CN104540564B - 组合的热量和质量交换装置的热力学平衡 - Google Patents

Abstract

一种载气混合物被引导穿过一种组合的热量和质量传递装置(12，14)中的一个流体流动路径(16，18)，该组合的热量和质量传递装置可以在亚大气压下运行。使热量和质量通过以下方式从该载气混合物传递或传递至该载气混合物：与包括呈液体状态的一种可蒸发的组分的一种液体组合物相互作用以便经由蒸发或冷凝来实质性地改变该载气混合物中的可蒸发的组分的含量。该载气混合物的质量流率通过从该流体流动路径中的至少一个中间位置抽提/注入(60，62，64)该载气混合物来改变，和/或该液体组合物的质量流率通过从该流体流动路径中的至少一个中间位置抽提/注入该液体组合物来改变。对该载气混合物或该液体组合物的流进行调节以降低平均局部焓夹点。

Description

组合的热量和质量交换装置的热力学平衡

背景

在本世纪，淡水的短缺将超过作为人类全球关注的能量的短缺，并且这两个挑战有着密不可分的联系，正如2010年5月20日一期的《经济学家》(The Economist)中“关于水的特别报道(Special Report on Water)”中所解释的。淡水是人和其他生物体的最基本的需求之一；每个人每天需要消耗最少约两升。全世界还面临来自农业和工业过程的更大的淡水需求。

供水不足造成的危害是极其紧迫的。淡水的短缺可能导致多种危机，包括饥荒、疾病、死亡、被迫大规模迁移、跨地区冲突/战争以及崩溃的生态系统。尽管有对淡水需求的紧急程度和短缺的深远影响，淡水供应仍受到格外限制。地球上97.5％的水是咸水，并且其余部分中有约70％作为冰冻结(主要在冰盖和冰川中)，使得只剩下地球上所有水中的一小部分呈可供使用的淡(非咸)水形式。

此外，地球上作为淡水并可供使用的水是不均匀分布的。例如，人口众多的国家，如印度和中国，有很多受稀缺供应源影响的地区。再进一步，淡水供应往往季节性地不一致。同时，对淡水的需求在全球范围内逐渐紧张。水库干涸；蓄水层下降；河流枯竭；并且冰川和冰盖收缩。不断增长的人口使需求增加，正如在农业中的转变和增长的工业化所造成的。气候变化在许多地区造成甚至更大的威胁。因此，面临水短缺的人数越来越多。然而，天然存在的淡水典型地被局限于区域性流域；并且水运输是昂贵并且能量密集的。

另一方面，用于从海水(或在更低程度上，从半咸水)生产淡水的许多现有方法需要大量的能量。反渗透(RO)是目前领先的脱盐技术。在大型工厂中，与理论最小值约1kWh/m³相比，在30％回收率下所要求的比电量(specific electricity)可以低到4kWh/m³；规模更小的RO系统(例如，船载的)效率更低。

其他现有的海水脱盐系统包括基于热能的多级闪急(MSF)蒸馏和多效蒸馏(MED)，两者均是能量和资本密集型方法。然而，在MSF和MED系统中，最高盐水温度和热量输入的最高温度受到限制以便避免硫酸钙沉淀，硫酸钙沉淀会导致在传热设备上形成硬垢。

增湿-除湿(HDH)脱盐系统包括一个增湿器和一个除湿器作为其主要部件并且使用一种载气(例如空气)在热源与盐水之间传送能量。这种技术的一种简单型式包括一个增湿器、一个除湿器及一个用于加热海水流的加热器。在增湿器中，热海水与干燥空气直接接触，并且该空气被加热并增湿。在除湿器中，使加热并增湿的空气与冷海水(间接)接触并且得到除湿，从而产生纯水和除湿的空气。本发明人中有一些也被指定为以下专利申请的发明人，这些专利申请包括对HDH和用于纯化水的其他方法的另外的讨论：2009年9月4日提交的美国申请序列号12/554,726(公开为US 2011/0056822 A1；代理人案号mit-13607)；2009年10月5日提交的美国申请序列号12/573,221(公开为US 20110079504 A1；代理人案号mit-13622)；2011年2月15日提交的美国申请序列号13/028,170(代理人案号mit-14295)；以及2011年9月23日提交的美国申请序列号13/241,907(代理人案号mit-14889)；2012年2月7日提交的美国申请序列号61/595,732(代理人案号mit-14899pro)。

概述

在此描述了用于热力学平衡的方法和设备。这些方法和设备的不同实施例可以包括以下描述的部分或全部的要素、特征以及步骤。

一种组合的热量和质量传递装置中的热力学不可逆性通过以下方式来降低：操纵沿着流体流动路径交换热量和质量的流体流的流与流质量流率比。在上述装置中交换热量和质量的流可以是含有呈蒸汽状态的一种可冷凝的组分的一种载气混合物和包括呈液体状态的一种可蒸发的组分的一种液体组合物。热量和质量通过以下方式从该载气混合物传递或传递至该载气混合物：与一种液体组合物直接或间接相互作用以经由该可蒸发的组分从该液体组合物中蒸发或经由该可蒸发的组分从该载气混合物中冷凝来实质性地改变该载气混合物中的可蒸发的组分的含量，从而产生一个载气混合物流，该载气混合物流具有的可蒸发的组分的浓度不同于在该热量和质量传递过程之前该载气混合物中的可蒸发的组分的浓度。该载气混合物的质量流率通过从该组合的热量和质量传递装置中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提或注入该载气混合物来改变，和/或该液体组合物的质量流率通过从该热量和质量传递装置中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提或注入该液体组合物来改变；并且该载气混合物或该液体组合物的流动在该组合的热量和质量传递装置中进行调节以降低该装置中的最小局部焓夹点(pinch)。

在具体实施例中，在一种增湿-除湿(HDH)系统中通过操纵沿着该增湿器和该除湿器的流体流动路径的流与流质量流率比来降低热力学不可逆性。在该增湿器中，热量和质量通过以下方式传递至该载气混合物：与包含呈液体状态的该可蒸发的组分作为其组分之一的一种液体组合物直接相互作用，以便经由可蒸发的组分从该液体组合物中蒸发来实质性地增加该载气混合物中的可蒸发的组分的含量。该载气混合物然后从该增湿器被引导至一个除湿器，在该除湿器中热量和质量通过以下方式从该载气混合物传递：与该液体组合物间接相互作用，从而减少该载气混合物中的可蒸发的组分的含量并且预热该液体组合物。该载气混合物的质量流率通过从该增湿器中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提该载气混合物并且在该除湿器中的一个相应位置处注入所抽提的载气混合物来改变，和/或该液体组合物的质量流率通过从该增湿器中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提该液体组合物并且在该除湿器中的一个相应位置处注入该液体组合物来改变；并且对在该增湿器和该除湿器中的流体流动路径的中间位置之间的载气混合物或液体组合物的流进行调节以便降低该除湿器中的平均局部焓夹点。

根据这些方法，在此定义了组合的热量和质量交换装置的一个新颖的“焓夹点”。焓夹点(ψ)组合了流与流的温差和湿度比差并且与该装置的有效性直接相关。焓夹点的这一概念可以用于含有HME装置的系统的热力学分析中。在此还引入了具有零“残余”不可逆性的一种完全并且持续平衡的热量和质量交换(HME)装置的温度和湿度比特征曲线的封闭型方程。发现与一种恒定的流与流温差状态相比，这种完全热力学平衡状态(在增湿器中和除湿器中)更接近一种恒定的局部湿度比差状态。

