持液量對(duì)乙二醇單乙醚催化精餾的影響及塔板的優(yōu)化設(shè)計(jì)

安 然，林子昕，安維中，別海燕，朱建民

1.中國(guó)海洋大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，山東 青島 266071；2.遼寧奧克化學(xué)集團(tuán)，遼寧 遼陽(yáng) 111003

乙二醇單乙醚（EGMEE）是環(huán)氧乙烷（EO）的重要衍生物，工業(yè)上通常采用環(huán)氧乙烷和乙醇在催化劑作用下的乙氧基化反應(yīng)合成。這一反應(yīng)具有不可逆、競(jìng)爭(zhēng)-連串反應(yīng)的特征，反應(yīng)產(chǎn)物除了EGMEE外，還包括二乙二醇單乙醚、三乙二醇單乙醚等一系列高加成的乙氧基化物，因此如何提高EGMEE的選擇性成為工業(yè)生產(chǎn)的重要難題。目前EGMEE合成反應(yīng)器主要是連續(xù)管式工藝[1]，但這一工藝需要采用大過(guò)量的乙醇（醇烷物質(zhì)的量比一般在7以上），醇過(guò)量勢(shì)必導(dǎo)致后續(xù)分離負(fù)荷增大，使得裝置系統(tǒng)能耗過(guò)高。另外，EO開(kāi)環(huán)的乙氧基化反應(yīng)為強(qiáng)放熱反應(yīng)，需要從反應(yīng)器中及時(shí)移出大量反應(yīng)熱，移出反應(yīng)熱不僅造成能量利用效應(yīng)的降低，而且危及反應(yīng)系統(tǒng)安全和裝置平穩(wěn)運(yùn)行。

許錫恩等[2]提出催化精餾合成乙二醇乙醚的方法。前期的初步研究表明，同傳統(tǒng)的管式反應(yīng)工藝比較催化精餾技術(shù)具有明顯的技術(shù)經(jīng)濟(jì)優(yōu)越性。然而在反應(yīng)/催化精餾塔的設(shè)計(jì)中，反應(yīng)段塔板上反應(yīng)體積或持液量是重要的設(shè)計(jì)參數(shù)。由于塔內(nèi)塔板上的持液量大小要受塔物理空間的限制，同時(shí)也受水力學(xué)條件限制，這需要建立系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化方法。本工作針對(duì)均相催化精餾技術(shù)合成EGMEE的放大設(shè)計(jì)問(wèn)題，通過(guò)分析持液量對(duì)催化精餾過(guò)程的影響，提出了一種同時(shí)考慮持液量和水力學(xué)可行性的塔板結(jié)構(gòu)方法，以期為催化精餾塔的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)和模型支持。

1 催化精餾工藝和塔操作條件

1.1 化學(xué)體系和反應(yīng)動(dòng)力學(xué)

在乙醇鈉（ROM）催化劑下，乙醇（ROH）乙氧基化的反應(yīng)機(jī)理和EO反應(yīng)速率如下[3]：

由于本研究的目的是獲得低加成的乙二醇單乙醚，先前實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)催化精餾塔中乙醇和環(huán)氧乙烷的進(jìn)料物質(zhì)的量比（醇烷比）大于1.2時(shí)，反應(yīng)生成四乙二醇單乙醚及更高加成產(chǎn)物的量很少，乙醇乙氧基化反應(yīng)可簡(jiǎn)化為生成EGMEE的主反應(yīng)和環(huán)氧乙烷反應(yīng)生成二乙二醇單乙醚（DEGMEE）、三乙二醇單乙醚（TEGMEE）等一系列副反應(yīng)：

研究表明[4,5]，對(duì)于乙醇鈉為催化劑的乙醇乙氧基化反應(yīng)，催化劑濃度比較低時(shí)（小于0.1%，質(zhì)量分?jǐn)?shù)）催化劑濃度對(duì)環(huán)氧乙烷的反應(yīng)速率影響敏感，但高濃度時(shí)（大于 0.1%）催化劑濃度對(duì)環(huán)氧乙烷反應(yīng)速率不敏感，即提高催化劑濃度不影響反應(yīng)速率。基于此，得到固定催化劑質(zhì)量濃度（0.2%）下的均相反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程為：

