空气制水机的制作方法

1.本发明涉及一种空气制水(awg)机。

背景技术：

2.标准的空气制水机采用除湿概念，其中，将大气中的空气冷却至露点以下，以在低温蒸发器盘管中，使水从空气中凝结而出，然后将冷却空气用作冷却剂，以供高温冷凝盘管排热。在空气制水机中，上述两盘管之间还连接有蒸气压缩(vc)制冷单元。此类空气制水机装置的的主要操作成本为制冷单元压缩机供电所需的电力成本。制水成本(在全球范围内)存在极大差异。主要原因可在于能源成本。根据国家和地区的不同，按照能源计算的市政供水成本可例如上至约12.5wh/l，下至约4.5wh/l。在新技术和国际竞争的作用下，海水淡化成本正在逐渐下降。与市政供水及标准海水淡化机相比，标准空气制水机的操作成本仍然相对较高。
3.发明目的
4.本发明的目的在于提供一种空气制水机，其避免因使用蒸气压缩机而产生的费用，从而实现高性价比的制水。

技术实现要素：

5.根据本发明，提供一种空气制水机(awg)，包括：
6.低温盘管，用于从空气中汲取大气水分；
7.准等压温度滑移鼓泡反应器，包含处于密度分离蒸馏环境内的合适二元液体-蒸气混合物，由蒸气吸收过程提供动力；
8.水的来源，连接至带有处于与水冷蒸发器的第二侧隔离且热流通的水冷蒸发器的第一侧的水冷流径的水冷蒸发器；
9.二元液体-蒸气混合物供应线路，从鼓泡反应器经蒸发器泵连接至水冷蒸发器的第二侧，以供二元液体-蒸气混合物蒸发以及从水冷流径中的水汲取热能；
10.水冷流径，从水冷蒸发器连接至低温盘管；以及
11.二元液体-蒸气混合物回流线路，从水冷蒸发器的第二侧连接至带有回连至鼓泡反应器的二元液体-蒸气混合物出口的吸收器。
12.本发明还实现一种如上所述的awg，其中，二元液体-蒸气混合物回流线路从水冷蒸发器的第二侧经第一入口连接至吸收器，并且鼓泡反应器经吸收器循环泵连入吸收器的第二入口。
13.本发明还实现一种如上所述的awg，其中，鼓泡反应器内的密度分离蒸馏由以下提供：
14.a)重力；
15.b)二元液体-蒸气混合物中产生的离心力；或
16.c)重力与二元液体-蒸气混合物中产生的离心力的组合。
17.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：设置风扇，以使来自周围环境的空气移动通过低温盘管的上方；二元液体-蒸气混合物为氨-水(nh3-h2o)混合物；水的来源为经循环水泵连接至处于水冷蒸发器的第一侧的水冷流径的蓄水槽；蓄水槽内的水基本上处于周围环境温度。
18.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：鼓泡反应器包括提供于鼓泡反应器下方的过冷室，二元液体-蒸气混合物在过冷室内与供对二元液体-蒸气混合物进行热量移除以及过冷(至鼓泡反应器压力对应的饱和水平之下的温度)的冷却盘管接触；水泵送通过过冷室的冷却盘管，并从冷却盘管泵送至吸收器内的吸收器盘管，以作为高温输送水离开吸收器；二元液体-蒸气混合物的过冷液体组分下降至过冷室的底部，在该处，吸收器循环泵的吸入口吸取过冷液体；来自吸收器循环泵的过冷液体经第二入口处的喷嘴进入吸收器的混合区段，而且来自水冷蒸发器的蒸气经第一入口处的蒸气喷嘴进入混合区段，以在蒸汽被吸收至过冷液体内的同时，形成进行热交换和物质交换的混合两相液体-蒸气流柱状体；吸收器包括处于混合区段下游的多个竖向吸收通道，用于利用重力提供在液体与反向流中产生的蒸气气泡之间具有密度差的向下流动的液流，以增大液体与蒸气之间的换热接触(随着流动的进行，液体吸收蒸气，从而使蒸气气泡直径在流经吸收器的液流方向上变得越来越小，并因而使传热和传质速率得到进一步提升，直至低达吸收器出口的液体成为蒸气组分含量极低的饱和液体)。
19.本发明的另一特征实现一种如上所述的awg，其中，离开吸收器出口的二元液体-蒸气混合物为两相混合物，其密度设置为使得其所具有的蒸气形式潜热能的量足以为鼓泡反应器提供额外的蒸馏热量。
20.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：水冷蒸发器的第二侧的压力控制在所述鼓泡反应器压力之上；进入水冷蒸发器的二元液体-蒸气混合物在水冷蒸发器内被过冷，并随后加热至饱和温度。
