熱泵中氨基甲酸銨分解反應特性及反應器結(jié)構優(yōu)化

劉炫麟，王驛凱，戴蘇洲，殷勇高

（東南大學能源與環(huán)境學院，江蘇 南京 210096）

熱泵技術是一種高效的余熱回收技術。相比于基于制冷劑相變的傳統(tǒng)熱泵，基于化學反應的化學熱泵能量變化更劇烈[1]。目前化學熱泵主要集中在中高溫工業(yè)余熱，常見物質(zhì)包括水合物[2]、氨合物[3]、氫氧化物[4]、氫化物[5]、碳酸鹽、有機物[6]等。由于缺少高效合適的化學反應，目前對回收低溫余熱的化學熱泵研究較少，尤其是60℃以下的余熱。

氨基甲酸銨（ammonium carbamate，AC）是一種廉價易得的高能量密度材料，在電子設備冷卻[7-8]、太陽能儲熱[9]、熱管理[10]等領域有很大的應用前景。本文作者課題組基于AC 構建了一種低品位熱源驅(qū)動的新型化學熱泵循環(huán)，并對不同形式的循環(huán)系統(tǒng)進行理論計算，研究表明：相比于傳統(tǒng)熱泵系統(tǒng)，基于AC 的吸附式系統(tǒng)[11]、壓縮式系統(tǒng)[12]、吸收-壓縮復合熱泵系統(tǒng)[13]等的性能均有明顯提高。Dai等[14]對基于AC新型壓縮式熱泵循環(huán)進行了對比研究，結(jié)果表明相比于R1234y 壓縮式熱泵循環(huán)，AC 壓縮式熱泵循環(huán)COP 提高了37.1%，且溫度越高，AC 壓縮式熱泵循環(huán)的優(yōu)勢越明顯。以上工作主要是對系統(tǒng)熱力學性能進行分析研究，目前還缺少熱泵工況下AC 分解反應特性與反應器結(jié)構優(yōu)化的針對性研究。

目前常見的熱化學反應器形式主要有釜式反應器、管式反應器、固定床反應器和流化床反應器等。其中管式反應器[15]符合AC 連續(xù)流動和快速反應的要求，且管式換熱具有體積小、表面積大、返混程度小、可控性高等特點。Cosquillo Mejia 等[16]比較研究了不同形式的三相殼管式熱化學反應器，發(fā)現(xiàn)管殼式反應器具有結(jié)構簡單、易于加工、便于更換內(nèi)部材料等優(yōu)點。Kowsaria 等[17]對平行扁管形熱化學反應器進行分析，利用數(shù)值模擬研究反應器幾何特征對性能的影響。因此本研究選用管式反應器作為AC分解反應器的基本形式。

本文利用數(shù)值模擬對熱泵工況下AC 分解反應特性進行分析，研究不同因素對分解反應過程的影響規(guī)律，獲得分解反應在流動傳熱過程中的分解反應速率和轉(zhuǎn)化率等，并結(jié)合影響規(guī)律，對AC 反應器的管形和結(jié)構進行優(yōu)化分析，最終獲得適用于熱泵工況的AC 分解反應器的結(jié)構形式和參數(shù)，為基于AC 化學反應的熱泵系統(tǒng)的搭建和優(yōu)化奠定了基礎。

1 實驗系統(tǒng)介紹

在熱泵工況下，基于AC 的分解反應特性研究系統(tǒng)如圖1 所示。為實現(xiàn)AC 在系統(tǒng)內(nèi)的流動，將AC 溶于溶劑乙二醇（ethylene glycol，EG）中，形成AC/EG 溶液。溶液中的AC會在20～100℃之間發(fā)生分解反應，分解生成二氧化碳（CO2）和氨氣（NH3），分解過程中伴隨吸熱效應，每千克氨基甲酸銨的分解焓高達2010kJ/kg[式(1)]。

圖1 基于AC的分解反應特性研究系統(tǒng)

