溶液再生式蒸发冷凝器运行参数对系统性能的影响

李宪莉，由世俊，尚 莹，尤占平

(1. 天津大学环境科学与工程学院，天津 300072；2. 中国建筑上海设计研究院有限公司，上海 200063)

随着人们对室内环境要求的不断提高，制冷空调技术被广泛应用于生活和生产中，然而对常规的压缩式制冷系统，大量的冷凝热(约为制冷量的 1.15～1.3倍)直接排入大气，不仅造成了巨大的能源浪费，而且影响了周围建筑环境，因此，如何合理回收利用冷凝热受到国内外学者的广泛关注．鉴于溶液除湿空调系统具有可利用低品位热源、提高室内空气品质、高效蓄能、设备结构简单、维护方便和成本低等优点，笔者提出了一种复合式空调系统，将传统的制冷系统和溶液除湿系统结合起来，以低品位的冷凝热作为再生热源，实现再生溶液对空气的除湿处理，达到了节能舒适和保护环境的目的．

迄今为止，国内外学者对蒸发冷却和再生器的传热传质性能已经做了大量的理论和实验研究．1952年，Chuklin 提出了一种关于蒸发式冷凝器的设计方法；Parker和 Treybal[2]分析了蒸发式冷却器的传热传质机理，并通过实验得到传热膜系数的关联式；Saman等[3-4]提出了一种利用太阳能再生的有效方法，推导出一个通用表达式来计算再生量；Ertas等[5]对填料塔型的封闭式再生器进行了实验研究；Sanjeev等[6]设计了新型布液装置，分析了不同工况下溶液和空气的温度、湿度与浓度变化．国内相关学者近年来也做了大量研究，并取得了一定的成果．张小松等[7]对溶液除湿冷却空调系统进行了实验研究，搭建了一个制冷量为 3 kW 的蓄能型液体除湿蒸发冷却空调系统试验台；刘焕成等[8]研究了蒸发式冷凝器的热力过程，总结了适用于工程设计的简化公式；郝亮等[9]采用分布参数法对蒸发式冷凝器建立了数学模型，模拟了制冷剂温度和热流密度的沿程分布情况，并分析了入口空气状态、配风量和配水量对换热器性能的影响；方承超等[10]对溶液除湿蒸发冷却空调系统进行了研究，建立数学模型，并研究了各参数对系统性能的影响．但以往的理论和实验研究还存在不足，如对低浓度溶液的再生性能、低品位热源的利用以及内热型再生器的研究不够，对机械制冷和溶液除湿相结合的复合式空调系统研究较少等，因此笔者采用数值模拟和实验研究相结合的方法，研究了溶液再生式蒸发冷凝器运行参数对复合式空调系统再生量、制冷量及电力性能系数(electric coefficient of performance，ECOP)的影响，从而优化系统运行．

1 数值模拟

如图 1所示，溶液再生式蒸发冷凝器是传统制冷系统冷凝器与溶液除湿系统再生器的结合体，对冷凝器而言，将喷淋循环水改为喷淋需要再生的溶液；对再生器而言，以低品位的冷凝热作为再生热源来再生溶液，既实现了制冷剂的冷凝，又实现了溶液再生，提高了系统运行效率，降低了整个系统的能耗．另外，在冬季作为空气源热泵运行时，还可以实现对空气的加湿处理，以及防止由于室外机结霜而造成的供热不稳定状况．

图1 复合式空调系统示意Fig.1 Schematic diagram of compound air-conditioning system

目前，国内外已有许多学者对常规蒸发式冷凝器的传热传质过程做了大量的理论和实验研究，然而大多数模型假定制冷剂为两相态，建立一维的集中参数模型，并进行简化求解[11-12]．鉴于溶液再生式蒸发冷凝器兼有冷凝换热和溶液再生双重作用，且以氯化锂溶液代替水作为喷淋介质，增加了物性参数和传热传质过程的复杂度，因此，选用稳态分布参数法，对其建立更为切合实际的数学仿真模型，即将溶液再生式蒸发冷凝器划分为多个控制容积，对每个控制容积按集中参数建模，或直接对偏微分方程离散化．

