填料雙層布置對(duì)冷卻塔進(jìn)風(fēng)預(yù)冷傳熱傳質(zhì) 過(guò)程的影響模擬研究

韓 強(qiáng)，李 旋，齊慧卿，閆明暄，龐慧敏，張 齊，徐夢(mèng)菲，何鎖盈，高 明

（1.山東電力工程咨詢?cè)河邢薰?，山東 濟(jì)南 250013； 2.山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，高效節(jié)能及儲(chǔ)能技術(shù)與裝備山東省工程實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061）

火電廠的廢熱通常經(jīng)冷卻塔排入大氣[1]。我國(guó)西北地區(qū)干旱缺水，空冷塔因?yàn)楣?jié)水在西北地區(qū)具有廣泛的應(yīng)用前景。對(duì)于空冷塔，在夏季高溫時(shí)段其冷卻效率極低，導(dǎo)致機(jī)組的循環(huán)熱效率偏低，嚴(yán)重影響火電廠的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性[2]。

研究表明[3-4]，空冷塔的進(jìn)風(fēng)預(yù)冷可提升其在高溫時(shí)段的換熱性能?？绽渌倪M(jìn)風(fēng)預(yù)冷技術(shù)主要是通過(guò)蒸發(fā)預(yù)冷塔的進(jìn)風(fēng)，降低進(jìn)風(fēng)溫度的同時(shí)會(huì)導(dǎo)致進(jìn)風(fēng)濕度增大，之后被冷卻后的空氣與空冷塔內(nèi)換熱器處的熱水進(jìn)行間壁式換熱。換熱器處的換熱為顯熱交換，過(guò)程無(wú)相變，故進(jìn)風(fēng)濕度增大對(duì)此處的顯熱交換影響不大。進(jìn)風(fēng)預(yù)冷一般通過(guò)噴淋和填料實(shí)現(xiàn)。填料蒸發(fā)預(yù)冷進(jìn)風(fēng)空冷塔如圖1所示。在空冷塔的進(jìn)風(fēng)段沿著塔殼安裝一圈填料（塔內(nèi)部不安裝填料）。水通過(guò)配水裝置均勻分配到填料頂部，在重力、毛細(xì)力的作用下水均勻潤(rùn)濕填料；當(dāng)空冷塔的進(jìn)風(fēng)在自然浮力的作用下流過(guò)填料時(shí)，填料上的水蒸發(fā)冷卻進(jìn)風(fēng)，進(jìn)風(fēng)被冷卻后進(jìn)一步與塔內(nèi)換熱器處的熱水換熱，換熱后將換熱器處的廢熱排至大氣；填料處未蒸發(fā)的水在填料底部收集，并在水泵作用下循環(huán)使用。

圖1 填料蒸發(fā)預(yù)冷進(jìn)風(fēng)空冷塔[3] Fig.1 A dry cooling tower pre-cooled with wetted media[3]

填料布置方式影響空氣的流動(dòng)，進(jìn)而影響蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的性能[5-6]。Billingham等人[7]將波紋型填料進(jìn)行錯(cuò)位排列布置，且填料之間保留一定的空隙，發(fā)現(xiàn)該布置形式能夠使空氣的最大流動(dòng)通量提高30%，同時(shí)能夠有效的降低空氣阻力。He等人[8]研究表明，300 mm填料的冷卻效率已經(jīng)達(dá)到90%以上，采用400 mm填料對(duì)冷卻效率的提升不大。Yan等人[9]實(shí)驗(yàn)研究了填料雙層布置下蒸發(fā)冷卻性能，實(shí)驗(yàn)分別對(duì)比了300 mm填料雙層布置與填料常規(guī)布置在100、200、300 mm厚度下的蒸發(fā)冷卻性能，研究了風(fēng)速（范圍為0.5～3.0 m/s）、水流量（62、31 L/(min·m2)）等因素對(duì)冷卻性能的影響。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：填料雙層布置時(shí)的冷卻效率優(yōu)于200 mm常規(guī)填料，壓降接近于200 mm常規(guī)填料；300 mm填料雙層布置與300 mm常規(guī)填料相比，其冷卻效率稍低但空氣側(cè)壓降較小。故對(duì)于300 mm填料雙層布置，與300 mm常規(guī)填料相比，其100 mm中空可在滿足冷卻要求的同時(shí)減小通風(fēng)阻力，且可節(jié)省100 mm填料，具有較好的經(jīng)濟(jì)性?；诖?，本文 提出一種新的填料雙層布置形式，即“100 mm填 料+100 mm中空+100 mm填料”。填料雙層布置的配水系統(tǒng)及布置示意如圖2所示。

