使用液体吸湿剂的填料塔除湿器和再生器中的传热、传质的实验和理论分析

1、使用液体吸湿剂的填料塔除湿器和再生器中的传热、传质的实验和理论分析摘要这篇论文陈述了空气化学除湿的实验测试和理论分析，这种化学除湿发生在随机填料的吸收和解析塔中，通过使用液体吸湿剂和吸湿剂再生过程完成。实验的描述包括测量、程序、数据的简化和精确度，处于空调应用的典型工作范围，涉及传统吸湿盐溶液（H2O/LiCl，H2O/LiBr）和新型盐溶液H2O/KCOOH的除湿和吸湿剂再生过程。我们通过填料塔的理论模型和相关的计算机模拟来判断系统的性能，分析主要工作参数对系统的影响程度，并且实验测试和计算机编程模拟都得到了一致结论。实验测试和计算机模拟表明：通过吸湿盐溶液进行空气化学除湿能确保湿度的持续降

2、低，这适用于空调设备和除湿过程。不仅如此，吸湿剂再生的温度大约在40-50oC，因此工业过程、热机的余热、太阳能都可以用来再生液体吸湿剂。1 简介空气除湿可以通过冷却空气或增加空气的压力降低容积控制水分来获得，也可以通过液体、固体吸湿剂来降低水分来获得。将空气冷却到露点温度以下控制湿度是最常见除湿方法，特别适合于露点温度在5oC以上的情况。这种方法是不节能的，因为它既需要加热又需要冷却。事实上，为了获得需要的温度，通常在空气除湿之后需要空气再热过程。使用吸湿剂的空气吸附除湿可以很好地代替传统的冷却除湿。这种空气除湿方法可以使用液体吸湿剂（如喷淋塔或填料塔中的吸湿盐溶液和乙二醇溶液等），也可以使

3、用固体吸湿剂（如除湿轮中的硅胶、沸石和氧化铝等）。除湿过程中吸收的水分可以通过加热吸湿剂（再生过程）除去。而这些过程有利于减少空气中的微生物和灰尘污染。吸湿剂除湿系统非常适合于高潜热负荷或低露点要求的场合（如超市、溜冰场、室内游泳池和建筑通风系统等），以及高湿度会对财产造成损害的场合（如存储区），同样也适合于符号说明a 比界面面积，m2/m3 c 比热，J/(kg K)D 分子扩散，m2/sdL 空气流中的液滴直径，mdS 填料的当量直径，mf 摩擦系数F 传质系数，kmol/(m2s)g 万有引力常数，m/s2G 空气质量流量，kg/sG 比空气质量流量，kg/(m2s)h 比焓，J/kgk

4、 传质系数，kmol/(m2s mole fraction)L 除湿剂的质量流速，kg/sL 除湿剂的质量流量kg/(m2s)M 摩尔质量，kmol/kgN 比界面摩尔质量，kmol/(m2s)P 压力，PaPr 普朗特数q 热流密度，W/m2r 潜热，J/kgRe 雷诺数Sc 施密特数t 温度，KU 表面速度，m/sX 除湿剂浓度，kgsalt/kgsolutionXM 水在溶液中摩尔浓度，kmolwater/kmolsolutionY 湿度比，kgwater/kgdry airYM 水在空气中的摩尔浓度，kmolwater/kmolairZ 沿着塔高度方向的坐标，m 传热系数，W/(m2K

5、) 修正传热系数，W/(m2K) 料的孔隙空间，m3voids/m3packed volume L0 填料的可操作孔隙空间，m3voids/m3packed volumeC 柱效率Lt 总的液体滞留量， m3liquid/m3packed volumeLO 移动流体滞留量，m3liquid/m3packed volumeLS 静止液体滞留量，m3liquid/m3packed volume 导热系数，W/(m K) 动力粘度，kg/(m s) 密度，kg/m3 表面张力，N/m 差分下标C 柱d 干燥柱G 空气侧I 界面I 入口L 除湿剂侧max 最大值min 最小值O 出口t 总V 水蒸气W