1.1 物理模型的简化

如图 2所示，在溶液再生式蒸发冷凝器中，稀溶液从上方喷淋而下，沿冷凝盘管外流动，并在表面形成一层液膜，空气从下方进入，与溶液呈逆流流动，制冷剂在盘管内流动，与空气和稀溶液形成复杂的交叉流．设定空气和溶液流动的方向平行于 z轴，制冷剂流动的方向平行于y轴，沿溶液再生式蒸发冷凝器宽度方向为 x轴，这样制冷剂、空气和溶液相互间就构成了复杂的三维传热传质过程．主要研究稳定流动，因此可以认为空气和溶液参数沿x轴方向无变化，这样就简化为二维问题．

图2 溶液再生式蒸发冷凝器的物理模型Fig.2 Physical model of evaporative condenser with liquid regeneration

为简化计算过程，在建立理论模型前做了以下 6点假设，但对热质交换结果无明显的影响．

(1)空气、制冷剂和溶液的流动皆为稳态．

(2)在气液交界面上，空气与液膜达到热力学平衡．

(3)空气和溶液均匀流过冷凝器盘管，干空气质量流量在流动中保持不变．

(4)制冷剂将放出的冷凝热传给液膜，再通过液膜传给空气．

(5)忽略空气与外界的热湿损失，以及溶液再生式蒸发冷凝器的周边热损失．

(6)忽略液膜热阻，假定液膜均匀分布．

1.2 数学模型的建立

如图 2所示，以一个微元作为控制体，体积定义为xyzΔΔΔ．由于该控制体只在y方向上连续，而在x与 z方向上均不连续，因此采用控制容积平衡法，将空气及溶液沿着溶液流动方向分为i＝0，1，2，3，…等 m 个节点，制冷剂沿流动方向分为 j＝0，1，2，3，…等 n个节点．根据质量守恒、能量守恒和传热传质方程式，并利用以上假设条件，就可推导出控制方程组为

式中：am、solm 和rm为空气、溶液和制冷剂的质量流量，kg/s；aw和solw 为空气和溶液表面的含湿量，kg/kg(干)；ah、solh 和rh为空气、溶液和制冷剂的比焓，kJ/kg；dh为空气与液膜之间的传质系数，kg/(m2·s)；ch为空气与液膜之间的对流换热系数，kJ/(kg·℃)；r为汽化潜热，kJ/kg；ξ为溶液质量浓度，%；solt和rt为溶液和制冷剂温度，℃；rK为制冷剂与液膜之间的传热系数，kW/(m2·℃)；aF和rF为气液传质面积和制冷剂与溶液之间的换热面积，m2；yD 和Dz为溶液再生式蒸发冷凝器的长度和高度，m．

上述 5个方程构成了描述溶液再生式蒸发冷凝器内部空气、溶液和制冷剂之间传热传质过程的控制方程，对应的边界条件为

5个控制方程和边界条件最终构成描述溶液再生式蒸发冷凝器热质传递性能的数学模型，之后借助Matlab程序即可计算出在进口参数已知时，传热传质过程中溶液出口浓度、溶液出口温度、空气出口焓、空气出口温度以及制冷剂温度，计算步骤为：①输入结构参数和已知的初始参数；②假设冷凝温度，先按照制冷剂的焓值求解三相段的各段面积，并确定每一相段的冷凝放热系数；③将空气出口参数 ha(0,j)和wa(0,j)作为输入参数，采取二分法的迭代方式依次求得不同节点处空气、溶液以及制冷剂的状态参数，最终以空气入口状态的计算值 ha(m,j)和 wa(m,j)是否收敛于真实值 has(m,j)和 was(m,j)为判断依据，若不收敛，则改变冷凝温度．在此，液态、饱和气态与过热气态的制冷剂焓值由 Cleland[13]提出的制冷剂热力性质模型计算得到，管内制冷剂的冷凝传热系数按液膜层流区计算，管外液膜与管壁传热系数 Parker 和Treybal[2]提出的应用到水平管外液膜的关系式得到，而空气与液膜之间的传质系数可借助实验数据回归得到，即

