PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响

为了提高小型两床变压吸附（PSA）制氧机在变产品气流量下的氧气体积分数，建立了改进的Skarstrom两床循环PSA制氧实验装置，研究了产品气流量对其氧气体积分数的影响。研究结果表明，在低产品气流量运行条件下，通过提高清洗气总氧量与原料气总氧量之比（P/F）以及降低最高吸附压力与最低解吸压力之比（θ）可消除氧气返混的不利影响；在高产品气流量运行条件下，通过提高P/F和θ可以提高实验装置中分子筛的工作能力，进而提高产品气中的氧气体积分数。在此基础上，对低和高产品气流量运行条件下的P/F和θ进行了调节，分别将产品气流量为3.55 L·min?1和19.88 L·min?1时的氧气体积分数从92.4%增加至了95.7%和从74.0%增加至了74.9%。本文的研究结果可为变产品气流量下PSA制氧工艺参数优化提供参考。

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工程科学学报 Chinese Journal of Engineering PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响刘应书张全立刘文海李子宜杨雄曹曦光付耀国李烨 Influence of product flow rate on O,volume fraction in PSA oxygen generation process LIU Ying-shu,ZHANG Quan-li.LIU Wen-hai,LI Zi-yi,YANG Xiong.CAO Xi-guang.FU Yao-guo.LI Ye 引用本文：刘应书，张全立，刘文海，李子宜，杨雄，曹曦光，付耀国，李烨.PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响).工程科学学报，2020.4211：1507-1515.doi:10.13374.issn2095-9389.2019.11.11.002 LIU Ying-shu,ZHANG Quan-li,LIU Wen-hai,LI Zi-yi,YANG Xiong,CAO Xi-guang,FU Yao-guo,LI Ye.Influence of product flow rate on 0,volume fraction in PSA oxygen generation process[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(11):1507-1515.doi: 10.13374/.issn2095-9389.2019.11.11.002 在线阅读View online:https::/ldoi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.11.11.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 变压吸附空分用椰壳基炭分子筛的制备 Preparation of coconut shell-based carbon molecular sieves for air separation by pressure swing adsorption 工程科学学报.2017,393443 https::/oi.org10.13374.issn2095-9389.2017.03.017 高炉休风时供氧管网压力对氧气调度的影响 Effects of oxygen pipe-network pressure on the oxygen scheduling during blast furnace blow-down 工程科学学报.2017,392：283htps:/doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2017.02.017 π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a T-shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报.2019,41(11)：1473 https:/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.03.26.001 RH精炼过程中吹氧量对F钢洁净度的影响 Effect of oxygen blowing during RH treatment on the cleanliness of IF steel 工程科学学报.2020,42(7)：846htps:/doi.org10.13374j.issn2095-9389.2019.07.19.002 难溶气体对水润滑轴承特性影响分析 Influence of undissolved gas on the characteristics of high-speed water-lubricated bearings 工程科学学报.2017,3911：1709htps:doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.11.014 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 Numerical simulation and research on the effect of the classification of gas composition on the heat process of gas radiation tubes 工程科学学报.2017,39196htps:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.01.013

PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响刘应书张全立刘文海李子宜杨雄曹曦光付耀国李烨 Influence of product flow rate on O2 volume fraction in PSA oxygen generation process LIU Ying-shu, ZHANG Quan-li, LIU Wen-hai, LI Zi-yi, YANG Xiong, CAO Xi-guang, FU Yao-guo, LI Ye 引用本文: 刘应书, 张全立, 刘文海, 李子宜, 杨雄, 曹曦光, 付耀国, 李烨. PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响[J]. 工程科学学报, 2020, 42(11): 1507-1515. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002 LIU Ying-shu, ZHANG Quan-li, LIU Wen-hai, LI Zi-yi, YANG Xiong, CAO Xi-guang, FU Yao-guo, LI Ye. Influence of product flow rate on O2 volume fraction in PSA oxygen generation process[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(11): 1507-1515. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 变压吸附空分用椰壳基炭分子筛的制备 Preparation of coconut shell-based carbon molecular sieves for air separation by pressure swing adsorption 工程科学学报. 2017, 39(3): 443 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.017 高炉休风时供氧管网压力对氧气调度的影响 Effects of oxygen pipe-network pressure on the oxygen scheduling during blast furnace blow-down 工程科学学报. 2017, 39(2): 283 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.017 π型向心径向流吸附器气固两相模型传热传质特性 Heat and mass transfer characteristics of the gassolid two-phase model in a π-shaped centripetal radial flow adsorber 工程科学学报. 2019, 41(11): 1473 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.26.001 RH精炼过程中吹氧量对IF钢洁净度的影响 Effect of oxygen blowing during RH treatment on the cleanliness of IF steel 工程科学学报. 2020, 42(7): 846 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.19.002 难溶气体对水润滑轴承特性影响分析 Influence of undissolved gas on the characteristics of high-speed water-lubricated bearings 工程科学学报. 2017, 39(11): 1709 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.11.014 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 Numerical simulation and research on the effect of the classification of gas composition on the heat process of gas radiation tubes 工程科学学报. 2017, 39(1): 96 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.01.013

