氯化鍶非平衡吸附動力學(xué)模型及其在制冷中的應(yīng)用

安國亮，王麗偉，周志松，江龍，王如竹

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氯化鍶非平衡吸附動力學(xué)模型及其在制冷中的應(yīng)用

安國亮，王麗偉，周志松，江龍，王如竹

（上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200240）

為了研究氯化鍶混合吸附劑-氨氣工質(zhì)對的非平衡吸附動力學(xué)模型，對混合比例為4:1（氯化鍶:膨脹硫化石墨）的氯化鍶-膨脹硫化石墨混合吸附劑的吸附與解吸性能進行了測試與研究。發(fā)現(xiàn)其非平衡吸附過程是雙變量控制過程而不是單變量控制過程。通過對其等壓吸附/解吸過程及解吸滯后現(xiàn)象進行進一步分析，建立了氯化鍶混合吸附劑的動力學(xué)模型。分別用理論、實驗及模型數(shù)據(jù)擬合吸附制冷過程的COP和制冷量，結(jié)果表明，所建立的非平衡動力學(xué)模型的擬合結(jié)果和實際結(jié)果吻合得很好。例如在蒸發(fā)溫度為0℃、環(huán)境溫度為25℃、熱源溫度為90.5℃以上時，擬合COP所帶來的最大誤差只有1.0%，而理論的平衡吸附性能計算所帶來的最大誤差為25.8%；理論得到的制冷量比實際值偏高188.1%，而擬合值只比實際值偏高2.1%。

吸附；吸附劑；動力學(xué)模型；非平衡；滯后

引 言

隨著人類社會的進步及可持續(xù)發(fā)展能源戰(zhàn)略的提出與逐步實施，提高能源利用的范圍、效率與環(huán)境保護成為了人們的共識。作為一種綠色環(huán)保的制冷技術(shù)，吸附式制冷在1992年巴黎首屆國際固體吸附式制冷大會召開以后受到了廣泛的關(guān)注。吸附式制冷可以利用低品位熱能驅(qū)動[1]，所以電廠、化工廠、燃氣輪機、柴油機產(chǎn)生的余熱[2]，以及太陽能等熱能都可以被吸附式制冷技術(shù)利用起來。到目前為止，物理吸附中的硅膠-水吸附機組已經(jīng)投入了使用[3-4]?；瘜W(xué)吸附中的金屬氯化物-氨相對于硅膠-水吸附工質(zhì)對有著制冷溫度低、循環(huán)吸附量大等優(yōu)勢，具有很大的發(fā)展前景。金屬氯化物-氨最為顯著的特點是在吸附與解吸過程中會產(chǎn)生滯后現(xiàn)象。這種滯后現(xiàn)象一方面可能是由于配制的金屬氯化物固體吸附劑表面不同大小不同形狀的孔隙結(jié)構(gòu)造成的[5-6]，另一方面可能也受到化學(xué)吸附活化能的影響（脫附活化能遠大于吸附活化能[7]）。

已經(jīng)提出的化學(xué)吸附動力學(xué)模型從研究對象方面可以分為兩大部分：一部分是研究吸附速率或吸附量和時間的關(guān)系，其中比較有代表性的是Tykodi[8]提出的唯象模型、Mazet等[9]提出的整體反應(yīng)模型以及Goetz等[10]提出的晶體小球唯象模型等，后來Lu等[11]對Goetz模型進行了簡化，王麗偉[12]對Goetz模型進行了改進。還有一部分是研究吸附量和壓力的關(guān)系，包括單分子層Langmuir等溫式、Freundlich吸附等溫式、多分子層BET公式等。但是前人對金屬氯化物-氨的模型研究主要集中在平衡過程，對非平衡過程中的研究相對較少。而實際的工作條件下吸附系統(tǒng)都是工作在交變的非平衡過程中，所以一些平衡條件下的結(jié)論不再適用。最近，Zhou等[13]分析了氯化錳、氯化鈣、氯化銨3種鹽的吸附性能，嘗試對滯后現(xiàn)象建立模型進行分析。并討論了采用D-A方程、Spinner模型以及Arrhenius方程的適用性。