通过在一个除湿器中连续注入质量，该装置中的熵产生可以被降低至不进行注入的一个装置中的熵产生的1/4。通过单次注入，它可以被降低至3/5。在这些情况下，该液体组合物抑或该载气混合物可以被注入到该除湿器中。

在此使用了这些观察结果经由在此提出的算法来设计用于具有连续抽提和注入的系统和具有不连续抽提和注入的系统两者的热力学平衡的HDH系统。具有一个完全平衡的增湿器的一种HDH系统的性能与具有一个完全平衡的除湿器的一种HDH系统的性能被发现是类似的。

当这些HME装置具有一个适当的低焓夹点(ψ≤27kJ/kg干燥空气)时，热力学平衡被发现是特别有效的。在该增湿器和该除湿器中在非常低的焓夹点值(ψ≤7kJ/kg干燥空气)下，发现具有无限次数的抽提和注入的连续平衡提供的结果比使用单次抽提和注入所获得的结果好得多。在更高焓夹点值(7<ψ≤15kJ/kg干燥空气)下，单次抽提和注入使总系统的熵产生减少与无限次抽提和注入类似的量。在甚至更高的焓夹点值(15<ψ≤27kJ/kg干燥空气)下，单次抽提/注入胜过无限次抽提/注入，并且在ψ>27kJ/kg干燥空气下，热力学平衡对该HDH系统的性能没有显著影响。

这些方法和设备可以用于海水的脱盐以及其他形式的水纯化和抽提。另外地，这些方法和设备可以用于改进组合的热量和质量交换装置(如气体洗涤器、鼓泡塔反应器以及冷却塔)的性能。

这些方法和设备还可以提供以下益处：更高的能量效率，即使在使用低级能量(而不是高温蒸气或电力)时；以及更低的能量成本并且因此更低的水生产成本。通过经由质量抽提和注入来使该增湿器或该除湿器热力学平衡，可以减少能量消耗，并且可以在该系统的约束内(例如，在大小或成本限制内)使由驱动温差和浓度差的不平衡所引起的熵产生减至最少。此外，这些方法可以在具有一个100％有效的增湿器和除湿器的一种HDH系统中提供接近完全的热力学可逆性。

附图简要说明

图1是具有湿空气流的质量抽提和注入的一种水加热的空气封闭式露天水增湿-除湿脱盐系统的示意图。

图2是表示除湿过程的温度对比焓的图，该图突出了可以通过流体流(Δh_max,c和Δh_max,h)和末端焓夹点(ψ_c和ψ_h)各自实现的焓率(每kg干燥空气)的最大变化。

图3是除湿过程的温度对比焓的图，该图突出了在任何给定位置处的“理想焓的损失”或焓夹点(ψ_局部)作为HME装置中的局部有效性的量度。

图4是表示增湿过程并且突出在一个中间位置处而不是在一个末端位置处出现的“夹点”的温度对比焓的图。

图5是局部焓夹点值(ψ_局部)相对于总体焓夹点(ψ)的曲线，说明了在控制体积平衡的情况下除湿器中注入的作用。

图6是示出在T_a＝20℃；T_e＝70℃；ψ_deh＝20kJ/kg干燥空气；HCR＝1下评估的注入对除湿器中的不可逆性的影响的曲线。

图7是在通过连续注入进行的完全热力学平衡的情况下一个除湿器中的温度特征曲线的曲线。

图8是在通过连续注入进行的完全热力学平衡的情况下一个除湿器中的湿度比特征曲线的曲线。

图9绘制了表示在无抽提或注入情况下的HDH系统的温度特征曲线，其中边界条件是T_a＝20℃；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气。

图10绘制了表示在连续注入以使除湿器完全平衡的情况下的HDH系统的温度特征曲线，其中边界条件是T_a＝20℃；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气。

图11绘制了表示在连续注入以使增湿器完全平衡的情况下的HDH系统的温度特征曲线，其中边界条件是T_a＝20℃；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气。

图12绘制了表示在单次抽提和注入情况下的HDH系统的温度特征曲线，其中边界条件是T_a＝20℃；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气。

图13提供了通过无限次抽提使增湿器完全热力学平衡与通过无限次抽提使除湿器完全热力学平衡的HDH系统的性能的比较；边界条件如下：T_a＝20℃；sal＝35g/kg；T_c＝80℃；N＝∞；HCR_deh＝1。

图14示出在HDH中使增湿器抑或除湿器完全热力学平衡的情况下总系统不可逆性降低，其中边界条件如下：T_a＝20℃；sal＝35g/kg；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气；HCR_deh＝1或HCR_hum＝1。

图15示出了抽提/注入(针对热力学平衡)的次数对含有限大小及无限大小的HME装置的HDH系统的性能的影响，其中边界条件如下：T_a＝20℃；sal＝35g/kg；T_c＝80℃；HCR_deh＝1。

图16示出了抽提对总系统不可逆性的影响，其中边界条件如下：T_a＝20℃；sal＝35g/kg；T_c＝80℃；ψ_deh＝ψ_hum＝20kJ/kg干燥空气；HCR_deh＝1。

在随附图式中，相同的参考符号在不同视图中指代相同或相似的零件；并且撇号用于区别共用相同参考数字的相同或相似项目的多个实例。附图不一定按比例制作，重点反而在于阐明如下讨论的详细原理。

详细说明

从这项或这些发明在更广泛的范围内的不同概念和具体实施例的以下更详细的描述中，这项或这些发明的不同方面的上述的和其他的特征和优点将是显而易见的。上文介绍的和下文更详细讨论的本主题的不同方面可以按多种方式中的任一种实施，因为本主题并不局限于任何特定的实施方式。提供特定实施和应用的实例主要是为了说明的目的。

除非在此另外定义、使用或特征化，否则在此使用的术语(包括技术和科学术语)应被解释为具有与它们在相关领域背景下所接受的含义一致的含义，并且不应以理想化或过于正式的意义进行解释，除非在此明确如此定义。举例来说，如果提及一种特定组合物，那么该组合物可能是基本上纯，但不是完美地纯，因为实际且不完美的现实情况可能适用；例如，可能存在的至少痕量的杂质(例如，小于1％或2％，其中在此表达的百分比或浓度可以按重量抑或按体积计)可以被理解为在描述的范围内；同样地，如果提及一种特定形状，那么该形状旨在包括与理想形状的不完美的偏差，例如归因于制造公差。

尽管术语第一、第二、第三等在此可能被用于描述不同要素，但这些要素并不受限于这些术语。这些术语只是用于将一个要素与另一个要素区分开来。因此，下面讨论的一个第一要素可以被称为一个第二要素，而没有脱离示例性实施例的传授内容。

空间相关的术语，如“上方”、“下方”、“左”、“右”、“前”、“后”等可能在此被使用以便于描述一个要素与另一个要素的关系，如图中所示出。应理解，除在此描述和在图中描绘的取向外，这些空间相关的术语以及所示出的配置旨在涵盖正在使用或运行的设备的不同取向。例如，如果翻转图中的设备，那么描述为位于其他要素或特征“下方”或“下”的要素则将取向成位于其他要素或特征“上方”。因此，示例性术语“上方”可以涵盖上方和下方的取向两者。该设备可能另外取向(例如，旋转90度或其他取向)，并且在此使用的空间相关的叙述语被作相应地解释。

