一种新型交错逆流露点蒸发冷却器的数值研究

《Building and Environment》：Numerical study of a novel cross-counter flow dewpoint evaporative cooler

　　

# 一种新型交叉逆流露点冷却器的研究以提高冷却效率

• 新型交叉逆流露点冷却器研究，旨在提升冷却效率
• 数值模拟分析所提设计的性能
• 该设计可提供低温空气，露点效率为0.73至0.90
• 冷却性能比其他构型高14.02%至50.63%

## 引言

全球能源系统正在经历一场巨大变革，这一变革由三个相互关联的因素所驱动：人口增长、城市扩张和气候变化。这些汇聚的因素催生了全球能源需求，尤其是空调需求，已成为一项不可或缺的社会和经济需求。根据国际能源署（IEA）报告的统计数据，预计到本十年末，全球能源需求将增长50%[1]，其中近一半的能源消耗用于供暖和空调应用[2]。预计到2050年，全球安装的空调数量将激增至56亿台，相当于未来三十多年里每隔两秒就有一台空调被售出[3,4]。这一增长将导致能源消耗增加至6200 TWh，并带来严重的环境后果[5,6]。此外，建筑能源需求约占全球总需求的32%，其中大部分用于暖通空调（HVAC）系统[7]。市场领先的传统蒸气压缩技术是一个主要贡献因素，约占全球总用电量的1/5，并估计贡献了全球温室气体排放量的3.94%[8,9]。为应对这一挑战，蒸发空气冷却技术作为一种高效节能的替代方案应运而生，该技术取消了机械压缩机，仅使用水而非有害化学制冷剂。由于高效的蒸发空气冷却过程，这项新兴技术为解决日益严峻的能源和排放危机提供了可行途径[10]。

直接蒸发冷却（DEC）是最常用的蒸发冷却技术。在该技术中，空气与水直接接触并沿等焓线降温，同时增加湿度。向空气中添加水分是该冷却方法的主要缺点，不适合人体舒适需求[11]。为了解决这一缺点，间接蒸发冷却（IEC）被提出，其中空气和水在各自的通道中流动，如图1(a)所示[12]。环境空气在干通道中因相邻湿通道的蒸发效应而获得冷却效果。该冷却过程消除了DEC固有的加湿问题，可将环境空气冷却至更低的温度，使其在炎热干燥的气候条件下成为蒸气压缩技术的有力替代品[13]。然而，IEC的空气冷却效果存在根本性限制，仅能将供气冷却至进气的湿球温度。传统DEC和IEC的冷却局限性后来通过基于M-Cycle的露点蒸发冷却器（DPEC）的创新得以解决，如图1(b-d)所示。该DPEC技术声称可将环境空气冷却至露点水平，显示出相较于其他蒸发冷却方法的显著优势。露点冷却器的结构设计使其热量与质量交换器（HMX）堆叠由导热片分隔的交替湿通道和干通道组成[17]。进气主空气首先在干通道中被冷却，然后部分预冷空气被分流至湿侧，作为二次或工作空气，由于蒸发现象而对干侧产生深度冷却效果。主空气作为深度冷却的干空气供应，而饱和的工作空气则排放到环境中。

在过去的二十年里，大量研究致力于露点蒸发冷却技术，并证明DPEC的效率远高于传统冷却器[18,19]。此外，露点冷却器的性能在很大程度上取决于HMX的结构和运行条件。在这方面，研究人员长期以来研究了各种流道构型和影响因素以优化DPEC的性能[20]。DPEC技术主要根据结构或设计分为两种构型：交叉流和逆流[21]。在交叉流构型中，干通道和湿通道相互垂直，如图1(c)所示。主空气在干通道中获得冷却效果，然后部分预冷空气通过穿孔被提取到垂直的湿通道侧。而在逆流构型中，气流以与IEC相同的相反方向通过通道流动，但由于穿孔提取空气的效果，获得了更好的冷却效果，如图1(b)所示。这些构型允许对提取比进行部分控制，并因其结构简单和制造方便而在市场上广受欢迎。然而，交叉流因其较高的冷却能力而有优势，而逆流构型则适合在各种应用中实现更高的冷却效率。再生逆流冷却器是露点蒸发冷却技术的先进构型，通过利用两股不同的入口气流来控制冷却能力和冷却效率，如图1(d)所示。Zhan等人[22]通过数值和实验比较了这些构型，发现逆流换热器提供15-23%的冷却效率值和20%更高的冷却能力。为了进一步提高性能并解决尺寸和成本相关的问题，研究人员创新了混合设计。在过去十年中，Anisimov等人提出了各种露点冷却器构型并进行了详细的对比研究，考察了逆流和交叉流构型[[23], [24], [25], [26], [27], [28]]。他们的研究表明，逆流构型实现了更高的冷却效率，但存在冷却能力低的问题。相比之下，交叉流冷却器提供更高的冷却能力，同时具有相当的温度效率，使其成为商业应用更合适的选择。交叉流设计的优异性能归因于其更均匀的工作气流和有效的入口空气温度分布，这是逆流设计目前所缺乏的。其他一些研究人员也研究了逆流构型以提高其性能和实际应用能力[[29], [30], [31], [32]]。