21.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：蒸发器泵连接至鼓泡反应器，以向水冷蒸发器提供和输送温度相对于水冷蒸发器压力过冷的高nh3浓度二元液体-蒸气混合物；低温高nh3浓度二元液体-蒸气混合物从鼓泡反应器经蒸发器泵泵送至水冷蒸发器；水冷蒸发器为现有管壳式换热器，其中，正在被冷却的水在管内流动，而高nh3浓度二元液体-蒸气混合物在套于管外的壳内流动。
22.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：该awg包括启动装置，以产生蒸气来加热鼓泡反应器底部；其中，该启动装置为水冷蒸发器内用于产生蒸气的加热元件。
23.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：加热元件通过电力操作；加热元件由外部热源加热；加热元件在水冷蒸发器内产生的蒸气注入吸收器；加热元件在水冷蒸发器内产生的蒸气用于为所连接的喷射器提供动力，以将蒸气从鼓泡反应器移除，并将其压缩，且将压缩蒸气注入吸收器内，从而使得其在吸收器内被吸收，以产生传入过冷室内的热量。
24.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：启动装置为外部电动真空泵或压缩机，用于将蒸气从鼓泡反应器移除，并将其压缩，且将压缩蒸气注入吸收器内，从而使得其在吸收器内被吸收，以产生传入过冷室内的热量；启动装置为过冷室内的加热元件。
25.本发明的另一特征实现一种如上所述的awg，其中，蒸发器泵和吸收器循环泵与循
环水泵集成于旋转体系的泵装置内(通过皮托管泵构造)。
26.本发明的另一特征实现一种如上所述的awg，其中，该awg包括提供为包括带有集成的蒸发器泵、吸收器循环泵及循环水泵的旋转吸收器和鼓泡反应器的集成模块，该模块与提供于模块外部的水冷蒸发器连接。
27.本发明的其他特征实现一种如上所述的awg，其中：启动加热元件提供于外部水冷蒸发器内；模块内鼓泡反应器的操作压力通过调节来自吸收器的高温水的出口流量的方式进行控制，并且提供用于调节进入外部水冷蒸发器的液体压力的压力调节器；提供用于将冷却水的质量流调节至所选冷却温度的温度控制器。
28.本发明扩展至一种根据本说明书中公开和提及的技术从周围环境空气中制水的方法。
附图说明
29.根据以下仅以举例方式且参考附图对实施方式进行的描述，本发明的上述及其他特征将变得更加显而易见，附图中：
30.图1所示为根据本发明的空气制水机(awg)的布局示意图；
31.图2所示为空气制水机吸收式热变换器(aht)部分的部件；
32.图2所示为吸收式热变换器的过冷器和吸收器的部件；
33.图4所示为空气制水机的一种替代实施方式。
具体实施方式
34.本发明的空气制水机(awg)通过将空气冷却而实现空气的除湿，并且采用利用周围环境热量为处理过程提供动力的吸收式热变换器(aht)。
35.参考附图中的图1，该图所示为根据本发明的空气制水机处理过程布局。出于阅读本说明书时的参考目的，图1中对以下特征进行了标注：
36.受热循环水(cw)出口(a5)；
37.离开蒸发器的冷却循环水(b8)；
38.吸收式热变换器的周围环境循环水入口(b9)；
39.潮湿空气凝结成的水(c1)；
40.换热后的剩余冷却水(c2)；
41.空气制水机制成的产品(c3)；
42.冷却干燥空气出口(c4)；以及
43.周围环境潮湿空气入口(c5)。
44.吸收式热变换器包括导向至空气/水换热器(h/e)的冷却水输出端(b8)，该空气/水换热器包括使潮湿空气中的水蒸气凝结的除湿器或空冷低温盘管。
45.本说明书中的计算和数值旨在实现对本发明设备工作效率的估算和指示。计算中的假设湿度选择为76％，该湿度为南非开普敦的年平均湿度。相应的露点温度为20.5℃。
46.冷却换热盘管中的冷却水吸收空气中的热量，并在该过程中被微微加热。冷却换热盘管外部引导至代表空气冷凝物的输出导管(c1)，盘管内部引导至携带受热残留冷却水的回流导管(c2)，此内外两部均导向至蓄水槽。按照这种方式引入至蓄水槽内的水接近或
略高于上述露点温度。
47.进一步参考图2，根据本发明，在本实施方式中，空气制水机内含构造为从周围环境水源回收热量的热泵的吸收式热变换器。出于阅读本说明书时的参考目的，图2中对以下特征进行了标注：