圖2 填料雙層布置的配水系統(tǒng)及布置示意 Fig.2 The water distribution system and medium-gapmedium arrangement

本文在此基礎(chǔ)上，利用Fluent18.0軟件進(jìn)一步對(duì)填料雙層布置時(shí)內(nèi)部的氣-液傳熱傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行深入探究，旨在揭示填料雙層布置對(duì)傳熱傳質(zhì)過(guò)程的影響機(jī)制。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 基本假設(shè)

由于填料結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，水和空氣在填料內(nèi)部流動(dòng)呈紊流狀態(tài)。同時(shí)，蒸發(fā)冷卻過(guò)程不僅存在傳熱還存在傳質(zhì)，因此整個(gè)蒸發(fā)冷卻過(guò)程較為復(fù)雜。為了簡(jiǎn)化，模擬時(shí)做如下假設(shè)：1）空氣、水與外界無(wú)傳熱現(xiàn)象；2）忽略因環(huán)境變化以及傳熱傳質(zhì)引起流體物性參數(shù)的變化；3）填料全部被水濕潤(rùn)，且在填料表面形成一層均勻的水膜，水膜溫度等于入口空氣的濕球溫度；4）忽略水膜厚度、流速以及表面張力；5）中空區(qū)域均勻淋水，且淋水溫度等于入口空氣的濕球溫度；6）整個(gè)蒸發(fā)冷卻過(guò)程處于穩(wěn)定工況。

1.2 幾何模型

本研究選取CELdek7060填料進(jìn)行研究，如 圖3所示。該填料是一種波紋狀填料，且相鄰2片填料與水平面的夾角不同，15°填料片與空氣流動(dòng)方向?qū)R，45°填料片與水流流動(dòng)方向?qū)R。相鄰2片填料通過(guò)粘合連接，其粘合處為交界面[10]。

圖3 CELdek7060填料的示意 Fig.3 Schematic diagram of geometric structure of CELdek7060

首先，采用Solidworks對(duì)填料雙層布置結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，利用曲線拉伸功能得到填料的波紋狀結(jié)構(gòu)。為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，本文選擇了4片填料組成的3個(gè)氣流通道進(jìn)行建模計(jì)算，模型如圖4所示。模型高度200 mm，厚度300 mm（即“100 mm填料+100 mm中空+100 mm填料”）。而后，將幾何模型導(dǎo)入到ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖4 填料雙層布置的三維模型 Fig.4 Three dimensional model of the medium-gap-medium arrangement

采用四面體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分（圖5），同時(shí)對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證，結(jié)果見(jiàn)表1。

圖5 網(wǎng)格劃分 Fig.5 The mesh generation

網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證的工況為：入口空氣風(fēng)速為1.55 m/s，入口空氣溫度為300.2 K，入口空氣含濕量為0.010 18，入口空氣相對(duì)濕度為45.1%?？諝鈧?cè)溫度、含濕量是衡量蒸發(fā)冷卻效率的重要指標(biāo)，因此將出口空氣的干球溫度以及含濕量作為主要的評(píng)價(jià)指標(biāo)，根據(jù)表1中的網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證，選擇網(wǎng)格數(shù)目為3 234 355進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

表1 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證 Tab.1 The grid independence verification result

1.3 控制方程

1.3.1 連續(xù)相控制方程

連續(xù)相為空氣，是不可壓縮且穩(wěn)定的流體，在填料內(nèi)部為湍流流動(dòng)?？諝獾闹饕M分為氮?dú)狻⒀鯕夂退魵?，研究過(guò)程中只考慮這3種物質(zhì)?？刂品匠讨饕ㄙ|(zhì)量方程、動(dòng)量方程、能量方程、組分守恒方程以及湍流動(dòng)量和湍流耗散率方程，這些方程可以用如下的通用形式表示：

