目前，常用的海水淡化技术有反渗透法、低温多效蒸馏、多级闪蒸等^[1-3]. 反渗透法是在高压泵的作用下，水分子通过反渗透膜实现盐与水的分离^[4]；该方法需要持续地提供电能或机械能，且随着料液浓度的增大，高压泵做功增加导致处理成本增加，产水品质下降，膜的使用寿命缩短，浓缩后的料液无法进一步处理^[4-5]. 传统的多效蒸馏式和多级闪蒸式技术往往因一些共性问题而难以商业化推广使用. 1）装置庞大复杂、体积大、投资成本高；2）随着料液浓度的增加，蒸发器内部表面会产生严重结垢和腐蚀的问题，装置传热效率降低，这对材料的耐高温、耐腐蚀性能提出很高的要求，污垢处理和装置维护成本增加^[6-7].

加湿除湿技术（humidification- dehumidification，HDH）是一种新型的热法脱盐技术^[8-11]. 该技术模拟自然界的降雨循环过程，以流动空气作为水蒸气的载体，空气在加湿系统内与热料液进行热质交换；空气被升温加湿后，携带一定量的水蒸气后进入除湿系统除湿，利用空气的湿度差，多余的水蒸气冷凝成淡水，剩余料液达到浓缩的效果^[12]. 与其他技术相比，HDH脱盐技术具有结构设计简单、设备投资和操作成本较低、可利用低品位能源或可再生能源等优点^[13-14]. HDH脱盐技术在海水淡化、工业废水浓缩、垃圾渗滤液浓缩处理和生活污水处理等领域具有广阔的应用前景.

目前，HDH海水淡化的研究主要集中在系统优化、提高产水量、性能评估等方面^{[10, 15-16]}. Nawayseh等^[17]对加湿器中的传热传质系数进行理论评估，给出传质系数随运行参数的变化. Farsad等^[18]对采用HDH技术的太阳能海水淡化进行数值模拟研究，建立加湿器、除湿器及其他循环部件的质量和能量守恒方程. Dai等^[19]对HDH太阳能海水淡化进行实验研究，结果表明，系统性能与料液温度、料液质量流量、空气质量流量等因素密切相关.

加湿器内的空气加湿过程是影响HDH脱盐系统性能及系统优化的关键因素^[20]. 近年来，研究者为了提高加湿器的传质系数，开发了喷淋、鼓泡、降膜等多种形式的加湿器. 常泽辉等^[21]基于喷淋加湿除湿原理，设计两级多效太阳能苦咸水淡化装置，开展实验和理论研究；结果表明，性能系数最大可以达到2.0左右，装置性能系数的理论计算值和试验测试值吻合较好. 刘忠等^[22]基于鼓泡蒸发和空气载湿气液相平衡机理，设计具有多效鼓泡蒸发强化传热传质过程的增湿-去湿太阳能海水淡化系统，性能系数可以达到2.8左右. 李正良等^[23]基于降膜蒸发与降膜凝结机理，设计建造具有四效回热性能的吸收式太阳能海水淡化系统，性能系数可以达到3.0左右.

本文在以往研究的基础上，设计搭建新型的喷淋加湿和填料塔加湿相结合的小型HDH脱盐系统，采用空气和料液双循环的方式进行加湿除湿，提高了加湿效率和能量利用效率. 在相关假设的基础上，对加湿除湿过程中的传热传质进行热力学分析；通过改变空气循环体积流量、进料体积流量、料液温度等运行参数，对系统的产水性能进行实验研究.

系统的结构示意图如图1所示. 该系统由空气加湿系统和空气除湿系统2个循环系统组成，采用风机驱动空气循环流动，采用水泵驱动热料液和冷却水循环流动. 空气加湿系统用于给冷空气升温加湿，包括加湿器、料液泵、流量控制器、风机、电加热器、料液箱；空气除湿系统用于给热湿空气降温除湿，包括除湿器、冷却水箱、冷却盘管、流量控制器、淡水箱.