式中，C為組分濃度，mol/m3；r為各化學(xué)方程的反應(yīng)速率，mol/(m3·s)；ki為表觀反應(yīng)速率常數(shù)，m3/(mol·s)。

圖1 催化精餾塔及設(shè)計(jì)條件Fig.1 Sketch and design conditions of CD tower

研究表明[2]三個(gè)反應(yīng)速率常數(shù)近似相等（依據(jù)乙氧基化反應(yīng)機(jī)理），按阿累尼烏斯方程的形式表達(dá)，其指前因子A0為1.38×108；反應(yīng)活化能E為66.500 kJ/mol。

1.2 催化精餾塔操作條件

圖1為催化精餾塔示意圖及設(shè)計(jì)條件。乙醇鈉催化劑溶于乙醇（質(zhì)量濃度為 2.0%），隨原料從塔上部一起進(jìn)料，并隨料液從塔釜采出；EO從塔中部進(jìn)料，考慮到 EO的沸點(diǎn)遠(yuǎn)低于其它組分的沸點(diǎn)，故將 EO進(jìn)料位置之上設(shè)定為反應(yīng)段，EO進(jìn)料位置之下設(shè)定為提餾段；塔頂無(wú)需產(chǎn)品采 出，故塔不設(shè)置精餾段，塔頂物料為全回流操作模式；由于催化精餾塔中液相回流的稀釋作用，實(shí)際各級(jí)塔板液相中催化劑的質(zhì)量濃度約為0.2%。

前期的實(shí)驗(yàn)和模擬研究已得到了塔的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)[6]：EO進(jìn)料量大于200.0 kg/h，塔頂回流液中EO質(zhì)量濃度不大于1.0%（安全性指標(biāo)），EGMEE選擇性（SEGMEE）不小于90.0 %，見(jiàn)圖1。在此基礎(chǔ)上考慮塔板持液量和塔板結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)問(wèn)題。

2 塔板持液量對(duì)催化精餾影響的模擬分析

模擬在Aspen Plus軟件平臺(tái)上進(jìn)行。選用RadFrac模塊的平衡級(jí)模型，物性方法采用UNIFAC模型，并假定每塊塔板上的液體持液量相等。

圖2給出了固定EO進(jìn)料量（200.0 kg/h）條件下，塔頂回流液中EO質(zhì)量濃度和EGMEE選擇性隨塔板上持液量變化的模擬結(jié)果。由圖2可以看出：（1）隨著塔板上持液量增加，塔頂回流液中EO的質(zhì)量濃度（CEO,D）迅速減小，而EGMEE選擇性快速增大，當(dāng)塔板上持液量大于10.0 L，EGMEE選擇性增加至90.0%以上。（2）當(dāng)持液量大于25.0 L后，EO塔頂質(zhì)量濃度已降至很低，并緩慢減少，但EGMEE的選擇性也逐漸降低。（3）當(dāng)持液量超過(guò)38.0 L時(shí)，CEO,D小于1.0%，可達(dá)到限定的濃度條件，EGMEE的選擇性仍大于90%，如繼續(xù)增大持液量將導(dǎo)致EGMEE選擇性小于90.0%。

圖2 不同塔板持液量時(shí)的催化精餾模擬結(jié)果Fig.2 Simulation results of the distillation under different holdup

圖3 不同塔板持液量對(duì)再沸器溫度和熱負(fù)荷的影響Fig.3 Effect of different holdup on the reboiler temperature and heat duty

為了考察持液量對(duì)裝置能耗的影響，圖3給出了固定EO進(jìn)料量（200.0 kg/h）條件下，再沸器溫度和熱負(fù)荷隨塔板上持液量變化的模擬結(jié)果。由圖3可以看出：（1）隨著塔板上持液量增加，再沸器溫度呈現(xiàn)先升高后略微降低的趨勢(shì)，其原因歸結(jié)于大持液量條件下有更多的單醚與EO反應(yīng)生成了二醚組分，此導(dǎo)致乙醇的轉(zhuǎn)化率降低，即塔釜中乙醇濃度增加導(dǎo)致再沸器溫度降低。（2）隨著塔板上持液量增加，再沸器負(fù)荷呈現(xiàn)升高趨勢(shì)，但變化不顯著，此說(shuō)明持液量對(duì)裝置能耗的影響甚微（影響裝置能耗的關(guān)鍵參數(shù)是再沸比）。

