DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 运行支持系统可以辅助操纵员进行决策分析，对于提高核电站的安全性和可靠性具有重要意义。而发生故障后的状态预测方法是目前运行支持技术中的热点问题，本文提出基于机理仿真的凝水系统状态预测方法。在进行故障特性分析的基础上，将从仪控系统中采集到的实际测量数据引入机理仿真过程中，在核电站正常运行时仿真模型能与之同步运行；当电站发生故障后，能快速完成异常的识别并切换至超实时运行进行运行状态预测。通过采集600 MW全范围仿真机中的正常和故障数据进行实验测试表明，本方法可以实现有效的状态预测，可以辅助操纵员评估故障的发展变化趋势和严重程度。 关键词 :凝水系统，状态预测，仿真模型 Copyright © 2017 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 简介 核电运行安全始终是人类社会关注的重要问题。尤其是在事故情况下，时间紧迫、报警信号多且复杂，同时还可能伴有虚假信号，这些都导致操纵员工作压力大和神经高度紧张，使其难以做出正确的选择和决策，可能导致事故扩大进而酿成严重后果。为了在复杂运行条件下减轻操纵员的工作负担，帮助操纵员应对和处理异常和事故工况，各国先后开发了各种类型的操纵员支持系统。 状态预测是核电站操纵员支持系统的一部分，如果在正常运行时能够对核电站相关设备进行同步实时仿真，异常时快速的对运行状态进行预测，确定故障类型，就可以为操作人员提供辅助决策或决策支持。从而辅助运行操纵人员及时纠正运行问题，防止严重事故或停机事故的发生。 常用的状态预测的方法包括灰色理论、人工神经网络等方法，但是灰色理论对核动力装置的状态预测时间非常短暂，只能预测出异常现象发生以后10~15秒左右的装置状态，这么短的时间对操纵员判断事故类型和事故进展的帮助很小 [ 1 ] 。人工神经网络是基于数据驱动的方法，需要大量的历史数据进行训练，但是由于核动力装置的故障或异常现象发生次数非常有限，不可能为了得到相应的故障现象而进行实验，从而使数据库中难以包含所有可能的故障，导致人工神经网络只能对出现过的异常现象当再次发生时进行预测，不能保证对所有异常现象都进行预测，也就无法保证安全性 [ 2 ] 。 由于对实际系统运行机制及控制研究的需要，在20世纪90年代中后期美国首先提出状态预测的概念 [ 3 ] 。在线监测技术的目的是为了与实际装置实时同步地运行，而状态预测的目的则是为实际装置的安全运行做出预警预报。对于核动力装置仿真技术的发展而言，状态预测技术是发展的重点。它不仅推动了新的理论研究和应用创新，也大大扩展了仿真技术的应用范围 [ 4 ] 。 目前核动力装置的在线仿真与状态预测的研究尚处于起步阶段，且主要是针对堆芯内系统的研究。美国的西屋公司对该问题研究较多，他们开发的BACON系统，具有在线监测、仿真、状态预测的功能。日本从20世纪80年代开始进行核电站操纵员支持系统的开发与研究，其状态预测技术也具有很高的水平 [ 5 ] 。 台湾科学技术大学建立了基于模糊网络与模糊逻辑的仿真模型对蒸汽发生器传热管的温度进行状态预测，该模型的模糊网络是由理论数学公式衍生而来的。每个模糊网络都包含相应的模糊运算，从而把相关变量联系起来 [ 6 ] 。为了节省预测时间，他们把相应的模糊运算制成映射表，从而使复杂的模糊运算转化为有效的查表。仿真模型中应包含相应的分析知识、操作规程以及输入输出记录来支持监测、预测以及对模型本身的修正。这样可以保证模型能够快速应对任何时间的状态查询，并保证模型能够及时准确的进行预测。研究结果表明该模型可以很好的对蒸汽发生器传热管破损后传热管的温度进行预测，但尚不可应用多参数变化的状态预测 [ 7 ] 。 研究核动力装置的状态预测技术具有很强的前瞻性，同时也有很重要的实际意义。本文采用基于仿真模型的凝水系统的状态预测方法。系统运行正常时，该系统能够实时地对当前运行状态进行仿真；当实际系统发生故障时，实际系统与仿真系统运行状态产生偏差，当偏差超过阈值时，状态预测模块立即超实时计算预测出系统的未来状态，预知系统的异常现象，快速定位故障位置，找出故障原因。
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user: 2. 基于仿真模型的状态预测原理 当凝水系统运行正常时，状态预测系统能实时地对当前凝水系统的状态进行仿真；当发生故障时，实际系统的运行参数会发生偏移，当实际系统的参数与仿真模型的对应参数偏差超过阈值时，即监测到系统异常，这时通过在建立的仿真模型中加入有限数量的故障，以超实时的计算速度预测出系统的异常现象，快速定位故障位置，找出故障原因。 针对核电站凝水系统的运行特性，通过用Fortran编写高精度的凝汽器模型，编写高精度模型的目的是保证模型对事故的模拟过程精度足够高。在这些模型中将核电站凝水系统各部分涉及的通用故障和特殊故障均编写在内，调试完成后，加载到二回路流网中，通过调试使冷凝器模型以及二回路流网运行稳定，系统参数与实际电站对应参数在稳态运行、瞬态运行、事故过程中的误差很小且满足要求。这样所建立的仿真模型既可以在仿真平台上与实际电站实时同步地运行，同时也可以在异常状况或需要时以超实时速度计算出系统的未来状态，实现对凝水系统的状态预测。具体的预测流程如图1所示。 通过这种方法可以在很短的时间内预测出核电站凝水系统发生某种故障后的各重要参数的变化趋势，及时准确的确定发生故障的位置，从而帮助操纵员可迅速采取措施，降低事故严重性，保证核电站运行的安全可靠。
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user: 3. 凝水系统状态预测的仿真建模 冷凝器采用分布参数模型，考虑了各控制容积内由于蒸汽的流速、相对高度以及蒸汽密度的沿程变化而引起的流动压降，把凝汽器沿管长方向均匀划分，在划分好的每个节点当中采用集总参数的思想，并对建立的偏微分方程组进行离散，并通过数值算法进行求解。该模型能够更好的描述大型核电站冷凝器内部的流动与传热情况，使得冷凝器在正常和异常状况下内部主要运行参数的仿真结果更加精确 [ 8 ] 。 在对核电站表面式冷凝器进行建模之前，首先需要做一些模型简化假设： (1) 管侧及壳侧流体均按定向流动处理； (2) 凝汽器内部汽水混合物处于热力平衡状态； (3) 忽略由汽水混合物相间滑移引起的能量损失； (4) 沿流体流动方向，各控制容积体积均匀分布； (5) 壳侧水蒸汽与不凝结气(汽)体都看做理想气体。 3.1. 