垂直管內R124-DMAC鼓泡吸收過程流型演化可視化實驗

蔣孟男，徐士鳴，胡軍勇，王偉，吳曦

（大連理工大學能源與動力學院，遼寧 大連 116024）

引 言

若將吸收制冷技術用于汽車、艦船中，回收其發動機排出的廢熱進行制冷為其提供冷量，可以大幅降低汽車、艦船用于驅動壓縮制冷系統的能耗，有利于節約能源，減少污染物排放。然而，常規的吸收制冷系統中所采用的降膜吸收器難以在傾斜、搖擺、顛簸等非穩定工作條件下正常工作，使其在汽車、艦船廢熱制冷領域內應用受到限制。而采用鼓泡吸收技術，由于吸收過程中制冷劑氣體被完全包裹在吸收溶液內，傾斜、搖擺時氣體均與吸收溶液有很好的接觸，吸收過程能夠正常進行。這一特點令鼓泡吸收器在汽車、艦船廢熱制冷技術中有著廣闊的應用前景。

因此，近年來人們開始對鼓泡吸收過程進行研究。Kang等[1-3]采用板式吸收器，對氨水降膜吸收與鼓泡吸收兩種方式進行了對比研究，發現鼓泡吸收比降膜吸收具有更好的效果。接著，該研究團隊對液池內單氨氣泡吸收過程進行了可視化實驗研究，并通過數據分析得出了傳質系數的實驗關聯式。Lee等[4]也采用板式吸收器，對氨水鼓泡吸收過程進行實驗研究，并借助量綱分析法對其傳熱、傳質過程進行研究。在后續的研究中，Lee等[5]對氨水鼓泡吸收過程進行了數值模擬并與實驗結果進行對比，得到了較一致的結果。程文龍等[6-8]采用可視化實驗方法，對單個氨氣泡吸收過程進行了研究；探究了流量、噴嘴孔徑以及添加劑對吸收效果的影響，并在此基礎上建立了動力學模型用以分析氨水單氣泡吸收的吸收特性。這些研究工作主要集中于小氣-液體積流率比條件下，單個氣泡或連續氣泡吸收特性的研究。然而實際吸收式制冷系統的鼓泡吸收過程中，出現小氣-液體積流率比的概率較小。

Ferreira等[9]在垂直管內大氣-液體積流率比條件下，對氨水鼓泡吸收過程進行了可視化研究，并得出了熱、質傳遞與吸收高度的關聯式。Kim等[10-11]先用可視化實驗方法，對垂直管內大-氣液體積流率比下，氨水-氨氣逆流鼓泡吸收過程進行研究，探討氣、液體積流率，氨水溶液入口濃度，冷卻水溫度等關鍵參數變化對吸收高度的影響；在此基礎上，建立了數值模型，用于研究其熱、質傳遞關系。魏琪等[12-13]對垂直管吸收器內鼓泡吸收熱質傳遞過程進行了數值分析，得出溶液吸收主要發生在攪拌流與彈狀流中，換熱熱阻以蒸氣熱阻為主等結論。羅玉林等[14]通過建立數值模型，對垂直風冷翅片管中氨水鼓泡吸收過程出現的不同流型進行分析，并得出了各流型所占相應比例的研究結果。

以上所涉及的鼓泡吸收過程研究是針對氨水工質，但是以氨為制冷劑的氨水吸收式制冷系統，因氨有毒性、刺激性和可燃性，以及氨水對銅有腐蝕作用，不適用于空間狹窄，對質量、體積和安全性要求均較高的車、船等廢熱制冷領域內。而以HCFCs和HFCs等為制冷劑的有機工質可以替代氨水工質在車、船等廢熱制冷領域內獲得應用。但是，目前關于采用有機工質的鼓泡吸收特性研究的文獻較少。Suresh等[15-18]對以 R134a/DMF為工質的鼓泡吸收過程及熱、質傳遞特性進行了研究，得出了鼓泡吸收過程熱、質傳遞關聯式，并將采用關聯式進行數值模擬所獲得的結果與實驗結果進行對比，認為有較好的相關性。Sujatha等[19-21]研究了 R22與不同吸收劑組合時的吸收性能，重點探討R22/DMF在垂直管內鼓泡吸收過程熱、質傳遞規律，給出與實驗結果比較吻合的傳質系數關聯式。

