工程科学学报，第38卷，第7期：9931001,2016年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.7:993-1001,July 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.07.015:http://journals.ustb.edu.cn 吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性 能的影响 祝显强2》，刘应书)，杨雄)区，刘文海”，李永玲” 1)北京科技大学能源与环境工程学院，北京1000832)江苏吴泰气体设备科技有限公司，丹阳212300 3)北京科技大学治金工业节能减排北京市重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:kindy-yang@163.com 摘要快速（真空）变压吸附循环周期较短，床层压力周期性变化快，使吸附床内流动及传热传质特性变化较大，本文研究 吸附及解吸压力对快速变压吸附制氧床内速度及循环性能的影响.快速变压吸附(rapid pressure swing adsorption,RPSA)循 环中原料气充压阶段气流速度远大于顺流的气体流速极限值，快速真空变压吸附(rapid vacuum pressure swing adsorption, RVPSA)循环中原料气充压阶段气流速度略大于顺流的气体流速极限值，而RPSA循环和RVPSA循环中放空降压阶段气流 速度均较大.在所研究的吸附和解吸压力范围内，PSA循环和RVPSA循环中气体温度在循环周期内变化均约为10℃，而 RVPSA循环中气体温度在循环周期内温度梯度更大.RPSA循环中吸附压力越高，氧气回收率越高，床层因子越小：而RVP- SA循环中解吸压力越低，氧气回收率越高，床层因子越小 关键词制氧：变压吸附：压力：循环性能：数值模拟 分类号TQ028.1 Effect of adsorption and desorption pressure on the velocity and cycling performance of rapid pressure swing adsorption ZHU Xian-qiang),LIU Ying-shu,YANG Xiong,LIU Wen-hai,LI Yong-ling) 1)School of Energy and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Jiangsu Oxtek Air Equipment Technology Co.Ld.,Danyang 212300,China 3)Beijing Key Laboratory for Energy Saving and Emission Reduction of Metallurgical Industry,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:kindy_yang@163.com ABSTRACT Rapid (vacuum)pressure swing adsorption (RPSA or RVPSA)is featured by short cycle time and quick pressure change,which may lead to great variations of flow and mass and heat transfer in the adsorber.The effects of adsorption and desorption pressure on the velocity and cycling performance in an oxygen-production RPSA bed were investigated in this paper.The results show that during the feed pressurization(PR)step in the RPSA process,the up-flow velocity is far larger than the limit value,and slightly larger than it for the rapid vacuum pressure swing adsorption (RVPSA)process.During the blow-down step in both RPSA and RVP- SA,the down-flow velocity is greater than the limit value.In comparison to RPSA,RVPSA exhibits a similar gas temperature change around 10C but a larger gas temperature gradient.The bed size factor can be effectively reduced with increased oxygen recovery by increasing the adsorption pressure for RPSA,while by lowering the desorption pressure for RVPSA. KEY WORDS oxygen generation:pressure swing adsorption;pressure;cycling performance;numerical simulation 收稿日期：201601-11 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51306017)：应急救生呼吸装备关键技术及产业化资助项目(Z141100000714007)