為了進(jìn)一步考察持液量對(duì)裝置生產(chǎn)能力的影響，在固定持液量（40.0 L）和進(jìn)料醇烷物質(zhì)的量比為1.2:1的條件下，模擬考察了塔頂回流液中EO質(zhì)量濃度和EGMEE選擇性隨EO進(jìn)料流量變化，結(jié)果見(jiàn)圖4。由圖4可以看出，此塔板持液量條件下，當(dāng)EO進(jìn)料流量增加時(shí)，塔頂回流液中EO質(zhì)量濃度也隨之增加，同時(shí)由于塔內(nèi)汽液量流量物料在塔內(nèi)的增大，會(huì)使停留時(shí)間減少，從而導(dǎo)致EGMEE選擇性略增加，說(shuō)明塔板持液量是裝置生產(chǎn)能力的一個(gè)限制條件。也就是說(shuō)，在不增加塔板持液量情況下，盲目提高EO進(jìn)料流量（追求裝置更大生產(chǎn)能力），將導(dǎo)致塔頂EO濃度增加，進(jìn)一步導(dǎo)致裝置運(yùn)行安全等一系列問(wèn)題。

上述模擬結(jié)果說(shuō)明，適宜的塔板液體持液量需達(dá)到38 L以上，對(duì)應(yīng)汽相物料在塔板上的停留時(shí)間需達(dá)到0.4 s（反應(yīng)段的汽相流量為335.72 m3/h），液相物料的停留時(shí)間需達(dá)到 33.4 s（反應(yīng)段的液相流量為4.09 m3/h）。

圖4 EO進(jìn)料量對(duì)催化精餾結(jié)果的影響Fig.4 Effect of EO feed rate on the results of the distillation

圖5 催化精餾塔板及持液量設(shè)計(jì)方法Fig.5 Design method of CD tray configurations and holdup

3 EGMEE催化精餾塔板優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 設(shè)計(jì)優(yōu)化方法

塔板上的持液量與塔板類型及結(jié)構(gòu)參數(shù)密切相關(guān)，需要持液量、塔板結(jié)構(gòu)和水力學(xué)驗(yàn)證三方面同步設(shè)計(jì)。針對(duì)此問(wèn)題，結(jié)合EGMEE催化精餾塔的特征，提出一種考慮水力學(xué)可行性的塔板持液量?jī)?yōu)化設(shè)計(jì)策略，圖5給出了方法的實(shí)施方案。其主要思想和步驟如下：

（1）根據(jù)均相催化精餾的特點(diǎn)，考慮到板式塔比填料塔具有更大的液體持液量，選擇板式塔為反應(yīng)-傳質(zhì)內(nèi)件，并以篩板塔為例進(jìn)行說(shuō)明。

（2）對(duì)于板式塔而言，塔徑和塔板液體出口堰高是影響塔板持液量的最重要因素[7]。塔徑越大和堰高越高，塔板上的液體持液量越大。因此，選擇塔徑和塔板出口堰高為塔板持液量?jī)?yōu)化的調(diào)節(jié)變量。在精餾塔中，增加反應(yīng)段塔板數(shù)也可以提供塔的總持液量，但相對(duì)于提高堰高，增加塔板數(shù)將顯著增加塔的投資費(fèi)用，所以不考慮塔板數(shù)的優(yōu)化問(wèn)題。

方法實(shí)施時(shí)，首先按常規(guī)精餾塔塔板結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法確定幾個(gè)候選塔徑，用于持液量的考察。依據(jù)圖1給定的操作參數(shù)，按文獻(xiàn)[8]的方法，可行的塔徑取值可為0.6，0.7，0.8 m，具體見(jiàn)表1。在此基礎(chǔ)上，選定一個(gè)塔徑，再按常規(guī)精餾塔塔板結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)一個(gè)最初的塔板（包括塔板間距、堰長(zhǎng)、堰高、孔徑、開(kāi)孔率、降液管等），進(jìn)而通過(guò)調(diào)節(jié)堰高等參數(shù)對(duì)塔板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