系统的工作原理如下：料液箱中的料液经电加热器加热至一定温度后，分别经由料液泵和加湿器上部的蒸发喷淋器进入加湿器，流量大小由转子流量计控制；筛板位于加湿器的下部，且与加湿器固定连接，筛板上方放置有多孔填料，喷淋下来的热料液与加湿器内筛板上方的填料发生碰撞、铺展、破碎、飞溅等现象，填料的多孔结构使得填料表面的料液与空气的接触面积大大增加；冷空气由风机驱动经管道进入加湿器的下部，冷空气在加湿器内向上流动的过程中与料液进行热质交换，料液中的部分水分蒸发，以水蒸气的形式和冷空气混合，使冷空气升温加湿，剩余未被蒸发的料液经筛板孔隙流至料液箱，进行下一次循环；升温加湿后的热湿空气经管道进入除湿器下部，在除湿器内向上流动的过程中，与除湿器上部冷却水喷淋器喷淋的冷却水进行热质交换，空气被降温除湿，冷凝产生的淡水与冷却水混合后经筛板孔隙流至淡水箱，被收集起来. 由于在系统运行过程中，只有水蒸气能够与空气混合后进入除湿器，而料液中的非挥发性物质如无机盐被留存下来，料液得到进一步浓缩.

该小型HDH脱盐系统具有如下特点：1）系统采用喷淋加湿和填料塔加湿相结合，辅之以空气强制流动的工艺方法进行空气加湿，提高了加湿效率；2）系统采用料液和空气双循环流动的方式，除湿后的冷空气进入加湿器循环加湿，未被蒸发的料液继续在加湿器内喷淋蒸发，相应热量得以回收利用，使得系统能耗降低，能量利用效率提高；3）系统在常压下运行，无需真空泵和气液分离器，结构简单，制造成本低；4）系统对料液温度的要求不高，在料液温度较低（< 40 °C）时系统也可运行，产水量和产水品质稳定、可靠.

小型HDH脱盐系统的实物图如图2所示，底面尺寸为50 cm×60 cm，总体高度为145 cm. 该系统的加湿器和除湿器结构相同，为了方便实时观察加湿器喷淋加湿和除湿器除湿冷凝的情况，壳体均采用PMMA材质的透明管材，外径为20 cm，内径为19 cm，高度为50 cm，具有耐高温（软化温度为80~95 °C）、耐酸碱腐蚀、耐盐腐蚀的优点. 填料均选用PP多面空心球，直径为3.8 cm，填料堆积高度为20 cm，具有高孔隙率（87%）、高比表面积（325 m²/m³）、耐高温（软化温度为80~100 °C）、耐腐蚀等优点. 连接管道选用PVC管材，外径为16 cm，内径为15.4 cm，密度小、耐酸碱、耐高温（软化温度为80~85 °C），有较好的抗拉、抗弯、抗压和抗冲击能力. 料液箱和淡水箱选用PP材质，具有较好的耐高温性. 风机选用耐高温、耐潮湿的管道式风机，料液泵选用隔膜增压泵（EC-103-75，佛山三角洲电器科技有限公司）.

在试验测试过程中，选用电加热器对料液箱中的料液进行加热，料液温度由智能温控仪（上海民熔电气有限公司）进行控制. 加湿器上部的热料液进口和下部的热料液出口分别布置有温度传感器，除湿器上部的冷却水进口和下部的冷却水出口分别布置有温度传感器，温度由温度巡检仪（MIK5700，杭州美控自动化技术有限公司）进行实时监测记录. 进料体积流量和冷却水流量均由转子流量计（LZB-10WB，常州双环热工仪表有限公司）控制. 空气循环体积流量由调压器调节风机工作电压控制，实现无极调速，循环风速由风速仪（DT-8893，深圳华盛昌机械实业有限公司）进行监测记录.