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期: 993--1001，2016 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 7: 993--1001，July 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 07． 015; http: / /journals． ustb． edu． cn 吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性 能的影响 祝显强1，2) ，刘应书1，3) ，杨 雄1) ，刘文海1) ，李永玲1) 1) 北京科技大学能源与环境工程学院，北京 100083 2) 江苏昊泰气体设备科技有限公司，丹阳 212300 3) 北京科技大学冶金工业节能减排北京市重点实验室，北京 100083 通信作者，E-mail: kindy_yang@ 163． com 收稿日期: 2016--01--11 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51306017) ; 应急救生呼吸装备关键技术及产业化资助项目( Z141100000714007) 摘 要 快速( 真空) 变压吸附循环周期较短，床层压力周期性变化快，使吸附床内流动及传热传质特性变化较大，本文研究 吸附及解吸压力对快速变压吸附制氧床内速度及循环性能的影响． 快速变压吸附( rapid pressure swing adsorption，ＲPSA) 循 环中原料气充压阶段气流速度远大于顺流的气体流速极限值，快速真空变压吸附( rapid vacuum pressure swing adsorption， ＲVPSA) 循环中原料气充压阶段气流速度略大于顺流的气体流速极限值，而 ＲPSA 循环和 ＲVPSA 循环中放空降压阶段气流 速度均较大． 在所研究的吸附和解吸压力范围内，ＲPSA 循环和 ＲVPSA 循环中气体温度在循环周期内变化均约为 10 ℃，而 ＲVPSA 循环中气体温度在循环周期内温度梯度更大． ＲPSA 循环中吸附压力越高，氧气回收率越高，床层因子越小; 而 ＲVPSA 循环中解吸压力越低，氧气回收率越高，床层因子越小． 关键词 制氧; 变压吸附; 压力; 循环性能; 数值模拟 分类号 TQ028. 1 Effect of adsorption and desorption pressure on the velocity and cycling performance of rapid pressure swing adsorption ZHU Xian-qiang1，2) ，LIU Ying-shu1，3) ，YANG Xiong1) ，LIU Wen-hai1) ，LI Yong-ling1) 1) School of Energy and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Jiangsu Oxtek Air Equipment ＆ Technology Co． Ltd． ，Danyang 212300，China 3) Beijing Key Laboratory for Energy Saving and Emission Ｒeduction of Metallurgical Industry，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: kindy_yang@ 163． com ABSTＲACT Ｒapid ( vacuum) pressure swing adsorption ( ＲPSA or ＲVPSA) is featured by short cycle time and quick pressure change，which may lead to great variations of flow and mass and heat transfer in the adsorber． The effects of adsorption and desorption pressure on the velocity and cycling performance in an oxygen-production ＲPSA bed were investigated in this paper． The results show that during the feed pressurization ( PＲ) step in the ＲPSA process，the up-flow velocity is far larger than the limit value，and slightly larger than it for the rapid vacuum pressure swing adsorption ( ＲVPSA) process． During the blow-down step in both ＲPSA and ＲVPSA，the down-flow velocity is greater than the limit value． In comparison to ＲPSA，ＲVPSA exhibits a similar gas temperature change around 10 ℃ but a larger gas temperature gradient． The bed size factor can be effectively reduced with increased oxygen recovery by increasing the adsorption pressure for ＲPSA，while by lowering the desorption pressure for ＲVPSA． KEY WOＲDS oxygen generation; pressure swing adsorption; pressure; cycling performance; numerical simulation