此外，在本披露中，当一个要素被称为是“在之上”、“连接到”或“联接到”另一个要素上时，它可以直接在之上，连接或联接到其他要素或者可以存在中介元素，除非另有规定。

在此使用的术语是用于描述具体实施例的目的，并且并不旨在限制示例性实施例。如在此所使用，单数形式，如“一个(a和an)”也打算包括复数形式，除非上下文另有指示。此外，术语“包括(includes)”，“包括(including)”、“包含(comprises)”和“包含(comprising)”指定所陈述的要素或步骤的存在，但不排除一个或多个其他要素或步骤的存在或添加。

命名法：

首字母缩略词：

GOR＝增益输出比

HDH＝增湿除湿

HE＝热交换器

HME＝热量和质量交换器

TTD＝末端温差

符号：

c_p＝恒压比热容(J/kg□K)

g＝比吉布斯能量(J/kg)

h＝比焓(J/kg)

h*＝比焓(J/kg干燥空气)

h_fg＝比蒸发焓(J/kg)

HCR＝HME装置的基于控制体积的改进的热容率比

m_r＝水与空气的质量流率比

N＝抽提/注入的次数

P＝绝对压力(Pa)

RR＝回收率(％)

s＝比熵(J/kg□K)

sal＝给水盐度(g/kg)

T＝温度(℃)

希腊语：

Δ＝差或变化

ε＝基于能量的有效性

ψ＝焓夹点(kJ/kg干燥空气)

ψ_TD＝末端焓夹点(kJ/kg干燥空气)

η_tvc＝TVC的可逆夹带效率

η_e＝膨胀器的等熵效率

ω＝绝对湿度(kg水蒸汽/kg干燥空气)

下标：

a＝湿空气

c＝冷流

deh＝除湿器

da＝干燥空气

h＝热流

hum＝增湿器

HE＝热交换器

in＝进入

int＝水-蒸汽界面

max＝最大

local＝局部限定的

out＝离开

pw＝纯水

rev＝可逆的

w＝海水

热力学状态：

a＝进入除湿器的海水

b＝离开除湿器的预热的海水

c＝从盐水加热器进入增湿器的海水

d＝离开增湿器的盐水废弃物

e＝进入除湿器的湿空气

ex＝湿空气状态，在该状态下质量抽提和注入是在单次抽提情况下进行

f＝进入增湿器的相对干燥的空气

g＝在除湿器中的一个任意中间位置处的空气

i＝在除湿器中的一个任意中间位置处的海水

在此描述的方法和设备可以用于以一种能量有效的方式从一种液体组合物(包括但不限于海水、半咸水及废水)分离基本上纯的水。这种方法可以用于称为增湿-除湿脱盐(HDH)的技术中。本发明人团队的成员已提交了描述对HDH技术的改进的先前专利申请，包括已公开为US 2011/0056822 A1，“在减压下进行的水分离(Water Separation UnderReduced Pressure)”和US 2011/0079504 A1，“在变化的压力下进行的水分离(WaterSeparation Under Varied Pressure)”的那些。那些专利申请中描述的不同设备和方法可以与在此描述的设备和方法组合使用以便例如进一步改进HDH系统的能量效率。

在此描述的这些方法可以使沿着一个增湿器和/或除湿器的流体流动路径的驱动热力学势(即，局部温差和/或浓度差)平衡以便减少HDH系统中产生的熵。这种平衡能够进而增加从除湿器回收至增湿器的热量并且能够减少每单位量脱盐的水所消耗的能量。该设计利用了以下基本观察结果：存在水与空气质量流率比的单个值(对于任何给定的边界条件和部件有效性或固定硬件配置)，在该值下系统性能最优。

设备的说明：

在图1中示出了具有质量抽提和注入的HDH系统的一个实施例的说明。如图1中所示，在利用液体组合物加热的一个增湿-除湿循环中，一种载气(如空气)通过例如一个闭合回路系统中在一个增湿器12与一个除湿器14之间的气体导管16和18循环。增湿器12和除湿器14具有一种模块化构造(即，多个分开的零件)并且是彼此基本上热分离的。该增湿器和除湿器特征化为“基本上热分离的”应被理解为被构造成有很少或没有直接传导性热传递在该设备的增湿腔室与除湿腔室之间通过，但是这种特征化并不排除经由这些腔室之间的气体和/或液体流动进行的热能传递。这种“基本上热分离”特征化由此将该设备与例如一种露点蒸发设备区分开来，该露点蒸发设备包括在增湿器与除湿器之间的一个共用的热传递壁。在本披露的设备中，增湿器12和除湿器14不共用任何公共壁，这些公共壁将会促进其间的传导性热传递。

相反，热能主要经由气体和液体的质量流在这些腔室之间传递。气体是使用热的不纯水(即，液体组合物—例如，呈一种盐水溶液形式)在增湿器12的增湿腔室20中进行增湿，该热的不纯水从增湿器12的顶部处的一个或多个喷嘴22喷射，同时该气体在一个逆流方向上移动(向上穿过增湿腔室20，如图示)，从而经由水从液体组合物中蒸发至载气流中(例如，该水的约5％至10％)来显著增加该气体中的水蒸汽含量(例如，使水蒸汽含量增加至少50％)。该液体组合物的残余部分(未在增湿腔室20中蒸发的部分)汇集在腔室20的底部并且通过一个液体混合物输出导管30排出。

可以通过将一个真空泵50联接到增湿腔室20和除湿腔室24两者上来确立亚大气压。可替代地，可以通过将一个液体混合物槽联接到导管30上并且将一个纯水槽联接到导管32上(其中两个槽定位在腔室20和24下方)以便经由作用于液体上的重力产生压头来产生一个静压头；这种配置在公开的美国专利申请号2011/0056822 A1中有进一步描述并说明。增湿腔室20和除湿腔室24两者中的亚环境大气压可以是基本上相同的，并且可以例如比环境大气压低至少10％，例如，为90kPa或更小；或者在具体实施例中，为70kPa或更小；或者在更具体的实施例中在10与60kPa之间。

增湿器和除湿器的压力可以基于在液体组合物的温度下水的蒸汽压来选择并确立。

增湿腔室20可以填充有一种呈例如聚氯乙烯(PVC)填料形式的填充材料56以便促进载气与液体混合物之间的湍流气体流动和增强的直接接触。该增湿器(和该除湿器)的主体可以例如由不锈钢形成，并且是基本上蒸汽不可渗透的；由例如环氧树脂密封剂、垫片、O形环、焊接或类似技术形成的密封件被设置在该增湿器的蒸汽和水输入和输出处以及每个模块化部件和邻接导管的界面处以便维持该系统中的真空。在一个实施例中，增湿腔室20基本上呈圆柱形，并且高度为约1.5m并且半径为约0.25m。

载气的增湿通过以下方式来实现：将液体混合物从一个或多个喷嘴22喷射到在增湿器12的顶部处的一个喷雾区中，然后使其穿过一种填充材料56并且向下穿过一个雨区到达在该腔室底部处的收集的液体混合物的一个表面46，同时该载气向上移动穿过增湿腔室20(如图示)，并且与该液体混合物相接触(特别是在填充材料56的床层中)，由此将来自该液体混合物的水蒸汽添加至该载气中。