6、 灌溉塔0 参考条件需要较高室内空气质量的场合（如医院、实验室以及食品和制药厂）。目前，基于固体吸附剂的除湿轮是应用最广泛的吸湿剂除湿设备。这种设备特别适合于要求获得较低的露点温度和较低的维护的场合。然而，液体除湿设备相比于固体除湿设备拥有一些设计和性能上的优点。液体除湿设备在较低的温度下就可以完成再生过程，这适合于使用太阳能或者余热。然而，除湿轮中的再热过程通常由天然气和电来驱动。这更容易配合暖通空调设备一起使用，相比于固体吸附除湿可以更高效地除去空气的细菌和灰尘，而且液体吸湿剂除湿比固体除湿轮更廉价。吸湿盐溶液和乙二醇溶液的使用对液体吸湿剂系统的特性具有较高的影响。乙二醇溶液适合于作为液体

7、吸湿剂，并且比吸湿盐溶液腐蚀性更小。但是乙二醇有较显著的蒸发压力，因此可能在处理和再热过程中产生乙二醇蒸汽并进入空气流。而吸湿盐溶液蒸发压力接近于零，因此不会产生蒸汽进入空气流。进入空气流的蒸汽损失增加了成本，这对建筑中的空调设备是不允许的。因此在商业设备中大多采用吸湿盐溶液作为液体除湿剂。基于吸湿盐溶液（H2O/LiCl）的除湿设备在1937年左右进入商业应用，此后广泛应用于各类的工业和商业暖通空调系统。在1997年，一种H2O/LiCl的紧凑型空调系统投入商业运营，它是使用再生热泵进行除湿和再生过程的。在公开的文献中，有几部作品可以被用来对填料塔中的空气化学除湿和吸湿剂再生的传热和传质过程

8、进行理论分析和计算机模拟，同时可以为基于吸湿盐溶液的吸收和解析填料塔的性能提供实验数据。理论模型是通过效能换热单元数法或者无量纲蒸汽压温差比的方法将复杂的有限差分模型进行简化得到的。这些实验主要是使用H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液，但同样也适用于H2O/LiCl-CaCl2和H2O/KCOOH溶液。这篇论文陈述了基于液体吸湿剂和吸湿剂再生的吸收式除湿实验测试，使用的设备是随机填料的吸收和解析塔，吸收剂为传统吸湿盐溶液（H2O/LiCl，H2O/LiBr）和新盐溶液H2O/KCOOH，在空调应用的典型工作范围内运作。同时，这篇论文也陈述了基于液体吸湿剂的填料塔中的传热和传质过程的理论分析

9、和相关的计算机编程模拟。2 实验设备、程序和数据简化图1 实验测试装置的原理图实验装置如图1所示，包含一个空气循环和一个吸湿剂循环。首先对循环的空气进行加热和加湿，达到填料塔进口处的设定条件。PID控制器可以调节加热设备的功率从0变化到2000W，同时蒸汽加湿器可以提供0到5kg/h的蒸汽流速。空气经过填料塔的同时，以逆流的形式与吸湿剂进行传热和传质（空气自上而下流动，吸湿剂自下而上流动）直到流出。空气除湿过程或者吸湿剂再生过程依赖于蒸汽和溶液蒸汽分压的相对值。塔壳由不锈钢制成，高725mm，直径为400mm，随机填充着25mm的塑料鲍尔环。鲍尔环由不锈钢网支撑，分布在一个有12个洞的液体分配

10、器中。塔底部的大容积空间能提供较好的空气配给，同时顶部的不锈钢丝网可以除去最高空气速度的空气中所携带的吸湿剂液滴。空气管道是直径为160mm的PVC管子，在塔的进口和出口有两个测量段，用来测量温度和湿度。每个测量点由两个由T型热电偶（精度为0.1 K）组成的温度水头和两个与露点温度传感器（精度为0.2 K）相连的湿度水头组成，被安放在气流的不同位置。塔内空气流压力的下降由应变计差压变送器（精度在0.1%）和U型管压力计进行测量。同时，空气的流速由空气管道中的孔板流量计（精度在%）进行测量，流量计被安放在水平管道距离出口3000mm的地方。而绝对压力是通过气压计（精度为0.08%）测量。热电偶、