48.蒸气喷射后的两相二元混合物(a3)；
49.吸收器出口处的二元混合物(a4)；
50.受热循环水出口(a5)；
51.受热过冷室循环水出口(a6)；
52.过冷室的周围环境循环水入口(a7)；
53.过冷二元混合物泵入口(a8)；
54.过冷循环(circ)泵出口(a9)；
55.高浓度nh3液出口(b1)；
56.蒸发器排出的待被吸收的蒸气(b5)；
57.泵出的高nh3百分比液体混合物(b6)；
58.蒸发器的周围环境循环水入口(b7)；
59.离开蒸发器的冷却循环水(b8)；以及
60.吸收式热变换器的周围环境循环水入口(b9)。
61.吸收式热变换器由蒸发器、吸收器及鼓泡反应器或蒸馏塔。蒸发器用作水冷换热器(h/e)。吸收式热变换器的设备之间的液体移动由三个泵产生。
62.在本实施方式中，吸收式热变换器将准等压温度滑移概念应用于氨-水(nh3-h2o)二元混合物。该二元液体-蒸气混合物含于换热器蒸馏塔内。在本发明的变形方案中，也可使用其他二元液体-蒸气混合物。
63.以下两个流程泵以二元nh3-h2o混合物为介质操作：
[0064]-主流程蒸发器泵(或称nh3泵)；以及
[0065]-二元混合物吸收器循环泵(或称循环泵)。
[0066]
与高腐蚀性的nh3-h2o二元介质直接接触的此两流程泵均应为无密封泵或磁力驱动泵，以保证无任何旋转轴需要通过密封而将nh3介质保持于其环境之外。
[0067]
第三个泵为循环水(cw)泵(或称水泵)。该水泵并非封闭热力循环的一部分。
[0068]
本实施方式中的吸收式热变换器的蒸发器设计为使得能够制得温度低达2℃的冷却水。如此，在选定为25℃的周围环境温度下，即使在相应露点温度低于6℃的极低湿度(如小于30％的湿度)下，空气制水机仍能够保持工作和制水(c3)。显然，在此类低湿度下，空气制水机的输出质量流量会有所降低。
[0069]
对于图1所示空气制水机设计，其内包含电动风扇。该风扇引导周围环境空气通过空气制水机的除湿低温盘管。低温盘管将空气冷却至达到露点，随后水从空气中凝结而出。除湿后的冷却空气离开机器，而所收集的从空气中凝结出的水引至蓄水槽。
[0070]
低温盘管可具有由覆于管体上的多个翅片形成的更大换热面积。移动通过冷换热盘管的冷却水的质量流量决定了除湿器的热负荷状况，并且可由调节阀(未图示)节流，以对热负荷进行控制。在周围环境空气抵达低温盘管之前，可以对其进行预处理，以促进水的汲取。
[0071]
鼓泡反应器提供根据准等压温度滑移原理工作的直接接触式换热器(h/e)蒸馏塔。其中，采用封于重力场内的二元共沸混合塔，并在蒸馏塔底部加热，以将更易挥发的组分沸腾蒸除。在本实施方式中，采用氨-水(nh3-h2o)二元液体-蒸气混合物，其中，nh3为易挥发组分。
[0072]
密度更高且nh3浓度更低的二元混合物受热升温，并在作用于更高密度组分的重力的作用下，移至鼓泡反应器底部。以蒸气形式沸腾蒸除的易挥发nh3组分在释放后会在鼓泡反应器的更高位置处被重新吸收，从而增大nh3的百分比浓度。重新吸收nh3的二元液体-蒸气混合物因nh3浓度较高且存在蒸气气泡而具有更低的两相混合物密度，并因在重力场内的密度更低而形成流向鼓泡反应器顶部的混合物流。
[0073]
混合物以蒸汽提升反应为动力向上流动的该蒸馏过程(nh3浓缩过程)为吸热过程，在混合物在重力场中向上流动的同时，从混合物中吸收热量。nh3朝上方流动的这一吸热过程使得nh3发生浓缩，并且使混合物降温，从而在塔顶获得高百分比的低温nh3。
[0074]
当nh3溶解于h2o中时，这一稀释过程为将混合物加热的放热过程，与蒸馏过程相反。在向上流动的nh3浓缩过程中，蒸气气泡被逐渐吸收，所产生的热量导致更多nh3蒸气气泡被释放并向上移动，同时温度更高且nh3百分比更低的更高密度液体在重力作用下向下移动。随着该低nh3浓度的受热液流向下流动，其质量和温度逐渐增大，以形成与向上流动且温度更低的两相低密度流直接接触的高温液流，从而使得该直接接触反向流动式双流“换热器”实现沿鼓泡反应器长度方向的换热。
[0075]