系統(tǒng)由分解反應裝置、恒溫水浴、儲液罐、廢氣吸收罐、溶液泵和溫度傳感器組成。系統(tǒng)中的實驗儀器和精度如表1所示。其中分解反應裝置中設置跑道形螺旋管，跑道形管型可以通過破壞熱邊界層、增強流體渦流來增強換熱[18]。該系統(tǒng)主要包括兩種流體：水和AC/EG 溶液。水在管外側(cè)流動，AC/EG溶液在管內(nèi)側(cè)流動。儲存在儲液罐中的AC/EG 溶液經(jīng)溶液泵泵送至反應器的管中，溶液在管中流動時吸收管外熱水的熱量，發(fā)生分解反應。溶液流出反應器后流入氣液分離器，剩余的溶液流入另一個儲液罐，產(chǎn)生的氣體流入廢氣處理裝置。水側(cè)主要由恒溫水浴實現(xiàn)循環(huán)。

表1 實驗儀器與精度

實驗過程如下：首先打開恒溫水浴，等待水浴溫度和分解裝置的入口溫度穩(wěn)定在設定溫度；水側(cè)溫度穩(wěn)定后打開溶液泵，將溶液泵送至分解反應裝置；同時打開數(shù)據(jù)采集儀，監(jiān)測分解裝置中兩側(cè)溶液的進出口溫度；待兩側(cè)溫度穩(wěn)定后關閉溶液泵，完成實驗。實驗中設置對照組，對照組溶液側(cè)泵送EG。在分解反應裝置的溶液進出口與水側(cè)進出口布置溫度測點，溶液入口和水入口布置流量測點，由數(shù)據(jù)采集儀收集溫度數(shù)據(jù)。

AC 在分解裝置中分解的量無法直接獲得，因此根據(jù)溶液分解裝置前后的溫度以及裝置內(nèi)熱水進、出口溫度算得的熱量，間接算得實驗過程中化學反應的量。分解裝置中流體的換熱量計算如式(2)所示。

式中，q為熱量，W；m為質(zhì)量，kg；cp為定壓比熱容，kJ/(kg·K)；Tin為入口溫度，℃；Tout為出口溫度，℃。

每種工況對應的熱損失可根據(jù)式(3)計算。

式中，qh為耗散熱量，W；qw為水側(cè)熱量，W；qEG為EG溶液側(cè)熱量，W。

分解實驗過程中，AC 分解吸收的熱量可由式(4)計算得到。

式中，qAC為AC溶液側(cè)熱量，W；qw，react為反應側(cè)水的熱量，W；qs,react為反應側(cè)AC/EG 溶液的熱量，W。

由計算出的分解反應熱可計算得AC 分解反應的轉(zhuǎn)化率和反應速率，如式(5)～式(7)所示。

式中，mAC,react為反應側(cè)AC 溶液的質(zhì)量，kg；ΔH為標準反應熱，kJ/kg。

式中，X為AC 分解反應的平均轉(zhuǎn)化率，%；mAC,total為AC溶液的總質(zhì)量，kg。

式中，r為AC分解反應的反應速率，kg/m3；V為AC溶液的體積，m3。

2 CFD 計算模型與方法

2.1 物理模型

實驗系統(tǒng)中的跑道形螺旋管物理模型如圖2所示。本文研究對象是分解反應器內(nèi)AC/EG 溶液的管內(nèi)流動。由于實際的三維幾何模型計算網(wǎng)格較多，將實際的反應器模型簡化為對反應器內(nèi)跑道形螺旋管的模擬，忽略管外水的流動狀態(tài)。

圖2 跑道形螺旋管物理模型示意圖

2.2 數(shù)學模型

本文反應器中的管內(nèi)流動遵循物理守恒定律，主要包括質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒，控制方程如式(8)、式(9)、式(10)所示。為了簡化本文的計算模型，根據(jù)參考文獻[19]對模擬中涉及的控制方程作出如下假設：