在实验过程中，选用自来水作为料液和冷却水，使用电加热器加热料液，通过智能温控仪使进入加湿器的热料液温度控制为（55±1）°C，调节进料体积流量为10 L/h，冷却水循环体积流量为50 L/h，冷却水温度控制为20~25 °C，调节调压器使得系统空气循环体积流量分别为20、70、110、145、180、215、240 m³/h.

具体实验步骤如下. 在实验运行前，巡检系统，保证管道连接、阀门连接和温度传感器布置正常；分别记录淡水箱和料液箱初始液位；将风速仪置于系统连接管道内部，调节风机输入电压，使得空气循环体积流量为实验所需值；开启热水泵和电加热器，待进入加湿器的热料液温度达到实验所需值时，开启冷却水泵和风机，调节进料体积流量和冷却水循环体积流量，由温度记录仪连接计算机，使用软件每隔60 s记录一次数据；实验稳定运行1 h后停止，待液面平稳后，记录淡水箱终止液位.

在实验过程中，选用自来水作为料液和冷却水，选用电加热器加热料液，通过智能温控仪使进入加湿器的热料液温度控制为（55±1）°C，调节冷却水循环体积流量为50 L/h，冷却水温度控制为20~25 °C，系统空气循环体积流量为180 m³/h，调节转子流量计使得进料体积流量分别为10、20、30、40、50、60 L/h. 具体实验步骤同上.

在料液温度对系统性能影响的测试过程中，选用海水作为料液，2018年4月14日取自大连星海湾（东经121°57′，北纬38°88′），总盐质量分数约为3.5%.

在实验过程中，选用去离子水为冷却水，调节冷却水循环体积流量为50 L/h，冷却水温度控制为25~27 °C，系统空气循环体积流量为180 m³/h，进料体积流量为60 L/h，调节智能温控仪使进入加湿器的热料液温度分别为35、38、41、43、47、52、57 °C. 具体的实验步骤同上.

对于该小型HDH脱盐系统，为了便于开展产水量的理论计算，进行如下简化. 假定系统内部大气压始终保持为1个大气压；忽略填料与壳体之间的导热及辐射换热；假定系统为封闭系统，无空气进出系统；假定料液中不存在不凝结气体.

系统在运行过程中，输入系统的能量可以由下式进行计算：

(1) ${Q_{{\rm{sys,in}}}} = {\rho _{\rm{f}}}{q_{{{V}},}}_{\rm{f}}({h_{{\rm{f,1}}}} - {h_{{\rm{f,2}}}}),$

(2) ${h_{\rm{f}}} = {c_{{p}}}_{{\rm{,f}}}{T_{\rm{f}}}.$

式中： ${Q_{{\rm{sys,in}}}}$ 为输入系统的总能量， ${\rho _{\rm{f}}}$ 为实验温度下料液的密度， ${q_V{{{}},}}_{\rm{f}}$ 为进料体积流量， ${h_{{\rm{f,1}}}}$ 为流入加湿器的料液的质量焓， ${h_{{\rm{f,2}}}}$ 为流出加湿器的料液的质量焓， ${c_{{p}}}_{{\rm{,f}}}$ 为料液比定压热容，T_f为料液的温度.

比定压热容可以由下式^[24]进行估算：

(3) $ \begin{split} {c_{{{p}},{\rm{f}}}} =& {10^{ - 3}} \times (4\;206.8 - 1.126\;2{T_{\rm{f}}} + 1.202\;6 \times \\ &{10^{ - 2}}{T_{\rm{f}}}^2{\rm{ + }}6.877\;7 \times {10^{ - 7}}{T_{\rm{f}}}^3). \end{split}$

在系统加湿过程中，加湿器内的热料液与冷空气进行换热，则加湿器中冷空气获得的换热量为

(4) ${Q_{{\rm{v,1}}}} = {\rho _{\rm{v}}}{{{q}}_{{V}}}_{,{\rm v}}({h_{{\rm{v,2}}}} - {h_{{\rm{v,1}}}}),$