控制容积划分 由于采用分布参数进行建模，需要把凝汽器划分为若干控制体积，本文以单压双流程凝汽器为研究对象。传热管内流动介质为单相流体，传热管外流动介质为相变流体 [ 9 ] 。蒸汽沿管束中留出的通道向下流动，冷却水沿管内流动，不断带走蒸汽的潜热。将凝汽器沿单相流体流动方向划分为若干控制容积，每个控制容积中包含蒸汽区、金属管壁、冷却水区3部分，热阱区域单独设定控制容积。图2所示为凝汽器的简化物理模型和控制容积划分示意图。 图1. 凝水系统的状态预测流程图 图2. 冷凝器简化物理模型和节点划分示意图 3.2. 基本控制方程 1) 汽轮机排汽发生凝结的质量流量 的求解 汽轮机排汽发生凝结的质量流量 对凝汽器内部壳侧的压力有着重要的影响作用，压力与真空度一一对应。汽轮机排汽发生凝结的质量流量 能否准确求解至关重要，只有准确求解汽轮机排汽发生凝结的质量流量 ，才能够保证冷凝器仿真模型计算的精确性 [ 10 ] 。汽轮机排汽发生凝结的质量流量 求解方程如下： (1) 式中， ¾各节点传热系数，W/(m 2 ×℃)； ¾各节点对数传热温差，℃； ¾各节点传热面积，m 2 ； ¾各节点内部汽水混合物的平均焓值，kJ/kg； ¾各节点内部凝水的焓，kJ/kg。 2) 壳侧的汽水混合物压力 的计算 壳侧内的汽水混合物可看作处于理想状态，壳侧的汽水混合物压力 的计算方程如下： (2) 冷凝器在实际工作过程当中，在汽轮机排汽稳定的情况下，壳体内部汽水混合物的平均温度 和存在容积 趋于稳定，基本保持为确定值，变化范围很小，可近似地认为二者随时间的变化量基本为零，由欧拉法(显示)可化解为如下形式： (3) 式中， ¾各节点内部汽水混合物的运行压力，MPa； ¾各节点内部汽水混合物的汽体常数，J/(kg×K)。 3) 蒸汽能量守恒方程 各节点汽水混合物的平均焓由汽轮机和辅机的排汽流量和焓值共同计算得到，节点内部汽水混合物的焓相同，由能量计算方程可求得该焓值。 (4) 式中， ¾各控制容积中凝汽器入口焓，kJ/kg； ¾各控制容积中辅机排汽焓，kJ/kg。 4) 空气质量守恒方程 由汽轮机排汽带入的空气质量流量和抽气(汽)器抽出的空气质量流量计算可得下式： (5) 5) 冷凝器内部冷却水(管)基本控制方程 i) 各节点循环冷却水出口温度 的求解 由循环水与管壁的换热方式可知，循环冷却水的出口温度求解方法如下： (6) 式中， ¾各节点循环水平均值对应的比热容，kJ/(kg×℃)； ¾各节点循环水的总热交换能量，W； ¾各节点循环水的流量，kg/s； ¾各节点金属管内的循环水质量，kg； ¾各节点循环水的初始入口温度，℃。 ii) 金属管外表面温度值 的求解 冷凝器内部热量传递方式如下：蒸汽—管壁凝结换热、金属管壁热量传导、水—管壁对流换热，在充分了解热量传递方式的基础上，利用以下方程求解金属管外表面温度值 。 (7) (8) 式中， ¾各节点汽轮机排汽凝结换热量，kW； ¾各节点循环水得到的热量，kW； ¾各节点金属管壁的总质量，kg； ¾各节点金属管壁的金属比容，kJ/(kg×℃)； ¾各节点水¾管壁换热系数，kW/(m 2 ×℃)。 6) 仿真算法 亚当斯仿真算法是线性多步法其中的一类，它的基本思想是将函数值 用插值多项式来近似模拟。在 之前的 个控制容积上，则利用 近似代替 。 为了满足凝汽器实时仿真的要求，文中采用亚当斯(Adams)多步法。该方法中只需知道t i 和t i 之前的函数值，就能求得y i + 1 。由于t i 之前的各个函数值可以存储于内存当中，t i 时刻的函数值可在t i + h时间步长之内计算求得，因此y i + 1 不会被延迟。该算法在计算中需将大量的数据存储到内存当中，占用的内存较大，但该方法能够提高仿真计算的精度和速度 [ 11 ] 。 7) 联调与测试 当用Fortran完成冷凝器的高精度仿真模型后，将冷凝器的相应输入输出参数接口与仿真平台的流网接口连接，并进行调试，保证冷凝器、仿真平台中的凝水系统相应管道运行稳定，相关参数与方家山600 MW仿真机的稳态和动态误差在1%以内。 在平台中，对新建立的高精度冷凝器模型进行动态测试，与仿真机进行参数对比，保证所建模型的精度；并在各机组负荷下，存储所建系统的初始状态，以便在将模型初始化时，根据实际电站的运行状态复位仿真模型到相应的状态，从而保证所建状态预测模块与实际电站(这里用方家山600 MW仿真机代替)的运行同步实时性，即根据实际电站的运行状况，通过教练员台选择一个对应工况的已经储存的初始值并使系统复位至相应工况；这样，在正常工况下，就可以保证状态预测模块与实际电站实时同步运行，对电站的相关参数进行监测，并将运行数据进行存储，方便以后进行离线分析。当状态监测模块监测到系统运行异常时，立即通过教练员台对该系统中的相应部分进行超实时加速运算，快速准确的确定出系统发生的故障类型和故障位置。
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user: 4. 实例验证 本文利用方家山600 MW工程仿真机模拟实际电站，由于工程仿真机中考虑的冷凝器的故障数目有限，但其中冷凝器冷却水管破裂事故可以插入，故本文选取冷凝器冷却水管破裂故障进行实例验证。当实际电站在100%满功率运行时，复位仿真模型的状态至100%满功率运行，初始化仿真模型和实际电站同步运行，找到并在120 s插入1号冷凝器冷却水管破裂故障，泄漏流量为332.38 kg/s，观察系统响应；由于在发生故障时刻，本文所建立的仿真模型依然处于正常运行状态，故实际电站中和仿真模型的对应测点会发生较大偏差，冷凝器出口水温的参数变化如图3所示，当实际电站和仿真模型的温度偏差结果 超过冷凝器出口水温的2%时，立刻发出报警，提示有异常或故障出现。 发出报警后，由于还不知道此时发生何种异常现象，以及该异常发生后对凝水系统的安全的影响程度，故需要利用所开发的仿真模型的超实时计算能力预测出相关重要参数的变化趋势。依次在仿真模型中加入空气漏入冷凝器壳侧空间、冷凝器冷却水管破裂、冷凝器凝水集管泄漏事故，分别比较相关重要参数与实际电站中参数的变化趋势是否一致。首先在仿真平台中加入空气漏入冷凝器壳侧空间这种故障，通过教练员台设置仿真模型加速10倍运算，观察实际电站和仿真模型中冷凝水出口温度的趋势变化。 从图4中可以看到，仿真模型可以在很短的时间内超速计算出事故发生后5分钟的参数变化趋势， 图3. 实际装置冷却水管破裂条件下的冷凝水出口温度 图4. 