（3）催化精餾塔模擬在Aspen Plus模擬平臺(tái)上進(jìn)行，塔板上化學(xué)反應(yīng)速率采用動(dòng)力學(xué)方程計(jì)算，氣液傳質(zhì)過(guò)程采用基于速率模型的方法。模擬需選擇傳質(zhì)系數(shù)、傳熱系數(shù)、傳質(zhì)面積和持液量計(jì)算模型，模擬采用軟件自帶的計(jì)算模型，其中傳質(zhì)系數(shù)計(jì)算采用Chan and Fair[9]關(guān)聯(lián)式，傳熱系數(shù)計(jì)算采用Chilton and Colbum[10]關(guān)聯(lián)式，傳質(zhì)面積計(jì)算采用Zuiderweg[11]方法，持液量的計(jì)算采用Bennett[12]的方法。

（4）塔板水力學(xué)校核在Cup-Tower軟件上進(jìn)行，即將塔板結(jié)構(gòu)參數(shù)和Aspen Plus軟件模擬得到的基礎(chǔ)參數(shù)導(dǎo)入Cup-Tower軟件進(jìn)行計(jì)算。依據(jù)EGMEE催化精餾和篩板塔工藝特征，規(guī)定了塔板水力學(xué)限制條件為：塔板允許最大壓降800.0 Pa[7,13,14]，液泛點(diǎn)80.0%，霧沫夾帶量小于0.1 kg(l)/kg(v)，漏液量為正常液相負(fù)荷的10%。其中，漏液量通過(guò)穩(wěn)定系數(shù)K（實(shí)際孔速與下限孔速之比）表示（當(dāng)K值小于1時(shí)液體開(kāi)始從篩孔泄漏），為了保證塔板具有較大操作彈性，規(guī)定K值大于1.5。水力學(xué)計(jì)算取反應(yīng)段平均溫度125.0 ℃，此條件下模擬得到的液相負(fù)荷5.29 m3/h，汽相負(fù)荷443.07 m3/h，液相密度670.0 kg/m3，汽相密度7.42 kg/m3，液相粘度2.3×10-4Pa·s，液相表面張力0.012 8 N/m。

3.2 設(shè)計(jì)結(jié)果比較與分析

不同設(shè)計(jì)方案的模擬分析與比較結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 不同設(shè)計(jì)方案的分析與比較Table 1 Analysis and comparison between the different design schemes

續(xù)表1

其中：

Design I是根據(jù)文獻(xiàn)[8]給出的常規(guī)精餾塔板的設(shè)計(jì)結(jié)果。結(jié)果表明，塔板上水力學(xué)條件均能達(dá)到要求，但塔板上持液量較低（9.8 L），對(duì)應(yīng)塔頂EO的濃度為15.2%，遠(yuǎn)超過(guò)塔頂EO限定的濃度，而且EGMEE選擇性為89.8%，也達(dá)不到設(shè)定的要求。說(shuō)明按常規(guī)精餾塔的設(shè)計(jì)方法，塔板上的持液量過(guò)小，無(wú)法滿足EGMEE催化精餾塔的技術(shù)要求。

Design II是在Design I基礎(chǔ)上，保持塔徑不變，通過(guò)調(diào)節(jié)堰高等參數(shù)來(lái)提高塔板持液量。同時(shí)為了保證增大堰高后塔板水力學(xué)的可行性，對(duì)不同堰高（或持液量）條件下的塔板水力學(xué)進(jìn)行核算。