式中：ρ為空氣密度，kg/m3；ui為速度矢量，m/s；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)。控制方程中的廣義源項(xiàng)為考慮水蒸發(fā)對(duì)空氣作用而引入的質(zhì)量、動(dòng)量及能量源項(xiàng)。

1.3.2 離散相控制方程

對(duì)于填料區(qū)域中水膜與連續(xù)相，在填料表面會(huì)形成一層飽和空氣層，該空氣層與進(jìn)入填料通道的未飽和空氣存在著一定的溫差和水蒸氣分壓力差。因此水膜與空氣在該處會(huì)發(fā)生傳熱傳質(zhì)過(guò)程。在填料區(qū)域，利用壁面函數(shù)法對(duì)各個(gè)輸運(yùn)方程進(jìn)行處理，從而模擬水膜與空氣的傳熱傳質(zhì)過(guò)程。

對(duì)于中空區(qū)域的淋水區(qū)，水滴可以認(rèn)為是離散相。通過(guò)設(shè)置水滴的溫度、速度等條件來(lái)模擬液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡，同時(shí)與連續(xù)相的空氣進(jìn)行耦合計(jì)算，從而模擬水滴與空氣的傳熱傳質(zhì)過(guò)程。

水滴軌跡與速度的運(yùn)動(dòng)方程如下：

式中：t為時(shí)間，s；rp為水滴運(yùn)動(dòng)軌跡；up為水滴的瞬間速度，m/s。

水滴的溫度變化如下：

式中：Tp為水滴溫度，K；h為水滴和空氣間的對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，計(jì)算時(shí)利用Fluent軟件中內(nèi)置的傳熱關(guān)聯(lián)式對(duì)傳熱過(guò)程進(jìn)行描述；hfg為蒸發(fā)潛熱，J/kg；Ap為水滴的表面積，m2；Tadb為微元體內(nèi)氣相干球溫度，K。水滴和空氣間的對(duì)流換熱系數(shù)通過(guò)式(4)計(jì)算。

式中：Nu為努塞特?cái)?shù)；kma為空氣導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Prma為濕空氣（連續(xù)相）的普朗特?cái)?shù)；Re為以水滴顆粒直徑為特征長(zhǎng)度的相對(duì)雷諾數(shù)。

水滴顆粒的蒸發(fā)速率為：

式中：hm為質(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)，通過(guò)式(6)計(jì)算，kg/(m2·s)，計(jì)算時(shí)利用Fluent軟件中內(nèi)置的傳質(zhì)關(guān)聯(lián)式對(duì)傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行描述；Mw為水滴摩爾質(zhì)量，kg/mol；Cs為液滴顆粒表面水蒸氣摩爾濃度，mol/L；C∞為空氣中水蒸氣摩爾濃度，mol/L。

式中：Sh為舍伍德準(zhǔn)則數(shù)；Scma為施密特準(zhǔn)則數(shù)。

1.3.3 連續(xù)相與離散相的耦合

在中空區(qū)域，空氣與水滴的換熱計(jì)算通過(guò)連續(xù)相與離散相的耦合實(shí)現(xiàn)。當(dāng)水滴通過(guò)每個(gè)微元體時(shí)，其與連續(xù)相發(fā)生質(zhì)量、熱量和動(dòng)量的交換，并以源項(xiàng)的形式出現(xiàn)在連續(xù)相的控制方程中。同時(shí)，連續(xù)相會(huì)對(duì)離散相產(chǎn)生影響。這種耦合作用通過(guò)交替求解連續(xù)相和離散相的主控方程組來(lái)實(shí)現(xiàn)。

質(zhì)量源項(xiàng)：

動(dòng)量源項(xiàng)：

能量源項(xiàng)：

式中：Δt為時(shí)間步長(zhǎng)，s；cp,p為水滴比熱容，J/(kg·K)；Mp,0為水滴的初始質(zhì)量，kg；cpv為水蒸氣比熱容，J/(kg·K)；mp,0為液滴初始質(zhì)量流率，kg/s；ΔTp為控制單元內(nèi)液滴的溫度改變值，K；Mp,av為控制單元的平均質(zhì)量，kg；ΔMp為控制單元體內(nèi)液體的質(zhì)量變化量，kg。