仿真模型加入空气漏入条件下的冷凝水出口温度 通过对比仿真模型中的故障和实际电站中的冷凝水出口温度变化趋势，可以发现实际电站中的冷凝水出口温度降低，而仿真模型中的温度却是急剧上升，这是因为空气漏入冷凝器后，使冷凝器的真空度降低，冷凝器的壳侧空间压力升高，导致冷凝器壳侧压力对应的饱和水温升高，从而导致冷凝水的出口温度升高。故实际电站中发生的不是空气漏入冷凝器壳侧空间这种故障。 在此之后，立即将冷凝器凝水集管泄漏事故加入到仿真模型中，插入的故障程度为1，泄漏流量为850 kg/s。通过教练员台设置仿真模型加速10倍运算，观察实际电站和仿真模型中冷凝水出口温度的趋势变化。 从图5中可以看到，通过对比仿真模型和实际电站中的冷凝水出口温度变化趋势，可以发现实际电 图5. 仿真模型加入凝水集管泄漏条件下的冷凝水出口温度 图6. 仿真模型加入冷却水管泄漏条件下冷凝水出口温度对比 站中的冷凝水出口温度降低，而仿真模型中的温度先是小幅上升而后缓慢下降，两者变化差距明显，故实际电站中发生的不是空气漏入冷凝器壳侧空间这种故障。 接着立即将冷凝器冷却水管泄漏事故加入到仿真模型中，分别插入的故障程度为1和0.5，即泄漏流量为426.13 kg/s和213.065 kg/s。通过教练员台设置仿真模型加速10倍运算，观察实际电站和仿真模型中两种故障程度下的冷凝水出口温度的趋势变化。 从图6中可以看到，通过对比实际电站和仿真模型在两种不同故障程度下的冷凝水出口温度变化趋势，可以发现在误差允许的范围内实际电站中的冷凝水出口温度变化情况与仿真模型超实时计算的加入泄漏量为332.38 kg/s的情况下冷凝水出口温度变化完全一致，而与仿真模型超实时计算的加入泄漏量为213.065 kg/s的情况下的变化趋势一致，但各瞬态点的数值相差很大。因此可以基本确定发生了冷凝器冷却水管泄漏事故，泄漏流量为332.38 kg/s。为了进一步预测故障的发生进展及后果，观察冷凝器冷却水管泄漏事故且泄漏流量为332.38 kg/s下的仿真模型超实时计算的和实际电站的其他参数的变化趋势，如图7、图8和图9所示。 通过以上三组预测结果的对比分析，可以看出仿真模型超实时计算结果与实际电站的参数变化趋势均保持一致，且误差均在可接受的范围内。故判定此时实际电站发生了循环冷却水管泄漏事故。
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user: 5. 结论 为了在事故情况下减轻操纵员的工作压力，辅助操纵员做出正确的选择和决策。采用了基于仿真模型的方法对核电站凝水系统进行状态预测。系统运行正常时，该系统能够实时地对当前运行状态进行仿真；当实际系统发生异常时，实际系统与仿真系统运行状态产生偏差，当偏差超过阈值时，状态预测模块以超实时计算速度预测出系统的未来状态，并与实际系统进行对比，快速定位故障位置，找出故障原因。从而辅助运行操纵人员及时纠正运行问题，防止严重事故或停机事故的发生。通过对冷凝器冷却水管破裂事故进行实例验证可知，该方法可以确定故障原因，同时仿真模型超实时的计算结果可预测该事故随时间发展的严重程度。 因此，本文所述方法可以快速地诊断、验证和预测故障的发生。同时，这为今后进一步研究机理仿 图7. 冷凝器管侧压力 图8. 循环冷却水出口温度 图9. 冷凝器壳侧压力 真模型如何与基于数据驱动和基于专家知识的故障诊断方法相结合打下坚实的基础，从而更准确地验证和预测故障的发展变化趋势和严重程度。
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user: 摘 要 反应堆一体化堆顶组件(IHP)的主要功能之一是为控制棒驱动机构(CRDM)的磁轭线圈提供冷却，冷却风源是连接在一体化堆顶组件围筒的通风管上的轴流风机，在正常运行工况下，4个风机中的2个处于工作状态。为了保证CRDM的正常运行，规范书要求磁轭线圈温度应当低于200°C。这一要求通过保证CRDM磁轭线圈部件外的平均流速在15 m/s以上、磁轭线圈部件外表面任何位置的最小风速不小于9 m/s来实现。本文的目的是研究IHP冷却系统在各种风机运行条件下的流动特性，采用CFD方法计算得到IHP内的流场和温度场，为验证IHP设计合理性提供支持。 关键词 :一体化堆顶组件，控制棒驱动机构，CFD Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 控制棒驱动机构(CRDM)承担着正常运行工况下反应性控制以及事故工况下快速停堆的重任，因此控制棒驱动机构的可靠性和完整性直接关系到整个核电站的安全运行。当控制棒驱动机构正常运行时，磁轭线圈会通以较大电流，导致磁轭线圈温度升高。为了确保控制棒驱动机构的操作可靠性，对磁轭线圈组件的最大工作温度有严格的限制，因此需要对CRDM磁轭线圈进行适当的冷却 [ 1 ] 。 反应堆中一体化堆顶组件(IHP)的主要功能之一就是为CRDM磁轭线圈提供冷却作用。IHP的结构如图1所示。从图中可以看出，IHP冷却系统利用连接在通风围筒的风管上的轴流风机对CRDM进行冷却。一体化堆顶组件预置了4台风机，但是根据规范书要求，正常运行的工况下，4个风机中只有两个处于工作状态 [ 2 ] 。冷却风的流动路径是从通风围筒下部的风门进入，向上流过CRDM区，进入两个正在工作的风机的风管，最后通过风机排入安全壳内。 由于一体化堆顶组件在设计上与我国传统压水堆核电厂采用的控制棒驱动机构冷却方式相比变动较大，因此相关的文献较为缺乏。其中于浩等 [ 3 ] 对CAP1000堆型的一体化堆顶组件的不同风机工况进行了研究，CFD计算得出，在各个工况下，CRDM外的风速均能满足规范书中的要求，可以有效冷却磁轭线圈。郑茂溪等 [ 4 ] 对CPR1000堆型的CRDM群的通风散热情况进行了试验及CFD研究，得出了线圈温度、散热量以及流-固接触面传热系数与通风量的关系，并且通过CFD计算结果与试验结果的对比，验证了数值计算方法分析控制棒驱动机构通风散热具有一定的可靠性和准确性。与这些研究相比，本文没有直接计算完整的IHP内所有的CRDM模型，而是采用了能反应线圈外轮廓的简化流道模型来代替CRDM，在不降低计算准确性的前提下，大大降低了前处理的难度，也减少了计算量。 本文针对CAP1400的一体化堆顶设计，采用CFD数值模拟方法计算了CRDM及其周围区域的流场和温度场，并且得到了CRDM磁轭线圈外的流动通道中的平均流速和最小流速，以及磁轭壳体表面的温度分布，说明了IHP风机冷却可以有效移除磁轭线圈的热量，验证了设计的合理性。