(5) ${h_{\rm{v}}} = {c_{{{p,{\rm v}}}}}{T_{\rm{v}}},$

(6) ${Q_{{\rm{v,1}}}} = {Q_{{\rm{sys,in}}}}.$

式中： ${Q_{{\rm{v,1}}}}$ 为冷空气获得的总能量，ρ_v为空气的密度， ${{{q}}_{{V}}}_{,{\rm v}}$ 为空气循环体积流量， ${h_{{\rm{v,1}}}}$ 为流入加湿器的空气的质量焓， ${h_{{\rm{v,2}}}}$ 为流出加湿器的空气的质量焓， ${c_{{{p,{\rm v}}}}}$ 为空气比定压热容，T_v为空气的温度.

在系统除湿过程中，除湿器内的冷却水与热湿空气进行换热，则除湿器中的能量平衡方程为

(7) ${Q_{{\rm{v,2}}}} = {\rho _{\rm{v}}}{{{q}}_{{V}}}_{,{\rm v}}({h_{{{{\rm v},3}}}} - {h_{{\rm{v,4}}}}),$

(8) ${Q_{{\rm{cond}}}} = {\rho _{{\rm{cond}}}}{q_{{{V,}}}}_{{\rm{cond}}}({h_{{\rm{c,2}}}} - {h_{{\rm{c,1}}}}),$

(9) ${h_{\rm{c}}} = {c_{{{p,c}}}}{T_{\rm{c}}},$

(10) ${Q_{{\rm{v,2}}}} = {Q_{{\rm{cond}}}}.$

式中： ${Q_{{\rm{v,2}}}}$ 为热湿空气释放的总能量， ${h_{{\rm{v,3}}}}$ 为流入除湿器的空气的质量焓， ${h_{{\rm{v,4}}}}$ 为流出除湿器的空气的质量焓， ${Q_{{\rm{cond}}}}$ 为冷却水获得的总能量， ${\rho _{{\rm{cond}}}}$ 为实验温度下冷却水的密度， ${q_{{{V,}}}}_{{\rm{cond}}}$ 为冷却水循环体积流量， ${h_{{\rm{c,1}}}}$ 为流入除湿器的冷却水的质量焓， ${h_{{\rm{c,2}}}}$ 为流出除湿器的冷却水的质量焓， ${c_{{{p,{\rm c}}}}}$ 为冷却水比定压热容，T_c为冷却水的温度. 系统在理想条件下的所产淡水流量^[21]为

(11) ${J_{{\rm{f,p}}}} = {Q_{{\rm{cond}}}}/{h_{{\rm{f,p}}}}.$

式中： ${J_{{\rm{f,p}}}}$ 为系统产水量， ${h_{{\rm{f,p}}}}$ 为实验温度下水的汽化潜热. 其中，水的汽化潜热可以通过经验公式^[25]计算：

(12) $ \begin{split} {h_{{\rm{f,p}}}}= &2\;501.897\;149 \!-\!\! 2.407\;064\;037{T_{\rm{w}}} \!+\!\\ & 1.192\;217 \times {10^{ - 3}}{T_{\rm{w}}}^2 - 1.586\;3 \times {10^{ - 5}}{T_{\rm{w}}}^3.\end{split}$

式中：T_w为冷凝温度.

系统利用加湿除湿原理进行海水淡化，运行过程中的传热传质过程比较复杂，包括电加热器和料液之间的传热、热料液与冷空气之间的传热传质、热湿空气与冷却水之间的传热传质以及冷却水与水箱的传热过程. 采用系统单位时间产水量、脱盐率、单位体积产水能耗和造水比，衡量该小型HDH脱盐系统的产水性能及能量利用效率.