式中：qwr为空气与溶液之间的全热交换量，kW；Δhm为空气与溶液间的对数平均焓差，kJ/kg．在测试溶液、空气进出口参数后，利用对数平均焓差法即可求得对应的传质系数，之后利用多元回归方法拟合传质系数的关系式．

在研究传热传质过程中，路易斯数Le是传热、传质并存时的流体物性准则，与流体的物性以及流体的热力状态等有关．对平板流动和对管内流动而言，对流传热系数hc和传质系数hd之间关系可表示为

式中 cp为空气的定压比热，kJ/(kg·℃)．

对于蒸发式冷却器[14]，路易斯数取值范围大约为0.85～0.87，本文中取0.86．

2 实验研究

为了增加传热传质系数的计算精度，建立了小型实验系统，在保持其他参数不变的情况下，通过改变1个进口参数，如迎面风速(单位再生器截面面积的空气质量流量)、空气进口温度、进口含湿量，溶液质量流速(单位再生器截面面积的溶液质量流量)、进口温度、进口质量分数，制冷剂流量或制冷剂进口温度，来测定其对溶液再生式蒸发冷凝器空气与液膜之间传质系数的影响，从而得到传质系数的经验关系式．

2.1 实验系统

以型号 LSQRF8/(BP)，冷量 8 kW 的海尔分体变频户式热泵机组为基础，设计一台喷淋溶液的再生式蒸发冷凝器，在设计条件下，溶液再生所需的热量等于冷凝热．外形尺寸为 610,mm×395 mm×1,080,mm(长×宽×高)，进风口位于下部，为 50 mm×10,mm(长×宽)的 10行 10列狭缝形结构，出风口位于顶部，为直径 300,mm 的圆形结构，传热管为叉排结构的铜铝串片肋管，管束为 6排，每排 10根管，长为 0.5,m，管外径 16,mm，管内径 14,mm，肋片外径35,mm，平均肋厚 0.3,mm，肋节距 3,mm．制冷剂采用氟利昂 R22，压缩机采用转子式，除湿溶液采用低浓度的氯化锂溶液，具有再生温度低、腐蚀性小、经济性好等优点．在面板上打孔以观察溶液在盘管外的流动状态，测点布置如图3所示．

图3 复合式空调系统测点布置Fig.3 Test chart of compound air-conditioning system

该实验采用量程为 0～50,℃，最小分度值为0.1,℃的玻璃棒水银温度计测量溶液进出口温度及空气进出口干湿球温度；采用量程 250～2,500,L/h，精度4级的浮子流量计测量溶液及冷冻水流量；采用量程为 0～2.000,0,g/cm3，准确度±0.001,g/cm3的液体比重计测量溶液密度，进而查出溶液浓度；采用精度 1级的压力表测量蒸发器蒸发压力和冷凝器冷凝压力；采用美国 Shortridge Instruments公司的 8400Flow-Hood和ADM-860C AirData Multimeter 测量冷凝器出口风速，精度为±2%；采用直径 1,mm的铜-康铜热电偶测量冷凝器和蒸发器中制冷剂的进出口温度，并用Fluke 2680A DAS数据采集系统实时采集；采用数字钳形表测量压缩机、水泵及轴流风机的电流．

鉴于影响溶液再生式蒸发冷凝器性能的因素很多，为节约时间，实验在以下工况内进行：迎面风速为1.04～3.81,m/s；溶液质量流速为1.6～2.78,kg/(m2·s)；空气进口温度为29.3～34.9,℃；进口含湿量为16.6～22.6,g/kg(干)；溶液进口温度为 30.5～35.2,℃；溶液进口质量分数为 22.8%～25.8%；制冷剂流量为0.03～0.052,kg/s；制冷剂进口温度为75～98,℃．