鼓泡反应器内的温度梯度(底部为高温区域，顶部为低温区域)基本处于恒压(准等压)下，在整个鼓泡反应器内保持饱和，并且产生相应的nh3浓度梯度(顶部高nh3百分比，底部低nh3百分比)，从而实现准等压温度滑移。
[0076]
即使在不添加热量的情况下，随着流动的停滞，由于塔因处于重力场内而抑制对流(对流用于水之类的纯液体状况)，因此热量损失仅为辐射损失和传导损失，从而使得鼓泡反应器内建立起的各梯度以极其缓慢的速度消散。底部和顶部之间的密度差易于使得已建立的梯度得以保持。
[0077]
在迫使物质流进入塔底且在塔顶将其移除的不完全封闭塔内，只要塔径大至允许存在足够大的垂直流动空间且不妨碍两个反向流动液流时(如保持大约20％的平均空隙率)，则相应工艺保持与上述(基本上)相同。
[0078]
在鼓泡反应器内，饱和液体的密度在低部(b4)最高，并随高度的增大以几乎成线性的方式减小，并在顶部降至最低。在鼓泡反应器的所有区域，二元液体-蒸气混合物处于与等压塔压力对应的饱和温度下。
[0079]
进一步参考图3，根据本发明，吸收式热变换器包含与吸收器相连的过冷室。出于阅读本说明书时的参考目的，图3中对以下特征与提及物进行了标注：
[0080]
过冷二元混合物射流(a1)；
[0081]
蒸气内向射流(a2)；
[0082]
蒸气喷射后的两相二元混合物(a3)；
[0083]
吸收器出口处的二元混合物(a4)；
[0084]
受热循环水出口(a5)；
[0085]
受热过冷室循环水出口(a6)；
[0086]
过冷室的周围环境循环水入口(a7)；
[0087]
过冷二元混合物泵入口(a8)；
[0088]
过冷循环(circ)泵出口(a9)
[0089]
高浓度nh3液出口(b1)；
[0090]
受热低nh3百分比液体向下流动(b2)；
[0091]
蒸气提升的高nh3百分比两相流向上流动(b3)；
[0092]
鼓泡反应器的两相混合物入口(b4)；以及
[0093]
从蒸发器排出的待被吸收的蒸气(b5)。
[0094]
过冷室设于鼓泡反应器下方。二元液体-蒸气混合物在过冷室内与冷却盘管接触，以去除混合物的热量。蓄水槽中的水从(a7)经冷却盘管泵入(a6)。冷却过程中，nh3浓度(基本上)保持恒定，而且二元液体-蒸气混合物温度降至与鼓泡反应器内压力相应的饱和水平之下，从而实现过冷。
[0095]
在过冷室顶部，二元液体-蒸气混合物在(a4)处仍处于饱和状态且温度约为60℃，但在上述冷却过程的作用下，(a8)处的过冷室出口温度降至约45℃，表示其具有大约15℃的冷却效果。
[0096]
处于过冷室顶部的二元混合物液体温度为60℃，密度约为985kg/m3，而离开后处于(a8)处的过冷混合物液体温度为45℃，密度约为995kg/m3。降温后的液体降至过冷室底部，而设于该处的吸收器循环泵吸入口将该液体吸入。
[0097]
(a8)处的吸收器循环泵入口的鼓泡反应器压力为2.8巴绝压，而该泵将此压力提升至(a9)位置处的3.09巴绝压。在该位置处，过冷液体被迫通过一个喷嘴，从而形成动态压力有所降低的过冷液体射流，该射流进入吸收器的混合区段。从蒸发器排出的蒸气通过蒸气喷嘴也进入这一混合区段，并与高度湍流的过冷液体射流混合，以形成完全混合的柱状蒸气/液体两相流，该两相流随着蒸气被过冷液体吸收而进行热量和物质的交换。这一点在图3中得到最为清晰的展现。
[0098]
图3还示出吸收器内处于混合区段下游的三条竖向吸收通道。吸收通道1，2和3用于利用重力实现液体的向下流动。蒸气与液体的密度差试图迫使蒸气气泡沿与受重力作用的液体相反的方向朝上流动。总体效果为，使得蒸气更长时间地保持与液体发生换热接触，并使液体在流动过程中吸收蒸气，从而使得蒸气气泡的直径在液体流过吸收器的流动方向上变得越来越小。如此，使得传热和传质速率得到进一步的提升，直至低达(a4)处吸收器出口的液体成为蒸气组分含量极低的饱和液体。
[0099]
由于吸收器出口处仍为两相混合物，因此在本实施方式中，混合物密度计算为210kg/m3，其中仅计入正确量的蒸气形式潜热能，用于为鼓泡反应器提供所需的8.09kw额外蒸馏热量。
[0100]
完整的吸收器/鼓泡反应器组合体处于压力平衡状态，因此如果吸收器流出物中存在任何额外热量，则均会在(a4)处产生过多蒸气，从而迫使多于所需的8.09kw的热量进入鼓泡反应器，导致鼓泡反应器压力增大。为了消除这一额外热量，以使压力回降至设计点，还需进行额外冷却。
