日光温室冷凝除湿系统用蒸发器强化传热数值分析

胡万玲，张 程，唐 睿，张 云，管 勇，李建霞，许 凤

·农业生物环境与能源工程·

日光温室冷凝除湿系统用蒸发器强化传热数值分析

胡万玲，张 程，唐 睿，张 云，管 勇，李建霞，许 凤

（兰州交通大学环境与市政工程学院，兰州 730070）

为提高日光温室冷凝除湿系统中蒸发器的综合换热性能，将三角翼型涡发生器强化传热技术引入到蒸发器中。该文针对平直肋片管翅式蒸发器和加装三角翼型涡发生器肋片管翅式蒸发器的热质传递与阻力性能，建立了这2种蒸发器的三维传热模型，运用平均努塞尔数、阻力系数、析湿量、肋片效率及强化传热因子等评价参数，对不同除湿工况下2种蒸发器的传热传质及阻力特性进行了对比分析。结果表明，涡发生器下游的空气通道两侧肋片表面凝结液主要分布于纵向涡流边界以外，边界形状分别呈条带状和椭球状；涡发生器降低凝结液尺寸和脱落直径的同时使蒸发器的析湿量平均增长了50.79%，增强了蒸发器排液能力和除湿能力；涡发生器使蒸发器肋片效率平均提高了2.00%，并将蒸发器空气侧平均努塞尔数平均提升了25.45%，强化传热因子平均提升了9.61%，但阻力系数平均增长了51.70%；在空气相对湿度高于70%的除湿工况下，蒸发器的入口空气流速推荐值取2 m/s。该研究可为日光温室冷凝除湿系统蒸发器的结构优化设计提供参考。

温室；蒸发器；冷凝除湿；三角翼型涡发生器；强化传热传质

0 引 言

日光温室作为中国重要的农业设施，为中国冬季反季节蔬菜生产做出了巨大贡献[1]。为了营造温室作物适宜的室内微气候环境，众多学者针对日光温室内空气温度[2-4]、光照[5-6]、CO2浓度[7-8]等微气候环境因子调控技术进行了深入的研究，但对温室内湿环境因子调控技术研究相对薄弱。特别是当前中国北方地区冬季日光温室生产中室内环境湿度过高现象尤为普遍[9]，这已成为制约日光温室产业发展的一个重要技术难题。

近年来，针对日光温室存在的高湿问题，一些学者对日光温室用蒸发器的除湿性能展开研究。杜会璞[10]通过对比不同工况下蒸发器的除湿量，找出了最小除湿机功耗下的最佳风量。刘德一[11]通过理论推导与试验测试得出冷凝除湿机在干球温度27℃、相对湿度60%的工况下，推荐最佳蒸发温度范围4.4～8.4℃，优化改造后的除湿机单位输入功率除湿量性能提升了15%。

蒸发器在冷凝除湿过程中，湿空气的相变潜热将成为影响蒸发器综合换热性能的重要因素之一[12-14]。Lin等[15]试验研究了空气相对湿度为40%～90%条件下对波纹翅片管蒸发器传热性能的影响，研究显示干湿工况的传热系数之比，随空气流速的增大而增大。Cheen等[16]建立了湿工况下肋片管蒸发器的三维模型，研究了传热传质特性，结果表明显热传热速率仅在入口相对湿度为25%～40%范围内的部分湿工况下变化明显，而在全湿工况下变化不大。Li等[17]数值研究了5排管的平直肋片管蒸发器在湿工况下的传热性能，得出相对湿度对肋片的温度分布和显热传热影响不大，但对蒸发器潜热传热速率及总传热量影响显著。

伴随冷凝除湿过程，在蒸发器内凝结液的生成、融合、运动与脱落等过程也是其空气侧显著特征[18-20]。Eisherbini等[21]对湿工况下平翅片管蒸发器进行试验研究，计算了凝结液滴的临界体积，得出翅片表面冷凝液滴析出与附着量的预测模型。庄大伟等[22]针对管翅式蒸发器在析湿工况下可能出现的翅间液桥现象，建立了能够获取肋片间液桥体积的计算模型。Peng等[23]建立了滴状冷凝模型并对疏水-亲水组合表面的传热性能进行研究，得出表面过冷度、表面疏水结构和液滴接触角将共同影响液滴的脱落半径。胡万玲等[24]通过风洞试验对湿工况下不同材质的管翅式蒸发器进行研究，得出铜肋片在传热与阻力性能方面均优于铝肋片。