新發(fā)現(xiàn)的現(xiàn)象表明，化學(xué)吸附劑中添加了多孔介質(zhì)膨脹硫化石墨以后，其非平衡吸附模型與物理吸附的D-A模型擬合較好，同時吸附滯后現(xiàn)象與反應(yīng)熱相關(guān)。

為了對這個現(xiàn)象進行深入研究，對氯化鍶-膨脹硫化石墨進行了吸附解吸特性測試與分析，試圖從機理上解釋解吸滯后現(xiàn)象產(chǎn)生的原因，之后建立了適用于氯化鍶吸附過程的擬合模型，并利用模型進行系統(tǒng)平衡態(tài)與非平衡態(tài)下制冷性能的對比研究。

1 吸附解吸特性分析

為強化吸附劑的傳熱傳質(zhì)性能，有研究學(xué)者分別以泡沫金屬[14-15]、膨脹石墨[16-18]以及復(fù)合材料[19]作為導(dǎo)熱基質(zhì)。而本研究中所采用的吸附工質(zhì)對是氯化鍶膨脹硫化石墨混合吸附劑-氨氣工質(zhì)對。這種吸附劑具有高的熱傳導(dǎo)和較理想的氣體滲透性，并且可以明顯地緩解吸附劑的結(jié)塊現(xiàn)象。在配制的過程中，采用浸漬法，先將氯化鍶溶于水，再將膨脹硫化石墨浸入到氯化鍶水溶液中，然后進行烘干，最后采用模具壓制成固化吸附劑。詳細的配制過程見文獻[20]。前期研究表明，金屬氯化物與基質(zhì)的比例為4:1時，吸附性能較好[12]。為此選定氯化鹽和膨脹石墨的混合比例為4:1。

1.1 吸附性能的測試原理

吸附性能測試所采用的具體的測試裝置如圖1所示。

圖1 吸附性能測試實驗裝置

測試系統(tǒng)由吸附床、蒸發(fā)/冷凝罐、恒溫槽、壓差液位器、閥門、傳感器等組成。其中蒸發(fā)/冷凝罐根據(jù)操作工況的不同，分別作為蒸發(fā)器或者冷凝器使用。吸附床和蒸發(fā)/冷凝罐的溫度由3個恒溫器控制，相當(dāng)于分別提供加熱水路、冷卻水路、冷凍 水路。

測試過程包括兩個部分：

（1）加熱解吸。利用一個恒溫槽將蒸發(fā)/冷凝罐（此時充當(dāng)冷凝器）的溫度控制在合適的冷凝溫度，用另一個恒溫槽控制吸附床的溫度。在每一個測點當(dāng)數(shù)據(jù)在5 min以內(nèi)保持穩(wěn)定不再變化時，記錄數(shù)據(jù)，并升溫進入下一測點，這樣循環(huán)操作一直加熱到最高解吸溫度。

（2）冷卻吸附。為加熱解吸的逆過程，一直降溫到接近環(huán)境溫度。

首先針對數(shù)據(jù)得到了非平衡Clapeyron反應(yīng)曲線，此時所采用的測試數(shù)據(jù)是在近似等容情況下完成的（吸附解吸會造成吸附劑體積的變化，但這部分體積的變化量相對于整個裝置的體積較小，所以忽略不計）。也就是吸附床吸附氨到指定的摩爾吸附量后（3、4、5、6、7、8 mol·mol-1），關(guān)閉系統(tǒng)所有閥門，然后測試指定摩爾吸附量下溫度與壓力的關(guān)系，從而得到氯化鍶-氨的Clapeyron反應(yīng)曲線。

其次進行了等壓條件下吸附性能的分析。此時由于閥V1和V3都是開啟的，吸附床與冷凝/蒸發(fā)器（內(nèi)部氨為飽和狀態(tài)）直接相連，從而通過控制冷凝/蒸發(fā)器的溫度可以保證吸附床內(nèi)部的壓力近似不變，進而得到不同的等壓吸附與解吸曲線。