[0101]
在(a6)处离开过冷器冷却盘管的水进入吸收器的吸收器盘管，并在(a5)处以高温输送水的形式离开吸收器。循环水泵排出的水的质量流率用于将反应器压力控制至设计
点。
[0102]
吸收器内蒸气与过冷二元液体发生接触并被其吸收的吸收过程不仅产生热量，而且由于nh3蒸气被物理吸收而增大了液体的nh3浓度，因此还产生压力。nh3浓度越高，饱和压力越大，从而使得吸收点的局部压力容易升高。因此，重要的一点是，应该将液体过冷，以使得所吸收的热量可用于将液体温度从过冷温度增大至饱和温度，而非用于增大压力。此外，所吸收的热量应尽快从蒸气/液体接触界面移除。出于这一原因，通过较高的液体速度，产生湍动。
[0103]
吸收器的吸热速率与下列因素相关：
[0104]
·
换热面积，计算为混合物内蒸气气泡的表面积(及气泡数)与气泡直径；
[0105]
·
蒸气/液体界面处因湍动和液流的高速度而实现的热量移除速度；
[0106]
·
可包括重力和/或离心力在内的力场产生的低密度蒸气气泡流与高密度液流之间的相对摩擦运动(剪切力)，该摩擦运动产生湍动，而且还负责将蒸气气泡打碎成更小的气泡；
[0107]
·
液流的过冷程度。过冷程度越高，在不导致局部压力升高的情况下产生的传热速度越高。
[0108]
通过以化学过程强化对吸收器设计进行改进，可以大幅提高换热速率。在使所有其他参数保持相同的情况下，当改变蒸气/液体接触装置(如鼓泡反应器和吸收塔)内蒸气气泡的直径时，可对按体积计算的换热速率产生重大影响。除此之外，在使所有其他参数保持相同的情况下，举例而言，将力场从1g的标准重力提高至10g的力所产生的效果也可实现换热速率的显著增大。
[0109]
通过对整个吸收器进行质量平衡、热量平衡及物质平衡计算，使得从(a3)处的入口(混合)区域至(a4)处的最终输出端的液体与蒸气两相的压力、动力及焓分量与两相流内循环水套所实现的外部热量的移除得到平衡。如此，使得15℃的过冷要求(60℃的饱和温度与45℃的过冷温度之差)得到满足，从而在(a4)处正确实现与(b4)处饱和混合物的饱和压力相对应的输出压力。
[0110]
得自鼓泡反应器顶部的低温高浓度nh3的液体在(b1)处抽出，并由nh3泵(或蒸发器泵)泵入蒸发器内。在本实施方式中，蒸发器压力由设置于4.3巴绝压的液体压力调节器控制为比鼓泡反应器压力高1.5巴。
[0111]
蒸发器入口的设计点温度为压力调节器输出端处的-10.3℃，但是在nh3泵的作用下，液体在(b6)处进入蒸发器时处于过冷状态。在蒸发器内受热后，其达到接近1℃的饱和温度(设计上的选择使得在蒸发器内被冷却的水永远无法达到结冰条件)，并且开始蒸发。随着蒸发器内越来越多的nh3以蒸气形式沸腾蒸除，液体内的剩余nh3的浓度逐渐降低，饱和温度相应逐渐增大，直至在最终的蒸气输出端(b5)处，90％(或更多)液体被汽化，而且所输出的两相蒸气流温度为15℃。
[0112]
因此，蒸发器压力的控制用于在15℃至1℃范围内实现蒸发器内蒸发热的汲取，而流过蒸发器的周围环境水从(b7)处的25℃冷却至(b8)处输出时的2℃。
[0113]
流经蒸发器的周围环境水的质量流量高至足以使得从水中汲取48.9kw的热量。在该热量当中，约41kw在(a5)位置处以温度为55℃的高温水进行输送，而剩余的8.09kw用于二元液体-蒸气混合物蒸馏过程。
[0114]
基于上述数值，可计算出实际的热力学性能系数，其中，热泵cop＝0.83，三个液泵的总耗电量仅为240瓦。性能计算参数中，冷却工作cope＝204，加热工作cope＝171。该计算中使用的泵的平均效率仅为20％，因此认为较为保守，但是如果使用其他类型的泵(例如，皮托管泵之类的泵)，效率可能会提高至50％左右，从而使得总耗电量仅为96瓦。相应地，上述性能数值(cope)将大幅变化，其中，冷却工作cope＝509；加热工作cope＝427。
[0115]
以上描述中，吸收式热变换器处于有效工作状态的情形。当不处于使用状态时，密封于机器内的nh3-h2o二元混合物的各组分将分布于所有的管道和槽罐中，并且最终，其浓度将变得(基本)均匀，温度变为周围环境温度。
[0116]