基本的传热传质分析和优化框架为露点蒸发冷却器的性能极限和运行行为提供了关键见解。在这方面，Lin等人[33]对逆流型DPEC进行了基础研究，报告其湿球效率在0.89至1.44之间，而露点效率在不同运行条件下为0.60至0.97。在此基础上，Jamil等人[34]阐明露点冷却器的冷却能力随空气温度升高而增强，在总传热系数达到30 W/m2K时可获得约20°C的温降（ΔT）。此后，Lin等人[35]创建了一个稳健的优化框架，可实现36-92%的冷却性能提升，最佳通道长度为0.5m，提取比为0.4。基于熵分析，Wang等人[36]建议DPEC的空气速度不应超过1 m/s，提取比应保持在0.3至0.4之间，通道高度应在3-5mm范围内，通道长度可在1-1.75m范围内设计以获得最佳性能。随后，Jia等人[37]将热力学熵产生优化应用于自编FORTRAN程序，分析了总共6750个空气冷却过程，分析结果表明露点蒸发冷却器的冷却能力随进气参数（温度和湿度）的升高在一定范围内增加，而熵产生增加相对较少。这些基础研究的结果揭示了露点蒸发冷却器显著的冷却潜力，这些研究还强调最佳性能关键取决于运行条件和DPEC的设计。

流道构型、通道几何形状和亲水材料选择等设计规格的影响也已在过去的研究中得到系统研究。Zhao等人[38]指出当通道尺寸减小到3mm以下时，冷却效率几乎保持不变，并建议将通道长高比保持在100-200范围内以获得最佳性能。在研究了6种不同的逆流构型后，Baakeem等人[39]发现具有60°角的三角形几何形状的逆流冷却器性能优良。同样，构型设计的选择也很重要，在比较了不同的流道构型后，Zhan等人[40]揭示逆流冷却器的效率比交叉流型高15-23%。此后，Moshari和Heidarinejad[41]阐明再生逆流型DPEC的湿球效率提高了30%。他们的工作成果一致表明，流道构型选择和优化几何形状是实现卓越冷却性能的关键方面。热量与质量交换器的材料选择对于最优设计也是至关重要的。由于具有良好的导热性、低成本和易于成型，铝是HMX板的常用金属[17]。然而，这些铝板保持水分的毛细力相对较弱。为了克服这一局限，湿通道中使用亲水材料来保留水层，改善水分分布和蒸发[42,43]。Li等人[44]结合Marangoni效应研究了逆流（板式）冷却器的润湿性分布特征。分析表明，较高的空气温度、较高的湿度、较大的通道尺寸和较高的速度比倾向于降低润湿因子，应针对特定设计或运行条件选择具有最佳润湿性值的材料。Xu等人[45]研究了七种不同的织物以评估其吸水和扩散速率，发现竹炭和Coolpass网眼织物与牛皮纸相比是最合适的吸水材料。总之，这些发现表明，采用具有更好吸水和润湿能力的材料是实现改善冷却性能的必要条件。

关于露点蒸发冷却技术在各种运行模式和应用下的系统级性能研究，确认了其卓越的能源效率和适应性。Chu等人[46]的一项实验工作结果表明，再生DPEC的冷却能力可达2.83kW，干球温降为15.2°C，当工作空气与主空气比保持在1.1时，该冷却器的湿球效率比传统IEC高60-80%。通过DPEC的实验研究，Comino等人[47]在办公应用中实现了0.87的露点效率和50.26的更高COP值，在餐厅应用中为44.19，这表明了该技术在各种建筑类型中的适用性。在另一种双模式应用中，Chakraborty等人[48]将该技术作为热回收通风器进行研究，实现了63-67%的显热效率和71-81%的总冷却效率。此后，Pacak等人[49]通过一种新型CFD方法验证了DPEC的性能，证明均匀的空气分布对于提高冷却性能至关重要，提取比可优化在0.8至0.3范围内以满足冷却需求。一些研究人员将DPEC技术的应用扩展到冷却塔，Fan等人[50]研究了该种系统并实现了110%的湿球效率。Jia等人[51]调查了一种结合交叉流和逆流优点的露点冷却器，效率范围在46.7-78.6%之间。该设计基于传统布置建造，使用一个入口，利用提取的预冷空气在湿通道中产生蒸发效果，这在中等条件下会损害冷却效率和冷却能力。