①AC/EG溶液與分解產(chǎn)生的氣體之間始終保持平衡狀態(tài)；

②忽略管內(nèi)的輻射傳熱；

③假設AC 分解產(chǎn)生的二氧化碳和氨氣是理想氣體。

基本控制方程如下，其中質(zhì)量守恒方程為式(8)。

式中，T為溫度，K；vx、vy、vz為某種流體的速度值，m/s；λ為熱導率，W/(m·K)；cp為定壓比熱容，kJ/(kg·K)；ST為熵，J/K。

氨基甲酸銨分解反應符合Arrhenius定律[20]，其動力學方程如式(11)所示，組分輸運方程如式(12)所示。

式中，k為指前因子，s；E為活化能，J/mol；Rg為理想氣體常數(shù)，J/(mol·K)。

式中，Yg為理想氣體質(zhì)量分數(shù)，%。

此外，管內(nèi)溶液中AC 會分解產(chǎn)生氣體，因此流動過程屬于氣液兩相流動，體積分數(shù)連續(xù)性方程可用式(13)表示。

式中，pg為組分分壓力，Pa；αs為組分體積分數(shù)，%。

2.3 邊界條件與設置

本模型中溶液入口設置為速度進口邊界條件，溶液入口速度在0.05～0.20m/s之間，入口溫度設置為25℃；溶液出口設置為壓力出口邊界條件；根據(jù)參考文獻[21]設置分解反應的活化能為57.5kJ/mol，指前因子為1.01×108s-1，反應級數(shù)為0.5；跑道形螺旋管外側(cè)壁面采用恒定溫度；內(nèi)側(cè)壁面與外側(cè)壁面存在導熱過程，同時與發(fā)生反應的溶液存在換熱過程，因此內(nèi)側(cè)壁面采用couple設置，自動迭代計算內(nèi)側(cè)壁面的溫度；其余壁面采用絕熱設置。由于管內(nèi)流動過程伴隨化學反應，是一個非穩(wěn)態(tài)過程，因此模擬采用非穩(wěn)態(tài)模擬。每項參數(shù)殘差設置為小于10-5時收斂。其余為默認設置。

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗證

3.1.1 模型網(wǎng)格與時間步長無關性驗證

模型網(wǎng)格與時間步長無關性驗證結(jié)果如表2所示。選取AC/EG 溶液流速為0.10m/s 的模型，保持其他設置一致，改變網(wǎng)格數(shù)量與時間步長進行模擬計算。綜合考慮運算速度和結(jié)果準確度，最終選定設置網(wǎng)格數(shù)為323 萬的網(wǎng)格、時間步長為0.10s 進行后續(xù)計算。

表2 模型驗證結(jié)果對比

3.1.2 實驗驗證

本文選取三種流速對模型準確性進行驗證，選取的溶液流速為0.05～0.15m/s，其余設置與實際實驗參數(shù)保持一致。將溶液出口溫度、出口AC 質(zhì)量分數(shù)與模擬結(jié)果對比，對比結(jié)果如圖3所示。溶液出口溫度和出口AC 質(zhì)量分數(shù)的平均誤差分別為5.01%和2.02%，可認為實驗與數(shù)值模擬結(jié)果具有良好的一致性，因此可應用該模型進行進一步模擬計算。

圖3 實驗與模擬結(jié)果對比

3.2 AC反應分解特性分析

為明確熱泵工況下AC 在管內(nèi)的分解特性，本文討論的熱源溫度區(qū)間為40～60℃。本節(jié)討論了穩(wěn)定狀態(tài)AC 在管內(nèi)的參數(shù)分布，并探究了溶液濃度、溶液速度和熱源溫度對反應過程的影響規(guī)律。

3.2.1 AC分解過程參數(shù)分布

設定分解過程在常壓下進行，管內(nèi)溶液AC 質(zhì)量分數(shù)為15%，溶液流速為0.10m/s，分別設定熱源溫度（管壁溫度）為40～60℃，AC 流動長度為5.2m。在上述模擬工況下，管內(nèi)的分解過程于170～190s 穩(wěn)定。圖4 和圖5 分別為200s 時管內(nèi)AC/EG溶液沿程的溫度分布和AC質(zhì)量分數(shù)分布規(guī)律示意圖。

圖4 200s時沿程溶液溫度分布規(guī)律

圖5 200s時沿程AC質(zhì)量分數(shù)分布規(guī)律

從圖中可以看出，在穩(wěn)定狀態(tài)時，管內(nèi)溶液溫度呈上升趨勢。沿程AC 質(zhì)量分數(shù)呈下降趨勢，且下降速度越來越快。當熱源溫度為40℃時，由于傳熱溫差和效果限制，最后1m 的溶液溫度幾乎沒有變化。溶液在前50%管段溫度均不超過40℃，分解反應速率較慢，不同溫度下的AC 質(zhì)量分數(shù)幾乎重合。由于后50%管段溶液持續(xù)高溫，AC 質(zhì)量分數(shù)降低速度加快，不同熱源溫度的分布曲線呈現(xiàn)出明顯差異。綜合上述分析，管內(nèi)溫度和AC 分布變化較快的部分集中在后50%管程。