1.4 邊界條件

1.4.1 近壁面邊界條件

在填料區(qū)域，利用壁面函數(shù)法對(duì)各個(gè)輸運(yùn)方程進(jìn)行處理，從而來(lái)實(shí)現(xiàn)水膜與空氣的傳熱傳質(zhì)過(guò) 程[11-12]。對(duì)于充分發(fā)展的湍流運(yùn)動(dòng)，其壁面區(qū)可以分為黏性底層、過(guò)渡層和對(duì)數(shù)律層。為了更好地表達(dá)壁面區(qū)的流動(dòng)，可以引入2個(gè)無(wú)量綱數(shù)，即u+用來(lái)表示速度，y+表示網(wǎng)格距壁面的距離：

式中：u為流體的時(shí)均速度，m/s；τw為壁面切應(yīng)力，N；Δy為到壁面的距離，m；uτ為壁面摩擦速度，m/s。對(duì)于y+<5時(shí)，流體在粘性底層，其速度的分布特點(diǎn)是沿壁面法線方向呈線性分布即u+=y+。當(dāng)60

式中：k為Karman常數(shù)；B與E為與表面粗糙度有關(guān)的常數(shù)；對(duì)于光滑壁面，k=0.4，B=5.5，E=9.8[13]。

1.4.2 能量方程中溫度的計(jì)算

在能量方程中的溫度計(jì)算，壁面函數(shù)定義一個(gè)新的無(wú)量綱溫度T+[14]：

式中：Tp是與壁面相鄰第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)P的溫度，K；Tw是壁面溫度，K；kp為節(jié)點(diǎn)P的湍流動(dòng)能，J/kg；qw是壁面上的熱流密度，J/(m2·s)。

與壁面相鄰的第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的溫度滿足對(duì)數(shù)分布律，即

1.4.3 組分濃度的計(jì)算

對(duì)于組分輸運(yùn)方程使用壁面函數(shù)法，其方法與溫度計(jì)算方式相似，組分的壁面律可表示為

式中：Yi為某一組分的濃度，mol；Sc和Sct分別為分子施密特?cái)?shù)和湍流施密特?cái)?shù)；Ji，w為組分i的組分?jǐn)U散通量。

1.4.4 對(duì)于湍流動(dòng)能與耗散率方程

湍流動(dòng)能k及其耗散速率ε，在方程中被認(rèn)為是源項(xiàng)，根據(jù)局部均衡假設(shè)進(jìn)行計(jì)算。在此假設(shè)下，在壁面與相鄰區(qū)域的控制體積內(nèi)的湍流動(dòng)能Gk和耗散速率εp相等，因此可根據(jù)對(duì)數(shù)定律對(duì)其進(jìn)行計(jì)算。

式中：U為無(wú)量綱速度。

1.4.5 進(jìn)口與出口邊界條件

進(jìn)口的邊界條件選取速度入口。值得說(shuō)明的是，組分守恒方程中的某一組分的質(zhì)量濃度Cv，在本文指的是水蒸氣的質(zhì)量濃度。進(jìn)口空氣的水蒸氣質(zhì)量濃度可以利用Cv=Xa1/(1+Xa1)確定。其中，Xa1為進(jìn)口空氣的含濕量，kgv/kga。

湍流動(dòng)能由k=2(uoI)2/3計(jì)算得到。其中：uo為進(jìn)口空氣流速，m/s；I為湍流強(qiáng)度，在此取5%。對(duì)于湍流耗散率ε，由公式ε=(cμ3/4k3/2)/l進(jìn)行計(jì)算。其中：cμ=0.09；l為填料特征長(zhǎng)度。

出口邊界條件為壓力出口，設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，即101 325 Pa。

1.5 模型驗(yàn)證

前已述及，文獻(xiàn)[9]對(duì)填料雙層布置下蒸發(fā)冷卻性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試。本文的數(shù)值計(jì)算模型，通過(guò)與文獻(xiàn)[9]實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比進(jìn)行驗(yàn)證。不同進(jìn)風(fēng)風(fēng)速下空氣經(jīng)蒸發(fā)冷卻后的出口溫度如圖6所示。

圖6 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對(duì)比(水流量為62 L/(min·m2)) Fig.6 Comparison between the experimental data and the simulation results (water flow is 62 L/(min·m2))