综上所述，国内外学者针对冷凝除湿用蒸发器的热性能开展了诸多探索，但针对除湿工况下蒸发器的强化传热传质性能研究相对较少，特别是冬季日光温室运用冷凝除湿系统，其制冷剂在蒸发器内采用常规较低的蒸发温度，经过蒸发器除湿后的低温空气无法直接输送到温室内，仍需进行再次加热处理，造成大量的能量消耗。为此，本文基于试验验证，结合日光温室作物生长需求，采用数值模拟的方法对平直肋片管翅式蒸发器和加装三角翼型涡发生器肋片管翅式蒸发器的热质传递与阻力性能进行研究，重点分析在高蒸发温度条件下冷凝除湿过程中蒸发器空气侧凝结液的生成和分布特性及加装三角翼型涡发生器后对蒸发器的强化传热传质效果。

1 物理模型与数值方法

1.1 物理模型

平直肋片管翅式蒸发器（Plain Plate Fin-and-tube Evaporator，P-FTE）与加装三角翼型涡发生器肋片管翅式蒸发器（Plain Plate Fin-and-tube Evaporator with Delta Winglet Vortex Generators，VG-FTE）模型示意图如图1所示。

图1 P-FTE与VG-FTE模型示意图

图1中制冷剂在蒸发器的圆管内流动，湿空气在管翅间空气通道内流动，制冷剂通过管壁及翅片吸收来自湿空气的热量使其水蒸气凝结实现冷凝除湿过程。该紧凑型蒸发器模型基本结构参数如表1所示。对于VG-FTE，将采用本课题组关于三角翼型涡发生器（Delta Winglet Vortex Generators，VGS）结构优化结果[25]以及文献[26]的研究成果，即VGS结构尺寸选取为攻击角=45°，翼高=2.0 mm，VGS底边长度为翼高的2倍；垂直安装VGS的肋片表面为肋片Ⅰ，正对侧为肋片Ⅱ；VGS前端布置位置为平行于和垂直于主流方向在圆管尾部切线交点处，其他参数见表1所示。

表1 紧凑型蒸发器基本结构参数

1.2 数值模型及边界条件

本文运用FLUENT 19.0对P-FTE和VG-FTE的冷凝除湿过程进行模拟分析。为了提高运算速度，选取计算单元为图2中A-B-D-C-A围成的区域。同时，为保证入口湿空气组分均匀稳定并避免出口产生回流现象[27]，在计算单元的入口端和出口端分别添加沿主流方向长度为1.0和5.0的入口延长域A-B-B’-A’-A和出口延长域C-C’-D’-D-C共同组成数值传热模型计算区域A’-B’-B-D-D’-C’-C-A-A’。

注：θ为攻击角

为简化计算，对数值传热模型做如下假设，其对应的控制方程如下：1）空气侧为三维、非稳态、不可压缩流动，且流动状态为层流[28]；2）湿空气为常物性，且由干空气和水蒸气两相组成，冷凝过程基于中心成核假说，忽略湿空气中的水蒸气在非流固界面遇冷导致的直接凝结；3）忽略管壁沿轴向导热，忽略管壁、肋片及VGS间的接触热阻，忽略环境热辐射影响。

连续性方程

动量守恒方程

能量守恒方程

组分守恒方程

由于温室作物冬季各阶段生长所需的适宜温湿度范围常为20～30 ℃和40%～75%[29]。根据温室作物冷凝除湿需求，选取除湿工况如下：湿空气入口温度in=300 K，即27 ℃，相对湿度RHin=50%～80%，流速in=1～4 m/s。制冷剂的蒸发温度越低，蒸发器的除湿能力越强，但这会增加制冷系统运行功耗，且系统效率低。与此同时，这会造成除湿后的空气温度较低，处理后的空气无法送到温室内，需要增设加热装置产生能源的大量消耗。北方地区常见喜温温室作物冬天最低温度约为12 ℃[29]，为满足温室作物对低温的要求，提高制冷系统效率，为此本研究将蒸发器圆管的壁面温度设定为tube=285 K，即12 ℃。