·994· 工程科学学报，第38卷，第7期 快速变压吸附(rapid pressure swing adsorption, 快速真空变压吸附(rapid vacuum pressure swing RPSA)工艺具有周期短、单位产气量所需吸附剂量少 adsorption,RVPSA)的设计则会减弱高吸附压力引起 等优点，特别适用于微型医疗制氧领域.传统RP- 的不利影响，获得更好的制氧性能，而微型空气真空压 SA工艺通常在单吸附床内操作，由升压吸附和降压解 缩一体技术a的发展为RVPSA的实现提供可能.笔 吸两个步骤组成，但由于循环简单，产品气浓度和回收 者团研究有中间气出气端充压的RVPSA制氧过程， 率较低.为了提高制氧性能，研究人员对RPSA制氧 结果表明在吸附和解吸压力分别为240kPa和60kPa 过程最优化的充压可和解吸6、最佳循环周期四、床 时，可获得氧体积分数约90%产品气，回收率约为 层压降0、吸附器结构等工艺及结构参数进行了 30%,BSF最小约为83 kg.TPD.压力周期性快速变 大量研究，结果表明床层压降、传质阻力、非等温性等 化是实现RPSA过程的基础.与传统变压吸附过程相 因素是影响制氧效果的主要因素，但难以较经济地获 比，RPSA过程中床层压力周期性变化更快，使吸附床 得氧体积分数大于90%的产品气.Rama Rao等1-国 内流动及传热传质特性变化较大，然而有关研究很少 在吸附压力为270~400kPa和解吸压力为100kPa的 本文研究吸附及解吸压力对RPSA制氧床内速度及循 RPSA制氧装置上获得了氧体积分数约90%的产品 环性能的影响，以期为进一步研究RPSA制氧技术提 气，回收率为20%~24%，且床层因子n(bed size fac- 供参考 tor,BSF,即每天产每吨氧需吸附剂量)，最小约为 1 44~90 kg-TPD,但存在吸附压力过高或回收率低的 研究内容 问题.Wu等的在上述RPSA制氧实验装置上研究具 选择具有较高吸附压力的RPSA和较低解吸压 更高分离因子的吸附剂对制氧性能的影响，吸附和解 力的RVPSA两种工艺，分别对应于Rama Rao 吸压力分别为320kPa和100kPa时，BSF最小约为68 等I-基于Skarstrom循环的RPSA制氧工艺和笔者 kg.TPD1,氧气回收率约为30%，但吸附压力仍较高. 等叨提出的有中间气出气端充压的RVPSA制氧工 高吸附压力的快速循环易起吸附剂的团聚和颗粒间 艺，其循环步骤对比如图1所示，循环步骤时间对比 摩擦及蠕动，继而影响制氧机稳定性. 如表1所示. 缓冲锦 缓冲摔 中间气 原料气吸附巾间气放空 真空 原料气充压吸附放空降压反吹 充压 回收 降压 出气端 降压 充压 (a) b 图1两种RPSA循环步骤对比.(a)RPSA循环：(b)RVPSA循环 Fig.1 Comparison of two switching sequences:(a)RPSA cycle:(b)RVPSA cycle 表1两种PSA循环步骤时间对比 (blow-down,BD)和反吹清洗(purge,PU),而RVPSA Table 1 Comparison of step durations in RPSA and RVPSA 循环步骤包括原料气充压、吸附、中间气回收(recovery RPSA[II习 tpr /s tAD/s tgo/s tpu/s of intermediate gas,RE)、放空降压、真空降压(evacua- PH1PL=270/100 1 2 1.5 ion,EV)及中间气出气端充压(intermediate gas pres-- PH/PL=400/100 1 2 1.5 surization from the product end,IPP).Rama Rao RVPSA刀 tpr/s taD/s tue/s tao/s tev /s twp/s 等四的RPSA循环中包括产品气和原料气组合充压和 PH/PL=240/80 1 1 1 0.5 3 0.5 仅有原料气充压两种循环，由于组合充压中两个充压阶 PH/PL=240/60 1 0.5 3 0.5 段的床层压力升高值基本相等，且时间相同，因此组合充 压和仅有原料气充压过程中速度变化基本一致.为了简 注：Pa为吸附压力，kPa:P为解吸压力，kPa:t为循环步骤时间， 化模型，以仅有原料气充压的循环为研究对象 s即为最短放空降压时间. 在RPSA和RVPSA循环中，床层压力快速变化主 RPSA循环步骤包括原料气充压(pressurization 要出现在原料气充压和放空降压阶段，因此本文主要 with feed gas,PR)、吸附(adsorption,AD)、放空降压 研究吸附及解吸压力对原料气充压和放空降压阶段吸