尽管露点蒸发冷却技术在各种应用中得到了广泛研究，但如前述文献综述所指出的，现有设计存在固有局限性。特别是，虽然再生型露点蒸发冷却器与交叉流构型相比显示出更好的冷却效率，但由于其复杂的结构和固定的运行参数，其实用性仍受到一些制造挑战的限制。

此外，再生式设计中的固定提取比（工作流量与进风空气量之比），虽然对蒸发过程至关重要，却限制了制冷能力，削弱了制冷效果。为应对这些相互关联的挑战，本研究提出了一种全新的交叉-逆流交叉点蒸发冷却配置，该设计在文献中此前尚未被研究。这一新型设计旨在结合交叉流和再生逆流配置的各自优势，通过提升制冷效率、增强制冷能力、促进气流均匀分布以及实现可控的固定比来优化性能。凭借其创新的设计，该露点冷却器方案致力于克服现有露点冷却技术的局限性，为蒸发冷却应用提供更高效、更实用的解决方案。因此，本研究设立了以下三个目标以评估交叉-逆流设计：（1）为交叉-逆流露点冷却器建立更精确的传热传质模型；（2）开展全面的定量分析以评估其能效潜力；（3）与其他DPEC配置进行制冷性能对比。

本研究中提出的基于M循环的交叉-逆流露点蒸发空气冷却器采用了一种新型设计，相较于传统配置可实现更优越的制冷性能。交叉-逆流HMX的详细示意图见图2(a)，新型露点冷却器的3D原型展示于图2(b)。该交叉-逆流HMX由四个主要部分组成：（1）下部交叉流预冷器、（2）上部主空气分配段、（3）垂直逆流HMX以及（4）交叉流送风段。

下部交叉流预冷器实际上是由多层相邻的干道和湿道板叠放而成，干道中的穿孔用于在预冷后将二次空气注入湿道一侧，如图2(a)所示。这些穿孔沿气流路径贯穿预冷段中所有干气道。湿道侧采用吸湿材料（牛皮纸），可提供更高的吸水性和保水性以实现有效蒸发。每块板被划分为众多通道以实现有效传热和均匀气流分布。这些通道的高度和宽度通常限制在几毫米（mm）范围内，具体取决于性能和设计需求。每个湿道由两片相邻的铝板夹持吸湿材料构成，而每个干道则由两片铝板形成。交叉流主空气分配段由堆叠的湿道和干道组成，结构与预冷段类似。然而，与二次空气预冷器不同，该段在干道和湿道之间不设置穿孔。相反，穿孔设置在干道中，用于将入口主空气分流并分配到垂直逆流HMX的干道中，在此进行主空气制冷过程。负责主空气制冷的垂直逆流HMX同样由多层湿道和干道堆叠而成，使得干道终止于送风交叉流段。

露点冷却器的主要工作原理描述如下：入口环境空气在进入HMX之前，按照指定的提取比（R）被分为主气（1）和二次（工作）气流（2）。二次空气（2）首先流经下部预冷段的干道，然后通过沿通道长度设置的穿孔被分流至相邻的湿道。此预冷空气随后向上流经垂直逆流段的湿道，在此首先与送风段干道中的主空气进行热交换，然后在垂直逆流HMX中继续交换，最后在顶部主空气分配段中与 incoming 主空气进行最终热交换后排出。由于二次空气处于饱和状态，主空气分配段中的制冷效果弱于下部预冷器。与此同时，预冷的主气流（1）进入逆流段的干道，在此与通过湿道向上流动的工作空气进行热交换，实现显著的制冷效果，并在送至干燥冷风（3）之前于送风段进一步增强。湿道中的水通过顶部的布水垫分布，首先被集水槽收集，然后排入水箱。

图3展示了交叉-逆流露点冷却器的热湿过程，其中主空气（1）被冷却至露点水平而不增加任何水分。二次空气（2）气流在下部预冷器的干道中预冷，不会增加湿度，直到通过穿孔（a、b、c）。通过穿孔后，二次空气进入湿道，水蒸发进入二次气流中。在这些通道中，温度进一步降低并伴随水分增加，大致沿湿球温度线变化（a?a′、b?b′、c?c′）。空气在此蒸发过程中吸收空气的热量，作为饱和排气（4）离开湿道。