然后将增湿的载气从增湿器12通过一个导管16引导至除湿器14，在该除湿器中该载气在一个除湿腔室24中进行除湿，该除湿是使用经由泵54通过一个液体混合物输入导管26并通过除湿腔室24内部的一个螺旋形导管28泵送的冷液体组合物进行的，从而允许热量从该气体传递至除湿器14内部的液体组合物。因此，该气体中的水蒸汽在螺旋形导管28上冷凝并且作为基本上纯的水收集在除湿腔室24底部处的一个水池48中。所收集的纯水然后可以通过一个纯水输出导管32从除湿器14移除，以例如用作饮用水、用于灌溉作物、用于洗涤/清洁、用于烹饪等。该载气可以经由末端导管16和18在该增湿器与该除湿器之间自然地或通过使用一个风扇循环。如果使用一个风扇进行气体循环，那么该风扇可以通过一个光伏太阳能电池板或一个风力涡轮机供能，并且该风扇可以被放置在顶部气体导管16中或底部气体导管18中。

在除湿器14中初步加热之后，该液体组合物经由一个液体组合物导管34被传至增湿器12。可以在导管34中或沿着该导管包括一个加热器36以便在该液体组合物进入增湿器12之前对其进一步加热。加热器36可以使用一个太阳能源(例如，该加热器可以呈一个太阳能收集器的形式)和/或可以使用任何废热源(例如，使用由其他附近的机器或由一种发电设备产生的废热)来加热该液体组合物。在具体实施例中，对该液体组合物的加热进行限制以防止由于超过该液体组合物中的结垢组分(例如，硫酸钙、硫酸镁、碳酸钙和/或碳酸氢钙)的沉淀温度所导致的该设备中的结垢。

例如，液体组合物可以被加热至不大于65℃的一个温度。

在这个过程中，增湿器12和除湿器14两者内部的压力降低至低于大气压(即，在该增湿器和该除湿器周围的大气的环境压力，例如在海平面处低于约101kPa)，与在环境大气压下运行的先前增湿-除湿脱盐过程形成对比。随着增湿器12内部的压力降低，该增湿的气体携带更多水蒸汽的能力增加，从而当该气体在除湿器14中进行除湿时使纯水的产生增加。这种增加的水蒸汽输送能力可以通过湿度比(即，湿空气中的水蒸汽质量与干燥空气质量的比率)来解释，因为该比率在低于大气压的压力下更高。例如，在干球温度为60℃的空气(作为载气)的情况下，在50kPa下的饱和湿度比要比在大气压下高出大约150％。

经由气体导管60、62以及64提供一种多次抽提配置，其中从增湿器12中的多个不同中间位置抽提气体并且将该气体进给至除湿器14中的相应的不同中间位置，从而允许气体质量流的操纵、设备的热平衡以及更高的热量回收。这些“相应的”位置表示在对应腔室中的位置，在这些位置处，所抽提的流体流的温度和蒸汽浓度与该抽提的流注入其中的流体流的温度和蒸汽浓度是相似的(如果不是相等的)(例如，在1℃和1％内)。这种“相应的”位置用于避免被特征化为混合的不可逆性的损失。当具有不同平衡状态的两个流混合时，可能需要一个高度不可逆的过程来使这些流达到热平衡，从而引起较大热力学损失。

可以通过在导管60、62、64中的变频控制风扇66来驱动气流穿过导管60、62以及64。应抽提穿过每个导管60/62/64气体的速率强烈地取决于工作条件，并且该速率可以通过以下方式来进行控制：通过改变从一个电压源供应至变速风扇66的电压来调节风扇66的速度，或通过调节抽提导管60、62、64中的压降(例如，通过使用在该导管中的一个可调节阀并通过控制该阀以使穿过该导管的通道的直径膨胀或收缩)。在具体实施例中，载气混合物(或液体组合物)的流速可以在该过程期间动态地改变(增加或减少)。

因此，载气混合物或液体组合物的这些抽取和注入可沿着在增湿器中和除湿器中的这些流体流动路径中的多个中间位置之间延伸的一个或多个离散的导管发生。在另一个实施方式中，在增湿器中和除湿器中的这些流体流动路径之间的载气混合物或液体组合物的这些抽提和注入可沿着跨过该增湿器中和该除湿器中的这些流体流动路径的大多数连续地延伸的多个中间位置发生。

图1的上述系统是一种水加热的空气封闭式露天水系统，该系统从增湿器12至除湿器14中具有三次空气抽提。导管26、34以及30中的状态a至d用于表示液体流的不同状态，并且导管16和18中的状态e和f表示在除湿之前和之后的湿空气的不同状态。基于由G.P.Narayan等人，“太阳能驱动的增湿-除湿脱盐用于小规模分散化水生产的潜力(ThePotential of solar-driven humidification-dehumidification desalination forsmall-scale decentralized water production)”，《可再生与可持续能源综述》(Renewable and Sustainable Energy Reviews)，第14卷，第1187-1201页(2010)列出的HDH的不同分类，存在该系统的几种其他实施例。

组合的热量和质量传递装置中的热平衡：

“控制体积”平衡：

为了理解HME装置中的热力学平衡，首先考虑一个热交换器的更简单的情况。在无限大热传递面积的极限情况中，这一装置中的熵产生率是由所谓的热不平衡或残余不可逆性所致，这与使得交换热的这些流的热容率不相等的条件相关联。换言之，一个热交换器(具有恒定的流体流热容量)据称在热容率比为一时是热“平衡的”(具有零残余不可逆性)。这种热力学平衡概念对于热交换器来说为熟知的，最近被扩展至HME装置。

为了定义HME装置中的一种热“平衡的”状态，通过与热交换器类比将关于组合的热量和质量交换的一个改进的热容率比定义为冷流的总焓率的最大变化与热流的总焓率的最大变化的比率。这些最大变化是通过定义任一流可以在该装置的出口处达到的理想状态来定义的。例如，一个冷流可以在该出口处达到的理想状态将是在该热流的入口温度；并且一个热流可以在该出口处达到的理想状态将是在该冷流的入口温度。

$HCR=\left(\frac{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,c}}{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,h}}\right)---\left(1\right)$

在固定的入口条件和有效性下，如上所示，一种组合的热量和质量交换装置的熵产生在该改进的热容率比(HCR)等于一时减至最少。此外，对于一个固定的热传递速率、冷凝速率以及HME大小来说，当该HCR接近一时，一个除湿器中的熵产生接近最小值。因此，可以认为HCR为一时定义了HME装置的平衡状态，而不管它是一个固定有效性还是一个固定硬件条件。然而，这是一种“控制体积”平衡状态，其中设计不包括质量抽提和注入。下面，通过改变沿着工艺路径的水与空气质量流率比，将该控制体积概念扩展至HME装置中的完全热力平衡。

焓夹点：用于定义HME装置的性能的新颖参数：

为了清楚地观察同时进行的热量和质量传递过程，在图2中提供一个除湿器的温度对比焓的近似曲线，其中从e至f的路径70表示用于湿空气的除湿的工艺路径，并且从a至b的路径72表示用于通过海水流进行能量捕获的工艺路径。点f’和b’表示湿空气和水流在除湿器具有无限大小的情况下将对应地达到的假定理想状态。因此，h^*|_f-h^*|_f'(表示为ψ_h)和h^*|_b'-h^*|_b(表示为ψ_c)是由于具有一个“有限大小的”HME装置所致的焓率的损失(每单位量在该系统中循环的干燥空气)。这种损失无法在一种控制体积平衡的条件下(在不增加与该装置中的热和质量传递相关联的面积的情况下)通过该装置的热平衡来减少。对于一个给定装置，这种损失表示该装置的能量有效性(ε)并且与交换器有效性的常规定义直接相关。这种针对一个热量和质量交换器的有效性的定义给定如下：