11、湿度计、Coriolis效应质量流量计和差压变送器的数据被数据记录器记录，而空气流速、溶液浓度的测量值则是手动记录然后输入电脑。表1中给出了实验中不同设备的主要参数。此次实验进行了空气除湿和溶液再生测试，在储罐中的溶液通过旁通回路再循环，以确保均匀的条件。空气和吸湿剂的流速按照设定值进行设定，而后记录温度、湿度和质量流速。一旦达到空气和湿度的稳态条件，才开始记录实验数据。需进行三次手工记录流体的流速和压力降，同时需提取塔进出口处溶液的样本测量溶液的浓度。运用收集到的测量数据，计算机编码可以算出塔中热质平衡，进而确定空气和溶液中水分和温度的变化。实验结果显示的是通过填料塔空气侧的空气湿度的减少，

12、吸湿剂浓度的变化以及压力的下降。除湿和再生塔的性能通过比柱效能进行评估，比柱效能指的是空气侧实际湿度变化的绝对值与给定条件下可能湿度变化绝对值的最大的比值。c=YI-YO/|YI-YO.min/max| (1)其中Y代表湿度，而下标I和O则代表塔的进口和出口。当塔出口处空气的蒸发压力等于进口处溶液的饱和压力时，湿度的变化达到最大值。这个效能对于除湿和再生过程都适用。表1不同测量设备的说明书3 理论分析和计算机编程模拟 传热和传质分析填料塔中传热和传质的理论分析来源于Treybal关于绝热气体吸收的研究，这一模型基于以下的假设：1)系统绝热2)流体相的热阻相比于气体相可以忽略不计3)传热和传质过

13、程仅在气体和液体流的横向发生4)传热和传质过程中界面的活化程度相同图2描述的是塔内横截面积为1m2，高为dZ的微分控制容积。传热和传质发生于逆流的空气和溶液的分界面上。以t0作为参考温度，吸湿剂对应的焓为：hL=cLt-t0+hS (2)图2 填料塔中的微分控制容积其中cL为比热，hS为参考温度下溶液的比热。则空气的比焓为：hG=cGt-t0+YcVt-t0+r0 (3)其中Y为湿度，cG和cV分别为干空气和水蒸气的比热，r0为参考温度下水的潜热。水容量的质量守恒方程为:dL=GdY (4)其中L和G分别为液相和气相的质量流量。界面处的传质量为： NVMVadZ=-GdY (5)其中a为比界面

14、面积，单位是m2（界面面积）/m3（填料容积），是填料结构的函数。MV为水的摩尔质量，NV为比界面摩尔流速。NV与空气流侧界面上水的摩尔浓度YMi和容积中水的摩尔浓度YM有关，三者之间的关系由下式确定：NV=FGln(1-YMi)(1-YM) (6)其中FG为空气的质量传递系数，摩尔浓度YM与湿度之间的关系由下式确定：FM=PVG/Pt =Y/(Y+MV/MG) (7)其中PVG和Pt分别为湿空气的蒸发压力和饱和压力，MG则为干蒸汽的摩尔质量。如果液相中界面传质阻力可以忽略不计，则液相中界面的蒸发压力就等于溶液中界面的蒸发压力，其等式为：NV=FG ln(1-PVL/Pt )(1-PVG/Pt

15、 ) (8)空气的质量传递系数FG可由下面的经验公式计算得到：FG=1.195GdsG/G(1-LO)-0.36ScG-0.667 (9)其中ds为填料设备的当量直径4, G为空气的动力粘度，LO为填料的孔隙空间，ScG为空气的施密特数。填料的孔隙空间LO等于干燥填料的孔隙空间减去总的液体滞留量，即：LO=-Lt （10）总的液体滞留量包括“移动的滞留量” LO（填料中的液体以及持续被新液体替代的液体）和“静止的滞留量”（填料空隙中滞留的液体以及被新液体缓慢替代的液体），即：Lt=LO+ LS (11)在文献4中可以找到不同填料中液体滞留量的关系式。施密特数 ScG=G/GDG (12)其中G

16、和DG分别为空气的密度和分子扩散系数。水或水溶液吸收过程的界面面积可由下式估算：a=m(808G/G0.5)nLp (13)不同填料的系数m，n和p可在文献4中获取。由式(5)(6),可以得到-GdY=(MVFGadZ)ln1-YMi1-YM (14)因此空气湿度的基本差分方程为：(dY/dZ)=-(MVFGa)/G )l n(1-YMi )(1-YM ) (15)气相中界面的摩尔浓度的计算需要考虑界面的质量守恒，溶液侧比界面传质为：NL=FL ln1-XM1-XMi (16)其中XM和XMi分别指溶液内部和界面上水的摩尔浓度，而FL为吸湿剂的传质系数，其值为：FL=kL（L/ML）XMBM