圖6 液體持液量對(duì)壓降的影響Fig.6 The effect of liquid holdup on pressure drop of tray

圖7 液體持液量對(duì)漏液的影響Fig.7 The effect of liquid holdup on weeping

圖8 液體持液量對(duì)液泛的影響Fig.8 The effect of liquid holdup on flooding

圖9 液體持液量對(duì)霧沫夾帶量的影響Fig.9 The effect of liquid holdup on entrainment

圖6～圖9給出不同持液量條件下塔板水力學(xué)的計(jì)算結(jié)果。從圖可以看出：（1）當(dāng)持液量增加到24.7 L時(shí)，壓降超過(guò)了800.0 Pa的限制條件；（2）當(dāng)塔板持液量增加到26.2 L時(shí)，K值開(kāi)始小于1.5，表明漏液量無(wú)法滿足允許的限制條件；（3）當(dāng)塔板持液量增加到30.32 L時(shí)，液泛率超過(guò)80.0%，超過(guò)允許的限制條件；（4）為了滿足霧沫夾帶量小于0.1 kg(l)/kg(v)的限制，持液量應(yīng)不超過(guò)34.3 L。綜合分析，此塔徑條件下，壓降是限制塔板持液量增大的主要因素，當(dāng)持液量大于24.7 L（對(duì)應(yīng)堰高大于0.1 m）時(shí)，無(wú)法滿足水力學(xué)條件，對(duì)應(yīng)塔頂EO的濃度為2.6%，也無(wú)法達(dá)到技術(shù)要求。

Design III是在Design II的基礎(chǔ)上，增大塔徑，同時(shí)調(diào)節(jié)堰高等參數(shù)來(lái)提高塔板持液量的設(shè)計(jì)結(jié)果。同樣按Design II相同的水力學(xué)核算方法，得到此設(shè)計(jì)條件下無(wú)法滿足水力學(xué)要求的最高堰高和最大塔板持液量。結(jié)果表明，當(dāng)堰高為0.11 m時(shí)，壓降超過(guò)了水力學(xué)的限制要求，但此時(shí)塔板上的持液量能達(dá)到42.0 L，對(duì)應(yīng)塔頂EO的濃度為0.5 %，EGMEE選擇性為90.02 %，可達(dá)到設(shè)計(jì)要求，此說(shuō)明，此條件下，壓降是限制塔板持液量不能再增大的主要因素。

Design IV是在Design III的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步增大塔徑，同時(shí)調(diào)節(jié)堰高等參數(shù)來(lái)提高塔板持液量的設(shè)計(jì)結(jié)果。結(jié)果表明，塔徑進(jìn)一步增大后，塔板上漏液量是限制塔板持液量增大的主要因素，堰高為0.05 m時(shí)，塔板開(kāi)始漏液，此時(shí)塔板上的持液量為30.8 L，對(duì)應(yīng)塔頂EO的濃度為1.6%，不能達(dá)到設(shè)計(jì)要求，可見(jiàn)塔徑并非越大越好。

Design V是在Design III（達(dá)不到水力學(xué)要求，能達(dá)到設(shè)計(jì)要求）的基礎(chǔ)上，對(duì)塔板堰高進(jìn)行優(yōu)化，目的是達(dá)到最優(yōu)持液量的塔板設(shè)計(jì)。結(jié)果表明，此設(shè)計(jì)條件下，當(dāng)堰高為0.1 m時(shí)，塔板上的大持液量為38.5 L，此為最優(yōu)持液量，對(duì)應(yīng)塔頂EO的濃度為0.8%，EGMEE 選擇性為90.04%，既能滿足設(shè)計(jì)要求，又有較大操作彈性。

3.3 優(yōu)化的塔板結(jié)構(gòu)

通過(guò)上述不同設(shè)計(jì)方案的比較分析，得到EGMEE催化精餾塔板的優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果。受塔板水力學(xué)條件限制，優(yōu)化的塔徑為0.7 m，堰高為0.1 m，此條件下塔板上的持液量為38.5 L；對(duì)應(yīng)的塔板水力學(xué)條件為：塔板壓降776.0 Pa，霧沫夾帶量0.002 1 kg(l)/kg(v)，液泛率64.8%，K值為1.55，均滿足水力學(xué)限定要求。與Design I（基礎(chǔ)設(shè)計(jì)）比較，塔板上的持液量增加了2.93倍，對(duì)應(yīng)塔頂環(huán)氧乙烷濃度為0.8%，EGMEE選擇性為90.04%，可滿足EGMEE催化精餾塔的設(shè)定要求。