$\mathrm{\&epsiv;}=\frac{\mathrm{\&Delta;}\stackrel{\&CenterDot;}{H}}{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max }}---\left(2\right)$

总焓率的最大变化是冷流和热流的总焓率的最大变化中的最小值。

$\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max }=min(\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max },\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,h})---\left(3\right)$

有利的是，通过流动穿过该系统的干燥空气的量对焓率进行归一化以易于表示焓对比温度的图中的热力学过程。使用这一概念，从方程(2)通过将分子和分母除以干燥空气的质量流率导出以下方程。

$\begin{array}{cc}\mathrm{\&epsiv;}=\frac{{\mathrm{\&Delta;h}}^{\&prime;}}{{\mathrm{\&Delta;h}}_{\max }^{*}}& \left(4\right)\\ =\frac{{\mathrm{\&Delta;h}}^{*}}{{\mathrm{\&Delta;h}}^{*}+{\mathrm{\&Psi;}}_{TD}}& \left(5\right)\end{array}$

Ψ_TD是由于具有一个“有限大小的”HME装置所引起的在末端位置处的焓率损失并且定义如下：

$\begin{array}{cc}{\mathrm{\&Psi;}}_{TD}=\min (\frac{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,c}}{{\stackrel{\&CenterDot;}{m}}_{da}}-\mathrm{\&Delta;}h*,-\frac{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,h}}{{\stackrel{\&CenterDot;}{m}}_{da}}-\mathrm{\&Delta;}h*)& \left(6\right)\\ =\min ({\mathrm{\&Psi;}}_c,{\mathrm{\&Psi;}}_h)& \left(7\right)\end{array}$

在一个热交换器的情况下，Ψ_TD类似于最小末端流与流温差(TTD)。假定热流是最小热容量流，一个热交换器的有效性的方程可以如以下所提供来导出(方程8和方程9)。

扩展至冷流为最小热容流的情况是类似的。通过比较方程5和方程9，类推是清楚的。

TTD在热力学分析很少用于定义一个热交换器的性能；而温度夹点是通常使用的参数。区别在于温度夹点是在热交换器中的任何点处而不仅仅是在末端位置处的最小流与流温差。如同温度夹点一样，Ψ可以被定义为在该交换器中的任何点处而不仅仅是在末端位置处由于一个有限的装置大小所致的焓率的最小损失。这种最小损失是如图3中所示，通过考虑由仅两种状态(g表示空气并且i表示水)表示的无限小的控制体积来达成。可以将这些真实状态各自的理想状态定义为g’和i’。在该位置处的局部Ψ可以被定义为最小h|_i’-h|_i(表示为Ψ₂)和h|_g-h|_g’(表示为Ψ₁)。因此，Ψ的一般定义将是如下：

$\mathrm{\&Psi;}=\underset{local}{\min }({\mathrm{\&Delta;h}}_{\max }^{*}-{\mathrm{\&Delta;h}}^{*})---\left(10\right)$

因此，基于这一部分中提出的论证，一个HME装置的Ψ类似于一个HE的温度夹点，并且它可以被称为“焓夹点”。由于存在浓度差作为HME装置中质量传递的驱动力，故可能有利的是当定义该装置的性能时，不使用一个温度夹点或一个末端温差。

能量有效性是HE和HME的另一种常用的性能度量。然而，能量有效性是一个控制体积参数并且仅考虑末端差异。为了针对平衡进行设计，考虑局部差异。考虑一个增湿过程的温度特征曲线，如图4中所示，“夹”点74不会出现在末端位置处而是在一个中间点处。如果通过能量有效性定义该装置的性能，那么这种行为未被捕获。在极端情况下，增湿器的较高有效性值可以导致一种内部温度和浓度交叉。使用Ψ不会出现这个问题，因为它是一个局部参数并且因此被用于定义在此的HME装置(增湿器和除湿器)的性能。

基于质量抽提和/或注入的平衡：

如以上所描述，改进的热容率比的值为一界定了在无抽提的情况下控制体积的一种热平衡状态。对于这种情况，HCR在该装置的所有位置处均不等于一。在质量抽提或注入的情况下，可以改变水线72的斜率，这样使得HCR在整个装置中是一。这是使该HME装置完全平衡的工作条件。依据Ψc和Ψh来改写HCR的表达式以便理解这一概念。

$\begin{array}{cc}HCR=\frac{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,c}}{\mathrm{\&Delta;}{\stackrel{\&CenterDot;}{H}}_{\max ,h}}& \left(11\right)\\ =\frac{\mathrm{\&Delta;}h*+{\mathrm{\&Psi;}}_c}{\mathrm{\&Delta;}h*+{\mathrm{\&Psi;}}_h}.& \left(12\right)\end{array}$

当对于控制体积，HCR＝1时，Ψ_TD,c＝Ψ_TD,h；当在所有位置处HCR＝1时，Ψ＝常数。

为了改变水与空气质量流率比以使得在该装置中的每个位置处HCR＝1(或相反地，在每个点处Ψ＝常数)，可能需要在每个点处进行抽提或注入(即，抽提和/或注入的次数接近无穷大)。将这称为“连续热力学平衡”。虽然连续热力学平衡在理解具有质量抽提和注入的系统方面具有理论意义，但在实践中它可能难以实现。因此，在此还评估了用有限次数的抽提/注入使一个HME装置平衡。

如通过观察图2和图3可以理解，在无注入的一个“控制体积”平衡的除湿器中，局部Ψ最小值是在两个末端位置处(还参见方程13)；并且在所有中间点处，Ψ更高。这是由温度-焓图的性质造成，如在下文更详细地论述。控制体积平衡的情况中Ψ的局部变化在图5中示出。在图5(以及在此的其他地方)中，每kg干燥空气的比焓(用于描述图2和图3中的控制体积位置)通过总热负荷(Δh*)进行归一化。如可以从图5中观察到，单次注入(N＝1)使Ψ在一个中间位置处为最小值(或者相反地使HCR在该位置和两个末端位置处等于1)，如由曲线76所示。在注入次数接近无穷大(N≈∞)的情况下，如由曲线78所示，Ψ的局部值在该装置的整个长度上可以是最小的并且恒定的(方程14)。空气注入的方向是进入除湿器中。因为改变了水与空气质量流率比来使该装置平衡(而不是改变个别的质量流率)，所以可以等效地从(逆流)除湿器注入水。

图6示出连续和单次抽提/注入对除湿器中的总不可逆性的影响。每单位量冷凝水所产生的熵在用连续抽提/注入的情况下被减少至四分之一并且在用单次抽提/注入的情况下被减少至3/5。这一结果代表一种最优情况。这种大幅减少证明了热力学平衡对于热量和质量交换器的重要性。

连续热力学平衡的函数形式：

考虑方程14，可以表达关于一个完全平衡的除湿器和增湿器中的流体流的温度和湿度比特征曲线的封闭型表达式(方程15-20)。如果空气的工艺路径(以一个焓-温度图表示)遵循函数ξ(方程15)，那么质量流率比在除湿器中变化，这样使得海水工艺路径是相同的焓函数，但偏移方程17。在湿度特征曲线中也遵循焓的类似偏移(方程16和方程18)。