3.2.2 溶液濃度對反應過程的影響

反應溶液的濃度直接影響反應器中AC 分解的總量。設定AC/EG 溶液入口溫度25℃，溶液流速0.05m/s，管壁初溫60℃，對AC 質(zhì)量分數(shù)0%～20%的溶液進行模擬分析。不同溶液濃度下AC/EG 溶液在管內(nèi)的分解反應速率和反應平均轉(zhuǎn)化率如圖6所示。

圖6 不同溶液濃度對分解反應速率及平均轉(zhuǎn)化率的影響

從圖中可以看出，在其他條件不變時，隨著AC/EG溶液濃度的增加，管中分解反應速率和平均轉(zhuǎn)化率均略有提高。溶液濃度從0%增加到20%，熱源溫度60℃時管中的分解速率和轉(zhuǎn)化率分別上升了19.6%和14.6%，熱源溫度40℃時分解速率和轉(zhuǎn)化率分別上升了10.7%和11.4%。且溫度越高，濃度引起的變化越明顯。濃度引起反應進程的增加，主要是因為濃度越高，分解反應的驅(qū)動力越高，反應越容易發(fā)生。但是反應濃度對反應的影響有限，不是影響反應速率和轉(zhuǎn)化率的主要因素。

3.2.3 溶液流速對反應過程的影響

溶液流速范圍設置為0.05～0.20m/s，不同流速對反應過程的影響如圖7所示。溶液流速越低，分解反應速率越快，平均轉(zhuǎn)化率越高。流速從0.20m/s降低至0.05m/s，平均轉(zhuǎn)化率提高5～11 倍，反應速率提高2～4 倍。當溶液流速低至0.05m/s、熱源溫度為60℃時，平均轉(zhuǎn)化率最高為6.1%，反應速率為4.2g/(m3·s)。這主要是因為溶液流速越慢，反應物停留時間越長，會導致管中的反應進行程度越大。同時流速越慢，管內(nèi)溶液的平均溫度越高，反應速率加快，這也對反應轉(zhuǎn)化率的提高具有促進作用。當流速從0.20m/s降低至0.10m/s時，管壁與流體的傳熱速度大于反應速度且溶液平均溫度較低，因此分解反應速率和平均轉(zhuǎn)化率變化趨勢平緩。綜合以上分析，可通過增加停留時間（降低溶液流速或增加管長）提高管內(nèi)平均轉(zhuǎn)化率。

圖7 不同溶液流速對反應速率及轉(zhuǎn)化率的影響

3.2.4 熱源溫度對反應過程的影響

熱源溫度直接影響管內(nèi)溶液的平均溫度，熱源溫度對分解反應速率和平均轉(zhuǎn)化率的影響規(guī)律如圖8所示。熱源溫度提高，分解反應速率和平均轉(zhuǎn)化率也逐漸提高。設定溶液流速0.05m/s，熱源溫度從40℃提高至60℃，反應速率和平均轉(zhuǎn)化率提高2～4 倍。60℃時反應速率達到4.18g/(m3·s)，轉(zhuǎn)化率為6.1%。這主要因為熱源溫度升高，溶液平均溫度也隨之升高，AC分解工況會遠離反應平衡曲線，反應的驅(qū)動力增加，因此反應速率增加，轉(zhuǎn)化率也進一步增加。熱源溫度是影響化學反應過程的重要因素。因此在系統(tǒng)允許的溫度范圍內(nèi)，應盡量提高熱源溫度，從而提高反應熱功率和轉(zhuǎn)化率。

圖8 不同熱源溫度對反應速率及轉(zhuǎn)化率的影響

3.3 AC分解反應器管型優(yōu)化

基于上文對AC 管內(nèi)分解反應特性的分析，結(jié)果表明AC 在跑道形螺旋管中的平均轉(zhuǎn)化率不超過10%。在熱泵系統(tǒng)中，過低的轉(zhuǎn)化率會導致系統(tǒng)無法充分利用AC 可逆反應的熱效應，甚至無法正常運行。為了提高反應器中AC 的平均轉(zhuǎn)化率，需對分解反應器的管形進一步優(yōu)化。從常見的反應器管形中，下文選取了蛇形管、跑道形螺旋管、螺旋管三種管型（圖9），以平均轉(zhuǎn)化率為主要評價指標進行對比分析。

