冷卻器不適合用于多級蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)中，因此考慮將叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器代替?zhèn)鹘y(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器。文獻[21]中建立的三級蒸發(fā)冷卻空調(diào)系統(tǒng)是由兩級傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器加一級直接蒸發(fā)冷卻器串聯(lián)組成。第一級間接蒸發(fā)冷卻器為預(yù)冷段，第二級間接蒸發(fā)冷卻器為再冷段。一次空氣在再冷段內(nèi)的溫降較小，所以本文利用叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器代替第二級傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器，其工作原理圖以及空氣處理過程焓濕圖如圖1(a)、(b)所示。

將叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器與傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器、直接蒸發(fā)冷卻器相結(jié)合構(gòu)成的露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)流程圖和空氣處理過程焓濕圖分別如圖2、3所示[26]。

(b) 空氣處理過程焓濕圖圖 1 叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器Fig.1 Indirect evaporative cooler of cross flow dew point

AA—環(huán)境空氣；CA—冷卻空氣；EA—排風空氣；P—一次空氣；S—二次空氣；IEC—傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器；RIEC—露點間接蒸發(fā)冷卻器；DEC—直接蒸發(fā)冷卻器圖 2 露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)流程Fig.2 The flow of dew point evaporative cooling system

圖 3 露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)空氣處理過程 焓濕圖Fig.3 Psychrometric chart of air treatment process of the system

2 熱力學過程分析

以給定的環(huán)境為基準，理論上能夠最大限度轉(zhuǎn)換為有用功的那部分能量稱之為火用[27]。系統(tǒng)入口空氣為環(huán)境空氣，由干空氣和水蒸氣組成。相對于1 kg干空氣，溫度、壓力、含濕量分別為T、p、d的濕空氣的比火用為

ea=eph+ech

(1)

式中：eph為比物理火用，kJ/kg；ech為比化學火用，kJ/kg；下角標a代表濕空氣。

比物理火用的計算公式為

(2)

式中：cp為干空氣的定壓比熱，kJ/(kg·K)；d為濕空氣的含濕量，即每kg干空氣含濕量，g/kg；T為濕空氣溫度，K；R為氣體常數(shù)，kJ/(kg·K)；P為濕空氣壓強，Pa。下角標da代表干空氣，v代表水蒸氣；0代表火用分析的參考狀態(tài)，本文選取環(huán)境狀態(tài)下的飽和空氣作為火用分析的參考狀態(tài)[27]。

比化學火用的計算公式為

(3)

因此，濕空氣比火用的計算公式為

(4)

水的比火用計算公式為

ew=iw(T)-iv(T0)-T0[sw(T)-sv(T0)]+

[P-Psat(T)]vw(T)-RvT0lnφ0

(5)

式中：φ為空氣的相對濕度；下角標w代表水，sat代表飽和狀態(tài)。

系統(tǒng)中各級蒸發(fā)冷卻器火用平衡方程如下：

1) 傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器(IEC)

(6)

式中：m為質(zhì)量流量，kg/s；Sg為熵產(chǎn)，kW/K；下角標數(shù)字代表系統(tǒng)中各級冷卻器的入口與出口，如圖2所示。

2) 露點間接蒸發(fā)冷卻器(RIEC)

(7)

3) 直接蒸發(fā)冷卻器(DEC)

(8)

3 與傳統(tǒng)系統(tǒng)熱力學性能比較

熱力學分析中，空氣參考狀態(tài)的干球溫度為30 ℃，相對濕度100%；系統(tǒng)運行的環(huán)境空氣工況為干球溫度30 ℃，相對濕度35%。露點間接蒸發(fā)冷卻器中二次空氣與一次空氣的流量比取1。由于露點間接蒸發(fā)冷卻器的一、二次空氣要經(jīng)過傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器預(yù)冷，因此傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器在二次空氣流量不變情況下與一次空氣的流量比變?yōu)?.5。與流量比為1時相比，其濕球效率大約下降10%[28]，因此傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器的濕球效率取0.6。叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器的濕球效率在1.1～1.22之間[29]，本文取中間值1.16。對于給定間接蒸發(fā)冷卻器，效率不隨進口空氣干、濕球溫度變化[30]。間接蒸發(fā)冷卻器中一、二次空氣干、濕球溫度同時變大或變小不會影響其濕球效率，所以叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器作為第二級使用時濕球效率仍能保持在1.16左右。直接蒸發(fā)冷卻器的濕球效率取為0.9。