17、(17)其中XMBM为溶液中盐的平均摩尔浓度，ML为溶液的平均摩尔质量，液相的传质系数kL可由下面的经验公式计算得到，即：kL=25.1(DL/dS)(dSL/L)0.45ScL0.5 (18)其中L为溶液的动力粘度，ScL为吸湿剂的施密特数，其值为：ScL=L/LDL (19)其中DL为吸湿剂的分子扩散系数。如方程式(6)所示，可以根据空气侧水的界面摩尔浓度，将水侧的比界面传质系数等同于吸湿剂侧的比界面传质系数，即：YMi=1-(1-YM) 1-XM1-XMiFL/FG (20)这个方程只有借以溶液的汽液平衡方程，并通过迭代计算才能算出。同时发生的热传质为： qGadZ=Ga(tG-ti)d

18、Z (21)其中qG为空气的显热热流，G是修正的传质系数（Ackermann修正），解释了同时发生的传质现象。tG和ti分别指内部和界面处的空气温度。Ackermann对于同时发生的传质现象的修正如下：Ga=NVMVcVa/1-exp(-NVMVcVa/Ga) (22)其中G为空气的传热系数，结合方程式(5)，方程式(22)变为：Ga=-GcV(dY/dZ)/ 1-exp(-NVMVcVa/Ga) (23)空气的传热系数可由下式计算得到：G=1.195GcGdSG/G(1-LO)-O.36PrG-0.667 (24)该传热系数是由方程(9)通过传热和传质的类比得到的。其中方程式(9)中的施密特

19、数可由空气的普朗特数代替，其值为：PrG=GcG/G (25)空气侧热平衡方程为：GhG-GhG+dhG+GdYcVtG-t0+r0=GatG-tidZ (26)其中微分容积中空气的焓变为：dhG=cGdtG+YCVdtG+dYcVtG-t0+r0 (27)由方程式(26)和(27)，可以得到空气温度的基本微分方程，即：(dtG)/dZ)=-Ga(tG-ti )/G (cG+YCV) (28)塔中微分控制容积的总热平衡式为：LdhL+GdYhL=GdhG (29)由式(2)(27)和(29)可得： (30)忽略式(30)中的潜热变化dhS，可以得到吸湿剂温度的基本微分方程为： QUOTE dt

20、LdZ=(G/LCL)(cG+YCV )(dtG)/dZ)+cV (tG-t0 )+r0 (dY/dZ)cL(tLt0)+ hS(dY/dZ) (31)在微分控制容积中，溶质的质量守恒方程为：LX=(L+dL)(X+dX) (32)其中X为吸湿剂中盐的浓度。由式(32)和式(4)可以得到吸湿剂中盐浓度的基本微分方程：(dX/dZ)=-(XdL)/L /dZ=-X(L/G)dY/dZ (33) 压力降分析根据填料塔的压力降和由Engeletal提出的吸湿剂流速效应的修正，我们对填料塔中空气侧的压力降进行分析18。单位高度干燥填料塔的压力降由下面的关系式给出：Pd=0.125f(GUG2a)/4.

21、65 (34)其中UG为空气的表面速度，f为由下式确定的摩擦系数，即：f=C1/Re G+C2/ReG0.5 +C3 (35)其中空气的雷诺数为：ReG=(GUGdS)/G (36)不同填料的C1、C2和C3可以在文献19中获取。单位高度塔的压力降为：PW=Pd (6LO/dL +a)/(-LO)4.65 (37)其中dL为空气流中液滴的直径，LO为移动流体滞留量。液滴的直径可由下式根据表面张力和浮力计算得到,即： (38) QUOTE dL=C6L/g(L-G)0.5 其中L为吸湿剂表面张力，g为重力加速度，而对于随机填料，C等于0.4。移动流体滞留量LO与塔的压力降PW有关，由下式确定：