Ta＝ξ(h*) (15)

ω＝η(h*) (16)

Tω＝ξ(h*-ψ) (17)

ωint＝η(h*-ψ) (18)

具有连续注入的一个除湿器的温度和湿度特征曲线的一个实例对应地在图7和图8中示出。从图7和图8中可以观察到具有连续质量注入(使得在整个装置中HCR＝1)的除湿器具有接近于恒定驱动湿度差而不是恒定温差的特征曲线。驱动湿度差被计算为本体空气流80的局部湿度比(在整体温度下评估的)与界面82的湿度比(在界面温度下评估为饱和的)的差异。这是一个重要的结论，并且它还可以使我们得出以下结论：仅针对温差的平衡(如由已知的先前研究所进行的)将不会导致热力学最优。

对于一个完全平衡的增湿装置，概念是类似的对于由方程15和方程16表示的湿空气线来说，增湿器水线将由以下给出：

T_w＝ξ(h*+Ψ) (19)

ω_int＝η(h*+Ψ) (20)

完全抽提/注入特征曲线可以通过仅改变水与空气质量流率比来获得。这可以通过从HME装置连续抽提空气抑或水(或两者)或将空气抑或水(或两者)连续注入HME装置中来进行。

HDH系统的建模：

在这一部分中，将针对HME装置开发的热力学平衡的概念应用于HDH系统设计。在图1中示出在研究中的系统的一个实施例。

无抽提/注入的系统：

在图9中示出无抽提/注入的HDH系统(图1中所示)的温度-焓图。空气的工艺线70由增湿器和除湿器中的饱和线e-f表示。在HDH系统的性能计算中由于空气沿其工艺路径始终饱和的近似性所致的不确定性较小并且在下面详细地讨论。海水工艺线在除湿器中由a-b(72)、在加热器中由b-c(72’)并且在增湿器中由c-d(72”)表示。

以下说明使用最高盐水温度、给水温度以及部件焓夹点作为输入变量来设计本系统的详细算法。

对于没有抽提/注入(N＝0)的系统，遵循以下步骤：

1)选取总热负荷(Δh*)的一个值；

2)绘制一个饱和空气温度特征曲线[T＝ξ(h*)]；

3)绘制在两端均满足ψ的一个线性除湿器温度特征曲线；

4)将总焓范围分成多个较小的相等控制体积(CV)；

5)从这些较小控制体积之一中的海水特性计算Δs_w,1(每kg海水)；

6)用图解法计算Δs_w,2(每kg干燥空气)；

7)以Δs_w,2/Δs_w,1计算增湿器流的质量流率比；

8)使用ω＝η(h*)来计算Δω；

9)计算该控制体积中产生的水的质量流率；

10)计算离开该较小控制体积的海水流的质量流率；

11)计算该增湿器温度特征曲线的斜率；

12)计算在该增湿器中的间隔中的水流的较低温度；

13)对于所有间隔重复步骤5至步骤12的过程，并且产生增湿器温度特征曲线；

14)计算该增湿器中的水流与空气流之间的最小焓夹点；

15)对关于增湿器焓夹点的误差是否较小进行评估(如果是，则进行到步骤16；如果不是，则返回步骤1)；

16)计算总熵产生；

17)计算热量输入；并且

18)计算增益输出比。

上述解决方案是迭代的，并且如以下所描述对热物理特性进行评估。

在该分析中利用以下理解，即，温度对比焓的图中的水线的斜率可以用于评估在这些HME装置中的任何给定点处的质量流率比：

$slope=\frac{{\mathrm{dT}}_{\mathrm{\&omega;}}}{dh*}=\frac{1}{m_r{c}_{p,\mathrm{\&omega;}}}---\left(21\right)$

此外，使用温度-焓图评估的变化状态的熵可以用于评估这些增湿装置和这些除湿装置中的质量流率。

具有无限次抽提和注入的系统：

可以利用方程15至方程20设计具有无限次抽提/注入的系统，这样使得在增湿器或除湿器之一中的残余不可逆性为零。图10和图11示出上述方程在经由温度对比位置的图进行系统设计中的应用。从夹点观点来看，增湿器和除湿器中的温度夹点在“除湿器平衡的”情况下和“增湿器平衡的”情况下是在不同的终端处。然而，在两种对应情况下，焓夹点在除湿器和增湿器中的所有点处是最小并恒定的。

用于对具有无限次抽提/注入的系统进行建模的详细程序可以概括如下：

1)通过假定除湿器和增湿器的平行温度特征曲线来估计总热负荷(Δh*)；

2)绘制一个饱和空气温度特征曲线[T＝ξ(h^*)]；

3)绘制一个除湿器温度特征曲线[T＝ξ(h^*-ψ)]；

4)将总焓范围分成多个较小的相等间隔；

5)计算Δs(每kg水)；

6)计算Δs(每kg干燥空气)；

7)计算增湿器流的质量流率比；

8)计算Δω；

9)计算该间隔中产生的水的质量流率；

10)计算在之后间隔中该增湿器中的水流的质量流率；

11)计算该增湿器中的水流的盐度；

12)计算该增湿器中的水流的比热；

13)计算该增湿器温度特征曲线的斜率；

14)计算在该增湿器中的间隔中的水流的较低温度；

15)对于所有间隔重复步骤5至步骤14的过程，并且产生增湿器温度特征曲线；

16)在h_A＝h_sat(T_fw)+ψ和T_A＝T_sat(h_A)的情况下定义状态A；

17)在h_B＝h_sat(T_fw)的情况下定义增湿器中的水流的状态B，并且由在h_B处的增湿器温度特征曲线确定T_B；

18)使整个增湿器温度特征曲线向上偏移ΔT＝T_A-T_B；

19)计算总熵产生；

20)计算热量输入；并且

21)计算增益输出比。

在开发这一程序中，设置一个约束，即，所注入的流的状态(温度和湿度)与它所注入至其中的流相同。施加这一约束以避免由于处于不同状态的流的混合而产生熵。此外，除湿器中的空气具有相同的入口和出口温度以及湿度，这与水不同，水在增湿器和除湿器中具有不同的流向温度(由于存在加热器)。

具有单次抽提和注入的系统：

可能更实际的是在HDH系统中应用有限次数的抽提和注入。因此，在此研究了单次抽提/注入的作用连同无限次抽提/注入的作用。图12示出了具有单次抽提和注入的一个系统的温度特征曲线。在所示的情况下，在状态“ex”下在位置84处从除湿器抽提空气并且将空气以相同状态“ex”注入增湿器中的一个相应位置中(也在位置84处)以避免在注入过程期间产生熵。这种抽提标准被应用于本论文中所报道的所有情况，因为它有助于通过分开所注入的流与穿过HME装置的流体流之间不匹配的温度和/或浓度的作用来独立地研究热力学平衡的作用，这些作用当存在时可能使得难以量化仅由于平衡所致的熵产生减少。