新型交叉-逆流露点冷却器的数值模型基于能量和质量平衡方程，采用有限差分法模拟其性能。HMX中的露点蒸发冷却过程涉及流经相邻干道和湿道的气流之间的传热传质现象。该过程通过对HMX实施能量和质量守恒进行数值求解。模型开发所考虑的假设如下：

1）交叉-逆流HMX中的传热传质过程视为稳态且绝热状态。

2）二次空气湿道假定完全饱和，且水分分布均匀。

3）HMX垂直逆流段和送风段所有干道中的主空气流量视为均匀。

4）逆流段所有垂直湿道中的二次空气流量也视为均匀。

5）预冷器和分配段中的气流流量假定沿长度（L）方向均匀分布于所有穿孔之间，这些增量流量沿预冷器高度（H）累加。

6）假设通道壁面温度与水膜温度相等。

7）所有通道表面具有均匀的温度和湿度分布。

8）水蒸气和干空气的比热容视为常数。

9）气流假定为不可压缩、层流且充分发展。

10）忽略通道中的所有摩擦或热损失，因为涂层含水吸湿材料的板材厚度保持在0.5mm以下。

这些假设对HMX中流经的各气流的温度和湿度的影响可以忽略不计[23, 40, 52, 53, 54]。新型交叉-逆流露点冷却器的交叉流和逆流段的微分控制体如图4所示。为建立数学模型，根据HMX各流段的传热传质原理建立控制微分方程。这些微分方程随后被用于建立二维模型，以在各种入口和操作参数影响下求解热性能计算问题。

主空气在微分控制体中的能量平衡方程可表示为：

?(?_ap·C_p,ap·T_ap)/?A = h_c,ap·(T_wi ? T_ap)

HMX的湿道由于蒸发过程的存在，涉及能量和质量传递。该过程在干道中主空气的传热作用下，影响湿道一侧的二次气流。相邻湿道中二次空气的能量-质量平衡方程表示为：

?(?_as·E_as)/?A = h_c,as·[(T_wi ? T_as) + E_wv·h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)]

?(?_as·ω_as)/?A = h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)

?(?_wi) = ??(?_as·ω_as)

考虑水质量流变化，能量平衡方程可表示为：

?(?_wi·C_p,wi·T_wi) = ?_wi·C_p,wi·?T_wi + C_p,wi·T_wi·??_wi

微分控制体中总能量平衡的微分方程可写为：

?(?_ap·C_p,ap·T_ap) + ?(?_as·E_as) + ?(?_wi·C_p,wi·T_wi) = 0

?(?_ap·C_p,ap·T_ap) + ?(?_as·E_as) + ?_wi·C_p,wi·?T_wi + C_p,wi·T_wi·??_wi = 0

利用上述方程，总能量平衡方程可表示为：

h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)/?A + [h_as·(T_wi ? T_as) + E_wv·h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)]/?A + ?(?_wi·C_pw·T_ap) = 0

HMX中能量-质量守恒的最终方程可写为：

h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)/?A + [h_as·(T_wi ? T_as) + E_wv·h_m,as·(ρ_aw ? ρ_as)]/?A + (?_wi·C_p,wi·?(T_wi) + C_p,wi·T_wi·?(?_wi)) = 0

湿道中水蒸气的比焓可表示为：

h_wv = c_pwv·T_wi + h_fgo

其中，h_fgo表示0°C时的汽化潜热。二次饱和空气的比焓和比热容可通过以下表达式估算：

h_as = c_p,as·T_as + ω_as·h_fg0

c_p,as = c_p,as?d + ω_as·c_pwv

普朗特数（Pr）和雷诺数（Re）用于表示通道中空气层流的热入口长度，表达式为[55]：

l_o/D_h = 0.05·Re_air·Pr_air

其中，D_h表示平行矩形板的水力直径，通道尺寸为"G"和宽度"W"，可表示为[56]：

D_h = 4·G·W / (2·(G + W))

在充分发展的层流入口区域条件下，可采用Sieder和Tate提出的经验关联式（公式15）计算HMX通道中所有气流的努塞尔数（Nu）[57]。如果认为表面温度为常数，则根据气流通道的几何形状，充分发展层流的努塞尔数可近似为3.40。

Nu_air = 1.86·(Re_air·Pr_air·L/D_h)^(1/3)·(μ_bulk/μ_wall)^0.14

湿道中流动的二次空气流的对流传质系数（h_m）可通过对流传热系数（h_c,as）和刘易斯数表示[58, 59]：

h_m = h_c,as / (ρ_as·c_p,as·Le^(2/3))