为了使二元液体-蒸气混合物进入“有效”状态，必须向吸收器/鼓泡反应器组合体添加能量，以在鼓泡反应器的塔内产生温度梯度。
[0117]
当：
[0118]
(a)鼓泡反应器顶部处于设计温度(-10℃)；
[0119]
(b)过冷室的与鼓泡反应器的连接处处于设计高温值(60℃)；而且
[0120]
(c)所有的三个泵均处于工作状态时，
[0121]
吸收式热变换器视为处于有效状态。
[0122]
当系统设计为从温度高于周围环境温度的热源汲取热量时，各泵启动后，随着更高温度的废热循环通过蒸发器时产生蒸气，鼓泡反应器内的梯度将逐渐增大，从而使得上述过程得以启动。
[0123]
对于从处于或甚至低于周围环境温度的热源汲取热量的设计，各泵启动后，蒸发器内不会产生蒸气，因此系统无法启动。其中，应通过某些方式或设置，实现过程的启动以及产生用于加热反应器底部的蒸气。若干种不同方法和装置可用作启动装置，例如：
[0124]
1、利用外部电动真空泵/压缩机从鼓泡反应器顶部移除蒸气，并将其压缩至吸收器入口内。鼓泡反应器顶部蒸气的移除会使得压力降低，并闪蒸出一定量的nh3蒸气，从而去除鼓泡反应器顶部液体汽化的潜热，并将其冷却。与此同时，注入吸收器内的压缩蒸气会被吸收，从而产生移至过冷室的热量。一旦在正确的鼓泡反应器压力下达到设计点温度后，由于蒸发器正常操作中汲取的热量便可继续维持所设计的梯度条件，因此将真空泵关闭即可。
[0125]
2、在蒸发器内设置加热元件，以通过电力方式(或通过某种外部热源)产生蒸气，以实现启动目的。由于只要用于启动的外部热源的温度比二元液体-蒸气混合物在3.3巴(g)的蒸发器控制压力下的饱和温度至少高10℃左右，其设置可以采用低温废热源，因此该装置可优选为最佳的启动装置。然而，当鼓泡反应器的在较高压力下启动时，可能会限制启动速度，这是因为在初始启动阶段，过冷室和循环水(cw)处于相同温度，不会有热量从过冷室移除，从而导致鼓泡反应器压力缺少控制。通过在设计中赋予合理的鼓泡反应器压力过冲能力，应该能够使得作为可调节电加热元件的这一启动装置成为一种成本最低的实用启动装置。此外，通过选择足够小的加热元件进行热量输入限制，可能也能够解决压力过冲问题。
[0126]
3、为了避免鼓泡反应器容器在启动过程中发生上述过压反应，蒸发器内的加热元件可产生蒸气，但并不将其直接注入吸收器，相反地，为了实现启动目的，可以将其引导至与最初提到的真空泵完成相同功能但成本远低于该真空泵的喷射器，以为该喷射器提供动
力。
[0127]
4、在过冷室内设置可在接通后进行启动的加热元件。首先，启动所有的三个泵，但是由于无任何部分产生任何蒸气，因此吸收式热变换器并未启动。在对过冷室进行加热后，将使得nh3被驱至鼓泡反应器顶部，从而实现供蒸发器产生蒸气的泵送液体因压力保持恒定而需要的高浓度nh3。然而，这一方式需要远长于上述各方式的时间才能实现鼓泡反应器的“有效”条件，而且存在因添加过多的热量而导致鼓泡反应器压力升至危险的高水平的风险。
[0128]
采用方法2的鼓泡反应器的开启(启动)通常按照如下方式进行：
[0129]-最初，整个系统内(因此也在蒸发器内)的nh3浓度为50％(设计值)，压力恒定控制于3.3巴(g)，二元液体-蒸气混合物的饱和温度相应为34.32℃。启动加热器打开后，在该饱和温度下产生蒸气。该蒸气被吸收器吸收，增大了混合物的温度，并使鼓泡反应器内的nh3浓缩，其中，鼓泡反应器顶部的浓度最高。该更高浓度的nh3液在泵的吸入点处泵入蒸发器。
[0130]-假设混合物的nh3浓度在某一时间点例如变为55％，饱和温度降至27.21℃，蒸气在该饱和温度下产生。相应地，该吸收式加热过程及鼓泡反应器顶部的nh3蒸馏过程向泵例如输送60％的nh3。
[0131]-随着蒸发器内混合物的nh3百分比逐渐增大至60％，饱和温度降至21.05℃，蒸气在该更低的温度下产生。
[0132]-随时间推移，蒸发器内的混合物浓度逐渐增大，使得饱和温度逐渐降低。当nh3浓度达到75％时，饱和温度降至8.13℃，但压力仍然控制为3.3巴(g)。由于饱和温度远低于周围环境温度，因此允许温度更高的周围环境循环水恒定地泵送通过蒸发器，以接替启动加热器的蒸气产生功能。在这一阶段，由于已被吸收式热变换器的正常操作接替，因此可以关闭启动加热器。经过一段时间后，鼓泡反应器将达到设计点条件。