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user: 2. 计算模型 本文使用IHP整体模型得到IHP内的流场，由于结构较为复杂，因此模型需要一定的简化。首先保留IHP空气流道上的主要结构，如风门、CRDM通风围板、IHP围筒、DRPI板、风管等结构。由于CRDM 图1. 一体化堆顶组件冷却系统示意图 磁轭线圈部分结构非常复杂，总数达89根，因此要在完整的IHP模型中详细模拟这一结构很困难。本文主要关注的是CRDM磁轭线圈组件周围的平均流速和最低流速，而CRDM其它部分则并不关注。因此，对于CRDM的磁轭线圈区域的简化，本文采用了能反应磁轭线圈组件外轮廓的简化流道模型来代替，而CRDM其余部分则直接用圆柱模拟体来代替，并且保持CRDM群的空气通风截面积不变。这样既捕捉了对计算结果有重要影响的结构特征，又避免了模型太过复杂，计算量过大的问题。 入口边界为了如实模拟反应堆安全壳内的大空间环境，在入口风门以外建立了足够大的空间，并将空间外界面设为压力入口边界；风管出口设为压力出口边界，压力值根据风机的性能设定。当某台风机关闭时，设定其对应的风管出口为壁面边界条件。 本文采用商业软件ANSYS FLUENT 12.0计算IHP整体模型的流场。湍流模型使用realizable k-e模型，进气温度设定为49℃ [ 5 ] 。根据设计规范，每个CRDM的发热量为12kW，采用均布热载荷施加在CRDM边界上。 IHP整体模型以及简化流道模型如图2所示，为了便于进行网格划分，计算模型中简化了对流场影响较小的螺栓等结构，经过网格无关性分析，计算模型采用的网格单元数为1300万。
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user: 3. 计算结果 3.1. IHP整体模型的计算结果 为IHP四台风机编号分别为A、B、C、D，如图3所示。由于正常运行时IHP风机为两台工作、两台 图2. IHP整体模型以及简化流道模型 图3. IHP风机位置示意图 备用，因此分别计算四台风机两两组合的工况，得到不同工况下IHP系统的流动特性。风机全压均取风机设计全压1.50 kPa，并且运行风机组合为风机A、B组合、风机A、C组合、风机A、D组合、风机C、D组合。 各种风机组合工况下，冷却空气在控制棒驱动机构磁轭线圈区的最低流速、平均流速和最高流速情况如表1所示。其中平均流速为CRDM磁轭线圈入口截面处的质量加权平均流速，最低流速取磁轭线圈区各子通道平均流速的最小值。 从表1中可以看出，CRDM磁轭线圈组件周围的平均流速明显高于15 m/s，最低流速略低于平均流速，但仍高于9 m/s。风机A、C组合的平均流速为四种风机组合中最小的，因此本文主要关注风机A、C组合，也就是风机位置为对称分布的组合。此工况下IHP内流场的流线图如图4所示。 3.2. 不同风机全压的计算结果 为了探究风机性能对流速分布的影响，为风机选型提供参考，本文也计算了风机运行全压在0.50~2.50 kPa 范围、风机组合为A、C时的流场，得到了模型中CRDM磁轭线圈区的平均流速和最低流速，如图5所示。计算结果表明，风机的运行全压应至少大于1 kPa，以确保CRDM磁轭线圈组件周围的平均流速高于15 m/s，最小流速高于9 m/s。 3.3. 磁轭区传热计算结果 为了验证在流速满足上文要求的情况下，磁轭线圈温度可以满足低于200℃的要求，本文也计算了 Table 1 Velocity results for various fan condition 风机A、B组合 风机A、C组合 风机A、D组合 风机C、D组合 最低流速(m/s) 16.74 16.47 16.60 16.56 最高流速(m/s) 20.19 19.40 19.90 19.55 平均流速(m/s) 18.70 18.20 18.64 18.49 表1. 不同风机组合工况下的流速结果 图4. IHP内流场的流线图 图5. CRDM磁轭线圈区的流速与运行全压的关系曲线 图6. CRDM线圈组件壁面的温度云图 磁轭线圈区域的温度场。运行风机组合为风机A、C组合和A、B组合，风机全压取风机设计全压1.50 kPa。CRDM线圈组件壁面的温度云图如图6所示，温度分布基本是均匀的，并且均低于200℃。 运行风机组合为风机A、C组合时，线圈组件壁面的平均壁温为147℃，并且在CRDM区域的顶部和底部产生了局部最高温度，达到了191℃，这是由于冷却空间受限，空气流速低，因此这些位置在结构设计过程中需要特别注意。当运行风机组合从A、C转换为A、B组合时，CRDM线圈组件外壁的平均壁温为145℃，最高温度为190℃，略低于风机A、C组合的值，结合3.1.中的数据，风机A、B组合的空气流速最大，说明得到的温度结果是合理的。
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user: 4. 总结 本文采用CFD方法分析CAP1400堆型IHP冷却系统的流场和温度场，获得了各种风机组合和不同风机运行压力下CRDM磁轭线圈组件的平均流速和最低流速，也获得了线圈组件壁面的温度分布和平均温度。可以得出以下结论： · 在所有风机组合中，当风机运行全压设定为设计全压1.5 kPa时，CRDM线圈组件周围的平均流速明显高于15 m/s。最小流速略低于平均流速，但仍明显高于9 m/s。 · 当风机运行全压从0.50 kPa到2.50 kPa之间变化时，空气流速也相应增大。为了提供足够的冷却风速，风机运行全压应至少大于1 kPa。 · 空气冷却后，CRDM线圈组件外壁的平均壁温约为147℃，远远低于磁轭线圈的温度限值200℃。但壁温在CRDM区域的顶部和底部可达到局部最大值191℃，这在设计过程中可能需要特别注意。
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user: 摘 要 本文基于经典的牛顿冷却定律，采用微分方程、迭代法以及最小二乘法线性拟合分析等数学方法，建立了新的数学模型。该数学模型可以较好地分析自然冷却和循环冷却两种条件同时作用于氢同位素分离柱时的冷却曲线，预测冷却所需要的时间，进而指导冷却条件的选择。 关键词 :冷却数学模型，牛顿冷却定律，迭代法 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 氢同位素分离柱的冷却是置换色谱法分离氢同位素中的重要环节。在热解吸置换色谱分离氢同位素中，当需要进行连续分离时，已经完全释放出氢的分离柱需要进行快速冷却，以备下一批次的原料气的进入；在热循环吸附分离法分离氢同位素的过程中，每个分离柱都要不断重复加热-冷却的过程，自动控制的方式使得其对冷却速率等条件的要求更为严格 [ 1 ] [ 2 ] 。 为保证分离柱的设计能够满足使用要求，目前的研究方向主要集中在通过冷却实验测定指导设计分离柱结构，而关于此方面的理论研究则较少。通过设计数学模型找出分离柱冷却的规律，计算出所需要的冷却时间，可指导分离柱的设计及使用，减少实验工作量，同时更加有利于分离过程的自动化控制。 在冷却系统中，为了在短时间内将分离柱冷却至较低温度，除了靠分离柱的自然散热冷却外，通常还会对分离柱进行循环气冷或循环水冷。由于同时存在自然冷却和循环冷却两种作用，无法通过简单计算得到分离柱从一个温度冷却到另一温度所需要的时间。本研究基于经典的牛顿冷却定律，通过微分方程、迭代法以及最小二乘法线性拟合分析等数学方法，建立了新的数学模型，较好地解释了自然冷却和循环冷却同时作用于氢同位素分离柱的冷却规律。