1.2 吸附解吸特性分析

1.2.1 吸附特性 等容條件下分析得到氯化鍶-氨的Clapeyron反應(yīng)曲線，如圖2所示。

圖2 氯化鍶-氨工質(zhì)對的實驗和理論Clapeyron曲線

從圖2中可以看出，當(dāng)氨的摩爾吸附量在3～6.3 mol·mol-1時，非平衡Clapeyron線與理論平衡線很接近，偏差較小。但是當(dāng)摩爾吸附量增大到7 mol·mol-1時，非平衡線始終位于平衡線上方，有較明顯偏差；當(dāng)摩爾吸附量達到最大的7.8 mol·mol-1時，偏差更加明顯。而除了7.8 mol·mol-1的條件下，各實驗曲線都與理論線大致呈平行的關(guān)系。所以，在非平衡吸附過程中，不能僅憑單一的溫度或壓力就能確定其具體的過程，比如在同樣的溫度下可能進行著不同摩爾數(shù)的非平衡吸附。因此，氯化鍶-氨工質(zhì)對的非平衡的吸附/解吸過程是雙變量控制過程而非單變量控制過程。

這主要是因為理論的平衡吸附過程是在一個小容器中進行毫克級的平衡測試，不會受到傳熱傳質(zhì)等影響。但實際工況都是大量吸附劑在有傳熱傳質(zhì)條件下的非平衡吸附過程，這與理論的平衡過程會有較大的偏差。

1.2.2 等壓吸附解吸曲線與解吸滯后現(xiàn)象分析 對5組不同約束壓力下（冷凝/蒸發(fā)器內(nèi)溫度對應(yīng)的飽和壓力）的數(shù)據(jù)進行測試，其中兩組典型結(jié)果如圖3所示，圖中的約束壓力表示的是吸附和解吸過程的平均約束壓力。

圖3中“圖2的實驗數(shù)據(jù)”是根據(jù)分析圖2中的實驗結(jié)果得到的，可以看到吸附和解吸線正好將此非平衡線包圍，證明了結(jié)果的可靠性。圖3中還可以看到，降溫吸附過程中，只有在溫度低于某一數(shù)值時，才開始吸附；在升溫解吸過程中，只有在溫度高于某一數(shù)值時，才開始解吸。而這一溫度恰好近似為吸附/解吸開始的分界線。造成這一現(xiàn)象的原因可以用化學(xué)勢理論來解釋。實驗的吸附/解吸過程是非平衡的，對于降溫吸附過程，只有當(dāng)吸附床內(nèi)的溫度對應(yīng)的平衡壓力(eq)小于約束壓力c時，制冷劑才會從蒸發(fā)器轉(zhuǎn)移到吸附床內(nèi)（從化學(xué)勢高的地方轉(zhuǎn)移到化學(xué)勢低的地方）；同理，對于升溫解吸過程，只有(eq)大于c時，制冷劑才會從吸附床轉(zhuǎn)移到冷凝器中。而平衡過程的eq一直等于c，所以吸附和解吸線會重合，沒有滯后。

圖3 不同約束壓力下的氯化鍶-氨吸附/解吸過程的摩爾吸附量與吸附溫度關(guān)系

另一個值得注意的問題是約束壓力對于滯后面積的影響。為本文定義的滯后面積，是分析圖3得到的。由于圖3的橫縱坐標單位分別為K與mol·mol-1，所以相乘得到的滯后面積單位即為K。因為對于物理吸附，隨著約束壓力的增高，滯后會越來越小，基本不存在吸附滯后。但是對于氯化鍶的化學(xué)吸附，這一規(guī)律是否成立需要驗證。