模型计算边界为：速度入口边界，压力出口边界；空气通道及肋片沿轴方向上下对称面为对称边界条件；固体材质为纯铜，壁面均为无滑移速度边界；肋片及VGS壁温按流固耦合计算得出；沿轴方向两肋片外侧面为周期性边界条件；延长域所有壁面为绝热条件。

1.3 特征参数与性能指标

平均努塞尔数[25]用于表征蒸发器的传热特性。

式中s为对流换热系数，W/(m2·K)；e为空气侧当量直径，m；c和分别为空气通道最窄截面和总热质交换面积，m2；L为空气通道进深长度，m。

析湿量∆用于表征蒸发器的传质特性。

式中in、out分别为空气通道进出口截面处湿空气的质量流量，kg/s；in和out分别为空气通道进出口截面处湿空气中水蒸气的平均质量分数。

阻力系数[25]用于表征蒸发器的阻力特性，其综合考虑了压降与动量的动态变化。

式中max为空气通道最窄截面的平均速度，m/s；∆为计算区域进出口压差，Pa。

肋片效率[24]综合反映传热量与肋片的物理结构和传热环境之间的关系。

（12）

式中o为实际总传热量，o,max为肋片温度等于管壁温度时的理想总传热量，W。

强化传热因子(andfactors，JF)[28]用于评价蒸发器的综合换热性能优劣，其综合考虑了传热传质与阻力特性的动态变化。

式中o和o分别为P-FTE的传热传质与阻力特性指标，和分别对应VG-FTE的。JF1表征VG-FTE的综合换热性能更优，反之，P-FTE的更优。

1.4 网格独立性及数值结果试验验证

本文采用结构化网格系统，该网格系统在空气侧梯度较大的管壁近壁面、肋片近壁面和圆管尾涡滞留区进行局部加密，也对VGs周围及尾部涡流区也进行了网格加密处理。

2种肋片蒸发器模型网格系统均通过独立性检验，见表2。表2为两肋片蒸发器模型分别在in=4 m/s、RHin=80%环境下的三套网格系统的和。经考核，P-FTE和VG-FTE的最大相对误差分别为0.07%和3.28%，最大相对误差分别为1.08%和2.41%，均在5%以内，为此，本文中的P-FTE和VG-FTE选用网格数目分别为100 314和164 864的网格系统进行数值计算。

表2 不同网格系统P-FTE与VG-FTE的Nu及阻力系数f对比

为验证本文的数值计算方法应用于空气通道内除湿工况研究的可靠性，将与本文P-FTE相同结构尺寸的蒸发器试件进行除湿试验参见文献[24]，并进行数据对比，其中试验中的平均努塞尔数数值按照文献[30]的方法进行测试与计算。图3为in=4 m/s和RHin=80%环境下各工况试验与模拟结果的对比图，从图3结果显示数值模拟结果与试验结果吻合较好，平均误差分别为14.33%和16.36%，平均误差分别为10.71%和10.38%，因此采用以上数值计算方法获得的数值结果是可信的。

图3 除湿工况下数值模拟方法可靠性验证

2 结果与分析

2.1 涡发生器对空气侧排液能力的影响

图4为时刻=4.0s，除湿工况为in=2 m/s，RHin=70%时P-FTE和VG-FTE凝结液几何形貌对比。从图4可知，沿流动方向，凝结液在P-FTE圆管前后的积聚融合现象显著，形成较大面积的凝结液覆盖区域，这会增大传热热阻，会阻碍蒸发器传热传质效果；而VG-FTE中凝结液尺寸显著小于P-FTE的，这由于VGs使流经的空气产生较大的二次流扰动[25]，加剧了流体边界层受破坏程度，使凝结液所受空气曳力增强，凝结液脱落半径减小。这表明VGs能起到加速凝结液排泄的作用，从而有效降低局部区域内形成液膜的概率。