圖9 管形結(jié)構示意圖

3.3.1 平均轉(zhuǎn)化率對比

圖10為穩(wěn)定狀態(tài)下三種管形量綱為1沿程分布與反應轉(zhuǎn)化率的對比示意圖。量綱為1沿程長度指的是溶液位置z與管程總長L的比值。取相同管長的反應器模型進行模擬對比分析，設定溶液流速0.05m/s，溶液入口溫度25℃，水側(cè)流速1m/s，水入口溫度60℃。從圖10 中可以看出，螺旋管后80%管程AC 均在快速分解，平均轉(zhuǎn)化率最高。蛇形管沿程AC轉(zhuǎn)化率一直保持在低位，不超過10%，跑道形螺旋管在后40%管程AC轉(zhuǎn)化率開始快速上升。當管型從蛇形管逐漸變化為螺旋管，AC 沿程分解轉(zhuǎn)化率和體平均轉(zhuǎn)化率均大幅度提高。利用Fluent自身基于體積的湍流強度進行分析（圖11），螺旋管的湍流強度明顯高于其他兩種管型，傳熱效果明顯增加，且傳熱增強導致管內(nèi)氣體增多，可進一步加強傳熱效果，最終導致螺旋管內(nèi)AC 分解轉(zhuǎn)化率最高。

圖10 不同管型沿程分布與平均轉(zhuǎn)化率對比

3.3.2 螺旋管反應器參數(shù)分布

基于以上對于不同管型平均轉(zhuǎn)化率的分析，本節(jié)繼續(xù)對螺旋管反應器進行分析。反應器內(nèi)部螺旋管直徑10mm，螺旋半徑30mm，螺距16mm，螺旋圈數(shù)15圈。模擬工況與3.3.1節(jié)保持一致。圖12與圖13分別為螺旋管反應器中內(nèi)部溫度與AC質(zhì)量分數(shù)隨時間變化的云圖。50s 時，AC 尚未流出管外，反應器內(nèi)溫度尚未均勻，在AC/EG 溶液的相界面處，可看出密集的氣體分布（圖13）。100s后，反應器內(nèi)部溫度越來越均勻，管內(nèi)充滿溶液，氣體在管內(nèi)均勻產(chǎn)生。直至運行200s 時，反應器內(nèi)部已經(jīng)達到穩(wěn)定狀態(tài)。此時溶液流入管內(nèi)，80%以上管程溫度均高于55℃，且溫度分布均勻，十分有利于溶液內(nèi)AC發(fā)生分解反應。

圖12 螺旋管反應器內(nèi)部溫度分布隨時間變化云圖

圖13 螺旋管反應器內(nèi)部AC質(zhì)量分數(shù)分布隨時間變化云圖

綜合上述分析，螺旋管反應器是三種形式最適合AC 分解反應器的形式，螺旋管形可大幅度提高AC在管內(nèi)的平均轉(zhuǎn)化率。

3.4 螺旋反應器結(jié)構優(yōu)化

通過以上的模擬分析可以發(fā)現(xiàn)，螺旋管反應器相比于蛇形管反應器和跑道形螺旋管在平均轉(zhuǎn)化率上有明顯的優(yōu)勢。為了增強該管型結(jié)構的優(yōu)勢、達到平均轉(zhuǎn)化率的目標，對螺旋管反應器進行結(jié)構優(yōu)化。

本節(jié)主要研究了螺旋半徑、螺旋管直徑、螺旋圈數(shù)對反應器的影響。螺旋半徑選取30～70mm，螺旋管直徑選取8～12mm，螺旋圈數(shù)選取15～45圈。以管內(nèi)平均轉(zhuǎn)化率為參數(shù)指標，通過響應面分析各因素之間的交互影響。實驗設計采用Box-Behnken方法進行，響應面設計采用分析軟件Design Expert進行。三因素設計一共17組實驗，如表3所示，其中4組作為重復設計，驗證數(shù)據(jù)可靠性。