用于对具有单次空气抽提和注入的系统进行建模的详细程序概括如下：

1)选取总热负荷(Δh^*)的一个值；

2)选取该除湿器中的注入点的焓；

3)绘制一个饱和空气温度特征曲线[T＝ξ(h^*)]；

4)绘制在两端处和在该注入点处满足ψ的除湿器温度特征曲线(2条线)；

5)将总焓范围分成多个较小的相等间隔；

6)计算Δs(每kg水)；

7)计算Δs(每kg干燥空气)；

8)计算增湿器流的质量流率比；

9)计算Δω；

10)计算该间隔中产生的水的质量流率；

11)计算在之后间隔中该增湿器中的水流的质量流率；

12)计算该增湿器中的水流的盐度；

13)计算该增湿器中的水流的比热；

14)计算该增湿器温度特征曲线的斜率；

15)计算该增湿器中在该间隔中的水流的较低温度；

16)对于所有间隔重复步骤6至步骤15的过程，并且产生增湿器温度特征曲线；

17)计算增湿器中的水流与空气流之间的最小焓夹点；

18)对关于增湿器焓夹点的误差是否较小进行评估(如果是，则进行到步骤19；如果不是，则(a)如果已经尝试了这一热负荷的所有注入点，就返回步骤1或(b)如果尚未尝试这一热负荷的所有注入点，就返回步骤2；

19)计算总熵产生；

20)计算热量输入；并且

21)计算增益输出比。

结果与讨论:

在这一部分中，对于热力学平衡可以对HDH系统的能量性能具有的作用进行了调查。在该研究中值得关注的性能参数是增益输出比(GOR)。GOR是所产生的水的蒸发潜热与进入循环中的净热量输入的比率。这一参数实质上是水产生的有效性，它是在该系统中起作用的热量回收的量的指数。

$GOR=\frac{{\stackrel{\&CenterDot;}{m}}_{pw}\&CenterDot;h_{fg}}{{\stackrel{\&CenterDot;}{Q}}_{in}}---\left(22\right)$

潜热是在除湿器中水蒸汽(在湿空气混合物中)的平均分压下计算。

回收率(RR)是该研究中值得关注的另一个参数。RR是进入系统的每单位量进料所脱盐的水的量。

$RR=\frac{{\stackrel{\&CenterDot;}{m}}_{pw}}{{\stackrel{\&CenterDot;}{m}}_w}---\left(23\right)$

除湿器平衡的系统与增湿器平衡的系统的比较：

在图10和图11中，示出了两种HDH系统的温度特征曲线：一种具有一个平衡的除湿器(图10)，并且另一个具有一个平衡的增湿器(图11)。在这一部分中，在不同的焓夹点值下对这两种系统的性能进行比较。如从图13中可以观察到，在该增湿器平衡的系统以星号绘图并且该除湿器平衡的系统以菱形绘图的情况下，性能是非常类似的。在较低的焓夹点值(ψ<7kJ/kg干燥空气)下，该除湿器平衡的系统具有稍微更高的性能；并且在较高的焓夹点值下，就GOR而言，该增湿器平衡的系统稍微更好。

为了理解在这一部分中研究的两种系统的类似GOR值，考虑图14。对于一个固定的最高盐水温度、给水温度以及在增湿器88和除湿器86中的焓夹点，示出每千克在该系统中脱盐的水在该增湿器和该除湿器中产生的熵。当该系统的除湿器被完全平衡时，除湿器86中产生的熵被减少至一种无质量抽提和注入的系统中所产生的熵的四分之一。然而，增湿器88中产生的熵增加65％。当平衡除湿器86时，增湿器88正离开平衡状态。在具有一个完全平衡的增湿器的系统中，增湿器88中的熵产生被减少至小于一种无质量抽提和注入的系统中的熵产生的三分之一。除湿器86中产生的熵变化很小。在该系统中每kg脱盐的水所产生的总熵90对于在此讨论的两种系统来说是大约相同的；并且因此，这些系统具有类似的GOR值。对于其他边界条件，也观察到类似的趋势。

总之，基于研究由于在这一部分中报道的不同情况下的平衡所致的熵产生的变化，发现由于连续均衡所致的总系统熵产生的减少在“除湿器平衡的”系统和“增湿器平衡的”系统的相同焓夹点下是非常类似的。因此，也发现GOR对于这两种系统来说是类似的。

抽提/注入的次数的影响

在图15中示出了抽提/注入(在不同焓夹点下)的次数对HDH系统的性能的影响，其中无限次抽提/注入系统以菱形绘图；单次抽提/注入系统以星号绘图；并且无抽提系统以圆圈绘图。可以从该图表中得出几个重要的观察结果。

首先，可以观察到热力学平衡只有在增湿器和除湿器具有小于约27kJ/kg干燥空气的焓夹点时在HDH循环中是有效的。对于不同边界条件，已发现超过上述焓夹点值，与一种无任何抽提或注入的系统的性能(GOR)的差异是较小的(即，小于20％)。此外，在该增湿器中和该除湿器中的焓夹点值非常低(ψ≤7kJ/kg干燥空气)时，具有无限次的抽提和注入的连续平衡被发现产生比使用单次抽取和注入所获得的结果好得多的结果。对于80℃的最高盐水温度、20℃的给水温度以及“无限”大的增湿器和除湿器(ψ_hum＝ψ_deh＝0kJ/kg干燥空气)，发现单次抽提/注入的GOR是8.2(与一种具有无限次抽提/注入的类似系统的GOR为109.7相比)。在更高的焓夹点值(7kJ/kg干燥空气<ψ≤15kJ/kg干燥空气)下，单次抽提/注入使总系统的熵产生减少大致类似于在无限次抽提/注入的情况下产生的熵产生的量。在甚至更高的焓夹点值(15kJ/kg干燥空气<ψ≤27kJ/kg干燥空气)下，单次抽提胜过无限次抽提，这可以被视为出人意料的结果。试图通过查看无限次和单次抽提/注入平衡如何影响增湿器88和除湿器86中的熵产生来理解这一点(参见图16)。

图16示出在20kJ/kg干燥空气的部件焓夹点下，在具有零、一次和无限次抽提/注入的系统中的增湿器88和除湿器86中所产生的熵。可以观察到当应用连续抽提/注入时，在平衡的部件中(即，在除湿器86中)产生的熵减少，但在增湿器88中产生的熵增加。换言之，当使该除湿器平衡时，该增湿器是“去平衡的”。对于单次抽提/注入情况，虽然在除湿器86中产生的熵的减少量小于在无限次抽提/注入情况下所产生的熵的减少，但增湿器不是去平衡的。因此，所产生的总熵90在该单次抽提/注入情况下更低，并且GOR更高。

此外，有可能设计一种具有连续抽提/注入的系统，该系统既不完全平衡增湿器也不完全平衡除湿器，而是都部分地平衡。这种系统很可能具有比单次抽提/注入系统更高的性能。

示例性应用：

在此所描述的这些方法和设备可以用于例如在小型农村社区中提供水纯化。在这类应用中能源(例如，生物质)可以提供低品位能量，但由于化石燃料的不可获得性和可靠电网的缺乏，生物质经常是最佳选择。在此描述的这些方法可以使一个基本HDH系统(使用低品位热量运行)的能量效率改进高达100％。能量效率的这种改进有助于减少能量成本，从而使该系统有可能实现向小型农村社区提供纯化水。

这些方法和设备的另一种有前景的应用(特别是在美国)是处理来源于页岩气或页岩油提取的产出水和回流水。本披露的这些方法也可以在使HDH技术成本有效地用于这种应用中发挥重要作用。