系统的脱盐率（salt rejection ratio，R_s）是衡量系统所产淡水品质的重要指标，由下式计算：

(13) ${R_{\rm{s}}} = \left(1 - {c_{\rm p}}/{c_{\rm f}}\right) \times 100\text{%} .$

式中： ${c_{\rm p}}$、 ${c_{\rm f}}$ 分别为产水和料液中的总溶解固体量.

系统的单位体积产水能耗（specific thermal energy consumption，STEC）是衡量小型HDH脱盐系统性能的重要指标之一，为系统生产单位体积淡水所需要的热能量（kW·h/ m³），可以由下式^[26]计算：

(14) ${\rm{STEC = }}\frac{{{Q_{{\rm{sys,in}}}}{\rho _{{\rm{p}}}}}}{{3\;600 {J_{{\rm{f,p}}}}}}.$

式中： ${\rho _{\rm{p}}}$ 为所产淡水的密度.

除了STEC以外，造水比（gained output ratio，GOR）是衡量小型HDH脱盐系统性能的另一重要指标，为有用热量与系统总输入能量的比值，用于评估系统在实验中的热效率. GOR表示系统在热回收方面的效率，可以由下式^{[9, 26]}计算：

(15) ${\rm{GOR = }}{J_{{\rm{f,p}}}}{h_{{\rm{f,p}}}}/{Q_{{\rm{sys,in}}}}.$

空气循环体积流量对小型HDH脱盐系统性能的影响如图3所示. 可以看出，当空气循环体积流量为20~240 m³/h时，系统产水量为260~410 g/h，系统实际GOR为0.9~1.2，实际STEC为546~732 kW·h/ m³. 当空气循环体积流量较小（≤ 180 m³/h）时，随着空气循环体积流量的增大，系统产水量和实际GOR增大，实际STEC减小，系统能量利用率提高. 这是由于空气循环体积流量增大（20~180 m³/h），所携带的水蒸气量显著增加，产水量显著增大（260~410 g/h），料液进、出加湿器的温差稍有增大（17.6~20.7 °C），综合表现结果是系统的实际GOR增大，实际STEC减小.

当空气循环体积流量达到一定值后继续增大（180~240 m³/h），系统产水量和实际GOR开始减小，实际STEC增大，系统能量利用率降低. 这是由于过多的空气会带走大量的热量，使得进入除湿器的实际蒸汽温度降低（36.6 °C降至32.8 °C），单位体积空气的绝对含湿量降低，从而使得空气携带的水蒸气量降低，产水量减小（410 g/h减小至350 g/h），而且料液进出加湿器的温差稍有增大（20.7~22.3 °C），综合表现为系统的实际GOR减小，实际STEC增大. 对于该系统来说，存在最佳的空气循环体积流量180 m³/h，使得系统的产水量和实际GOR最大，实际STEC最小.

进料体积流量对小型HDH脱盐系统性能的影响变化曲线如图4所示. 由图4可以看出，当进料体积流量为10~60 L/h时，系统产水量为410~1 530 g/h，系统GOR为1.2~4.7，单位体积产水能耗为137~546 kW·h/m³. 系统的产水量随着进料体积流量的增大而增加，但随着进料体积流量的继续增大，系统产水量增加变缓. 这是由于料液进入加湿器后，体积流量的增大（10~30 L/h）会使得离开加湿器的湿空气的实际温度升高（36.6~43.3 °C），湿空气中的水蒸气量增加，进而除湿器内湿空气与冷却水的温差增大（10.6~17.5 °C），更多的水蒸气冷凝析出，系统产水量增加. 随着体积流量的继续增大（30~60 L/h），湿空气与冷却水的温差增大变缓（17.5~23.8 °C），从而产水量增加变缓.

随着进料体积流量的增大，系统实际GOR迅速增大，实际STEC迅速减小. 这是由于料液进入加湿器后，体积流量的增大（10~60 L/h）会使得离开加湿器的料液温度升高（34.7~52.1 °C），从而使得料液进、出加湿器的温差减小（20.7 °C降至3.0 °C）. 温差减小和产水量增加的共同作用结果使得系统的实际GOR迅速增大，实际STEC迅速减小. 该小型HDH脱盐系统选用料液泵的工作范围为0~60 L/h，所以对于该系统来说，当进料体积流量为60 L/min时，系统的产水量和实际GOR最大，实际STEC最小.