由圖6可知，二者之間的最大誤差為1.6%，可見(jiàn)本文建立的數(shù)值計(jì)算模型可靠。

總體上，模擬的空氣出口溫度值稍微低于實(shí)驗(yàn)值，這是因?yàn)樵谀M時(shí)進(jìn)行了相關(guān)假設(shè)。但在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，難以完全滿足上述假設(shè)。由于配水系統(tǒng)以及淋水量的問(wèn)題，難以保證整個(gè)填料表面都有一層均勻的水膜且水膜的厚度一致，淋水溫度其實(shí)是略高于入口空氣的濕球溫度。故實(shí)驗(yàn)時(shí)的冷卻效率稍低于模擬過(guò)程，導(dǎo)致模擬的出口氣溫值稍微低于實(shí)驗(yàn)值。

2 結(jié)果分析

本文選取入口空氣風(fēng)速1.5 m/s、干球溫度27 ℃、濕球溫度19 ℃，空氣相對(duì)濕度為46.9%的工況。對(duì)填料雙層布置內(nèi)部的空氣動(dòng)力場(chǎng)、溫度場(chǎng)、濕度場(chǎng)進(jìn)行分析。

2.1 空氣動(dòng)力場(chǎng)

15°與45°填料片交界面的速度矢量分布如圖8所示。

從圖7可以看出：填料內(nèi)部的空氣流動(dòng)主要沿著15°填料通道方向流動(dòng)，這主要是由于空氣沿水平方向進(jìn)入通道之后，45°填料通道比15°填料通道的阻力要大，因此絕大部分的空氣會(huì)從15°的通道通過(guò)；空氣在45°填料的波峰處風(fēng)速較大，這主要是由于空氣速度場(chǎng)在填料的波峰處進(jìn)行了疊加使得該處的風(fēng)速較大；對(duì)于2片填料的粘合處（圖4），其風(fēng)速較低，其原因是粘合處后的空間處于背風(fēng)處，導(dǎo)致其風(fēng)速較小。

圖7 15°與45°填料片交界面的速度矢量分布(x=0) Fig.7 The velocity vector distribution at the interface of 15° and 45° media (x=0)

圖8a)和圖8b)分別為y-z平面x=-3.5 mm和x=3.5 mm處速度分布云圖，其分別表示15°填料片通道截面和45°填料片通道截面，同時(shí)截取了填料進(jìn)口局部速度矢量分布圖。從圖8可以看出，流體剛進(jìn)入填料通道時(shí)呈現(xiàn)水平流動(dòng)，經(jīng)過(guò)一段距離后才沿著流道方向流動(dòng)。雖然考慮了重力的影響，但從速度場(chǎng)的分布來(lái)看，重力的影響并不明顯。

圖8 速度分布云圖 Fig.8 The velocity distribution cloud map

對(duì)于填料雙層布置的中空區(qū)域，其在中間部分風(fēng)速較大，頂部和底部的風(fēng)速較小。在中空區(qū)域，由于第一塊100 mm填料的影響，整體的速度方向并非水平，而是沿著15°填料通道流出，這使得中空區(qū)域的頂部風(fēng)速較小。入口空氣從左側(cè)進(jìn)入，模型上下設(shè)置為壁面，無(wú)空氣通過(guò)。因此，對(duì)于45°填料，其填料底部沒(méi)有空氣進(jìn)入，導(dǎo)致其風(fēng)速較小。在15°和45°通道速度場(chǎng)疊加之后，中空區(qū)域中間部分的空氣速度偏大。

2.2 空氣溫度場(chǎng)

圖9為填料不同截面的溫度分布云圖。從圖9可以看出，空氣溫度沿氣流方向逐漸降低?？諝庠趧傔M(jìn)入填料（第一段填料100 mm）時(shí)，溫度變化劇烈；當(dāng)空氣經(jīng)過(guò)一段距離后，其溫度變化逐漸減弱；在第二段100 mm填料的后半段，空氣溫度幾乎不再變化。在100 mm的中空區(qū)域仍然有淋水（圖2和圖4）。淋水區(qū)水滴與空氣直接接觸進(jìn)行傳熱傳質(zhì)，進(jìn)一步冷卻空氣。因此300 mm填料雙層布置相比于200 mm常規(guī)填料多了噴淋區(qū)的噴淋冷卻，其冷卻效率要高于200 mm常規(guī)填料。從溫降的角度來(lái)看，空氣依次經(jīng)過(guò)100 mm填料、100 mm中空、100 mm填料的溫降分別為4.3、1.3、1.6 ℃。填料承擔(dān)了82.5%的溫降，而中空區(qū)域承擔(dān)了17.5%的溫降。此外，對(duì)比15°和45°通道的溫度變化，45°通道的溫度下降得更快，這是由于該通道內(nèi)空氣速度較小，換熱充分。