表3 實驗設計參數(shù)設置

經(jīng)過模型檢驗，擬合采用的響應曲面模型效果顯著（p＜0.0001），且模型決定系數(shù)R2的值為0.9798。決定系數(shù)越接近1，說明設計的因素是重要因素，且擬合的模型是合理顯著的?；趯β菪霃?、螺旋管直徑、螺旋圈數(shù)各參數(shù)交互影響的分析，結(jié)果如圖14～圖16 所示。在選定的擬合模型下，參數(shù)之間存在明顯的兩兩交互作用。通過響應面分析可以得到三因素與平均轉(zhuǎn)化率之間的計算公式，如式(14)所示。利用該公式可以求得選取的三因素設計范圍內(nèi)的最優(yōu)值，從而得到反應器的最佳結(jié)構參數(shù)。

圖14 螺旋半徑與管直徑對平均轉(zhuǎn)化率的交互影響

圖15 螺旋半徑與螺旋數(shù)對平均轉(zhuǎn)化率的交互影響

圖16 管直徑與螺旋數(shù)對平均轉(zhuǎn)化率的交互影響

以平均轉(zhuǎn)化率為50%（即反應器出口處AC 轉(zhuǎn)化率100%）為優(yōu)化目標，螺旋管反應器的最佳結(jié)構參數(shù)與優(yōu)化前的結(jié)構參數(shù)如表4所示。相比原有反應器，螺旋半徑由30mm 增大到69.5mm，螺旋圈數(shù)由15增大至42，螺旋管直徑增大至11mm。通過優(yōu)化，平均轉(zhuǎn)化率達到理想值的50%（即出口處AC 轉(zhuǎn)化率達到100%）。優(yōu)化后結(jié)構的換熱面積是最初結(jié)構的5.1 倍，而優(yōu)化后結(jié)構的平均轉(zhuǎn)化率提高至最初結(jié)構的12.3倍，因此該結(jié)構加強了反應器中的反應過程，說明優(yōu)化過程有效。同時，將本文優(yōu)化后的螺旋反應器與目前已有研究的AC 反應器進行性能對比。Johnson 等[7]選用板式換熱器為AC反應器形式，研究了不同條件下的分解反應轉(zhuǎn)化率，出口處AC 分解轉(zhuǎn)化率最高為51%，遠低于本文優(yōu)化結(jié)構的轉(zhuǎn)化率。因此，螺旋半徑69.5mm、螺旋圈數(shù)42、螺旋管直徑11mm為適合熱泵工況運行的AC分解反應器的最佳結(jié)構。

表4 螺旋管反應器優(yōu)化結(jié)果

4 結(jié)論

本文以研究適用于熱泵工況下AC 分解反應的反應器結(jié)構為目的，利用數(shù)值模擬對AC 分解反應特性進行模擬分析和實驗驗證，并對反應器的管型和結(jié)構進行了優(yōu)化分析，得出以下結(jié)論。

（1）熱源溫度40～60℃時，探究熱源溫度、溶液流速與溶液濃度對反應過程的影響規(guī)律，研究發(fā)現(xiàn)溶液流速和熱源溫度是影響反應速率和平均轉(zhuǎn)化率的關鍵因素，其中溶液流速對反應的影響程度更高。流速從0.20m/s 降低至0.05m/s，平均轉(zhuǎn)化率提高5～11 倍，反應速率提高2～4 倍；而熱源溫度提高20℃，平均轉(zhuǎn)化率僅提高2～4倍；溶液濃度幾乎沒有影響。

（2）對不同反應器管型進行對比分析，結(jié)果表明受到湍流強度的影響，螺旋管的傳熱效果最好，相同工況下螺旋管中平均轉(zhuǎn)化率最高。同時螺旋管中80%管程處于接近熱源溫度的高溫狀態(tài)，非常有利于AC 分解反應的發(fā)生。因此基于AC 分解反應的反應器選擇螺旋管型。

（3）利用響應曲面實驗設計并結(jié)合數(shù)值模擬，以平均轉(zhuǎn)化率為優(yōu)化目標，改變螺旋半徑、螺旋管直徑和螺旋圈數(shù)三因素進行結(jié)構優(yōu)化，獲得了目標范圍內(nèi)對平均轉(zhuǎn)化率的計算公式。優(yōu)化后結(jié)構的平均轉(zhuǎn)化率從4.1%提升至目標值50.3%，有明顯提升，是一種適合熱泵工況下AC分解反應的結(jié)構。

對AC 分解反應器的分析和優(yōu)化，為基于AC的熱泵循環(huán)提供了理論基礎和指導意義，但是目前對于AC 分解反應器優(yōu)化的評價指標過于單一，沒有考慮傳熱、運行時間等，未來可作進一步研究。