料液温度对小型HDH脱盐系统产水性能影响的曲线如图5（a）所示. 图中， ${t_{{\rm{f}},1}}$ 为进入加湿器的料液温度. 从图5（a）可以看出，在进料体积流量和空气循环体积流量一定的条件下，系统产水量随着料液温度的升高而增加；当进料体积流量为60 L/h，空气循环体积流量为 180 m³/h时，料液温度为57 °C时的系统产水量是35 °C时的4.53倍. 这是由于随着料液温度的不断升高（35~57 °C），离开加湿器的热湿空气温度逐渐升高（33.5~49.6 °C）；热湿空气相对湿度一直稳定在93%以上，导致热湿空气中水蒸气量逐渐增加，系统产水量随之增加. 随着料液温度的升高，料液进、出加湿器的温差Δt（ $\Delta t = {t_{{\rm{f}},1}} - {t_{{\rm{f}},2}}$）逐渐增加，由1.3 °C增加至7.4 °C，这是由于系统散热损失随着料液温度的升高而逐渐增大. 系统产水脱盐率一直保持在99.99%以上，产水中总溶解固体质量浓度低于4 mg/L，这说明该系统的产水品质稳定可靠.

料液温度对小型HDH脱盐系统能耗影响的曲线如图5（b）所示. 在进料体积流量和空气循环体积流量一定的条件下，随着料液温度的升高，系统实际GOR先增大后减小，实际STEC先减小后增大. 这是由于当料液温度较低（≤ 38 °C）时，温度的增加使得系统产水量增加，料液进、出加湿器的温差没有明显变化（1.20~1.30 °C），从而使得系统能量利用效率升高. 当料液温度继续增加（> 38 °C）时，料液进、出加湿器的温差显著增加（1.3~7.4 °C），且增加速率大于产水量增长率，从而使得系统能量利用效率降低. 对于该系统来说，当料液温度为38 °C时，系统最大GOR为3.8，最小STEC为166 kW·h/ m³.

（1）本文设计搭建小型HDH脱盐系统，通过改变空气循环体积流量、进料体积流量、料液温度等运行参数，对系统的产水性能进行实验研究. 结果表明，由于系统采用喷淋加湿和填料塔加湿相结合，辅之以空气强制流动的工艺方法进行空气加湿，提高了空气加湿效率；采用料液和空气双循环流动，除湿后的冷空气进入加湿器循环加湿，未被蒸发的料液继续在加湿器内喷淋蒸发，相应显热得以回收利用，系统能量效率提高. 系统对料液温度的要求不高，在料液温度较低（< 40 °C）时系统可以运行，产水量和产水品质稳定可靠.

（2）在空气循环体积流量对系统性能影响的实验中，随着空气循环体积流量的增大，系统产水量和GOR先增大后减小，STEC先减小后增大，存在最优的空气循环体积流量180 m³/h，使得系统产水量最大，能量利用效率最高.

（3）在进料体积流量对系统性能影响的实验中，随着进料体积流量的增大，系统产水量起初增大较快，后逐渐变缓，系统GOR迅速增大，STEC迅速减小，能量利用效率提高.

（4）在料液温度对系统性能影响的实验中，系统产水量随着料液温度的升高而增加，当进料体积流量为60 L/h，空气循环体积流量为 180 m³/h时，料液温度为57 °C的系统产水量是35 °C时的4.53倍；随着料液温度的升高，系统GOR先增大后减小，STEC先减小后增大，当料液温度为38 °C时，系统能耗最低，能量利用效率最高，GOR最大可以达到3.8，STEC最小可以达到166 kW·h/m³.