由于實驗點并非連續(xù)的，所以得出滯后面積離散化公式如式（1）所示

計算結(jié)果見表1。

表1 約束壓力與滯后面積的關(guān)系

從表1中可以看出，盡管隨著約束壓力的增大，滯后面積有縮小的趨勢，但是關(guān)系并不明確。即約束壓力c可以確定吸附和解吸的溫度區(qū)間，但是不能決定吸附滯后的大小。

2 吸附動力學(xué)模型研究

對于氯化鍶，根據(jù)圖3可知，其吸附線和理論線有一定的差距，所以不適合采用傳統(tǒng)的理論模型進行擬合。但氯化鍶的吸附過程可以很好地用化學(xué)勢控制原理來解釋，所以需要定性地分析影響-關(guān)系的因素，進而提出假設(shè)模型，再通過實驗數(shù)據(jù)進行驗證。

根據(jù)圖3，可以明顯地看到對于吸附過程，化學(xué)勢越大，吸附量就會越大，即吸附、解吸量和化學(xué)勢呈正比。化學(xué)勢的計算式[21]如式（2）所示

式中，(NH3,gas)為冷凝蒸發(fā)器中的壓力；(NH3, solid)為吸附床溫度對應(yīng)的平衡壓力。

然而對于不同的鹽，即使化學(xué)勢相同，-的關(guān)系曲線也不相同，這就要考慮化學(xué)吸附活化能等的影響。

先根據(jù)Arrhenius公式[22]，引入吸附速率常數(shù)如式（3）所示

式中，a為吸附過程對應(yīng)的指前因子；a為吸附過程的活化能。

盡管吸附速率常數(shù)是和吸附速率直接相關(guān)的，實際上吸附速率常數(shù)也會對-的關(guān)系產(chǎn)生影響。因為宏觀的吸附量實際上是微觀吸附的統(tǒng)計結(jié)果，活化能也是統(tǒng)計量。吸附活化能越大，就意味著對于相同數(shù)量的分子，吸附過程需要更大的驅(qū)動力以及更大的能量來克服活化能。換個角度，就是說活化能和吸附量之間呈反比關(guān)系。

同時，由于降低溫度會使化學(xué)反應(yīng)的速率下降，而升溫會使化學(xué)反應(yīng)的速率提高，所以為了從定性的結(jié)論導(dǎo)出定量的結(jié)果，參考式（3），得出

對于吸附過程，由簡單碰撞理論[23]，指前因子可表示為

(5)

式中，為修正因子；為Avogadro常數(shù)；為碰撞的有效截面；B為Boltzmann常數(shù)；為折合質(zhì)量；為整合常數(shù)。

實際上，隨著吸附反應(yīng)的進行，活化能隨表面覆蓋度的增加而減小。本模型簡化認為其為常數(shù)，采用數(shù)值為Neveu等[24]的測定結(jié)果。

為顯示吸附反應(yīng)進度，引入反應(yīng)完成度因子

式中，max為對應(yīng)反應(yīng)平臺的最大吸附量，a的大小在0到1之間。

為了避免公式過擬合，將所有常數(shù)項都提出來作為指前因子，此時指前因子已經(jīng)不具有物理意義，只是數(shù)學(xué)上的表示。

結(jié)合式（2）～式（6）推出吸附量與吸附溫度的模型為

利用1stopt編程進行3個未知參數(shù)的擬合，最優(yōu)化原則為最小二乘法，優(yōu)化算法為標準簡面體爬山法以及通用全局優(yōu)化法。在選取擬合點時考慮了以下兩點。

（1）以等溫度間距方式取點，從而避免由于部分擬合數(shù)據(jù)溫度集中所帶來的擬合失效。

（2）確定反應(yīng)開始和反應(yīng)結(jié)束所對應(yīng)的溫度，也就是選取有意義的溫度區(qū)間去擬合?；谝陨系目紤]后，對4種不同的約束壓力下的吸附過程擬合結(jié)果如表2及圖4所示。