利用本文的熱力學模型，分析計算露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的空氣處理過程，得出各狀態(tài)點(見圖3)熱力參數(shù)，并與文獻[21]中傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的計算結(jié)果對比，結(jié)果如表1所示。表1中狀態(tài)點2、3、4分別代表2個系統(tǒng)中第一、二、三級的送風狀態(tài)。

表1 露點與傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的送風狀態(tài)比較Tab.1 Comparison of supply air state betweentwo systems

從表1中可以看出，露點系統(tǒng)第一級的送風溫度比傳統(tǒng)系統(tǒng)高1.2 ℃，而第二級則低4 ℃，故第二級的空氣溫降比傳統(tǒng)系統(tǒng)多5.2 ℃。由此可以看出，露點間接蒸發(fā)冷卻器比傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器具有更強的冷卻能力。原因是露點間接蒸發(fā)冷卻器的二次空氣在干通道內(nèi)經(jīng)過預(yù)冷之后才進入濕通道，因此露點間接蒸發(fā)冷卻器濕通道入口空氣溫度要低于傳統(tǒng)間接蒸發(fā)冷卻器。露點間接蒸發(fā)冷卻器的干通道空氣和濕通道空氣具有更大的換熱溫差，所以其干通道出口空氣溫度更低。傳統(tǒng)系統(tǒng)內(nèi)直接蒸發(fā)冷卻器的空氣溫降雖然比露點系統(tǒng)多2.3 ℃，但是含濕量增加了0.9 g/kg。由此可見，傳統(tǒng)系統(tǒng)是以增加送風含濕量為代價而實現(xiàn)較高空氣溫降的。露點系統(tǒng)的送風溫度比傳統(tǒng)系統(tǒng)低1.7 ℃，送風含濕量低0.9 g/kg。露點系統(tǒng)送風的溫度和含濕量均低于傳統(tǒng)系統(tǒng)，因此可以承擔更多的室內(nèi)熱濕負荷。

表2為露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)與傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的火用分析結(jié)果比較。由表2可以看出：露點系統(tǒng)的火用效率比傳統(tǒng)系統(tǒng)的高約2%，總輸入火用約增加7.8%，但有效輸出火用卻增加約16.9%。

表2 露點與傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的火用分析Tab.2 Comparison of exergy between two systems

圖4顯示了露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)內(nèi)有效輸出火用及火用損失的分布情況。與文獻[21]中傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)內(nèi)火用損失比較，發(fā)現(xiàn)露點系統(tǒng)內(nèi)2個間接蒸發(fā)冷卻器的排風火用損失都有所減小。原因是二次空氣排風狀態(tài)更接近文中選定的火用分析參考狀態(tài)，二次空氣的利用更高效。2個間接蒸發(fā)冷卻器的內(nèi)部火用損失都有所增加，主要原因是噴淋水的耗水量增加而引起的水火用損失增加；直接蒸發(fā)冷卻器的火用損失有所減小，原因是其入口空氣更接近飽和狀態(tài)，與水進行蒸發(fā)冷卻作用時耗水量較少，所以火用損失減小。

圖 4 露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)有效輸出火用 及火用損失分布Fig.4 The effective exergy output and exergy loss of dew point evaporative cooling system

綜合表1、2和圖4的計算結(jié)果可以看出，露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)比傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)具有更優(yōu)的熱力學性能，因此可以拓寬蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)的應(yīng)用區(qū)域。此外，露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)具有更小的機組尺寸，可以提高蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)的競爭力。

4 結(jié) 論

本文提出了基于叉流露點間接蒸發(fā)冷卻器的露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)，并建立了熱力學分析模型。在典型工況下與傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的熱力學特性比較分析，得出如下結(jié)論：

1) 露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的送風溫度比傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)低1.7 ℃，含濕量低0.9 g/kg;

2) 露點蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)與傳統(tǒng)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)相比，火用效率大約提高2%，有效輸出火用大約增加了16.9%。