2.2 凝结液生成与分布特性

为研究VG-FTE空气通道内凝结液生成特性与分布特性，在同一液相体积分数标尺下分别选取VG-FTE在除湿过程中=0.3、0.6、0.9、1.2 s时刻和除湿工况为in=4 m/s及RHin=80%时肋片Ⅰ（FinⅠ）表面、肋片Ⅱ（FinⅡ）表面和空气通道中间截面上的凝结液几何形貌进行对比见图 5。由图5a和5b可知，肋片表面凝结液首先在管壁周围生成，随着时间推移，肋片上析湿区域逐渐向沿主流方向前排管和沿管径远离圆心方向扩展。诸多液滴经过不断生长和融合过程形成大液滴，当气流曳力和重力的合力克服壁面黏滞力作用时，液滴发生运动并随气流脱落排泄出空气通道。图5c显示空气通道中间截面凝结液数量明显少于肋片Ⅰ和Ⅱ表面的，空气通道沿流动方向的凝结液出现时间也明显滞后于肋片表面的，凝结液在排泄出空气通道后在空气域尾部延长段内受重力和气流曳力共同作用呈抛物线轨迹飞行，这与上述图5a和5b凝结液生成特性相符。在凝结液生成特性影响下，空气通道肋片表面凝结液主要分布于管壁周围，沿管径远离圆心方向数量逐渐减少；沿空气流动方向凝结液数量在圆管背风侧明显多于迎风侧，且第四排管周围>第三排管周围>第二排管周围>第一排管周围；圆管正上或正下方区域流通面积减小使截面平均流速提高，凝结液数量略少于该区域两侧的，局部排液能力增强。

图4 时刻(τ)为4.0 s，VG-FTE与P-FTE在入口空气流速(uin)为2 m·s-1，入口空气相对湿度(RHin)为70%除湿工况下肋片表面凝结液几何形貌对比

对比图5a和5b可以看出，由于VGs均底部连接在肋片Ⅰ表面，顶部接触肋片Ⅱ表面，空气通道流场的不对称性显著，因此肋片Ⅰ与肋片Ⅱ表面凝结液的几何形貌和分布特性并不相同：肋片Ⅰ表面VGs上游近壁面区域凝结液数量较少，VGs下游其诱导的纵向涡旋驱动凝结液向涡旋外部运动，凝结液主要分布于涡旋边界以外，形成条带状凝结液分布；肋片Ⅱ表面VGs接触处凝结液数量较多，且VGs下游形成椭球状凝结液分布。

2.3 除湿工况下P-FTE和VG-FTE的传热特性

图6为P-FTE和VG-FTE在in=1～4 m/s、RHin=50%～80%除湿工况下的平均努塞尔特数对比图。从图6可知，随相对湿度RHin的增大而显著增大，在RHin=50%～80%范围内，P-FTE和VG-FTE的最大增幅分别在in=4 m/s达到103.09%和49.06%，这是由于随RHin的增加，低温壁面上凝结液的生成与生长过程都将加速，通道内潜热传热占比将逐渐增加，质量传递强度将被提升；另外，随流速的增大也呈现明显增大趋势，在in=1～4 m/s范围内，P-FTE和VG-FTE的最大增幅分别在RHin=80%达到123.28%和161.25%，这表明较大流速的除湿工况也将有利于提升蒸发器的传热特性。通过对比P-FTE和VG-FTE可以发现，相同除湿工况下VG-FTE的均明显大于P-FTE，且增大幅度随流速的增大而增大，in=4 m/s、RHin=50%时最大增幅可达67.58%，in=1 m/s、RHin=80%时最小增幅也可达5.12%，平均增幅为25.45%，说明VGs使蒸发器的传热性能显著增强。

图5 VG-FTE肋片表面及空气通道中间截面的凝结液几何形貌逐时变化(uin=4 m·s-1，RHin=80%)

图6 空气流速与相对湿度对蒸发器传热特性的影响

2.4 除湿工况下P-FTE和VG-FTE的传质与阻力特性

蒸发器空气侧空气通道的析湿量Δ随空气流速和相对湿度RHin的变化规律见图7a，可以看出，P-FTE和VG-FTE的Δ与空气流速和RHin大小均呈现正相关，P-FTE和VG-FTE在in=4 m/s时的Δ较in=1 m/s时最多增加了60.15%和125.77%，P-FTE和VG-FTE在RHin=80%时的Δ较RHin=50%时最高增大了4.33和11.05倍，这表明蒸发器的除湿能力在较高流速和RHin条件下的增强十分显著。通过对比P-FTE和VG-FTE可以发现，相同除湿工况下VG-FTE的Δ均明显大于P-FTE，in=4 m/s、RHin=60%时最大增幅可达264.19%，in=3 m/s、RHin=50%时最小增幅也可达21.52%，平均增幅为50.79%，说明VGs显著提升了蒸发器的除湿能力。