在描述本发明的实施例中，专用术语是为清晰起见而使用的。为了描述的目的，专用术语旨在至少包括技术和功能上的等效物，这些等效物以相似的方式运作来达到相似的结果。此外，在本发明的具体实施例包括多个系统要素或方法步骤的一些情况下，那些要素或步骤可以被一个单一要素或步骤替换；同样，一个单一要素或步骤可以被达到相同目的多个要素或步骤替换。此外，当在此对于本发明的实施例指定不同性质的参数或其他值时，那些参数或值可以上下调整1/100、1/50、1/20、1/10、1/5、1/3、1/2、2/3、3/4、4/5、9/10、19/20、49/50、99/100等(或增长1、2、3、4、5、6、8、10、20、50、100倍等)，或其四舍五入的近似值，除非另有规定。此外，虽然已经参考本发明的具体实施例展示并描述了本发明，但本领域普通技术人员将理解，在不脱离本发明的范围的情况下，可以对其中的形式和细节做出不同替代和改变。再进一步，其他方面、功能以及优势也在本发明的范围内；并且本发明的所有实施例并不需要实现所有的优势或具备上述所有特征。此外，在此与一个实施例结合讨论的步骤、要素以及特征同样可以与其他实施例结合使用。贯穿本文所引用的参考文献，包括参考文本、期刊论文、专利、专利申请等的内容通过引用以其全部内容结合在此；并且来自这些参考文献的适当的组件、步骤以及特征可能会或可能不会包括在本发明的实施例中。再进一步，在背景部分中鉴别的组件和步骤是本披露的整体部分，并且可以与在本发明范围内的披露中其他地方描述的组件和步骤结合使用或者将其替代。在方法权利要求中，以一种特定的顺序来叙述多个阶段，无论带有或不带有为便于参考所加的顺序的前缀字符，这些阶段不被解释为在时间上受限于叙述它们的顺序，除非另有规定或由术语和措词进行暗示。

Claims (17)

1.一种用于降低组合的热量和质量传递装置中的热力学不可逆性的方法，该方法包括：

将一种载气混合物的一个流引导穿过一个组合的热量和质量传递装置中的一个流体流动路径，该装置在低于大气压的压力下运行；

使热量和质量通过以下方式从该载气混合物传递或传递至该载气混合物：与包括呈液体状态的一种可蒸发的组分的一种液体组合物直接或间接相互作用，以便经由使该可蒸发的组分从该液体组合物中蒸发或经由使该可蒸发的组分从该载气混合物中冷凝来实质性地改变该载气混合物中的可蒸发的组分的含量，从而产生一个载气混合物流，该载气混合物流具有的可蒸发的组分的浓度不同于在该热量和质量传递过程之前该载气混合物中的可蒸发的组分的浓度；

改变以下各项中的至少一项的质量流率：(a)载气混合物的改变通过从该组合的热量和质量传递装置中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提或注入该载气混合物进行；和(b)液体组合物的改变通过从该热量和质量传递装置中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提或注入该液体组合物进行；并且

调节在该组合的热量和质量传递装置中的载气混合物或液体组合物的流以便降低该装置中的平均局部焓夹点；

其中焓夹点(Ψ)为在装置中的任何点处由于一个有限的装置大小所致的焓率的最小损失且由以下的方程来表征：

$\mathrm{\&Psi;}=\underset{local}{min}({\mathrm{\&Delta;h}}_{max}^{*}-{\mathrm{\&Delta;h}}^{*})$

其中是在装置具有无限的大小时的假定的干燥空气焓率，且其中Δh^*是由于装置具有有限的大小所致的干燥空气焓率。

2.如权利要求1所述的方法，其中该装置中的最小局部焓夹点是小于27kJ/kg干燥空气。

3.如权利要求1所述的方法，该载气混合物或该液体组合物的流是动态地改变的。

4.如权利要求1所述的方法，其中该液体组合物被加热至不超过该液体组合物中的结垢组分的沉淀温度的一个温度。

5.如权利要求1所述的方法，其中该可蒸发的组分是水。

6.一种用于降低增湿-除湿系统中的热力学不可逆性的方法，该方法包括：

将包含一种可蒸发的组分和一种载气的一种载气混合物的一个流引导穿过一个填充床增湿器中的一个流体流动路径，该系统在低于大气压的压力下运行；

将热量和质量通过以下方式传递至该载气混合物：与包含呈液体状态的可蒸发的组分作为其组分之一的一种液体组合物直接相互作用，以便经由使可蒸发的组分从该液体组合物中蒸发来实质性地增加该载气混合物中的可蒸发的组分的含量；

将该载气混合物从该增湿器引导至一个除湿器，其中热量和质量通过以下方式从该载气混合物传递：与在该除湿器中的一个流体流动路径中的液体组合物间接相互作用，从而减少该载气混合物中的可蒸发的组分的含量并且预热该液体组合物；

改变以下各项中的至少一项的质量流率：(a)载气混合物的改变通过从该增湿器中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提该载气混合物并且在该除湿器中的一个相应位置处注入该抽提的载气混合物进行；和(b)液体组合物的改变通过从该增湿器中的流体流动路径中的至少一个中间位置抽提该液体组合物并且在该除湿器中的一个相应位置处注入该液体组合物进行；并且

调节在该增湿器和该除湿器中的这些流体流动路径的多个中间位置之间的载气混合物或液体组合物的流以便降低该除湿器中的平均局部焓夹点；

其中焓夹点(Ψ)为在除湿器中的任何点处由于一个有限的除湿器大小所致的焓率的最小损失且由以下的方程来表征：

$\mathrm{\&Psi;}=\underset{local}{min}({\mathrm{\&Delta;h}}_{max}^{*}-{\mathrm{\&Delta;h}}^{*})$

其中是在除湿器具有无限的大小时的假定的干燥空气焓率，且其中Δh^*是由于除湿器具有有限的大小所致的干燥空气焓率。

7.如权利要求6所述的方法，其中该增湿器和该除湿器以小于27kJ/kg干燥空气的一个最小焓夹点运行。

8.如权利要求6所述的方法，其中该载气混合物或该液体组合物的这些抽提和注入沿着在该增湿器中和该除湿器中的这些流体流动路径中的多个中间位置之间延伸的一个或多个离散的导管发生。

9.如权利要求6所述的方法，其中在该增湿器中和该除湿器中的这些流体流动路径之间的载气混合物或液体组合物的这些抽提和注入沿着跨过该增湿器中和该除湿器中的这些流体流动路径的大多数连续地延伸的多个中间位置发生。

10.如权利要求6所述的方法，其中该增湿器和该除湿器以一种热力学平衡状态运行，相较于一种恒定的流与流温差状态，该热力学平衡状态更接近于一种恒定的局部湿度比差状态。

11.如权利要求6所述的方法，其中多个中间位置之间的载气混合物或液体组合物的流率是动态地改变的。

12.如权利要求6所述的方法，其中该液体组合物被加热至不超过该液体组合物中的结垢组分的沉淀温度的一个温度。

13.如权利要求12所述的方法，其中该增湿器和该除湿器的压力是基于在该液体组合物的温度下水的蒸汽压来选择并确立的。

14.如权利要求13所述的方法，其中该液体组合物被加热至不大于65℃的一个温度。

15.如权利要求12所述的方法，其中这些结垢组分包括硫酸钙和硫酸镁中的至少一种。

16.如权利要求12所述的方法，其中这些结垢组分包括碳酸钙和碳酸氢钙中的至少一种。

17.如权利要求6所述的方法，其中该可蒸发的组分是水。