Xu等[22-23]提出了一種以R124-DMAC（一氯四氟乙烷-二甲基乙酰胺）為工質、以汽車發動機廢熱和動力聯合驅動的新型吸收/壓縮混合制冷循環，并對其進行理論探索和實驗論證，獲得了較為理想的結果。然而，其循環內的重要部件空冷翅片管內鼓泡吸收器的熱、質傳遞特性尚未掌握。盡管近些年來學者們開始對管內鼓泡吸收過程進行研究，但對于有機工質管內鼓泡吸收過程中的流型變化規律研究較少。因此，本文采用可視化實驗方法，對R124-DMAC垂直管內鼓泡吸收過程的流型變化及其分布規律進行可視化實驗研究，為進一步研究鼓泡吸收熱、質傳遞特性奠定基礎。

1 實驗原理與流程

垂直管內鼓泡吸收可視化及熱質耦合傳遞特性測試實驗臺如圖1所示。其中，用于可視化實驗的鼓泡吸收器是由兩根不同直徑的同心玻璃套管構成，可以觀察管內鼓泡吸收過程氣泡行為和氣液兩相流型變化。內管為鼓泡吸收管，內徑為14 mm，有效高度為 640 mm。內管與外管之間的環形空間通冷卻水，用于吸收鼓泡吸收過程所放出的熱量。通過調節冷卻水進口溫度和流量來模擬管外換熱特性變化。制冷劑氣體通過設在內管下部的噴嘴進入鼓泡管內，吸收溶液從噴嘴與鼓泡管之間的環形空間流入，進出鼓泡吸收管溶液溫度由設置于鼓泡管溶液出入口管處的PT100熱電阻來測量。制冷劑與吸收劑由下而上順流流動，與外管側冷卻水做逆流流動，冷卻水進出口溫度由設置在鼓泡吸收管冷卻水進出口處的PT100熱電阻測量。吸收壓力由鼓泡吸收管后的針閥進行調節，由溶液入口側壓力表進行監測，當壓力、溫度、流率等達到實驗條件并穩定時，開始進行實驗測試。

圖1 可視化和非可視化并行的管內鼓泡吸收熱質耦合傳遞特性測試實驗流程Fig. 1 Schematic diagram of vertical tubular bubble absorbers experimental setup

用于研究鼓泡吸收熱質耦合傳遞特性的非可視化垂直管內鼓泡器結構與可視化鼓泡吸收器類似，但用銅管取代玻璃管，并在吸收管垂直方向上按一定間隔設置測量近壁面溶液溫度變化的PT100熱電阻。本階段實驗僅針對可視化鼓泡吸收過程的流型演化進行。其實驗所測得的數據以及流型演化規律可為下階段非可視化實驗提供對比和分析基礎，從而可以獲得管內鼓泡吸收管局部或整體熱質耦合傳遞特性關聯式。

實驗系統中設置上下兩個溶液儲罐，將調制好的具有初始濃度的吸收溶液注入下溶液罐，然后關閉上下儲罐之間連接管道的閥門。實驗開始，啟動溶液泵，吸收溶液流經換熱器調節入口溫度并控制其流量后進入鼓泡吸收管的下部；來自制冷劑儲罐的制冷劑蒸氣經過壓力和流量調節后進入噴嘴；從噴嘴流出的制冷劑蒸氣與鼓泡內的吸收溶液混合后形成氣液兩相流。隨著制冷劑蒸氣被溶液吸收，兩相流型發生變化，直至氣泡消失，成為單相流。為了記錄氣泡行為和兩相流型的變化規律，利用高速攝像儀對可視化鼓泡吸收過程進行拍攝，并記錄進出口溫度測點的溫度值。吸收過程產生的熱量通過內外套管間的冷卻水帶走，考慮到厚壁石英玻璃管導熱性能較差，冷卻水入口溫度維持在33℃（接近夏天空氣溫度），實驗中采用增大冷卻水流量，以近乎等溫冷卻（冷卻水進出口溫差非常小）方式進行。這樣可以消除因冷卻水流速及溫度變化對冷卻側傳熱系數的影響。

隨著實驗的進行，溶液吸收制冷劑后流入上溶液儲罐，使得上溶液儲罐內溶液濃度高于下儲罐內溶液濃度。當下儲罐內溶液達到最低液位時，本輪實驗結束。開通上下兩溶液儲罐間的閥門，待上儲罐濃度較高的溶液全部流入下儲罐后關閉閥門，進行下一輪吸收溶液濃度變化后的實驗研究。直至溶液濃度達到實驗設定的最大值后重新更換溶液，重復上述實驗。本次實驗測試的參數范圍見表1。