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 快 速 变 压 吸 附 ( rapid pressure swing adsorption， ＲPSA) 工艺具有周期短、单位产气量所需吸附剂量少 等优点，特别适用于微型医疗制氧领域［1--4］． 传统 ＲPSA 工艺通常在单吸附床内操作，由升压吸附和降压解 吸两个步骤组成，但由于循环简单，产品气浓度和回收 率较低． 为了提高制氧性能，研究人员对 ＲPSA 制氧 过程最优化的充压［5］和解吸［6--8］、最佳循环周期［3］、床 层压降［1］、吸附器结构［9--10］等工艺及结构参数进行了 大量研究，结果表明床层压降、传质阻力、非等温性等 因素是影响制氧效果的主要因素，但难以较经济地获 得氧体积分数大于 90% 的产品气． Ｒama Ｒao 等［11--13］ 在吸附压力为 270 ～ 400 kPa 和解吸压力为 100 kPa 的 ＲPSA 制氧装置上获得了氧体积分数约 90% 的产品 气，回收率为 20% ～ 24% ，且床层因子［14］( bed size factor，BSF，即每 天 产 每 吨 氧 需 吸 附 剂 量) ，最小 约 为 44 ～ 90 kg·TPD － 1，但存在吸附压力过高或回收率低的 问题． Wu 等［15］在上述 ＲPSA 制氧实验装置上研究具 更高分离因子的吸附剂对制氧性能的影响，吸附和解 吸压力分别为 320 kPa 和 100 kPa 时，BSF 最小约为 68 kg·TPD － 1，氧气回收率约为 30% ，但吸附压力仍较高． 高吸附压力的快速循环易引起吸附剂的团聚和颗粒间 摩擦及蠕动，继而影响制氧机稳定性． 快速真空 变 压 吸 附( rapid vacuum pressure swing adsorption，ＲVPSA) 的设计则会减弱高吸附压力引起 的不利影响，获得更好的制氧性能，而微型空气真空压 缩一体技术［16］的发展为 ＲVPSA 的实现提供可能． 笔 者［17］研究有中间气出气端充压的 ＲVPSA 制氧过程， 结果表明在吸附和解吸压力分别为 240 kPa 和 60 kPa 时，可 获 得 氧 体 积 分 数 约 90% 产 品 气，回 收 率 约 为 30% ，BSF 最小约为 83 kg·TPD － 1 ． 压力周期性快速变 化是实现 ＲPSA 过程的基础． 与传统变压吸附过程相 比，ＲPSA 过程中床层压力周期性变化更快，使吸附床 内流动及传热传质特性变化较大，然而有关研究很少． 本文研究吸附及解吸压力对 ＲPSA 制氧床内速度及循 环性能的影响，以期为进一步研究 ＲPSA 制氧技术提 供参考． 1 研究内容 选择具有较高吸附压力的 ＲPSA 和较低解吸压 力 的 ＲVPSA 两 种 工 艺，分 别 对 应 于 Ｒama Ｒao 等［11--13］基于 Skarstrom 循环的 ＲPSA 制氧工艺和笔者 等［17］提出的有中间气出气端充压的 ＲVPSA 制氧工 艺，其循环步骤对比如图 1 所示，循环步骤时间对比 如表 1 所示． 图 1 两种 ＲPSA 循环步骤对比． ( a) ＲPSA 循环; ( b) ＲVPSA 循环 Fig． 1 Comparison of two switching sequences: ( a) ＲPSA cycle; ( b) ＲVPSA cycle 表 1 两种 ＲPSA 循环步骤时间对比 Table 1 Comparison of step durations in ＲPSA and ＲVPSA ＲPSA［11--13］ tPＲ / s tAD / s tBD / s tPU / s PH /PL = 270 /100 1 2 1 1. 5 PH /PL = 400 /100 1 2 1 1. 5 ＲVPSA［17］ tPＲ / s tAD / s tＲE / s tBD / s tEV / s tIPP / s PH /PL = 240 /80 1 1 1 0. 5 3 0. 5 PH /PL = 240 /60 1 1 1 0. 5 3 0. 5 注: PH为吸附压力，kPa; PL为解吸压力，kPa; t 为循环步骤时间， s; tBD为最短放空降压时间． ＲPSA 循环 步 骤 包 括 原 料 气 充 压 ( pressurization with feed gas，PＲ) 、吸附( adsorption，AD) 、放空降压 ( blow-down，BD) 和反吹清洗( purge，PU) ，而 ＲVPSA 循环步骤包括原料气充压、吸附、中间气回收( recovery of intermediate gas，ＲE) 、放空降压、真空降压( evacuation，EV) 及中间气出气端充压( intermediate gas pressurization from the product end，IPP) ． 其中 Ｒama Ｒao 等［13］的 ＲPSA 循环中包括产品气和原料气组合充压和 仅有原料气充压两种循环，由于组合充压中两个充压阶 段的床层压力升高值基本相等，且时间相同，因此组合充 压和仅有原料气充压过程中速度变化基本一致． 为了简 化模型，以仅有原料气充压的循环为研究对象． 在 ＲPSA 和 ＲVPSA 循环中，床层压力快速变化主 要出现在原料气充压和放空降压阶段，因此本文主要 研究吸附及解吸压力对原料气充压和放空降压阶段吸 · 499 ·