22、QUOTE LO=3.6(ULa0.5)/g0.50.66(La1.5)/(Lg0.5)0.25(La2)/(Lg)0.11+6PW/(Lg)2 (39) 图3 计算机编程模拟的流程图上述非线性系统方程（式(34)-(39)）有两个未知参数，即：移动液体的滞留量LO和塔的压力降PW，并且可以通过迭代的方式计算得到。 计算机编程模拟因为所有特征参数（空气和吸湿剂的温度、空气的湿度、吸湿剂的浓度）的基本微分方程要求对填料塔的每一部分分别进行模拟，所以开发了每一部分特定的计算机编程模拟。整个吸收和解析塔被分成适当多（10）的部分，合理的子程序能够模拟上述理论分析中的空气与吸湿剂之间传热和传质过程并计

23、算出流体的特性参数。根据文献20-22，可以算出吸湿剂H2O/LiCl的热力学、热物理和流动特性参数。同时，分别根据文献23-26和文献27，可以算出吸湿剂H2O/LiBr和H2O/KCOOH的特性参数。根据入口条件（空气和吸湿剂的温度、湿度、质量流速）和填料塔的特性参数（填料的种类、塔的横截面积和高度）来确定输入值。然后从塔底到塔顶进行一步步进行分析。出口处（塔基）吸湿剂的条件先假定而后迭代，直到满足计算值与入口吸湿剂参数之间的收敛条件。最后输出的结果涉及出口处空气和吸湿剂的条件，包括温度、湿度、浓度。计算机模拟代码也包括一个特定的子程序用来计算填料塔中由式(34)-(39)确定的空气侧的压

24、力降。图3显示了整个计算机编程模拟的流程。4 结果的分析 实验结果表2 实验测试的操作条件整个实验测试可以被分为两类，一类是除湿过程，包括28次H2O/LiCl除湿、20次H2O/LiBr除湿，以及26次H2O/KCOOH；另一类是再生过程，包括19次H2O/LiCl再生，26次H2O/LiBr再生，以及12次H2O/KCOOH再生。当空气侧的蒸发压力高于吸湿剂侧的蒸发压力时，进行除湿过程，反之则进行吸湿剂再生过程。表2给出了实验测试的主要工作条件，包括：空气的进口温度TGi和湿度Yi，溶液的进口温度TLi和浓度Xi，空气的质量流量G和溶液的质量流量L以及溶液L的质量流量与空气G质量流量之间的

25、比率。实验中空气的质量流量低于商用设备中的对应值，并确保与常规的除湿冷却线圈或除湿轮相似的零偏移条件和压力降。在除湿实验中，溶液进口温度大约为23-24oC。同时将溶液和空气进口温度增加到大约50 oC，即可达到吸湿剂再生条件。不同吸湿剂浓度的设定是为了获得相似的结晶温度（从-15 oC到-20 oC）和相似的运行范围。依据文献28进行了详细的误差分析，主要是保证总的精确度，包括湿度12.7%的变化，吸湿剂25.9%的浓度变化以及压力降测量值4.9%的变化。表3给出了每组实验数据的最大不确定度。图4a给出了除湿实验中通过改变吸湿剂质量流速L和空气质量流速M测得的湿度值。除湿率依空气质量流速按对

26、数形式变化，随着空气进口湿度变化，斜率的绝对值呈下降趋势。传统的H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液表现出相似的除湿性能，但都优于H2O/KCOOH溶液。例如：当进口空气的湿度大约为11-12g/kg，质量流速大约为2时，H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液图4 湿度的减小值vs除湿实验中质量流速的比率，使用的除湿剂分别为(a)H2O/LiCl,(b) H2O/LiBr,(c) H2O/KCOOH图5 除湿剂浓度的增加vs除湿实验中质量流速的比率，使用的除湿剂分别为(a)H2O/LiCl,(b) H2O/LiBr,(c) H2O/KCOOH的除湿率d大约为6-7g/kg，而H2O/KCOO

27、H溶液的除湿率大约为5g/kg。测量到的湿度的下降对于空气调节或除湿都有意义。图5a-c给出了吸湿剂再生过程中，随着质量流速L/G的变化所引起的溶液浓度的变化。再生率依流速以对数形式变化，随着入口空气湿度的变化图线的斜率呈下降趋势。同时，H2O/KCOOH溶液的再生性能优于H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液。例如：当进口空气的湿度大约为10-11g/kg，质量流速大约为1时，H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液的再生率大约为0.25%，而H2O/KCOOH溶液的再生率大约为0.45%。图6给出了实验测试的柱效率。对于除湿和再生测试，随着质量流速的增加，效率都在增加，但是其绝对值不同。当流