表2 化學(xué)勢及活化能控制模型擬合結(jié)果

圖4 氯化鍶吸附過程擬合曲線與實驗點對比

從擬合圖像上進行對比，擬合效果較好，2值較大。從擬合參數(shù)進行分析，由于化學(xué)勢控制模型中只有兩個未知參數(shù)，而其中指前因子又不具備物理意義，所以著重考慮吸附活化能參數(shù)。可以看到吸附活化能集中在6000～16000區(qū)間內(nèi)，這個擬合數(shù)值結(jié)果在合理范圍之內(nèi)。所以從和物理意義相符的角度分析，化學(xué)勢及活化能控制模型對吸附過程有較好的擬合效果。

3 非平衡條件下制冷性能分析

為了驗證所建立的吸附動力學(xué)方程的可靠性，并研究采用平衡與非平衡數(shù)據(jù)進行制冷性能擬合的差異，進行了間歇式制冷循環(huán)的性能分析。

由于本實驗是在準平衡與非平衡的條件下交替進行測試的，所得出的數(shù)據(jù)是狀態(tài)點，無法體現(xiàn)出和時間、速率相關(guān)的因素，也就無法得知SCP值。所以，本文只對氯化鍶的制冷量及COP進行研究。

制冷量及COP的計算公式如下

式中，total為混合吸附劑中氯化鍶的總質(zhì)量，salt為氯化鍶的分子量；Δ為循環(huán)吸附量；a為氨的汽化潛熱；am為氨的比熱容；en、e分別為環(huán)境溫度和蒸發(fā)溫度。

(9)

式中，Δ為反應(yīng)焓（用Neveu等[24]的氯化鍶-氨反應(yīng)焓測定結(jié)果近似混合吸附劑反應(yīng)焓）；h為最高加熱溫度；ps為吸附劑的比熱容；為瞬時摩爾吸附量。

為了更全面地對實驗數(shù)據(jù)、擬合數(shù)據(jù)、理論平衡數(shù)據(jù)進行對比研究，進行兩種計算。一是固定蒸發(fā)溫度與環(huán)境溫度，研究熱源加熱溫度對COP的影響；二是固定蒸發(fā)溫度與熱源溫度，研究環(huán)境溫度對COP的影響。

由COP的計算公式（9）可知，解吸過程中解吸量和溫度的關(guān)系對其有重要的影響。而由于本研究只進行了吸附模型的分析，并未從機理上分析得出解吸模型。在觀察氯化鍶滯后圈的形狀后發(fā)現(xiàn)其近似是“四邊形”，但中間吸附量的滯后溫差（在相同吸附量下，吸附線和解吸線對應(yīng)的溫度的差值）相對較小。故只從數(shù)學(xué)角度分析，采用二次曲線擬合，在蒸發(fā)溫度0℃、環(huán)境溫度25℃下得出實驗及擬合滯后溫差與反應(yīng)進程的關(guān)系如圖5所示?？梢钥吹娇梢院芎玫乇憩F(xiàn)這種滯后圈的特點，相關(guān)系數(shù)較高。

故氯化鍶解吸過程的擬合采用間接法：由化學(xué)勢及活化能控制模型擬合得到吸附過程，再用二次曲線擬合滯后圈，從而得到解吸過程。在無法直接準確地擬合出解吸過程的情況下，可以采用這種間接法進行擬合，并進行后續(xù)的性能計算。

圖5 實驗及擬合滯后溫差與反應(yīng)進程的關(guān)系

首先研究固定蒸發(fā)溫度和環(huán)境溫度時，改變熱源加熱溫度對氯化鍶COP及制冷量的影響。取蒸發(fā)溫度為0℃、環(huán)境溫度為25℃，得到圖6。

圖6 固定蒸發(fā)溫度與環(huán)境溫度時的制冷性能

需要注意的是，按照化學(xué)吸附理論，解吸過程中由于需要化學(xué)勢的推動，應(yīng)該是實驗開始反應(yīng)點的溫度比理論平衡開始反應(yīng)點的溫度高。但由于本文采用的是氯化鍶-膨脹硫化石墨混合吸附劑，其物性與氯化鍶化學(xué)吸附劑會有差別，而目前并沒有混合吸附劑的物性理論數(shù)據(jù)，所以只能采用氯化鍶化學(xué)吸附劑的理論數(shù)據(jù)來與實驗數(shù)據(jù)對比，所以出現(xiàn)了理論平衡起始反應(yīng)溫度反而高于實驗數(shù)據(jù)的現(xiàn)象。