热力学模型中使用的制冷性能参数包括送风温度（T_sa）、制冷量（Q_c）、露点效率（ε_dp）和湿球效率（ε_wb）。T_sa可由热力学模型预测，Q_c可通过以下表达式计算：

Q_c = ?_ai·(h_ai ? h_sa)

湿球效率（ε_wb）可定义为送风空气的实际干球温降与进风空气温度与其湿球温度之间最大理论温降之比。类似地，露点效率（ε_dp）为实际温降与进风空气温度与其露点水平之间最大理论温降之比。这些效率值可通过以下方程计算：

ε_wb = (T_ai ? T_sa) / (T_ai ? T_wb)

ε_dp = (T_ai ? T_sa) / (T_ai ? T_dp)

利用上述微分控制体的能量和质量守恒表达式，在Engineering Equation Solver（EES）中开发了二维数值模型。对微分方程实施二阶中心有限差分法来求解问题，以近似蒸发冷却过程中涉及的各种气流和水参数。二阶中心有限差分法可表示为：

?f(x)/?x = [f(x+Δx) ? f(x?Δx)] / (2Δx) + O(Δx2)

其中O(Δx2)项表示二阶中心有限差分法的截断误差，表明近似误差的主项与网格间距的平方（Δx2）成正比。

HMX交叉-逆流配置的示意图网格如图5所示，展示了预冷段中质量流量变化的网格划分。通过在HMX网格中创建的每个节点（i, j）实施中心有限差分法来求解控制方程。提供穿孔的区域——特别是下部预冷器中质量流量变化——如图6所示。在该段中，干道中进气主空气的流量（?_ap(i, j?1)）在到达下一个穿孔时被分流至湿道并经过预冷后，减少?_ap*(i)。从第一排通过穿孔注入湿道的空气形成二次空气（?_as(i?1, j)）的初始部分。在下一个穿孔处，该初始质量流量与?_ap*(i)合并。?_ap*(i)仅取决于i，因为注入二次空气通道的气流在j方向上保持不变。

本研究通过对交叉-逆流露点冷却器数值模型的建模框架进行可靠性验证来确认模型的可信度。由于所提出的冷却器的传热传质公式与交叉流和逆流冷却器相同，交叉-逆流露点冷却器的数值模型精度可认为与交叉流和逆流冷却器相当。为此，数值模型被简化以再现传统逆流（图1(b)）和交叉流（图1(c)）配置的性能趋势，从而确认建模框架的可靠性。在第一种情况下，将逆流配置数值模型再现的结果与Pakari等人[60]和Riangvilaikul等人[62]报告的数据进行了对比。为确保一致比较，数值模型被设置为相同的几何和操作条件。

从图7(a)可以看出，逆流模型的模拟结果与Pakari等人[60]报道的数据吻合良好，平均偏差仅为1.84%和2.53%。同样，通过在模型中设置相同的条件，将数值结果与Riangvilaikul等人[62]发表的实验结果进行了验证。图7(b)中展示的模拟结果与实验数据吻合良好，平均偏差在2.5%至4.7%的范围内。在第二种情况下，数值模型被简化为交叉流构型，其性能结果与Jaradi等人[53]报道的数据进行了比较。模型被配置为相似的构型，并在相同的运行条件下进行了模拟。从图7(c, d)中可以观察到，模型获得的模拟结果与已发表的数据吻合良好。模拟与已发表数据之间的平均偏差在2%以内，证明了建模框架的可靠性和准确性。该经验证的建模框架随后被扩展用于研究提出的交叉-逆流露点冷却器，其与其他构型的性能比较在第5.7节中呈现。

结论
在本研究中，对一种新型交叉-逆流露点冷却器的设计进行了研究、建模和详细的理论分析。开发了一个综合数值模型，以分析其在不同几何参数（通道高度、长度、通道尺寸）、入口空气速度、提取比、喷淋水温、入口空气湿度和温度影响下的冷却性能。综合数值研究的关键结论如下：
1）交叉-逆流露点冷却器的冷却性能……

CRediT作者贡献声明
Muhammad Kashif Shahzad：撰写——原稿、验证、软件、方法、调查、形式分析、数据整理、概念化。Ding Yaqi：撰写——审阅与编辑、方法、形式分析。Guangming Chen：撰写——审阅与编辑、监督、资源、方法、概念化。Yongmei Xuan：撰写——审阅与编辑、监督、方法、形式分析。Feibo Wang：撰写——审阅与编辑、资源、形式分析。Shah Rukh Jamil：撰写……

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