28、速从逐渐到，除湿率由30%逐渐到90%；当流速从逐渐到时，再生率由20%逐渐到75%。对于不同的吸湿剂种类，其柱效率的变化可以忽略不计。图7给出了除湿和再生过程中，随着质量流速L/G的变化，单位高度空气的压力降。随着质量流速和吸湿剂种类的不同，实验中空气的压力降并不明显。除湿和再生过程中压力降的不同主要取决于空气侧不同的工作条件（如表2所示）。与此同时，我们将填料塔的实验结果与计算机模拟的结果进行比较。图8给出了除湿实验中空气湿度降的实验值与计算值的比较。图9给出了再生过程中实验和计算得到的溶液浓度变化值之间的比较，而图10则给出了压力降的实验值和计算值之间的比较。计算机模拟重现了除湿和再生实

29、验，其平均绝对误差分别为8.8%和14.8%，而压力降的的平均绝对偏差为9.4%。表4给出了实验模型对应的每组数据的平均绝对误差。因此，实验模型以其实验的精确给出了除湿率和再生率，和实际的情况相比它显得相当准确。 计算机模拟的结果我们对吸湿剂的参数进行研究，包括吸湿剂在入口处的温度、浓度和质量流速。入口处空气的温度被设置为25oC，湿度为10g/kg（相对湿度大约50%），空气的质量流量大约2s。1米高的填料塔由的塑料鲍尔环组成 QUOTE 1的塑料鲍尔环组成 。 首先评估入口处溶液温度对实验的影响：图11给出了在吸湿剂的质量流量为1.0 kg/m2s（质量流速L/G=2）时，塔中湿度的变化，

30、它是入口处溶液温度的函数。吸湿剂溶质的浓度（kg溶质/kg溶液）设置情况如下：LiCl溶液为40%，LiBr溶液为52%，而KCOOH溶液为74%，这样设置是确保获得相似的结晶温度（大约-20 oC）和运行范围。溶液的入口温度对于填料塔的性能影响较大。每个除湿剂都有一个转变温度，能够划分除湿条件（空气湿度和吸湿剂溶质浓度的降低）和再生条件（空气湿度和吸湿剂溶质浓度的升高）。例如，在图11所对应的入口工作条件下，当入口溶液的温度在40 oC以下时，吸湿剂H2O/LiCl，H2O/LiBr对空气进行除湿，再提升温度则进行空气对吸湿剂的再生过程。对于吸湿剂H2O/KCOOH，其转变温度大约为37 o

31、C。当温度在20到30 oC时，可以获得连续的除湿率，而对于再生过程则需要大于50 oC。因此，仅仅只需要将溶液的进口温度提升大约20-30 oC，就可以将除湿条件转变为再生条件。图12给出了当溶液的质量流量为2s（质量流速L/G=2）、入口处溶液温度为25 oC时，塔中湿度的变化，它是入口溶液浓度的函数。在这种情况下，每种吸湿剂都有一个转变表3 每组实验数据的最大不确定度图6 填料塔的效率vs除湿和再生实验中质量流速的比率图7 单元设备中空气侧的压力降vs除湿和再生实验中质量流速的比率图8 实验和计算的除湿速率的比较图9实验和计算的再生速率的比较表4 实验与计算机模拟编码所得数据的比较图10

32、实验和计算的单位高度设备压力降的比较图11 填料塔的计算机模拟中湿度变化vs除湿剂入口温度浓度，能够区分再生条件和除湿条件。例如，在图12所对应的入口工作条件下，H2O/LiCl溶液的转变浓度大约25%，H2O/LiBr溶液的转化浓度大约42%，而H2O/KCOOH溶液的转化浓度大约57%。在溶液的浓度超过临界值且并未结晶时，提高溶液的浓度可以提高除湿率（见图12）。图13 填料塔的计算机模拟中湿度变化vs质量流速的比率图12 填料塔的计算机模拟中湿度变化vs除湿剂入口浓度图13给出了质量流速的比率L/G对于空气湿度的影响，描绘了空气湿度随质量流速的比率L/G的变化曲线。图13对应的入口条件如