祝显强等：吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性能的影响 ·995· 附床内气流速度及循环性能的影响.为了便于与 4=k.(qi-9）. (5) RVPSA循环中速度及部分循环性能参数对比，RPSA at 循环模拟中所用吸附剂和吸附床性能参数与RVPSA 式中：k为组分i的传质系数，s;9为组分i的平衡 循环所用的性能参数相同，而制氧性能对比中采用两 吸附量，mol-kg:q:为组分i的吸附量，mol-kg. 种RPSA制氧系统中实际的实验结果. 床层压降(Ergun方程)为 2快速变压吸附制氧数值模拟 p.-15044-e2-75p1-e.(6 -u- dz d。s 2.1控制方程建立 式中：P为气相压力，Pau为气相动力黏度，Pas 为了简化模型，采取以下假设：原料空气为N2 2.2模型参数确定 (79%)和02(21%)的二元理想气体混合物：吸附等 吸附等温线采用扩展的Langmuir方程网： 温线模型采用扩展的Langmuir方程：吸附动力学模型 一，K=Kexp 采用线性推动力法(LDF):忽略径向扩散、径向浓度及 1+∑bP 温度分布：忽略吸附剂颗粒内的浓度和温度梯度：忽略 台 吸附器壁热传导和外壁传热阻力. b=B]exp (7) 气相组分质量守恒方程为 式中：P为组分i的压力，Pa;K(mol .kg.kPa)、b: 、D.dg+auc+1-tp公 正2* 证+ (1) (kPa)、K(mol.kg.kPa)、K(K)、B,(kPa)和 B2(K)为朗格缪尔参数 式中：S为组分i的摩尔浓度变化率，mlm。:D, 氧氮吸附热计算四： 「aln(P)l H 为组分轴向扩散系数，m2s;u为气流速度，ms:z L aT, RT (8) 为吸附床轴向高度，m;e。为床层空隙率P。为颗粒密 式中：R为摩尔气体常数，J.mol-.K. 度，kgm安为组分的吸附速率，mg。 吸附动力学参数计算B,四： 60D 气相总质量守恒方程为 k= Co, (9) +一 (2) dz D= (10) 式中：c为气相的摩尔浓度，mol·m3 气相能量守恒方程为 式中：D.为有效扩散系数，m2·s:e为颗粒孔隙率；T。 .aT a(Tu) PC at +p:Cr 为颗粒曲折因子：C为量纲一的亨利系数可：D,为努森 K+-(T-)-(,-.3) 扩散系数，m2s1:D为分子扩散系数，m2sl 0z2 d。 gadi 床层平均空隙率计算： 式中p为气相密度，kg·m3:C,为气相热容，Jkg. （dn/d。-2)21 (11) K:T为气体温度，K;K为气相热导率，W·m·K: e=0.38+0.073[1+(a产 T,为吸附剂温度，K;h,为气固对流换热系数，W·m2· 组分质量轴向扩散系数计算20： udp Kl:h为气壁对流换热系数，Wm2.K;d,为吸附剂 D=YD+Pe.(I+yD/(ud) (12) 颗粒直径，m;dn为吸附床直径，m;T,为吸附床壁面温 y1=0.45+0.55e (13) 度，K 吸附剂相能量守恒方程为 R.=3.35号d≤003m (14) 1-apnc要-1-ak 2 式中，y,为床层轴向曲折因子；Pe.为佩克莱特数的 极值. 1-a2(-)+p1-)云(a0) 气体与吸附剂间对流换热系数计算四： d Nu=2.0+1.1(Rea6PrB). (15) (4) 式中：Nu为努塞尔数；Re为雷诺数；Pr为普朗特数. 式中：C,为吸附剂热容，J·kg·K;K为吸附剂热导 气体与吸附器内壁间对流换热系数计算四： 率，W·m1·K;H为组分i的吸附热. Wu=140+0.013396 Re. (16) 吸附动力学采用线性推动力法为 d K
祝显强等: 吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性能的影响 附床内 气 流 速 度 及 循 环 性 能 的 影 响． 为 了 便 于 与 ＲVPSA 循环中速度及部分循环性能参数对比，ＲPSA 循环模拟中所用吸附剂和吸附床性能参数与 ＲVPSA 循环所用的性能参数相同，而制氧性能对比中采用两 种 ＲPSA 制氧系统中实际的实验结果． 2 快速变压吸附制氧数值模拟 2. 1 控制方程建立 为了简 化 模 型，采 取 以 下 假 设: 原 料 空 气 为 N2 ( 79% ) 和 O2 ( 21% ) 的二元理想气体混合物; 吸附等 温线模型采用扩展的 Langmuir 方程; 吸附动力学模型 采用线性推动力法( LDF) ; 忽略径向扩散、径向浓度及 温度分布; 忽略吸附剂颗粒内的浓度和温度梯度; 忽略 吸附器壁热传导和外壁传热阻力． 气相组分质量守恒方程为 ci t － DL 2 ci z 2 + ( uci ) z + 1 － εb εb ρp qi t = 0． ( 1) 式中: ci t 为组分 i 的摩尔浓度变化率，mol·m － 3·s － 1 ; DL 为组分轴向扩散系数，m2 ·s － 1 ; u 为气流速度，m·s － 1 ; z 为吸附床轴向高度，m; εb为床层空隙率; ρp 为颗粒密 度，kg·m － 3 ; qi t 为组分 i 的吸附速率，mol·kg － 1·s － 1 ． 气相总质量守恒方程为 c t + u c z + c u z + 1 － εb εb ρp ∑ 2 i = ( 1 qi ) t = 0． ( 2) 式中: c 为气相的摩尔浓度，mol·m － 3 ． 气相能量守恒方程为 ρfCf Tf t + ρfCf ( Tfu) z = Kf 2 Tf z 2 + 1 － εb εb 6hf dp ( Ts － Tf ) － 4hw εd din ( Tf － Tf ) ． ( 3) 式中: ρf为气相密度，kg·m － 3 ; Cf 为气相热容，J·kg － 1· K － 1 ; Tf为气体温度，K; Kf为气相热导率，W·m － 1·K － 1 ; Ts为吸附剂温度，K; hf为气固对流换热系数，W·m － 2· K － 1 ; hw为气壁对流换热系数，W·m － 2·K － 1 ; dp为吸附剂 颗粒直径，m; din为吸附床直径，m; TW为吸附床壁面温 度，K． 