2.2 实验结果及分析

作为系统组成部件的溶液再生式蒸发式冷凝器，任何一个参数，如空气、溶液和制冷剂进口参数的变化，都将会导致系统运行发生变化，在此认为当冷凝压力在一段时间内不发生变化时，系统达到稳定，此时测定溶液再生式蒸发冷凝器侧的进出口状态参数，并记录．在一定的显著性水平下，得到传质系数随迎面风速和溶液质量流速的经验公式(其中物性参数的定性温度采用空气进出口的平均温度)为

式中：au为迎面风速，m/s；a和b为系数，a＝0.161,586，b＝0.518,78．

回归方程的相关系数 R为 0.902,706，说明传质系数回归效果较好．式(5)只在实验范围内适用．

另外，由于实验仪器精度、人为因素及环境条件等影响，实验数据会出现误差．根据间接测量值的误差传递原则，传质系数的相对误差可表示为

式(6)可简化为

式中solmγ和auγ为溶液质量流速和迎面风速的相对误差．

因该实验严格按照操作规程进行了多次测量，人为因素和不确定性因素的影响不大；又根据 3σ准则，剔除了有粗大误差的数据，仅考虑仪器精度引起的误差，则经计算得到γhd＝±3.41%＜10%，说明该实验可以达到精度要求，实验结果可信度很高．

2.3 数学模型验证

为了验证数学模型和求解方法的可靠性，需要检验数值解与实验结果的偏差，对余下的实验数据和相同条件下的模拟计算结果进行比较，如图4所示．

图4 模拟结果与实验结果的对比分析Fig.4 Comparison of simulation and test results

由图 4可以看出，计算的空气出口温度和溶液出口质量分数均在误差为0的直线附近分布，最大误差均不超过 10%，计算与实验结果吻合很好，说明建立的数学模型和采用的计算、实验方法能够较客观地反映溶液再生式蒸发冷凝器内部的传热传质过程．

3 系统性能分析

溶液再生式蒸发冷凝器运行参数的选取对系统性能有着非常重要的作用，借助 Matlab程序采用数值计算的方法，研究了在冷冻水进出口温度为 12,℃和 7,℃，制冷剂流量为 0.05,kg/s时，迎面风速、溶液质量流速、空气进口温度和进口含湿量以及溶液进口温度和进口质量分数共计 6个参数的变化对溶液再生量、制冷量与 ECOP的影响，以求更好地实现节能经济的目的．复合式空调系统计算流程如图 5所示．溶液再生量、系统制冷量与ECOP可表示为

图5 复合式空调系统计算流程Fig.5 Calculation flow chart of compound air-conditioning system

采用集中参数法建立转子式压缩机的数学模型[15]；采用分区集中参数法建立蒸发器的数学模型，即将蒸发器分为两相区和过热区[16-17]2个区域，既考虑到了制冷剂在换热器中的不同状态变化，又节约了计算时间．采用集中参数法建立膨胀阀的模型，在此不再叙述．

3.1 迎面风速的影响

图 6给出了当溶液进口温度为 34,℃，进口质量分数为 23.2%，空气进口温度为 33,℃，进口含湿量为20.3,g/kg(干)，溶液质量流速 usol分别为 1.95、2.28和2.46,kg/(m2·s)时，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随迎面风速的变化趋势．

图6 迎面风速对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.6 Effects of face velocity on regenerative capability，Fig.6 refrigerating capability and ECOP

图 6表明，随着迎面风速的增加，空气与溶液之间的传质系数增大，再生量随之增大，同时强化了溶液再生式蒸发冷凝器与外界的换热，制冷量随之增大；迎面风速在1.04～3.81,m/s时，ECOP随迎面风速的增大而增加，但超过 2.87,m/s时，ECOP增大趋势变缓，原因在于制冷量变化有所放缓，风机功耗却有所增加．通过以上分析可知，迎面风速越大，稀溶液越容易再生，同时制冷量和 ECOP越大，因而应该取较大的迎面风速；但考虑到风速过大容易引起溶液的飞溅，经综合分析后，最佳的迎面风速取值范围为2.63～2.87,m/s．