图7b为除湿工况下P-FTE和VG-FTE的阻力系数对比图。由图7b可知，随相对湿度RHin的增大呈小幅增大趋势，而随流速的增大显著减小，在in=1～4 m/s范围内，P-FTE和VG-FTE的分别最大降低了60.87%和35.78%，这表明较大流速的除湿工况将有利于降低蒸发器的阻力性能。对比P-FTE和VG-FTE可知，相同除湿工况下VG-FTE的均明显大于P-FTE，in=4 m/s、RHin=50%时最大增幅为101.13%，in=2 m/s、RHin=80%时最小增幅为16.18%，平均增幅为51.70%。结合2.1和2.2节分析可知，造成VGs蒸发器的阻力增大原因是由于在VGs的扰动下，较P-FTE相比，VG-FTE凝结液占据了换热通道中的较大空间，使其阻力增大。

图7 空气流速与相对湿度对蒸发器传质与阻力特性的影响

2.5 除湿工况下P-FTE和VG-FTE的肋片效率

不同除湿工况下P-FTE和VG-FTE的肋片效率对比如图8所示。从图8可知，随空气流速和相对湿度RHin的增大均呈明显减小趋势，P-FTE和VG-FTE在in=1 m/s、RHin=50%除湿工况下达到最大肋片效率max为92.06%和92.94%，在in=4 m/s、RHin=80%除湿工况下达到最小肋片效率min分别为76.79%和78.60%，这表明较低的空气流速和RHin对提高蒸发器肋片效率有益。通过对比P-FTE和VG-FTE可以发现，相同除湿工况下VG-FTE的肋片效率比P-FTE均有增加，其增加幅度为0.71%～3.90%，平均提高2.00%，说明VGs有效提升了蒸发器的肋片效率。

图8 空气流速与相对湿度对蒸发器肋片效率的影响

2.6 涡发生器对蒸发器综合换热性能的影响

利用强化传热因子JF对P-FTE和VG-FTE综合换热性能的评定结果见图9所示。从图9中可以看出，除RHin>60%、in=1 m/s条件之外，其他除湿工况下均有JF>1。通过分析JF平均值可以得出VG-FTE在综合换热性能上可较P-FTE平均提升9.61%，这说明VG-FTE的整体强化传热传质效果显著。但当in=1 m/s、RHin>60%时JF小于1，P-FTE在综合换热性能上较优于VG-FTE，此时VG-FTE的传热传质特性虽仍有所增强，但阻力特性对综合换热性能的消极影响更为显著，这说明VG-FTE在in≤1m/s且RHin>60%的除湿工况下的强化传热传质效果并不明显。同时可以看出，相对湿度RHin对JF的影响显著，不同流速条件下JF随RHin的增大均明显减小，in=4 m/s时JF降幅最大为31.19%，in=2 m/s时JF降幅最小为16.09%，尤其当RHin≥70%时in=2 m/s较其余流速下的JF最大，因此，推荐VG-FTE在RHin≥70%的高湿度除湿工况下选取2 m/s为较优蒸发器入口空气流速。

图9 不同除湿工况下的蒸发器强化传热因子

3 结 论

本文采用数值模拟的方法对平直肋片管翅式蒸发器（P-FTE）和加装三角翼型涡发生器（VGs）肋片管翅式蒸发器（VG-FTE）的热质传递与阻力性能进行研究，得到主要结论如下：

1）受VGs诱导的纵向涡旋影响，肋片Ⅰ表面、肋片Ⅱ表面的VGs下游凝结液主要分布于涡流外边界，边界形状分别呈条带状和椭球状；较P-FTE相比，VG-FTE肋片表面凝结液尺寸和脱落半径均减小，蒸发器的空气侧排液能力增大。

2）传质性能随空气流速和相对湿度的增大均显著增强，VGs可使析湿量Δ增长21.52%～264.19%，平均增长50.79%，提升了蒸发器的除湿能力。

3）VGs能够提升蒸发器的传热性能，可使空气侧平均努塞尔数平均增长25.45%；但在VGs的扰动下，较P-FTE相比，VG-FTE凝结液占据了换热通道中的较大空间，使其阻力增大，阻力系数平均增长51.70%。