表1 實驗參數測試范圍Tabe 1 Test conditions

2 關于流型判斷的說明

2.1 流型種類的說明

鼓泡吸收過程不僅是一個非常復雜的氣液兩相流過程，而且還伴隨著復雜的熱、質耦合傳遞現象。對于非吸收過程的氣液兩相流流型，目前主要是直觀地根據其流動形態分類，而且對于眾多種流型的定義是建立在主觀觀察的結果上，還沒有形成統一標準，這樣就不可避免地會引入觀察者主觀因素的干擾[24]。在此通過適當的簡化，對于管內鼓泡吸收過程只取常見的攪拌流（波動流）、彈狀流（活塞流）和泡狀流3種流型[14]，如圖2所示。

圖2 鼓泡吸收過程兩相流型變化[14]Fig. 2 Flow pattern diagram of bubble absorption process[14]

2.2 流型分布與流型高度的說明

由于鼓泡吸收過程會受到多種因素干擾以及兩相流本身的不穩定性，即使盡量使各參數保持穩定，但仍然很難得到確切的各流型變化分界點。在觀測鼓泡吸收過程時，發現鼓泡吸收兩相流過程中也存在彈狀流氣泡追趕、合并現象。且隨著制冷劑氣體不斷被吸收，氣體在吸收溶液上升過程中的流量逐漸減小，流速減慢，后續氣泡上升速度大于先前氣泡上升速度；又因吸收過程中攪拌流與彈狀流管段熱、質傳遞速率較大[12-13]，吸收效果較好，所以氣泡追趕、合并現象在攪拌流與彈狀流結合部位體現更加明顯，對流型分界的判斷產生一定難度，只能通過多次觀測，取平均值的辦法來估測各種流型的分界或分布趨勢。

采取如下方法判斷流型分界。

① 攪拌流-彈狀流分界，借助高速攝像儀的反復多次觀測與取平均值的方法，以形成比較穩定且可以明顯觀察到彈狀流型（即彈狀流氣彈尾部脫離攪拌流范圍）開始截面為彈狀流與攪拌流的分界面，并確定其高度。

② 彈狀流-泡狀流分界，當彈狀流的氣彈直徑與長度均小于吸收管內徑時，認為形成泡狀流。泡狀流中的氣泡在浮升力、液體壓力等綜合作用下，多呈現為扁橢球形。由于在彈狀流中會發生氣泡合并現象，也需要多次觀測并取平均值的方法來確定彈狀流與泡狀流的分界面，并確定其高度。

判斷鼓泡吸收過程不同流型的分布情況，可以為今后鼓泡吸收過程不同流型的局部熱、質傳遞特性的研究打下基礎，也便于與非可視化銅管鼓泡吸收過程熱、質傳遞情況進行對比研究。

3 鼓泡吸收過程流型特征分析

實驗所用鼓泡吸收管為細長管，為了更清楚地顯示所拍攝的圖片，將吸收管平均分成3段，形成一組圖片。每組圖片由左到右依次對應吸收管的下、中、上3段，如圖3所示。圖中的4組圖片顯示了溶液入口溫度36℃，溶液流率4 L·h?1，其他按表1所列條件下，不同的氣體流率下，鼓泡吸收過程的流型及吸收高度變化照片。

當R124氣體流率較小時[圖3(a)]，只能在噴嘴孔口處觀察到少量氣泡，制冷劑蒸氣出噴嘴后隨即就被溶液吸收，整根鼓泡吸收管內僅有泡狀流存在，吸收高度很低。隨著氣體流率增大[圖 3(b)]，吸收管下部開始形成不穩定的攪拌流（波動流）。由于氣液之間劇烈擾動，即使氣體流率增大，R124仍然會被 DMAC溶液迅速吸收，吸收高度有所增加。然而，由圖3(b)可見，在此氣體流率下兩相吸收流型從攪拌流直接變為泡狀流，沒有形成彈狀流（在照片中可以觀察到有少量氣泡無法被溶液完全吸收，經分析此類無法吸收的氣泡是由購置的 R124制冷劑的純度所引起，但因含量很少，不影響流型轉變）。隨著R124氣體流率繼續增加[圖3(c)]，鼓泡管中出現彈狀流，但氣彈部分長度較短，氣彈中的氣體被溶液吸收后很快變為泡狀流。當 R124氣體流率繼續增大時[圖3(d)]，才能觀察到比較明顯的彈狀流。由于 DMAC溶液的表面張力較大等原因，一般都是以短氣彈和短液彈形式交替出現，與氨水吸收時出現的長氣彈特征有所不同[11]。