3.2 溶液质量流速的影响

图 7描述了当溶液进口温度为 34,℃，进口质量分数为 23.2%，空气进口温度为 33,℃，进口含湿量为20.3,g/kg(干)，迎面风速分别为1.62、2.56和3.07,m/s时，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随溶液质量流速的变化趋势．

图7 溶液质量流速对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.7 Effects of solution mass flow on regenerative capability，refrigerating capability and ECOP

图 7表明，在低的溶液质量流速范围内，空气与溶液之间的传质系数随着溶液质量流速地增加而增大，有利于溶液的再生，当超过 1.95,kg/(m2·s)后，虽然传质系数也随之增大，但由于溶液在加热盘管内停留时间缩短，再生量呈减小趋势；在 1.6～2.28,kg/(m2·s)范围内，制冷量随溶液质量流速地增加而增大，当超过 2.28,kg/(m2·s)后，制冷量的增大趋势减缓，这主要是由空气与溶液之间对流增强和溶液停留时间变短共同决定的；在 1.6～2.28,kg/(m2·s)范围内，ECOP随溶液质量流速地增加而增大，当超过2.46,kg/(m2·s)时，ECOP 开始出现明显地变缓，原因在于制冷量变化有所缓慢，功耗却增加．

由于溶液再生式蒸发冷凝器的主要作用是再生除湿后的稀溶液，因此将氯化锂溶液的再生量作为确定最佳溶液质量流速的主要依据，同时辅助考虑制冷系统的性能指标，确定最佳的溶液质量流速范围为1.95～2.35 kg/(m2·s)．

3.3 空气进口温度的影响

图 8描述了当溶液质量流速为 1.95 kg/(m2·s)，进口温度为 34,℃，进口质量分数为 23.2%，迎面风速为 2.63,m/s，空气进口含湿量为 20.3,g/kg(干)时，溶液再生量、系统制冷量和ECOP随空气进口温度的变化趋势．

图 8表明，随着空气进口温度的升高，再生量随之增大，但增加幅度较小，这是由于一方面空气中水蒸气分压力增大，不利于溶液的再生，另一方面由于溶液平均温度升高，溶液表面含湿量增加，溶液与空气之间的传质推动力增加，两者的综合作用导致最后结果；随着空气进口温度的升高，溶液与空气之间的传热温差减小，空气与溶液之间换热量减小，而且溶液的平均温度有所升高不利于制冷剂的冷凝放热，在两者的共同作用下使得冷凝温度有所升高，从而导致制冷量与性能系数ECOP值均有所下降．

由以上分析可知，空气进口温度较低时更有利于系统运行，但这种有利趋势随空气进口温度的变化并不十分明显．

3.4 空气进口含湿量的影响

图 9描述了当溶液进口质量流速为 1.95,kg/(m2·s)，进口温度为 34,℃，进口质量分数为23.2%，迎面风速为 2.63,m/s，空气进口温度为 33,℃时，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随空气进口含湿量的变化趋势．

图8 空气进口温度对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.8 Effects of inlet air temperature on regenerative capability，refrigerating capability and ECOP

图 9表明，随着空气进口含湿量地增加，溶液再生量、系统制冷量与 ECOP均有下降的趋势，这是因为空气的蒸气压增大，使得溶液表面与空气之间的传质驱动力——蒸气压差减小，空气吸收水蒸气的能力下降，再生量随之减少；在焓湿图上，含湿量大，湿球温度高，说明进风焓值高，这就减弱了溶液与空气间的热质交换动力，使得冷凝传热效果变差，制冷量和ECOP随之下降，尤其在含湿量超过 20.3,g/kg(干)后，变化趋势更为明显．

可见，较低的空气进口含湿量更有利于系统运行．

3.5 溶液进口温度的影响

图 10描述了当溶液进口质量流速为 1.95,kg/(m2·s)，进口质量分数为 23.2%，迎面风速为2.63,m/s，空气进口温度为 33,℃，进口含湿量为20.3,g/kg(干)时，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随溶液进口温度的变化趋势．