圖6中，每一個點的COP指的是從環(huán)境溫度加熱到指定溫度點這一過程中的平均COP。由于理論平衡過程是單變量控制，在達到指定解吸溫度以前，不會發(fā)生任何反應(yīng)。而到了解吸溫度點，則直接解吸完全。當(dāng)溫度高于解吸溫度點時，解吸量已經(jīng)不再發(fā)生變化了。所以理論平衡過程的COP曲線呈現(xiàn)出在指定溫度點前為零，在指定溫度點后逐漸下降的特點。理論平衡條件下是不存在解吸滯后的，所以從最大COP的差別也可以看到解吸滯后使得系統(tǒng)的性能系數(shù)下降。而擬合曲線可以較好地反映這一點，相比于理論解更接近于實際狀況，擬合得到的性能系數(shù)的誤差也更小。例如在蒸發(fā)溫度為0℃、環(huán)境溫度為25℃、熱源溫度為90.5℃時，擬合所帶來的最大誤差只有1.0%，而理論平衡計算所帶來的最大誤差為25.8%。擬合過程的優(yōu)勢是可以更好地還原氯化鍶實際解吸過程的制冷性能的細節(jié)特點，并且比理論過程更加準確。

圖6中的制冷量變化和COP相似，制冷量的結(jié)果也表現(xiàn)出了模型相對于理論值的優(yōu)越性，在整個熱源溫度區(qū)間內(nèi)，模型擬合和實驗得到的結(jié)果吻合得都很好。在開始反應(yīng)以后的溫度分區(qū)內(nèi)，理論值都偏高，這明顯地表現(xiàn)出了解吸滯后會導(dǎo)致同樣熱源溫度下的制冷量減少。對于蒸發(fā)溫度為0℃下的情況，當(dāng)理論解吸在90.5℃時達到最大值時，理論得到的制冷量比實際值偏高188.1%，而擬合值只比實際值偏高2.1%。

固定蒸發(fā)溫度和熱源溫度，研究不同環(huán)境溫度對系統(tǒng)COP的影響。這里熱源溫度定為圖6中得到的最佳COP所對應(yīng)的實驗溫度。得到的結(jié)果如圖7所示。

從圖7中可以看到，理論數(shù)據(jù)、實驗、新建立的模型得到的COP隨環(huán)境溫度的上升而略有下降。這是因為提高環(huán)境溫度時，盡管加熱吸附床所消耗的能量少了，但是環(huán)境溫度和蒸發(fā)溫度之間差值的增大帶來了冷量更多的損失。這說明在最佳熱源溫度不變的情況下，降低環(huán)境溫度，可以得到更高的COP。同樣，其中理論平衡值對應(yīng)的COP要遠遠大于實驗值，比實驗值偏高13.6%。

圖7 固定蒸發(fā)溫度與熱源溫度時COP隨環(huán)境溫度的變化關(guān)系

4 結(jié) 論

通過對氯化鍶-膨脹硫化石墨混合吸附劑的非平衡吸附過程進行研究，建立了化學(xué)勢及活化能控制模型，所得到的結(jié)論如下。

（1）氯化鍶-膨脹硫化石墨混合吸附劑的非平衡吸附過程呈現(xiàn)出明顯的雙變量控制現(xiàn)象，即由溫度、壓力共同決定，而非前人認為的單變量控制。

（2）氯化鍶的理論線在吸附線和解吸線的中間，解吸滯后現(xiàn)象較明顯，滯后圈較大，并且可以用化學(xué)勢、約束壓力控制原理解釋，但單憑約束壓力并不能確定滯后圈的面積大小。