吸附剂相能量守恒方程为 ( 1 － εb ) ρpCs Ts t = ( 1 － εb ) Ks 2 Ts z 2 + ( 1 － εb ) 6hf dp ( Tf － Ts) + ρp ( 1 － εb ) ∑ 2 i = ( 1 Hi qi ) t ． ( 4) 式中: Cs为吸附剂热容，J·kg － 1·K － 1 ; Ks为吸附剂热导 率，W·m － 1·K － 1 ; Hi为组分 i 的吸附热． 吸附动力学采用线性推动力法为 qi t = ki ( q* i － qi ) ． ( 5) 式中: ki为组分 i 的传质系数，s － 1 ; q* i 为组分 i 的平衡 吸附量，mol·kg － 1 ; qi为组分 i 的吸附量，mol·kg － 1 ． 床层压降( Ergun 方程) 为 P z = － 150μ d2 p ( 1 － εb ) 2 ε3 b u － 1. 75ρf dp ( 1 － εb ) ε3 b u2 ． ( 6) 式中: P 为气相压力，Pa; μ 为气相动力黏度，Pa·s． 2. 2 模型参数确定 吸附等温线采用扩展的 Langmuir 方程［18］: q* i = KPi 1 + ∑ 2 k = 1 bkPk ，K = K1 ( exp K2 ) T ， b = B1 ( exp B2 ) T ． ( 7) 式中: Pi为组分 i 的压力，Pa; K ( mol·kg － 1·kPa － 1 ) 、bi ( kPa － 1 ) 、K1 ( mol·kg － 1·kPa － 1 ) 、K2 ( K) 、B1 ( kPa － 1 ) 和 B2 ( K) 为朗格缪尔参数． 氧氮吸附热计算［19］ [ : ln( P) T ] f q* i = － Hi ＲT2 f ． ( 8) 式中: Ｒ 为摩尔气体常数，J·mol － 1·K － 1 ． 吸附动力学参数计算［5，20］: ki = 60De Cd2 p ， ( 9) De = εp τp ( 1 1 Dk + 1 D ) m ． ( 10) 式中: De为有效扩散系数，m2 ·s － 1 ; εp为颗粒孔隙率; τp 为颗粒曲折因子; C 为量纲一的亨利系数［5］; Dk为努森 扩散系数，m2 ·s － 1 ; Dm为分子扩散系数，m2 ·s － 1 ． 床层平均空隙率计算: εb [ = 0. 38 + 0. 073 1 + ( din / dp － 2) 2 ( din / dp ) 2 ] ． ( 11) 组分质量轴向扩散系数计算［1，20］: DL = γ1Dm + udp Pe∞ ( 1 + γ1Dm /( udp ) ) ． ( 12) γ1 = 0. 45 + 0. 55εb ． ( 13) Pe∞ = 3. 35 dp 2 ，dp≤0. 003 m． ( 14) 式中，γ1为床层轴向曲折因子; Pe∞ 为佩克莱特数的 极值． 气体与吸附剂间对流换热系数计算［21］: Nu = 2. 0 + 1. 1( Ｒe0. 6Pr1 /3 ) . ( 15) 式中: Nu 为努塞尔数; Ｒe 为雷诺数; Pr 为普朗特数． 气体与吸附器内壁间对流换热系数计算［22］: Nu = 140 + 0. 013396 d2 in dpKf Ｒe． ( 16) · 599 ·
·996· 工程科学学报，第38卷，第7期 吸附剂采用文献7]中所用的具有较高氧氮分 2.0 口291.15K.N 离因子的制氧吸附剂，由Autosorb-1吸附仪和自制高 0 291.15K.0 压静态吸附仪分别测得该吸附剂在较低压力范围(0 1.6 △303.15K.N 303.15K.0 ~100kPa)和较高压力范围内(100~350kPa)对氧氮 的吸附等温线，如图2所示.经分析可知，氧气和氮气 1.2 在该吸附剂上吸附等温线符合Langmuir型，拟合得到 0.8 Langmuir参数如表2所示. 按式(9)~式(16)计算得到部分模型参数及物性 0.4 参数，如表3所示 2.3边界条件 0.0 50 100 150200 250300350 边界条件设置如表4所示 吸附压月/kPa 2.4离散及求解方法 图2吸附剂吸附等温线 采用内节点法将计算域分成100个子区域，对控 Fig.2 Adsorption isotherms of adsorbents 表2吸附等温线Langmuir参数 Table 2 Values of Langmuir isotherm parameters 吸附质 Ki/(mol.kg-1.kPa-1) K2/K B:/kPa-1 B2/K H/(Jmol-1) 0 2.3123×10-5 1313.8841 2.2342×10-6 1754.3662 14661.44 8.8739×10-5 1505.4227 6.5506×10-6 2067.2072 25451.65 表3部分模型参数及物性参数 Table 3 Partial model parameters and physical parameters 参数 数值 参数 数值 C/(J-kg-1.k-1) 1004 Te/K 289.15 C1(小kgl.K) 1172 Tpu/K 289.15 di/m 0.03 TRE/K 289.15 d/m -0.0005 Tw/K 289.15 I/m 0.24 yPU (0,) ~0.93±0.03 K/(W-m-1.K-1) 0.02624 yRE (02) -0.72±0.02 K./(W-m-1-K-1) 0.3 68 0.330 PamIPa 101325 P/(kg m-3) 589.46 PRE/Pa -200000 Pe/(kg m-3) 1035 Pwp /Pa 80000~10000 ul(Pa-s) 1.83×10-5 注：l为吸附剂装填高度：P为大气压力：PE为回收中间气后床层压力：Pp为中间气出气端充压后床层压力：T为进料气温度：T为反 吹气温度：TE为中间气温度：为进料气中氧体积分数：u为反吹气中氧体积分数yE为中间气中氧体积分数 表4边界条件四 Table 4 Boundary conditions 循环步骤 z=0 a-1 n茫=-ur, 4=0,=0,0 =0, PR aTr P=Pu+(PL -PH)(t/tpR -1)2 (RPSA), K =-uPrCr(Tr Tr) P=Pu+(Pwp-Pu)(t/t -1)2(RVPSA) u=nn是=-uG, AD aTr =0, de =0 =-uprC:(Te -T:),P=Pu RE 0 u=0毫=0,2 =0=0 P=Pu+(PRE PH)(t/tRE)