圖9 填料不同截面的溫度分布云圖 Fig.9 Cloud map of the temperature distribution in different cross sections of the filter

在數(shù)值模擬中，填料內(nèi)部的空氣溫度變化主要是由于空氣與水膜表面的飽和空氣層之間存在溫度差和水蒸氣濃度差，引起傳熱傳質(zhì)。在空氣剛進(jìn)入填料時(shí)，空氣與飽和空氣層之間的溫度差和水蒸氣濃度差最大，傳熱傳質(zhì)劇烈；隨著空氣不斷流動(dòng)，溫度差和水蒸氣濃度差逐漸降低，傳熱傳質(zhì)能力逐漸減弱。此外，中空區(qū)域的淋水區(qū)主要是空氣與水滴進(jìn)行傳熱傳質(zhì)，空氣與水滴的換熱面積小于填料區(qū)域的水膜，且空氣與水滴之間的溫度差和水蒸氣濃度差與第一段100 mm填料相比較小，所以2段填料區(qū)的冷卻占比與中空區(qū)相比較大。

2.3 空氣濕度場(chǎng)

圖10為填料不同截面的含濕量分布。

圖10 填料不同截面的濕度分布云圖 Fig.10 Cloud map of the humidity distribution in different cross sections of the filter

由圖10可見(jiàn)，填料內(nèi)部濕度場(chǎng)的分布與溫度場(chǎng)的分布具有一定的相似性，但水蒸氣含量沿氣流方向逐漸增大。從圖10b)和圖10c)可以看出，隨著空氣的流動(dòng)，空氣中的水蒸氣含量變化逐漸趨于穩(wěn)定，且45°填料通道內(nèi)水蒸氣含量比15°填料通道變化更快。

空氣流經(jīng)填料時(shí)與填料上的水膜直接接觸，在貼近水膜的地方，存在一個(gè)溫度等于入口空氣濕球溫度的空氣邊界層。由于邊界層內(nèi)水蒸氣分子濃度大于周圍空氣的水蒸氣分子濃度，則由邊界層進(jìn)入周圍空氣中的水蒸氣分子數(shù)多于由周圍空氣進(jìn)入邊界層的水蒸氣分子數(shù)，引起傳質(zhì)，空氣的含濕量逐漸升高，導(dǎo)致其邊界層與周圍環(huán)境的含濕量之差逐漸降低，因此氣-水間的傳質(zhì)能力沿空氣流動(dòng)方向逐漸降低。

3 結(jié) 論

本文建立了三維數(shù)值計(jì)算模型，模擬研究了填料雙層布置下蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)內(nèi)氣-液間的熱質(zhì)傳遞過(guò)程，主要結(jié)論如下：

1）填料內(nèi)部的空氣流動(dòng)主要沿著15°填料通道方向，填料雙層布置的中空區(qū)域，其在中間部分風(fēng)速較大，頂部和底部的風(fēng)速較小。

2）在風(fēng)速1.5 m/s、入口空氣溫度27 ℃、濕球溫度19 ℃的工況下，空氣依次經(jīng)過(guò)100 mm填料、100 mm中空、100 mm填料的溫降分別為4.3、1.3、1.6 ℃；所有填料區(qū)承擔(dān)了82.5%的冷卻，而中空區(qū)域承擔(dān)了17.5%的冷卻。

3）隨著空氣的流動(dòng)，空氣中的水蒸氣含量變化逐漸趨于穩(wěn)定，且45°填料通道內(nèi)水蒸氣含量比15°填料通道變化更快。

后續(xù)將對(duì)填料雙層布置時(shí)的中空區(qū)域尺寸進(jìn)行深入分析，并將填料雙層布置下的蒸發(fā)預(yù)冷系統(tǒng)與空冷塔結(jié)合，研究進(jìn)風(fēng)預(yù)冷對(duì)空冷塔換熱性能的提升效果。