圖4為其他條件不變而溶液入口溫度升至 55℃時，不同的氣體流率下，鼓泡吸收過程的流型及吸收高度變化照片。與圖3對應的照片對比可以發現，溶液入口溫度升高，氣、液間熱質傳遞性能下降，吸收高度隨之增加，兩相吸收流型發生明顯變化。與圖3(a)不同的是，即使在氣體小流量條件下，因溶液溫度升高后，從噴嘴出來的制冷劑氣體不能被吸收劑迅速吸收，出現攪拌流、彈狀流與泡狀流3種流型。溶液入口溫度變化對吸收流型的影響比氣體流量變化對吸收流型的影響更大。因此，盡可能降低入鼓泡吸收前的溶液溫度可以大幅提高鼓泡吸收器的吸收性能。

圖3 垂直管內R124/DMAC鼓泡吸收過程對比圖（36℃）Fig. 3 Photos of flow pattern at different R124 vapor flow rate (36℃)

圖4 垂直管內R124/DMAC鼓泡吸收過程對比(55℃)Fig. 4 Photos of flow pattern at different R124 vapor flow rate (55℃)

隨著氣體流率的增加，彈狀流內氣彈的長度相應增加。由于氣彈上升的表觀速度高于液彈上升的表觀速度，則氣彈周圍的液膜相對于氣彈做逆向運動，并在氣彈尾部與因卷吸作用而上升的液體混合產生復雜的紊流狀態，使得氣彈尾部形成了相比于氣彈周圍更劇烈的熱、質傳遞現象，表現為氣彈尾部迅速被液體吸收而縮短，該情況在攪拌流與彈狀流結合部位更加明顯，并在氣彈尾部出現大量小氣泡群。

4 鼓泡吸收過程流型分布分析

4.1 不同氣、液流率對流型分布的影響

溶液入口溫度36℃，流率4 L·h?1條件下，不同氣體流率下鼓泡吸收過程流型變化統計分布由圖5給出。不同條件下每種流型所占的吸收高度或所占總吸收高度的比例，對于今后研究鼓泡吸收過程的局部熱、質傳遞性能具有重要意義。圖5統計了當液體入口流率分別為8、6、4、2 L·h?1時，隨著氣體流率的變化每種流型的分布情況。由圖可以看出，在當前實驗參數下，隨著液體入口流率的降低，總體吸收高度略微升高，當氣體流率在120 L·h?1及以下時，均沒有攪拌流和彈狀流產生[鼓泡吸收照片如圖3(a)所示]，當氣體流率達到160 L·h?1之后，開始出現攪拌流，并隨著氣體流率的增加其攪拌流長（高）度緩慢增加。由于氣體流率較低，在形成攪拌流之后在溶液的吸收作用下，沒有出現彈狀流，而是直接轉變為泡狀流[圖 3(b)]。彈狀流在氣體流率達到200 L·h?1之后才開始逐漸出現，其分布區域隨著氣體流率的增加或液體流率的減少而快速增長。由于有不吸收性氣體的存在，對泡狀流流型消失高度的判斷會略微造成一些影響，造成泡狀流的分布高度變化規律不是很明顯。攪拌流高度分布雖然隨著吸收高度的增加而相應增加，但相對緩慢，所占總體吸收高度比例隨氣體流率增加和溶液流率降低呈下降趨勢，約為總吸收高度的1/3～1/2。

圖5 不同氣、液流率對流型分布的影響Fig. 5 Flow pattern distribution with different vapor and solution flow rate

4.2 不同溶液溫度對流型分布的影響

圖6給出了溫度分別為 26、36、46、55℃時R124/DMAC鼓泡吸收過程流型統計分布。溶液入口溫度升高，氣液間制冷劑分壓力差減小，傳質推動力降低，導致鼓泡吸收整體傳質性能下降。由圖可見，隨著溶液入口溫度的上升，出現攪拌流型所對應的氣體流率降低。當溶液入口溫度達到 55℃時，在 80 L·h?1氣體流率下，鼓泡吸收管內就會出現攪拌流、彈狀流和泡狀流3種流型共存現象[圖4(a)]。而當氣體流率400 L·h?1時，在吸收管的有效長度內制冷劑氣體已經無法被溶液完全吸收，即在鼓泡吸收管出口處還可以觀察到氣泡。