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user: 2. 实验装置 实验所用的所有设备如表1所示。 实验装置及流程如图1所示：冷却气由缓冲罐中经气体循环泵抽出，进入热交换器中冷却后，进入分离柱的下端，再由分离柱上端离开，最后回到缓冲罐中，完成一次循环冷却。 为了保证实验误差，整个实验装置置于恒温、通风良好的环境中；实验过程中所用冷却气的压力和流量固定不变；热交换器的冷却水温度恒定，以保证冷却气的温度的稳定。
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user: 3. 自然冷却条件下的冷却模型 当分离柱温度高于室温时，即开始与环境中的空气进行热交换，本文称之为分离柱的自然冷却。只要分离柱温度高于室温，即使无其他任何冷却手段，由于自然冷却的存在，其温度也会逐渐下降。因此，研究分离柱的冷却模型，首先要研究分离柱的自然冷却规律。 热量的交换主要有热传导、热对流和热辐射三种形式 [ 3 ] 。理论上物体冷却时，这三种热交换形式都可能存在。对于分离柱的自然冷却，由于分离柱并无与气体良导热体直接接触，因此热传导可以忽略，其自然冷却主要依靠热对流和热辐射。又由于分离柱处于通风良好的环境中，因此热对流为分离柱自然冷却的主要形式。而热对流这种冷却作用，通常遵循物理学中经典的牛顿冷却定律。 牛顿冷却定律是传热学基本定律之一，是温度高于周围环境的物体向周围媒质传递热量逐渐冷却时所遵循的规律 [ 4 ] 。当物体表面与周围存在温度差时，单位时间从单位面积散失的热量与温度差成正比， Table 1 Experimental instrument 设备名称 品牌 型号 压力计 MKS 870B12PCD4GD1 气体质量流量计 HORIBA SEC-N146MGM 气体循环泵 IBS MB-601AL 高分辨质谱仪 Nu evolution 表1. 实验仪器 图1. 循环冷却模拟实验流程图 比例系数称为热传递系数(本文称之为冷却系数)。 根据牛顿冷却定律，分离柱的降温速率与物体与环境的温度差成正比，即 其中 为分离柱当前温度， 为环境温度， 为与温度无关的常数。上式积分可得： 为分离柱初始温度。以 对 作线性拟合，即可求出冷却系数 。 为验证牛顿冷却定律对该装置的适用性，本研究中将分离柱加热至300℃。该温度下保持30 min后，停止加热，使分离柱自然冷却，记录不同时间分离柱上三个测温点的温度，取其平均值作为分离柱的温度 。结果如图2、图3所示：其中图2为该条件下分离柱温度 随时间 变化曲线，图3为 对 的线性拟合结果。 由图2可知，随着分离柱温度的降低，降温速度也逐渐降低，降温呈现为先快后慢的过程。 由图3可知，以牛顿冷却模型作为分离柱自然冷却的数学模型，拟合的线性方程R = 0.99953，线性拟合结果较好，说明牛顿冷却定律符合分离柱冷却的实际情况，因此可以用该定律来处理分离柱的冷却问题。 图2. 自然冷却条件下分离柱的温度曲线 图3. 自然冷却条件下的线性拟合结果 通过牛顿冷却定律，拟合得到分离柱的自然冷却系数k = 0.00835 min −1 。该系数不随分离柱的温度变化而变化，因此当有其它冷却形式作用于分离柱时并不影响自然冷却系数的值。因此对于同一根分离柱，可以认为其自然冷却系数为常数。
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user: 4. 循环冷却条件作用下的冷却模型 实际生产过程中分离柱除了自然冷却，同时还要在夹层中通入冷却气进行循环冷却，则牛顿冷却定律不再适用，因此我们需要建立新的数学模型来处理自然冷却与循环冷却同时作用于分离柱时冷却系数的计算。 设冷却气温度为 ，分两种情况讨论： (1) 冷却气温度 = 环境温度 。 两种冷却作用都应符合牛顿冷却定律。设自然冷却系数为 ，循环冷却系数为 ，则总的冷却效果应为两种冷却效果之和，即 以 对 作线性拟合，其斜率即为 。由此可知，若冷却气温度等于室温，则总的冷却系数 ，即二者简单加和可得。由于自然冷却系数 可事先由牛顿冷却模型求得，且并不因循环冷却的存在而改变，因此可求得循环冷却系数 。 (2) 冷却气温度 环境温度 。 类似的，其冷却的微分方程为： 积分可得 即 因为 为常数，因此有 由于 未知，常规数学方法无法线性拟合出斜率 ，因此我们尝试用迭代法求出 的数值 [ 5 ] 。先假设 ，则有 以 对 作一次线性拟合，其斜率为 ，进而求出 。将求出的 代入 ，并以 对 作二次线性拟合，则可得到一个新的斜率值 ，进而求出一个新的 值。将得到的新 继续代入公式中拟合，直到代入的 值与拟合得到的 值相等，最终求得的 即为真实值。 为验证这一模型，同样的，将分离柱置加热至300℃。该温度下保持30 min后，停止加热，同时开启气体循环泵循环冷却分离柱(冷却气流量恒定，流量v = 24.8 L·min −1 )，记录不同时间三个测温点的温度，取其平均值作为分离柱的温度 。图4为该条件下分离柱温度 随时间 变化图，图5为 对 的一次线性拟合结果。 由一次拟合结果可得 。将 代入 ，并以 对 继续作线性拟合，每次拟合出的结果如表1所示。 由表2可知，在保留至小数点后第五位的精度下，迭代法进行到第四次拟合时，得到的结果与第三次相同，说明该精度下拟合结果已接近真实值。第四次拟合结果如图6所示。 图4. 循环冷却条件下分离柱的温度曲线 图5. 循环冷却条件下的一次线性拟合结果 图6. 循环冷却条件下的第四次拟合结果 Table 2 Results of each linear fittin 拟合次数 k/min −1 k 2 /min −1 R 1 0.01604 0.00769 0.99758 2 0.01526 0.00691 0.99832 3 0.01530 0.00695 0.99829 4 0.01530 0.00695 0.99829 表2. 线性拟合结果 求得的总冷却系数k = 0.01530 min − 1 ，循环冷却系数k 2 = 0.00695 min −1 。根据最终拟合的结果，R = 0.99829，线性拟合程度较好。因此，该模型较好地处理和预测两种冷却作用下的温度变化问题。