图9 空气进口含湿量对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.9 Effects of inlet air moisture content on regenerative capability，refrigerating capability and ECOP

图 10表明，随着溶液进口温度地升高，再生量增大，这是因为溶液表面形成的饱和蒸气压增大，传质推动力增加，使再生量呈上升趋势；随着溶液进口温度地升高，制冷剂与溶液的温差减小，不利于制冷剂的冷凝放热，冷凝温度有所升高，制冷量和 ECOP有所下降．

可见，溶液进口温度较高时，溶液再生式蒸发冷凝器的再生能力较强，制冷性能较低，然而在一定范围内制冷性能并无明显下降趋势，因此溶液进口温度对系统性能并无显著作用．

3.6 溶液进口质量分数的影响

图11描述了当溶液质量流速为1.95,kg/(m2·s)，进口温度为 34,℃，迎面风速为 2.63,m/s，空气进口温度为33,℃，进口含湿量为20.3,g/kg(干)时，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随溶液进口浓度的变化趋势．

图 11表明，溶液再生量、系统制冷量和 ECOP随着溶液进口质量分数的增加呈下降趋势，这是因为溶液表面形成的饱和蒸气压降低，气液两侧的蒸气压差降低，溶液与空气之间的传质驱动力减小，导致再生量减少；同时，溶液的平均温度随着进口质量分数的增加而升高，减小了制冷剂与溶液之间的温差传热量，冷凝温度升高，制冷量和ECOP下降．

由此可见，溶液进口质量分数越低，再生和制冷能力越高，ECOP越大，因此对于溶液再生式蒸发冷凝器而言，应尽量选择低浓度的溶液，然而溶液浓度越低，除湿效果越差，经综合分析后，确定最佳的溶液质量分数范围为23.2%～24.2%．

图10 溶液进口温度对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.10 Effects of inlet solution temperature on regenerative capability，refrigerating capability and ECOP

图11 溶液进口浓度对再生量、制冷量和ECOP的影响Fig.11 Effects of inlet solution concentration on regenera-Fig.11 tive capability，refrigerating capability and ECOP

4 结 论

(1)建立了溶液再生式蒸发冷凝器的数学模型，并设立小型实验系统，用统计学中的多元分析方法回归了传质系数的准则关联式，为今后溶液再生式蒸发冷凝器的设计和优化提供了一定的理论依据．

(2)为优化系统运行，研究了溶液再生式蒸发冷凝器的运行参数对整个系统性能的影响，采用Matlab程序的计算结果表明，空气的迎面风速、进口含湿量以及溶液的质量流速、进口质量分数对系统性能影响较大；空气和溶液进口温度对系统性能并无显著影响；较低的空气进口含湿量有利于系统运行；在综合考虑溶液再生量、系统制冷量与 ECOP的情况下，确定最佳的迎面风速范围为 2.63～2.87,m/s，溶液质量流速范围为 1.95～2.35,kg/(m·s)，溶液进口质量分数为23.2%～24.2%．

(3)房间负荷决定制冷量，制冷量影响冷凝热，当冷凝热不能满足溶液再生所需热量时，须附加补充热源，并配置相应的自控程序，但由此增加了系统的复杂性，加大了系统投资．

［1］ Chuklin S G . A generalized method for design of evaporative condensers [J]. Transactions of the Odessa Technological Institute of the Food and Refrigeration Industry，1952(5)：17-28.

［2］ Parker R O，Treybal R E. The heat mass transfer characteristics of evaporative coolers[J]. Chemical Engineering and Processing Symposium Series，1962，57(32)：138-147.

［3］ Saman W Y，Alizadeh S. Modeling and performance analysis of across-flow type plate heat exchanger for dehumidification/cooling[J]. Solar Energy，2001，70(4)：361-372.