溶液入口溫度對流型變化的影響與圖 5有著相似的變化規律，即隨著溶液入口溫度和氣體流率的增加，總體吸收高度、攪拌流與彈狀流分布區域均相應增加。其中，彈狀流占吸收高度的比例增加較快。在吸收管有效長度內，制冷劑氣體可以被完全吸收的（出口觀察不到氣泡）情況下，彈狀流所占吸收高度比例在 0～2/5。而攪拌流長（高）度增加幅度依然比較緩慢，從而導致攪拌流在總體吸收高度中所占比例呈下降趨勢。當鼓泡吸收過程存在攪拌流時，攪拌流所占吸收高度比例在1/3～1/2。

圖6 溶液入口溫度與氣體流率變化對流型分布的影響Fig. 6 Flow pattern distribution with different vapor flow rate and solution inlet temperature

5 結 論

通過搭建一套垂直管管內鼓泡吸收可視化實驗平臺，借助高速攝像儀對以R124-DMAC為工質的垂直管內鼓泡吸收過程的流型特征及其分布規律進行研究。探究了氣體、溶液流率以及溶液入口溫度變化對鼓泡吸收過程的兩相流流型特征及分布規律的影響。

（1）當傳質推動力較大（溶液入口溫度或濃度較低）或氣、液流率比較低時，鼓泡吸收兩相流型中只存在泡狀流或由攪拌流直接變為泡狀流，不會出現彈狀流。

（2）當傳質推動力較小（溶液入口溫度或濃度較高）或氣、液流率比較大時，鼓泡吸收兩相流型中會出現攪拌流（波動流）、彈狀流（活塞流）和泡狀流3種流型。

（3）大部分情況下，管內鼓泡吸收器入口段為攪拌流。隨吸收傳質推動力降低或氣體流率升高，吸收高度與攪拌流高度均相應增加，但攪拌流高度增長相對緩慢，相比于整體吸收高度的增長比率呈下降趨勢。在實驗范圍內，攪拌流高度約占整體吸收高度的1/3～1/2。

（4）吸收條件對彈狀流出現影響較大。當吸收傳質推動力較大或氣體流率較小時，不出現彈狀流；反之，就會出現彈狀流。而氣彈長度會隨傳質推動力降低或氣體流率增大，出現由短到長的變化，彈狀流高度所占總體吸收高度的比例明顯增加。在吸收管內，制冷劑氣體被逐漸吸收，流速逐漸降低，彈狀流氣彈尾部逐漸縮短。在制冷劑氣體被完全吸收的條件下，彈狀流高度所占吸收總體高度比例在0～2/5。

[1]Kang Yong Tae, Atsushi Akisawa, Takao Kashiwagi. Analytical investigation of two different absorption modes: falling film and bubble types [J].International Journal of Refrigeration, 2000, 23(6):430-443.

[2]Kang Y T, Nagano T, Kashiwagi T. Visualization of bubble behavior and bubbled diameter correlation for NH3-H2O bubble absorption [J].International Journal of Refrigeration-Revue Internationale Du Froid,2002, 25(1): 127-135.

[3]Kang Y T, Nagano T, Kashiwagi T. Mass transfer correlation of NH3-H2O bubble absorption [J].International Journal of Refrigeration-Revue Internationale Du Froid, 2002, 25(7): 878-886.

[4]Lee K B, Chun B H, Lee J C, Lee C H, Kim S H. Experimental analysis of bubble mode in a plate-type absorber [J].Chemical Engineering Science, 2002, 57(11): 1923-1929.

[5]Lee J C, Lee K B, Chun B H, Lee C H, Ha J J, Kim S H. A study on numerical simulations and experiments for mass transfer in bubble mode absorber of ammonia and water [J].International Journal of Refrigeration, 2003, 26(5): 551-558.

[6]Cheng Wenlong(程文龍), Zhao Rui(趙銳), Liu Chang(劉暢), Jiang Shouli(江守利), Chen Zeshao(陳則韶). Experimental study of influence of additives on ammonia bubble absorption [J].Journal of Refrigeration(制冷學報), 2006, 27(3): 35-40.