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user: 5. 总结 通过理论计算和实验验证，本文采用 来处理分离柱的循环冷却问题。先通过简单的自然冷却实验求出自然冷却系数 ，再以 对 作多次线性拟合，采用迭代法求出 的数值。实验证明，根据该模型，可以较好地预测分离柱从一个温度冷却至另一温度所需的时间。采用该数学模型计算得到的数据，线性拟合程度较好，也说明该模型能较好地反映两种冷却条件同时作用时的真实规律。
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user: 摘 要 采用超临界二氧化碳工质的动力转换系统是当前国际能源动力领域研究的前沿热点，分析超临界二氧化碳的临界流动对该系统安全分析十分重要。本文基于FLUENT15.0，对不同长径比和滞止参数下的CO 2 临界流动进行数值模拟，数值模拟结果与美国威斯康星大学实验结果对比，误差范围在15%到25%之间，验证了软件模拟的适用性。通过获得临界流动发生时管道内热工参数和相态变化，探讨了临界流动机理。数值模拟结果为进一步开展实验研究和理论研究提供支持和参考。 关键词 :超临界二氧化碳，临界流动，FLUENT，质量流量，长径比 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 超临界流体指压力和温度都高于其临界点的流体。超临界二氧化碳因其合适的临界参数、稳定性和核物理性质受到关注，加上其天然存在，储量丰富，易获取，无毒等优势被认为是核能系统中最具应用前景的能量传输和能量转换工质之一。以超临界二氧化碳为工质的动力系统采用布雷顿热力循环，特点是将压缩机入口温度控制在流体的拟临界温度附近，使流体密度增大，压缩性变好，从而降低了压缩功耗，提高了热力系统的净效率。利用二氧化碳布雷顿循环，核反应堆的最佳出口温度在450℃~650℃之间，最佳堆芯进出口温差在150℃~200℃之间，远高于压水堆的设置温度 [ 1 ] 。超临界二氧化碳动力系统能获得更高的热效率，缩小热力系统结构，减小设备体积，有效提高经济性。 然而对超临界二氧化碳动力转化系统来说，高于传统动力装置的运行压力对系统密封材料制造和结构设计提出了更苛刻的要求，增加了系统破口风险，对安全性提出挑战。目前，国内外对超临界二氧化碳的临界流动研究相对较少，美国威斯康星大学Guillaume P. Mignot等人开展了超临界二氧化碳小破口喷放实验研究 [ 2 ] ，获得临界流动与长径比、滞止压力温度之间的影响关系，但未对流动机理做深入探讨；上海交通大学J. P. Liu等人基于空调冷却系统对短管R744 (二氧化碳)两相临界流动进行研究 [ 3 ] ，得到管道沿程的压力和温度分布。 本文基于FLUENT15.0对超临界二氧化碳的临界流动进行数值模拟 [ 4 ] ，对比实验数据，评估软件的适用性，预测临界质量流量。研究了不同的热工参数条件下，二氧化碳的压力、温度以及相态变化，模拟得到微观的热工参数分布，并探讨机理。数值模拟结果可以为具体实验和工程实施提供数据参考。
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user: 2. 数值方法 2.1. 几何结构 采用凸扩凸缩的管道模型，如图1所示。流体从入口流入，经过凸缩界面，流入截面积不变的直管段，最后从截面积突扩的出口段流出。 计算采用二维轴对称模型，如图2。设定管道的边界条件为压力入口和压力出口。为研究流体流动受管道不同几何结构的影响，表1给出计算所用不同的管道尺寸。 为了研究不同热工参数下，流体在管道内的流动情形，表2给出不同长径比下上游滞止参数。出口压力设为0.1 MPa，温度为300 K。 图1. 凸扩凸缩管道模型 图2. 管道二维轴对称模型 Table 1 Pipe geometr 长径比(L2/R2) 3.7 7.3 14.7 48 R1 (mm) 12.7 6.35 3.18 14 R2 (mm) 6.35 6.35 3.18 7 L1 (mm) 46.5 6 2 7 L2 (mm) 46.5 46.6 46.6 336 L3 (mm) 46.5 6 4 28 粗糙度(μm) 4.3 4.3 4.3 1.5 表1. 管道几何尺寸 Table 2 Stagnation parameters of upstream of different pipeline 长径比 压力(MPa) 温度(K） 3.7 19.5 412.85 19.2 536.85 7.3 19.5 411.15 19.3 534.45 14.7 19.5 416.05 19.2 531.75 48 19.5 413.15 19.2 533.15 10.1 343 363 378 403 表2. 不同管道的上游滞止参数 2.2. 相关模型 采用单相流动模型，计算方程包括连续性方程、动量方程和能量方程。管道中的流动工质为二氧化碳，二氧化碳的密度方程参照Redlich-Kwong真实气体方程(如公式1)。湍流模型选择标准k-epsilon模型(如公式2)和标准壁面模型。流体流动的计算使用PISO方法。空间梯度用单元最小二乘法离散，压力用二阶插值法。动量和能量方程的对流项由高精度快速计算方法离散，其他方程的对流项由一阶迎风格式的方法离散。公式1 [ 5 ] 中，a、b分别为考虑到分子间的引力和分子固有体积引进的R-K物态方程中的修正参量；T c 、P c 分别为气体的临界温度和临界压强；R为气体普适恒量。 (1) (2) (3) 2.3. 网格划分及敏感性分析 网格敏感性测试选择长径比3.7 (见表1)的管道，按照6 × 66，10 × 111，20 × 222，40 × 444，80 × 888的方法划分网格，分别得到330，925，3700，14，800，59，200总网格数，网格形状为正方形。 基准工况入口压力和温度设定为19.2 MPa、536.85 K，出口压力和温度为0.1 MPa、300 K。不同网格划分方式的质量流密度计算结果如表3。 网格数为59，200的计算质量流密度与实验相比误差最小，其次是网格数为14，800。综合考虑软件数据模拟的计算效率以及精确度，选择40 × 444的划分方法，最小网格尺寸约为0.32 mm × 0.32 mm。