工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 吸附剂采用文献［17］中所用的具有较高氧氮分 离因子的制氧吸附剂，由 Autosorb--1 吸附仪和自制高 压静态吸附仪分别测得该吸附剂在较低压力范围( 0 ～ 100 kPa) 和较高压力范围内( 100 ～ 350 kPa) 对氧氮 的吸附等温线，如图 2 所示． 经分析可知，氧气和氮气 在该吸附剂上吸附等温线符合 Langmuir 型，拟合得到 Langmuir 参数如表 2 所示． 按式( 9) ～ 式( 16) 计算得到部分模型参数及物性 参数，如表 3 所示． 2. 3 边界条件 边界条件设置如表 4 所示． 2. 4 离散及求解方法 采用内节点法将计算域分成 100 个子区域，对控 图 2 吸附剂吸附等温线 Fig． 2 Adsorption isotherms of adsorbents 表 2 吸附等温线 Langmuir 参数 Table 2 Values of Langmuir isotherm parameters 吸附质 K1 /( mol·kg － 1·kPa － 1 ) K2 /K B1 / kPa － 1 B2 /K Hi /( J·mol － 1 ) O2 2. 3123 × 10 － 5 1313. 8841 2. 2342 × 10 － 6 1754. 3662 14661. 44 N2 8. 8739 × 10 － 5 1505. 4227 6. 5506 × 10 － 6 2067. 2072 25451. 65 表 3 部分模型参数及物性参数 Table 3 Partial model parameters and physical parameters 参数 数值 参数 数值 Cf /( J·kg － 1·k － 1 ) 1004 TF /K 289. 15 Cs /( J·kg － 1·K － 1 ) 1172 TPU /K 289. 15 din /m 0. 03 TＲE /K 289. 15 dp /m ～ 0. 0005 TW /K 289. 15 l /m 0. 24 yPU ( O2 ) ～ 0. 93 ± 0. 03 Kf /( W·m － 1·K － 1 ) 0. 02624 yＲE ( O2 ) ～ 0. 72 ± 0. 02 Ks /( W·m － 1·K － 1 ) 0. 3 εp 0. 33［20］ Patm /Pa 101325 ρb /( kg. m － 3 ) 589. 46 PＲE /Pa ～ 200000 ρp /( kg. m － 3 ) 1035 PIPP /Pa 80000 ～ 10000 μ /( Pa·s) 1. 83 × 10 － 5 注: l 为吸附剂装填高度; Patm为大气压力; PＲE为回收中间气后床层压力; PIPP为中间气出气端充压后床层压力; TF为进料气温度; TPU为反 吹气温度; TＲE为中间气温度; yF为进料气中氧体积分数; yPU为反吹气中氧体积分数; yＲE为中间气中氧体积分数． 表 4 边界条件［22］ Table 4 Boundary conditions［22］ 循环步骤 z = 0 z = l PＲ DL y z = － u( yF － y) ， Kf Tf z = － uρfCf ( TF － Tf ) u = 0，y z = 0， Tf z = 0， P = PH + ( PL － PH ) ( t /tPＲ － 1) 2 ( ＲPSA) ， P = PH + ( PIPP － PH ) ( t /tPＲ － 1) 2 ( ＲVPSA) AD u = uAD，DL y z = － u( yF － y) ， Kf Tf z = － uρfCf ( TF － Tf ) ，P = PH y z = 0， Tf z = 0 ＲE u = 0，y z = 0， Tf z = 0， P = PH + ( PＲE － PH ) ( t /tＲE ) y z = 0， Tf z = 0 · 699 ·
祝显强等：吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性能的影响 997· 续表4 循环步骤 z=0 2=l u-00=0, -0, BD 是-0=0 P=P+(Pu-P)(t/tgD -1)2(RPSA), P=P+(PRE-P)(t/tBD-1)2(RVPSA) u=0,=0,=0. EV dz P=PL+(Pm-PL)(t/tEy -1)2 u=0,立=0，=0， D是=-ue-, IPP dz P=PL+(Pwp -PL)(t/tpp) 人-mG-》 u=pW’ PU A是=-um-, =-wprC:(Tw-T K正 制方程在控制区域内进行积分得节点方程组，对流项 而中间气回收阶段略有下降，放空降压阶段快速下降， 采用一阶迎风格式，时间步长为O.01s,用Matlab 真空降压阶段进一步下降，中间气出气端充压阶段则 R2009a软件编写程序并求解，迭代误差≤10-4 略有升高，循环周期内气体温度变化大约为10℃.