4 結(jié) 論

提出了均相催化精餾技術(shù)合成乙二醇單乙醚的工藝，模擬分析了塔板持液量對(duì)催化精餾過(guò)程的影響，建立了一種基于水力學(xué)可行性的催化精餾塔板優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。分析表明，受原料轉(zhuǎn)化率、目標(biāo)產(chǎn)物選擇性和塔板水力學(xué)條件限制，催化精餾的塔板上需要一個(gè)適宜的持液量，優(yōu)化得到的持液量為38.5 L，比按普通精餾塔板設(shè)計(jì)的持液量增大2.9倍，對(duì)應(yīng)塔頂EO質(zhì)量濃度、目標(biāo)產(chǎn)物選擇性技術(shù)指標(biāo)和塔水力學(xué)條件可同時(shí)滿足。建立的方法和取得的結(jié)果將為乙二醇單乙醚催化精餾塔的設(shè)計(jì)、操作和控制等提供理論和模型支持，同時(shí)也能為其他反應(yīng)體系反應(yīng)精餾塔的模擬和設(shè)計(jì)提供方法借鑒。

[1]安維中, 姜集寶, 林子昕, 等.管式反應(yīng)器合成乙二醇單乙醚工藝的模擬研究 [J].化學(xué)反應(yīng)工程與工藝, 2016, 32(1):8-14.An Weizhong, Jiang Jibao, Lin Zixin, et al.Simulation on process of the tubular reactor for the synthesis of ethylene glycol monoethyl ether [J].Chemical Reaction Engineering and Technology, 2016, 32(1):8-14.

[2]許錫恩, 董為毅.催化精餾合成乙二醇乙醚的研究 [J].高校工程學(xué)報(bào), 1990, 4(4):374-380.Xu Yien, Dong Weiyi.Study on synthesis of 2-ethoxyethanol using catalytic distillation [J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 1990, 4(4):374-380.

[3]Santacesaria E, Serio M D, Lisi L, et al.Kinetics of nonylphenol polyethoxylation catalyzed by potassium hydroxide[J].Ind.Eng.Chem.Res.1990, 29(5): 719-725.

[4]安維中, 董鳳蕾, 劉兆濱, 等.正丁醇乙氧基化反應(yīng)動(dòng)力學(xué)研究 [J].高校化學(xué)工程學(xué)報(bào), 2008 , 22 (4):611-617.An Weizhong, DONG Fenglei, Liu Zhaobin, et al.Kinetics of n-butanol ethoxylation [J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2008, 22(4) :611-617.

[5]Satkowski W B, Hsu C G.Polyoxyethylation of alcohol [J].Ind Eng Chem, 1957, 49(11):1875-1878.

[6]張學(xué)輝, 催化精餾合成乙二醇單乙醚的模擬研究 [D].青島:中國(guó)海洋大學(xué), 2015.

[7]Shah M, Kiss A A, Zongervan E, et al.Evaluation of configuration alternatives for multi-product polyester synthesis by reactive distillation [J].Comput Chem Eng, 2013, 52(10):193-203.

[8]吳德榮.化工工藝設(shè)計(jì)手冊(cè) [M].第四版, 北京:化學(xué)工業(yè)出版社, 2009:485-497.

[9]Hong C, Fair J R.Prediction of point efficiencies on sieve trays.2.multicomponent systems [J].Ind Eng Chem Process Des Dev, 1984,23(4):820-827.

[10]Chilton T H.Colburn A P.Mass transfer ( absorption) coefficients: prediction from sata on heat transfer and fluid friction [J].Ind Eng Chem, 1934, 26(11):1183-1187.

[11]Zuiderweg F J.Sieve trays: a view on the state of the art [J].Chemical Engineering Science, 1982, 37(10):1441-1464.

[12]Bennett D L, Agrawal R, Cook P J.New pressure drop correlation for sieve tray distillation columns [J].AIChE J, 1983, 29(3):434-442.

[13]Gilbert K C.packed column internals [J].Chem Eng, 1984, 91(5):40-51.

[14]Zavaleta-aguilar E W, SIM?ES-MOREIRA J R.Thermal design of a tray-type distillation column of an ammonia/water absorption refrigeration cycle [J].Appl Therm Eng, 2012, 41(4): 52-60.