4）肋片效率随空气流速和相对湿度的增大均减小，VGS可使肋片效率平均提高2.00%。

5）采用VGs强化传热传质方式可使蒸发器综合换热性能平均提升9.61%；在相对湿度RHin≥70%的高相对湿度除湿工况下的蒸发器入口空气较优流速为2 m/s。

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Numerical analysis of enhanced heat-mass transfer in evaporator for condensing dehumidification in solar greenhouses

Hu Wanling, Zhang Cheng, Tang Rui, Zhang Yun, Guan Yong, Li Jianxia, Xu Feng

(730070)

An evaporator is serving as a core heat exchange equipment in condensing dehumidification system. Its heat exchange performance has posed a significant impact on the control effect of the wet environment in the solar greenhouse. In this study, delta winglet vortex generators (VGs) were introduced into the evaporator in order to enhance the comprehensive heat-mass transfer, and a heat-mass transfer model was established in the plain plate fin-and-tube evaporator. The maximum relative errors of the average Nusselt number and the flow resistance coefficient of the proposed model for the grid system were within 5%, and the numerical calculation method was verified by the experimental data. In this paper, three-dimensional dynamic simulation of the dehumidification process on the air side of evaporators was mainly based on VOF (Volume of Fluid) model and unsteady state calculation method. The formation and distribution features of the condensate were characterized by pressure, temperature, velocity, vorticity and liquid volume fraction field distribution on the air-middle interface, while, the heat-mass transfer and enhancement effects of evaporators were also analyzed by using the characteristic parameters and evaluation indexes under different dehumidification conditions (the inlet air velocity,in=1-4m/s, inlet air relative humidity, RHin=50%-80%). The results showed that the average Nusselt number and the flow resistance coefficient on the air side of the plain plate fin-and-tube evaporator with VGs increased significantly as the flow velocity increased, whereas, as the relative humidity increased, the average Nusselt number on the air side increased obviously, but the increase of the flow resistance coefficient was small. In the evaporator, the VGs can remarkably improve the heat transfer, but deteriorate the flow resistance, where the average Nusselt number and the flow resistance coefficient on the air side increased by an average of 25.45% and 51.70%, respectively. Moreover, the mass transfer on the air side of the evaporator with VGs was significantly enhanced with the increase of the inlet air velocity and air relative humidity. The VGScan increase the dehumidification mass by an average of 50.79%, thereby to improve the dehumidification capacity of the evaporator with VGs. The amount of condensate increased around the first to fourth row of tubes in sequence. The main condensate on the fin surfaces downstream of VGSwas distributed along the outer boundary of the longitudinal vortexes, where the shapes of the boundary were stripe and ellipsoid that affected by VGS. The VGs can also effectively reduce the droplet size of the condensate and the shedding radius, thereby to improve the drainage capacity on air side. Furthermore, the VGs can generally increase the efficiency of fins with an average increase of 2.00%. Therefore, the enhanced heat and mass transfer that introduced by delta winglet vortex generators can significantly improve the comprehensive heat-mass transfer performances of evaporators with an average increase of 9.61% under most dehumidification conditions, exceptin≤1 m/s and RHin≥70%, while the 2 m/s was recommended as the preferable inlet air velocity under RHin≥70%. This finding can provide a reference on the structural optimization of promising evaporators for condensing dehumidification systems in solar greenhouse.

greenhouses; evaporators; condensing dehumidification; delta winglet vortex generator; heat-mass transfer enhancement

胡万玲，张程，唐睿，等. 日光温室冷凝除湿系统用蒸发器强化传热数值分析[J]. 农业工程学报，2020，36(9)：221-228.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.025 http://www.tcsae.org

Hu Wanling, Zhang Cheng, Tang Rui, et al. Numerical analysis of enhanced heat-mass transfer in evaporator for condensing dehumidification in solar greenhouses[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(9): 221-228. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.025 http://www.tcsae.org

2020-01-21

2020-03-22

国家自然科学基金资助项目（51868035；51866006）；兰州交通大学百名青年优秀人才培养计划基金资助项目

胡万玲，教授，博士，主要从事强化传热传质与人工热湿环境调控技术研究。Email：huwanlling@mail.lzjtu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.09.025

TU834.9

A

1002-6819(2020)-09-0221-08