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user: 3. 结果及分析 判断计算完成有三个条件：1) 出入口质量流量不变，保持稳定；2) 出口质量流量与入口相同；3)物理变量的残差值至少达到收敛标准10 −3 。 3.1. 管道参数变化与实验对比 上海交通大学J. P. Liu等人以R744 (二氧化碳)工质作为空调制冷剂背景下开展相关实验，研究R744在短管中流动状态，并给出压力随管道轴向坐标变化。本文将对其实验进行建模计算，对比管内的压力分布，验证流动的软件模型合理性。 管道采用凸扩凸缩模型，尺寸按照上海交通大学的实验设置，见表4。采用二维轴对称模型。管道边界条件设置见表5。 Table 3 Grid sensitivity test results valu 总网格数 质量流密度(kg/s∙m − 2 ) 误差 Fluent 实验 330 36，489 31，800 14.7% 925 36，695 31，800 15.4% 3700 36，668 31，800 15.3% 14，800 36，259 31，800 14.0% 59，200 36，076 31，800 13.4% 表3. 网格敏感性测试结果数值 管道内压力随轴向位置坐标变化的计算结果如图3曲线2。其压力分布趋势可分为三部分，第一段为管道的入口段，压力迅速下降；第二段压力平缓下降；第三段为管道出口段，压力再次迅速下降。由于在试验段入口和出口处的实验数据点并没有特别多，不能详细得到直管道入口和凸扩段的压力数据分布的特点，并且在喷管进口处和出口处存在剧烈的膨胀，二氧化碳物性在很短的距离内发生了剧烈的变化，并且在管内发生相变 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] ，因此实验结果并不能精确地对比数值模拟。但最重要的变化趋势是一致的，这能说明软件模拟的正确性。 图3曲线1为压力8.52 MPa，温度309 K时的实验结果，压力分布同样为三段，进口段压力迅速下降，中间段压力平缓下降，出口端迅速下降，计算和实验的压力变化趋势相同。 受到软件计算范围的影响，温度过低时的计算未成功，未得到温度为309 K的结果。考虑温度的影响，参考上海交通大学实验得到的结果(图4)，随入口温度由35.2℃ (309 K)向45℃ (319 K)上升，直管段的压力逐渐下降。模拟结果在温度为335 K时直管段压力在4.8 MPa左右，实验得到在309 K温度下的压力在6.0 MPa附近，由图中压力分布随温度变化规律趋势预测，335 K时直管段压力应低于6.0 MPa，滞止温度335 K的模拟结果压力比实验的低符合压力随温度变化趋势。 由于实验数据点有限，不能观察到直管道入口和凸扩段的压力数据分布特点，计算结果不能得到很好的验证，但最重要的变化趋势是一致的，可说明模拟结果是合理的。 Table 4 Simulate the size of the pipeline of Shanghai Jiao Tong Universit 长径比 R1 (mm) R2 (mm) L1 (mm) L2 (mm) L3 (mm) 9.6 2.72 1.36 1.36 13.056 5.44 表4. 模拟上交实验的管道尺寸 Table 5 Pipe boundary condition 边界 压力(MPa) 温度(K) 入口 8.52 335 出口 0.1 300 表5. 管道边界条件 图3. 压力随位置变化关系图 3.2. 参数影响 长径比和上游滞止参数是影响临界流动的主要参数，本文对不同长径比和滞止参数条件下临界流动进行计算，得到结果如表6。 表6得到计算质量流密度与实验误差在20%以内。图5中，曲线1、3表示压力为19.5 MPa，温度413 K时，计算质量流密度和实验质量流密度随长径比的变化；曲线2、4表示压力为19.3 MPa，温度534 K时，计算质量流密度与实验质量流密度随长径比的变化。图5得到流体质量流密度随长径比的增加而减小。当长径比较短，质量流密度数值变化大；当长径比较长，质量流密度变化较小。在L/D较小时，模拟计算得到质量流密度随长径比的变化趋势与实验变化一致。 表7表示长径比为48，相同压力不同温度下的计算结果。 表7得到计算质量流密度与实验的误差在25%以内。图6表示在长径比为48，压力为10.1 MPa的条件下，质量流密度随温度的变化关系图。在340 K到400 K的温度范围内，质量流密度随着温度的增 图4. 压力随入口温度变化关系图 [ 3 ] Table 6 Mass flow density calculation result 编号 1 2 3 4 5 6 7 8 长径比 3.7 7.3 14.7 48 压力(MPa) 19.5 19.2 19.5 19.3 19.5 19.3 19.5 19.2 温度(K) 412.85 536.85 411.15 534.45 416.05 531.75 413.15 533.15 质量流率(kg/s) 24.9 18.57 1.52 1.14 0.36 0.27 1.75 1.30 面积(10 −4 m −2 ) 5.07 5.07 0.317 0.317 0.079 0.079 0.385 0.385 Fluent质量流密度(10 4 kg/s∙m 2 ) 4.91 3.67 4.83 3.63 4.60 3.47 4.56 3.42 实验质量流密度(10 4 kg/s∙m 2 ) 4.18 3.18 4.15 3.05 3.90 2.89 误差 18% 15% 16% 19% 18% 20% 表6. 质量流密度计算结果 图5. 质量流量密度随长径比的变化图 图6. 长径比为48不同温度下的质量流密度变化图 Table 7 Length to diameter ratio of 48 different temperature mass flow density result 编号 1 2 3 4 长径比 48 压力(MPa) 10.1 温度(K) 343 363 378 403 质量流率(Kg/s) 1.00 0.89 0.84 0.78 面积(10 −5 m −2 ) 3.85 3.85 3.85 3.85 Fluent质量流密度(10 4 kg/s∙m 2 ) 2.60 2.32 2.20 2.04 实验质量流密度(10 4 kg/s∙m 2 ) 2.10 1.89 1.75 1.68 误差 24% 23% 25% 22% 表7. 长径比为48不同温度下质量流密度结果 加而降低，计算与实验的变化趋势一致。随着温度的增加，流体密度下降，从而影响质量流密度下降，计算结果与理论相符。