［4］ Saman W Y，Alizadeh S. An experimental study of a cross-flow type plate heat exchanger for dehumidification/cooling[J]. Solar Energy，2002，73(1)：59-71.

［5］ Ertas A，Anderson E E，Kiris I. Properties of a new liquid desiccant solution lithium chloride and calcium chloride mixture[J]. Solar Energy，1992，49(3)：205-212.

［6］ Sanjeev Jaina，Dhara P L，Kaushik S C. Experimental studies on the humidifier and regenerator of a liquid desiccant cooling system [J]. Applied Thermal Engineering，2000(20)：253-267.

［7］ 张小松，殷勇高，曹毅然. 蓄能型液体除湿冷却空调系统的建立与实验研究[J]. 工程热物理学报，2004，25(4)：546-549．

Zhang Xiaosong，Yin Yonggao，Cao Yiran. Experimental study on the performance of liquid desiccant cooling air conditioning with energy storage [J]. Journal of Engineering Thermophysics，2004，25(4)：546-549(in Chinese)．

［8］ 刘焕成，蔡祖康. 蒸发式冷凝器热力计算的简化方法[J]. 上海交大科技，1990(2)：88-93．

Liu Huancheng，Cai Zukang. Short-cut method of evaporative type condenser heat calculation [J]. Shanghai Jiao Tong University Science and Technology，1990(2)：88-93(in Chinese).

［9］ 郝 亮，阚 杰，袁秀玲. 蒸发式冷凝器稳态模型数值模拟[J]. 制冷与空调，2005，5(4)，31-34.

Hao Liang，Kan Jie，Yuan Xiuling. Steady state numerical simulation on evaporative type condenser [J]. Refrigeration and Air-Conditioning，2005，5(4)：31-34(in Chinese).

［10］ 方承超，孙克涛. 太阳能液体除湿空调系统模型的建立与分析[J]. 太阳能学报，1997，18(2)：128-133．

Fang Chengchao，Sun Ketao. Analysis and model of solar powered liquid desiccant air conditioner [J]. Solar Energy，1997，18(2)：128-133(in Chinese).

［11］ Zalewski W，Gryglaszewski P A. Mathematical model of heat and mass transfer processes in evaporative fluid coolers[J]. Chem Eng Proc，1997，36(4)：271-280．

［12］ Qureshi B A，Zubair S M. A comprehensive design and rating study of evaporative coolers and condensers(I)：Performance evaluation[J]. International Journal of Refrigeration，2006，29(4)：645-658.

［13］ Cleland A C. Computer Subroutines for rapid evaluation of refrigerant thermodynamic properties[J]. Int J Ref，1986，9(8):346-351.

［14］ 许旺发，张 旭. 刘易斯因子及其对板式蒸发冷却器性能的影响[J]. 同济大学学报：自然科学版，2008，36(1)：81-85.

Xu Wangfa，Zhang Xu. Lewis factor and its effect on performance of plate evaporative cooler [J]. Journal of Tongji University：Natural Science，2008，36(1)：81-85(in Chinese).

［15］ 丁国良，张春路. 制冷空调装置智能仿真[M]. 北京：科学出版社，2002.

Ding Guoliang，Zhang Chunlu. Intelligent Simulation of Air-Conditioning Refrigeration Plant[M]. Beijing：Science Press，2002(in Chinese).

［16］ 牛润萍. 冷凝热再生式溶液除湿空调系统研究[D]. 天津：天津大学环境科学与工程学院，2008

Niu Runping. Study on Liquid Dehumidification Air Conditioning System with Condensing Heat Regeneration [D]. Tianjin：School of Environmental Science and Engineering，Tianjin University，2008(in Chinese).

［17］ 郝 红. 除湿转轮与冷热联产热泵耦合式空调系统性能研究[D]. 天津：天津大学环境科学与工程学院，2006.

Hao Hong. Performance Research of Rotary Wheel Assisted Heat Pump air Conditioning System [D]. Tianjin：School of Environmental Science and Engineering，Tianjin University，2006(in Chinese).