（3）為了驗證模型的合理性，采用理論平衡數(shù)據(jù)、非平衡實驗數(shù)據(jù)、以及新建的模型計算了制冷性能，對比研究后發(fā)現(xiàn)，如果采用平衡過程來分析系統(tǒng)的制冷性能，會產(chǎn)生較大的誤差（一般在20%以上）；而采用所建立的吸附動力學(xué)模型來模擬實驗結(jié)果，所得到的制冷性能結(jié)果和實際吻合得很好（誤差一般在5%以內(nèi)），可以擬合出COP和制冷量的細節(jié)特征。

但值得注意的是，本文的氯化鍶的模型并不是嚴格地從物理化學(xué)公式中推導(dǎo)出來的，而是通過定性分析定量表示的方法進行嘗試。在很難通過量子化學(xué)等方法對非平衡吸附性能進行嚴格推導(dǎo)的情況下，這種方法有一定的實際應(yīng)用價值，但是仍要不斷改善以達到不同工況的適應(yīng)性。

符 號 說 明

A——Arrhenius公式中的指前因子 cam——氨的比熱容，J·mol-1·K-1 cps——吸附劑的比熱容，J·mol-1·K-1 Ea——吸附活化能，J ?H——吸附熱，J KB——Boltzmann常數(shù)，J·K-1 ka——吸附速率常數(shù) L——Avogadro常數(shù)，mol-1 La——氨的汽化潛熱，J·mol-1 Msalt——氯化鍶的分子量 mtotal——混合吸附劑中氯化鍶的總質(zhì)量，kg P——修正因子 p(NH3,gas)——蒸發(fā)冷凝器中的壓力，Pa p(NH3,solid)——吸附床溫度對應(yīng)的平衡壓力，Pa S——解吸滯后圍成曲線面積，K Te——蒸發(fā)溫度，K Ten——環(huán)境溫度，K Th——最高加熱溫度，K x——摩爾吸附量，mol·mol-1 ?x——循環(huán)摩爾吸附量，mol·mol-1 xmax——反應(yīng)平臺最大吸附量，mol·mol-1 μ——折合質(zhì)量，kg ?μ——化學(xué)勢，J·mol-1 σ——碰撞有效截面，m2 下角標 a——吸附過程 d——解吸過程

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Non-equilibrium sorption kinetic models of SrCl2and its application for refrigeration

AN Guoliang, WANG Liwei, ZHOU Zhisong, JIANG Long, WANG Ruzhu

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)

To research the non-equilibrium sorption kinetic models of SrCl2compound sorbents-NH3working pairs, the sorption and desorption performance of SrCl2-expanded natural graphite treated with sulfuric acid (ENG-TSA) composite sorbents with the ratio of 4:1 (SrCl2:ENG-TSA) is tested and researched. Results show that the non-equilibrium sorption processes are controlled by two variables other than single variable. Then, the isobaric sorption/desorption processes and the hysteresis phenomena were analyzed, and the kinetic models were established. The refrigeration performance of composite sorbents is studied, and the corresponding COP and theoretical refrigerating capacity are analyzed by equilibrium data, experimental data, and modelling data, respectively. The results show that the established kinetic model fit the experimental data well. For instance, compared with the experimental data the error of COP by the established kinetic model is less than 1%, while that value by theoretical equilibrium data is 25.8% (under the condition of evaporating temperature of 0℃, environmental temperature of 25℃, and heating temperature higher than 90.5℃). The system refrigerating capacity obtained by theoretical equilibrium data is 188.1% higher than that gotten from the experimental data, while the value by kinetic model is just 2.1%.

solid sorption; sorbents; kinetic model; non-equilibrium; hysteresis

10.11949/j.issn.0438-1157.20161310

TQ 028.8

A

0438—1157（2017）06—2483—08

王麗偉。

安國亮（1993—），男，碩士研究生。

國家自然科學(xué)基金項目（51576120）。

2016-09-19收到初稿，2017-02-27收到修改稿。

2016-09-19.

Prof. WANG Liwei, lwwang@sjtu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51576120).