[0133]
当以离心力场代替或补充上述吸收器和鼓泡反应器均需要的重力场，将会产生效率方面的优势，从而允许使用更小的容器尺寸。
[0134]
换热设备的物理尺寸直接取决于流动区域可达到的换热速率。虽然这一速率因蒸气/液体混合物的直接接触特性已经较高，但是当使用螺旋管或旋转通道时，由于旋转体系内的离心力(浮力)及科里奥利力，因此还可将换热速率升至2至3倍高。这一增进效果允许物理换热通道及容器的大小为等效的重力原理机器的一半以内。
[0135]
标准重力系统(如上所述)所需的泵通常具有极其低的热力学效率。nh3泵的一例为滑动叶片磁耦合无密封泵，其等熵效率仅为15％。类似地，采用无密封转子结构的离心设计吸收器循环泵可达到的效率仅为18％。利用皮托管泵原理，可将这些单独的泵容易地集成至旋转体系内。当使用皮托管泵时，理想上使用适于低流量高压应用的皮托管泵，其可将等熵效率提升至50％～65％左右。这些类型的泵的工作曲线一般非常平坦，在流量从0％增至100％时，泵的效率仅发生非常微小的变化。这些泵(以及循环水泵和内部油泵)的集成无需涉及磁耦合，从而使得集成后的组合体尺寸更小，成本更低，而且仅由单个外部电机驱动。为了满足物理安装的需要，可采用固定转速设计。其中，对于小型机器，固定转速可高达1000～1500rpm，对于大型机器，固定转速可大幅减至例如100～300rpm。
[0136]
参考图4，提供一种集成模块，包括设有集成的nh3泵、吸收器循环泵及水泵的旋转
式(或上滚式)吸收器以及鼓泡反应器，且与其自身用于为轴承和密封件供油的内部油泵相组合。图示模块可相对容易地从数千瓦的操作扩展至高达数兆瓦。
[0137]
采用这一组合模块的系统可实现一种简化构造，具有将所有nh3-h2o工艺设备内封于该模块的以合适方式密封的外壳内的优点。通过将此类组合模块当中的一种与外部蒸发器相结合，可以构成完成的吸收式热变换器。
[0138]
在本实施方式中，系统启动(即准等压温度滑移的启动)通过在外部蒸发器内添加启动加热元件的方式实现。在模块内部，反应器操作压力通过调节在冷却通道内部循环的高温水的出口流量的方式进行控制。所需要的唯一外部控制为，当蒸气和液体(悬浮)两者同时经蒸气回流线路返回模块时，以压力调节器调节进入外部蒸发器的液体压力。在吸收式热变换器布局中，最后只需以温度控制器将冷却水的质量流调节至具体的冷却温度(如2℃)即可。
[0139]
该模块化吸收式热变换器设计具有能够在工厂环境中进行模块搭建、nh3注入及模块调适的优点，其中，可将带有大量测试仪表的测试台经一束小直径柔性ptfe管与在正常状态下为密封的测试线路连接，以实现调试目的。当在用户场地使用该模块时，无需任何涉及nh3的工作(如果该工厂内还联用蒸发器)。用户无需触及模块内部的设备内容物。
[0140]
本发明空气制水机包括吸收式热变换器，其设计为能够甚至从温度处于或低于周围环境温度的废热源汲取热量的实用热泵，而且其蒸发器工作于有利的设计温度(优选处于2℃和15℃之间)下。
[0141]
与使用昂贵得多的电力的现有冷却装置或蒸气压缩热泵不同，该吸收式热变换器利用周围环境热量为除湿过程提供动力。为吸收式热变换器提供动力的热能从低温一侧汲取，而且在空气制水机工作过程中，其实际上从空气汲取用于为机器提供动力的热量。该能量来自水蒸气露点温度下的冷凝潜热，水蒸气表现为大气中空气的湿度。通过将冷却后的干燥空气用作冷却剂，以将周围大气环境中潮湿空气的温度降至露点，从而恢复将空气冷却至露点所需的能量。
[0142]
通过将吸收式热变换器的水冷却能力与空气制水机相结合，实现了制水的优化，并同时降低耗电量，而且即使在空气制水机在相应露点低至3～4℃的极低湿度下工作，也能实现更低的冷却温度。与蒸气压缩相比，液体泵送所使用的电力通常低若干个数量级。
[0143]
本发明提供一种作为利用周围环境中的可用热能产生热量和冷量的吸收式热变换器的低成本热泵装置，并利用制冷效果对空气制水机的处理过程进行驱动。
[0144]
冷却和/或加热后的水还可用于空调与制冷系统或热水系统之类的其他应用。在此类应用中，通过以吸收式热变换器泵送热量，可以在相同的用电量下，显著提高输出。随着全球产生的大量电力被用于制冷和空调，本发明的显著效果可产生深远的益处。
[0145]