[7]Zhao Rui(趙銳), Cheng Wenlong(程文龍), Jiangshouli(江守利),Chen Zenshao(陳則韶). Experimental study of ammonia bubble absorption—effect of flow rate and orifice diameter [J].Fluid Machinery(流體機械), 2006, 34(3): 58-61.

[8]Zhao Rui(趙銳), Cheng Wenlong(程文龍), Jiang Shouli(江守利),Chen Zenshao(陳則韶). Study on performance of ammonia bubble absorption [J].Journal of Engineering Thermophysics(工程熱物理學報), 2007, 28(1): 25-28.

[9]Ferreira C A, Keizer C, Machielsen C H M. Heat and mass transfer in vertical tubular bubble absorbers for ammonia-water absorption refrigeration systems [J].International Journal of Refrigeration, 1984,7(6): 348-357.

[10]Kim H Y, Saha B B, Koyama S. Development of a slug flow absorber working with ammonia-water mixture (Ⅱ): Data reduction model for local heat and mass transfer characterization [J].International Journal of Refrigeration, 2003, 26(6): 698-706.

[11]Kim H Y, Saha B B, Koyama S. Development of a slug flow absorber working with ammonia-water mixture(Ⅰ): Flow characterization and experimental investigation [J].International Journal of Refrigeration,2003, 26(5): 508-515.

[12]Wei Qi(魏琪), Xia Lijiang(夏利江). Numerical study of bubble absorption in vertical tube absorber [J].Refrigeration and Air-conditioning(制冷與空調), 2007, 7(1): 35-38.

[13]Xia Lijiang(夏利江), Wei Qi(魏琪). Analysis of heat and mass transfer process during the bubble absorption process in vertical tubular absorber [J].Journal of Zhengzhou University of Light Industry:Natural Science(鄭州輕工業學院學報：自然科學版),2007, 22(1): 46-49.

[14]Luo Yulin(羅玉林), Xu Shiming(徐士鳴). Ammonia-water bubble absorption in air-cooled vertical finned tube [J].CIESC Journal(化工學報), 2010, 61(2): 289-295.

[15]Suresh M, Mani A. Heat and mass transfer studies on R134a bubble absorber in R134a/DMF solution based on phenomenological theory[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2010, 53(13):2813-2825.

[16]Suresh M, Mani A. Experimental studies on bubble characteristics for R134a-DMF bubble absorber [J].Experimental Thermal and Fluid Science, 2012, 39: 79-89.

[17]Suresh M, Mani A. Experimental studies on heat and mass transfer characteristics for R134a-DMF bubble absorber [J].International Journal of Refrigeration, 2012, 35(4): 1104-1114.

[18]Suresh M, Mani A. Heat and mass transfer studies on a compact bubble absorber in R134a-DMF solution based vapour absorption refrigeration system [J].International Journal of Refrigeration, 2013,36(3): 1004-1014.

[19]Sujatha K S, Mani A, Murthy S Srinivasa. Analysis of a bubble absorber working with R22 and five organic absorbents [J].Heat and Mass Transfer, 1997, 32(4): 255-259.

[20]Sujatha K S, Mani A, Murthy S Srinivasa. Finite element analysis of a bubble absorber [J].International Journal of Numerical Methods for Heat & Fluid Flow, 1997, 7(7): 737-750.

[21]Sujatha K S, Mani A, Murthy S Srinivasa. Experiments on a bubble absorber [J].International Communications in Heat and Mass Transfer, 1999, 26(7): 975-984.

[22]Li Jianbo, Xu Shiming. The performance of absorptioncompression hybrid refrigeration driven by waste heat and power from coach engine [J].Applied Thermal Engineering, 2013, 61(2):747-755.

[23]Xu Shiming, Li Jianbo, Liu Fusen. An investigation on the absorption-compression hybrid refrigeration cycle driven by gases and power from vehicle engines [J].International Journal of Energy Research, 2013, 37(12): 1428-1439.

[24]Lao Liyun(勞力云), Zheng Zhichu(鄭之初), Wu Yingxiang(吳應湘), Li Donghui(李東暉). Analysis of heat and mass transfer process during the bubble absorption process in vertical tubular absorber [J].Advances in Mechanics(力學進展), 2002, 32(2):235-248.