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user: 4. 结论 基于Fluent 15.0模拟超临界二氧化碳临界流现象，从数值计算角度给临界流研究提供新的思路和参考。模拟结果与实验结果对比，定性上具有相同的压力分布规律以及出口流动形态，对于临界流密度的定量预测误差在25%以内，对比结果表明数值计算模型是合理的，计算得到的相关参数结果具有参考价值。 超临界二氧化碳临界流数值模拟结果表明质量流密度受到长径比和温度的影响，随着长径比的增加，质量流密度下降；随温度的上升，质量流密度下降。
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user: 摘 要 分析了治理已形成的灰霾空气所用方法的现状，治理方法包括过滤、吸附、湿法除尘、水溶液吸收、静电除尘、负离子、催化等基本方法及其组合，应用于室内、室外、街道、城市区域、大气等范围。室内灰霾治理研究充分，技术成熟，已有商品化装置。随着灰霾空气治理范围增大，治理装置体积增大、费用增加、难度增加。对大范围灰霾治理，使用方便、起效快、持续时间长、费用低的治理方法仍然是一个难题，成为研发重点。 关键词 :大气污染防治工程，灰霾，治理，治标方法，除尘 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 灰霾是大量极细微的干尘粒等均匀地浮游在空中，使水平能见度小于10 km的空气普遍混浊现象 [ 1 ] 。灰霾粒子尺度从0.001 μm到10 μm，平均在1~2 μm左右，主要成分是空气中存在的有机气溶胶粒子和极细的固体颗粒。作为一种自然现象，灰霾形成有三方面因素：水平方向静风现象；垂直方向逆温现象 [ 2 ] ，使大气层低空的垂直运动受到限制；大气中悬浮颗粒物增加。在稳定的大气环境中，没有空气流动，细微颗粒悬浮在大气中平衡稳定，不能沉积下来形成灰霾。 相应灰霾出现的原因，治理方法分为两类 [ 3 ] ，治本方法是控制污染物排放，治标方法是使用外加手段增加大气自净能力，消减已出现的灰霾。灰霾天气需要标本兼治，治本是核心，但以牺牲经济发展为代价，治标为治本积累经验和提供缓冲时间，作为出现严重灰霾天气时的紧急预案实施，及时、快速治理灰霾空气。
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user: 2. 室内灰霾空气治理 室内空间有限、气体量小、治理装置小，要求处理精度高、时间短、速度快，费用高的方法可以承受。空气净化器使用两种或多种方法组合，很少使用一种方法，结构复杂，有效清除微粒、细菌、异味、有毒气体 [ 4 ] 。对室内灰霾空气治理研究充分，技术成熟，已有商品化装置用于会议室、教室、幼儿园、医院、生产车间、体育馆等人员密集的室内场所。 2.1. 用于室内的方法 过滤是常用的气固分离方法，使用活性炭纤维滤芯、负氧离子发生器 [ 5 ] ，利用活性炭纤维对微粒、有机气体的附着作用强力除尘，负离子与灰霾粒子结合凝聚成团沉降地面，净化室内空气。对于粒径越小的微粒，负离子的作用越好。空气流过电气石质蜂窝体被电极化而产生负离子 [ 6 ] ，负离子与带正电荷的细微颗粒发生中和作用聚集沉降。结合负离子对气体污染物的化学降解和电气石吸附重金属离子和酸根离子，净化空气。使用滤网过滤灰霾空气的细微颗粒，滤网孔径需要小于颗粒尺寸，属于微米级过滤。对应的滤网价格高，处理费用高，还必须有足够的压力才能把空气吹过滤网。在过滤网上加静电及负离子 [ 7 ] [ 8 ] ，静电使颗粒与滤网作用加强，能使用较大孔径滤网、实现低风阻过滤。灰霾和臭氧空气净化过滤器设有PM2.5颗粒物过滤层、有机污染物净化层、臭氧催化过滤层、抗菌过滤层和负离子发生层 [ 9 ] ，增加对有机污染物的催化转化功能、对细菌的杀灭作用。 细微颗粒在大气中的沉降速度小，落到地面时间长，容易受到干扰而被重新扬起到空中。通过加湿、加压、降温，增加空气相对湿度 [ 10 ] ，使雾霾中水气液化，小水滴粒径变大，气溶胶粒子吸收水分粒径变大、霾粒转化为雾滴，通过自身沉降从空气中快速除去。在大气中喷洒水雾，使颗粒湿润，尺寸变大、颗粒间易于粘结在一起形成大颗粒，沉降速度变大，能分离出0.1 μm的细微颗粒。经过湿法除尘，已分离出来的固体颗粒进入液体中，从根本上消除细微颗粒的二次飞扬。室外的污染空气经过活性炭过滤网和喷溅有重金属纤维过滤网过滤、吸附、杀菌，再和水充分混合过滤 [ 11 ] ，空气中的雾霾、有害气体和微粒溶解到水里，处理干净的空气送入室内。建筑物室内新风系统 [ 12 ] 用初效过滤去除大颗粒，淋水预处理洗涤亲水型的PM2.5及其它杂质，增加空气湿度，静电除尘捕集憎水型的PM2.5及其它杂质。静电除尘能捕集0.1 μm甚至更小的尘粒，除尘效果好，但费用高。在湿法除尘中加入酸、碱，消除碱性、酸性污染物 [ 13 ] ，空气经酸洗、碱洗、水洗后进入静电除尘器、负离子发生器，净化室内空气。 2.2. 室内外均可用的方法 由于室内外均可使用，空气处理量变大、装置变大，相比室内方法简化，是简单方法组合。 过滤网连接电极 [ 14 ] ，或过滤器与静电净化器分开 [ 15 ] ，在空气中产生电场，电离PM2.5灰尘和细菌，在滤网与电场的共同作用下，收集处理灰尘和细菌。在风道内安装过滤网、降尘吸附装置、喷雾装置 [ 16 ] ，将过滤、吸附、湿法除尘结合在一起。污染空气经超微气泡发生装置、水雾发生装置进行净化，截留颗粒物及有毒有害物质，再经水雾截留装置排放 [ 17 ] ，适用于家庭、单位、学校、公交站、化工厂、施工隧道等场所的雾霾及粉尘治理。利用水溶液对室内外公共区域空气中污染物的吸收、溶解以及化学反应 [ 18 ] ，将污染物从气体中分离。 高分子粘液 [ 19 ] 、固体 [ 20 ] 均可作为吸附介质，置于气体通道表面，粘附空气中的细微颗粒。使用光触媒纳米二氧化钛喷涂在室内、室外 [ 21 ] ，与雾霾空气接触时，可分解雾霾中的有机物，使其降解成水、二氧化碳等，剩余无机部分形成易溶于水的硝酸盐、硫酸盐，从空气中沉积下来。