33、下：LiCl溶液的浓度为40%，LiBr溶液的浓度为52%，KCOOH溶液的浓度为74%，对于除湿和再生过程，溶液的进口温度分别为25 oC和50 oC。当质量流速的比率小于2时，除湿和再生过程受这个参数较大影响。而且，比率越高，影响就越不显著。因此，可以将质量流速的比率在到2之间变化，从而控制填料塔中的除湿和再生过程。5 结论这篇论文描述了填料塔中由液体吸湿剂和吸湿剂再生构成的吸附式除湿的实验测试和计算机编程模拟，并且实验测试和计算机模拟均得到了同一结论。因此，我们可以通过计算机模型来预测系统的性能，并分析主要工作参数对系统的影响。实验测试和计算机模拟说明基于液体吸湿剂的空气化学除湿确保了湿

34、度的持续降低，这适合于空调设备或加热设备。而且吸湿剂再生需要大约40-50 oC的温度，因此工业过程、热机的余热、太阳能都可以用来再生液体吸湿剂传统的H2O/LiCl和H2O/LiBr溶液的除湿性能优于H2O/KCOOH溶液，而在再生测试中H2O/KCOOH溶液表现较好。但是H2O/KCOOH溶液作为新溶液，相比于传统溶液，腐蚀性较小，价格较贵，与周围的环境能充分兼容，并且可应用于工艺设备除湿。参考文献1 B. Kovac, P.R. Heimann, J. Hammel, The sanitizing effect of desiccant-based cooling, ASHRAE J.

35、39-I (1997) 6064.2 Kathabar technical information, HYPERLINK :/ kathabar ,2001 kathabar ,2001.3 DryKor technical information, , 2001.4 R. Treybal, Mass Transfer Operations, McGraw Hill, New York, 1980, pp. 187-219, 314322.5 H.M. Factor, G. Grossman, A packed bed dehumidifier/regenerator for solar ai

36、r conditioning with liquid desiccants,Solar Energy 24 (1980) 541550.6 P. Gandhidasan, M. Rifat Ullah, C.F. Kettelborough,Analysis of heat and mass transfer between a desiccant-air system in a packed tower, ASME J. Solar Energy Eng. 109(1987) 8993.7 D.I. Stevens, J.E. Braun, S.A. Klein, An effectiven

37、ess model of liquid-desiccant system heat/mass exchangers,Solar Energy 42 (1989) 449455.8 A.Y. Khan, H.D. Ball, Development of a generalized model for performance evaluation of packed-type liquid sorbent dehumidifiers and regenerators, ASHRAE Trans.98 (1992) 525533.9 V. Martin, H.D. Ball, Effectiven

38、ess of heat and mass transfer processes in a packed bed liquid desiccant dehumidifier/regenerator, HVAC&RR es. 6 (2000)2139.10 P. Gandhidasan, A simplified model for air dehumidification with liquid desiccant, Solar Energy 76 (2004)409416.11 G.O.G. Lo f, T.G. Lenz, S. Rao, S. Coefficients of heat an

39、d mass transfer in a packed bed suitable for solar regeneration of aqueous lithium chloride solution, ASME J. Solar Energy Eng. 106 (1984) 387392.12 P. Patnaik, T.G. Lenz, G.O.G. Lo f, Performances studies for an experimental solar open-cycle liquid desiccant air dehumidification system, Solar Energ

40、y 44 (1990) 123135.13 A. Ertas, P. Gandhidasan, I. Kiris, E.E. Anderson,Experimental study on the performance of a regeneration tower for various climatic conditions, Solar Energy 53(1994) 125130.14 R.M. Lazzarin, A. Gasparella, G.A. Longo, Chemical dehumidification by liquid desiccant: theory and e

41、xperiment,Int. J. Refrigeration 22 (1999) 334347.15 N. Fumo, D.Y. Goswami, Study of an aqueous lithium chloride desiccant system: air dehumidification and desiccant regeneration, Solar Energy 72 (2002) 351361.16 K. Gommed, G. Grossman, F. Ziegler, Experimental investigation of LiCl-water open absorp

42、tion system for cooling and dehumidification, in: Proceedings of Int.Absorption Heat Pump Conf., Shanghai (P.R. China),September 2427, 2002, 391396.17 G.A. Longo, A. Gasparella, Experimental analysis on chemical dehumidification of air by liquid desiccant and desiccant regeneration in a packed tower, ASME J. Solar Energy Eng. 126 (2004) 587591.18 V. Engel, J. Stichlmair, W. Geipel, A