本发明的空气制水机在能源方面将制水成本降低至在环境和商业上具有益处的水平。因此，其对市政水费及海水淡化技术形成强大竞争。
[0146]
本领域技术人员可理解的是，在不脱离本发明范围的情况下，可以对当前描述的实施方式的特征做出多种变化。

技术特征：

1.一种空气制水机(awg)，包括：低温盘管，用于从空气中汲取大气水分；准等压温度滑移鼓泡反应器，包含处于密度分离蒸馏环境内的合适二元液体-蒸气混合物，由蒸气吸收过程提供动力；水的来源，连接至带有处于与所述水冷蒸发器的第二侧隔离且热流通的所述水冷蒸发器的第一侧的水冷流径的水冷蒸发器；二元液体-蒸气混合物供应线路，从所述鼓泡反应器经蒸发器泵连接至所述水冷蒸发器的所述第二侧，以供所述二元液体-蒸气混合物蒸发以及从所述水冷流径中的所述水汲取热能；所述水冷流径，从所述水冷蒸发器连接至所述低温盘管；以及二元液体-蒸气混合物回流线路，从所述水冷蒸发器的所述第二侧连接至带有回连至所述鼓泡反应器的二元液体-蒸气混合物出口的吸收器。2.如权利要求1所述的awg，其中，所述二元液体-蒸气混合物回流线路从所述水冷蒸发器的所述第二侧经第一入口连接至所述吸收器，并且所述鼓泡反应器经吸收器循环泵连入所述吸收器的第二入口。3.如权利要求1所述的awg，其中，所述鼓泡反应器内的所述密度分离蒸馏由以下提供：a)重力；b)所述二元液体-蒸气混合物中产生的离心力；或c)重力与所述二元液体-蒸气混合物中产生的离心力的组合。4.如权利要求1所述的awg，其中，设置风扇，以使来自周围环境的空气移动通过所述低温盘管的上方。5.如权利要求1所述的awg，其中，所述二元液体-蒸气混合物为氨-水(nh3-h2o)混合物。6.如权利要求1所述的awg，其中，所述水的来源为经循环水泵连接至处于所述水冷蒸发器的第一侧的所述水冷流径的蓄水槽。7.如权利要求2所述的awg，其中，所述鼓泡反应器包括提供于所述鼓泡反应器下方的过冷室，二元液体-蒸气混合物在所述过冷室内与供对所述二元液体-蒸气混合物进行热量移除以及过冷的冷却盘管接触。8.如权利要求7所述的awg，其中，水泵送通过所述过冷室的所述冷却盘管，并从所述冷却盘管泵送至所述吸收器内的吸收器盘管，以作为高温输送水离开所述吸收器。9.如权利要求8所述的awg，其中，所述二元液体-蒸气混合物的过冷液体组分下降至所述过冷室的底部，在该处，所述吸收器循环泵的吸入口吸取过冷液体。10.如权利要求9所述的awg，其中，来自所述吸收器循环泵的过冷液体经所述第二入口处的喷嘴进入所述吸收器的混合区段，而且来自所述水冷蒸发器的蒸气经所述第一入口处的蒸气喷嘴进入所述混合区段，以在所述蒸汽被吸收至所述过冷液体内的同时，形成进行热交换和物质交换的混合两相液体-蒸气流柱状体。11.如权利要求10所述的awg，其中，所述吸收器包括处于所述混合区段下游的多个竖向吸收通道，用于利用重力提供在液体与反向流中产生的蒸气气泡之间具有密度差的向下流动的液流，以增大所述液体与蒸气之间的换热接触。
12.如权利要求2所述的awg，其中，所述水冷蒸发器的所述第二侧的压力控制在所述鼓泡反应器压力之上。13.如权利要求12所述的awg，其中，进入所述水冷蒸发器的所述二元液体-蒸气混合物在所述水冷蒸发器内被过冷，并随后加热至饱和温度。14.如权利要求1所述的awg，包括启动装置，以产生蒸气来加热所述鼓泡反应器底部。15.如权利要求14所述的awg，其中，所述启动装置为所述水冷蒸发器内用于产生蒸气的加热元件。16.如权利要求6所述的awg，其中，所述蒸发器泵和吸收器循环泵与循环水泵集成于旋转体系的泵装置内。17.如权利要求6所述的awg，包括提供为包括带有集成的蒸发器泵、吸收器循环泵及循环水泵的旋转吸收器和鼓泡反应器的集成模块，所述模块与提供于所述模块外部的所述水冷蒸发器连接。

技术总结

本发明涉及一种空气制水机，包括设计为能够甚至从温度处于或低于周围环境温度的废热源汲取热量的热泵的吸收式热变换器(AHT)，其中，蒸发器在有利的设计温度(优选处于2℃和15℃之间)下工作，以将冷却水供应至从周围环境空气汲取大气水分的低温盘管。吸收式热变换器采用包含处于密度分离蒸馏环境内的合适二元液体-蒸气混合物且由蒸气吸收过程提供动力的准等压温度滑移鼓泡反应器。准等压温度滑移鼓泡反应器。准等压温度滑移鼓泡反应器。