模 3结果与讨论 拟值和实验值在放空降压和真空降压阶段误差较大， 是由于循环步骤较快和温度采集有一定延迟，模拟和 3.1模型验证结果 实验值误差在2℃以内，认为模型能较合理地预测吸 模型验证实验在有中间气出气端充压的RVPSA 附床内温度场的变化 制氧实验系统叨中进行.图3显示模拟的产品气体积 300 分数及实验值的对比，随循环次数增加，产品气中氧含 口实验点 量逐渐增加，大约经过30个循环，氧体积分数基本不 295 一模拟值 再发生变化，模拟值稳定在91.23%，比实验值高 P/P.=240/60 1.2%.这是由于模拟中认为空气为氧氮混合气，忽略 290 ▣ T=289.15K 白 氩气的存在，而在产品气中氩体积分数为3%左右. 285 100 90 280 人◇◇◇今☆名名88更 PR AD REBD EV IPP 80 250 4 70 5 循环时间/ 60 ▣摸拟值 图4气体温度随时间变化 50 O实验值 Fig.4 Gas temperature changes during a cycle 8.8 3.2吸附和解吸压力对原料气充压阶段气流速度的 影响 1015202530 Ruthven 20、Todd和Webley2圆指出，当变压吸附 循环次数/次 系统运行大于或等于初始流化速度时，高速气流会加 图3模拟的产品气氧体积分数及实验值的对比 强吸附剂摩擦和蠕动，促使吸附剂粉化，且即使气流速 Fig.3 Comparison of the calculated oxygen purity of the product 度低于流化速度的极限值都将使吸附剂颗粒产生蠕动 with experimental results 和磨损.此蠕动的气流速度极限值与吸附剂颗粒的形 图4为RVPSA循环达稳定后床层轴向中点处气 状、分布等因素有关，顺流的气体流速极限值通常取流 体温度在循环周期内的变化.由图4可以看出，气体 化速度极限值的75%~80%，而逆流的气体流速极限 温度在原料气充压阶段快速上升，吸附阶段略有升高， 值取顺流的气体流速极限值的1.8倍0.其中顺流的
祝显强等: 吸附及解吸压力对快速变压吸附床内速度及循环性能的影响 续表 4 循环步骤 z = 0 z = l BD y z = 0， Tf z = 0 u = 0，y z = 0， Tf z = 0， P = Patm + ( PH － Patm ) ( t /tBD － 1) 2 ( ＲPSA) ， P = Patm + ( PＲE － Patm ) ( t /tBD － 1) 2 ( ＲVPSA) EV y z = 0， Tf z = 0 u = 0，y z = 0， Tf z = 0， P = PL + ( Patm － PL ) ( t /tEV － 1) 2 IPP u = 0，y z = 0， Tf z = 0， P = PL + ( PIPP － PL ) ( t /tIPP ) DL y z = － u( yＲE － y) ， Kf Tf z = － uρfCf ( TＲE － Tf ) PU y z = 0， Tf z = 0，P = PL u = uPU， DL y z = － u( yPU － y) ， Kf Tf z = － uρfCf ( TPU － Tf ) 制方程在控制区域内进行积分得节点方程组，对流项 采用 一 阶 迎 风 格 式，时 间 步 长 为 0. 01 s，用 Matlab Ｒ2009a 软件编写程序并求解，迭代误差≤10 － 4 ． 3 结果与讨论 3. 1 模型验证结果 模型验证实验在有中间气出气端充压的 ＲVPSA 制氧实验系统［17］中进行． 图 3 显示模拟的产品气体积 分数及实验值的对比，随循环次数增加，产品气中氧含 量逐渐增加，大约经过 30 个循环，氧体积分数基本不 再发 生 变 化，模 拟 值 稳 定 在 91. 23% ，比 实 验 值 高 1. 2% ． 这是由于模拟中认为空气为氧氮混合气，忽略 氩气的存在，而在产品气中氩体积分数为 3% 左右． 图 3 模拟的产品气氧体积分数及实验值的对比 Fig． 3 Comparison of the calculated oxygen purity of the product with experimental results 图 4 为 ＲVPSA 循环达稳定后床层轴向中点处气 体温度在循环周期内的变化． 由图 4 可以看出，气体 温度在原料气充压阶段快速上升，吸附阶段略有升高， 而中间气回收阶段略有下降，放空降压阶段快速下降， 真空降压阶段进一步下降，中间气出气端充压阶段则 略有升高，循环周期内气体温度变化大约为 10 ℃ ． 模 拟值和实验值在放空降压和真空降压阶段误差较大， 是由于循环步骤较快和温度采集有一定延迟，模拟和 实验值误差在 2 ℃ 以内，认为模型能较合理地预测吸 附床内温度场的变化． 图 4 气体温度随时间变化 Fig． 4 Gas temperature changes during a cycle 3. 2 吸附和解吸压力对原料气充压阶段气流速度的 影响 Ｒuthven［20］、Todd 和 Webley［23］ 指出，当变压吸附 系统运行大于或等于初始流化速度时，高速气流会加 强吸附剂摩擦和蠕动，促使吸附剂粉化，且即使气流速 度低于流化速度的极限值都将使吸附剂颗粒产生蠕动 和磨损． 此蠕动的气流速度极限值与吸附剂颗粒的形 状、分布等因素有关，顺流的气体流速极限值通常取流 化速度极限值的 75% ～ 80% ，而逆流的气体流速极限 值取顺流的气体流速极限值的 1. 8 倍［20］． 其中顺流的 · 799 ·