工程科学学报.第42卷，第11期：1507-1515.2020年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.11:1507-1515,November 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002;http://cje.ustb.edu.cn PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响刘应书，张全立，刘文海，李子宜区，杨雄，曹曦光，付耀国，李烨北京科技大学能源与环境工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:yili@ustb.edu.cn 摘要为了提高小型两床变压吸附(PSA)制氧机在变产品气流量下的氧气体积分数，建立了改进的Skarstrom两床循环 PSA制氧实验装置，研究了产品气流量对其氧气体积分数的影响.研究结果表明，在低产品气流量运行条件下，通过提高清洗气总氧量与原料气总氧量之比(PF)以及降低最高吸附压力与最低解吸压力之比()可消除氧气返混的不利影响：在高产品气流量运行条件下，通过提高PF和0可以提高实验装置中分子筛的工作能力，进而提高产品气中的氧气体积分数.在此基础上，对低和高产品气流量运行条件下的PF和0进行了调节，分别将产品气流量为3.55Lmin和19.88Lmin时的氧气体积分数从92.4%增加至了95.7%和从74.0%增加至了74.9%.本文的研究结果可为变产品气流量下PSA制氧工艺参数优化提供参考关键词变压吸附(PSA):产品气流量：氧气返混：参数调节：氧气体积分数分类号0647.3 Influence of product flow rate on O2 volume fraction in PSA oxygen generation process LIU Ying-shu.ZHANG Quan-li,LIU Wen-hai,LI Zi-y,YANG Xiong,CAO Xi-guang.FU Yao-guo,LI Ye School of Energy and Environmental Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China Corresponding author,E-mail:ziyili@ustb.edu.cn ABSTRACT In recent decades,the small-scale pressure swing adsorption(PSA)oxygen generator has been widely used in the fields of home medical and hospital oxygen supply,anoxic environments,and plateau environments due to its cost effectiveness,operational flexibility,and adequate O2 volume fraction.The flexible optimization of PSA oxygen generation in response to changes in product demand is an important factor in its practical performance.To study the influence of a variable product flow rate on O2 volume fraction in the small-scale PSA oxygen generator,experimental equipment was set up,which consisted of a modified Skarstrom-cycle two-bed PSA system.The research results show that variations in the parameters at the lower product flow rate (s10.37 L'min)may have a negative effect on oxygen countercurrent mixing,which can impair oxygen generation,and at higher product flow rates (13.57 Lmin)may cause the negative effect of nitrogen breakthrough,which decreases the working capacity of the adsorbents in the bed.The O2 volume fraction at the lower product flow rate was improved by increasing the ratio of total oxygen in the purge gas to the total oxygen in the feed gas(P/F)and by decreasing the ratio of the highest adsorption pressure to the lowest desorption pressure() during a cycle to suppress oxygen countercurrent mixing.The O2 volume fraction at the higher product flow rate was improved by increasing the P/F and values to improve the working capacity of the adsorbents in the bed.Accordingly,adjustments are made in the P/F and values at the lower and higher product flow rates to achieve optimal oxygen generation performances,enhancing the O2 volume fraction from 92.4%and 74.0%to 95.7%and 74.9%at the respective product flow rates of 3.55 L-min and 19.88 Lmin This work is meaningful for the optimization of the parameters of the PSA oxygen production process at variable product flow rates. 收稿日期：2019-11-11 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2017YFC0806304)

PSA 制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响刘应书，张全立，刘文海，李子宜苣，杨雄，曹曦光，付耀国，李烨北京科技大学能源与环境工程学院，北京 100083 苣通信作者，E-mail：ziyili@ustb.edu.cn 摘要为了提高小型两床变压吸附（PSA）制氧机在变产品气流量下的氧气体积分数，建立了改进的 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧实验装置，研究了产品气流量对其氧气体积分数的影响. 研究结果表明，在低产品气流量运行条件下，通过提高清洗气总氧量与原料气总氧量之比（P/F）以及降低最高吸附压力与最低解吸压力之比（θ）可消除氧气返混的不利影响；在高产品气流量运行条件下，通过提高 P/F 和 θ 可以提高实验装置中分子筛的工作能力，进而提高产品气中的氧气体积分数. 在此基础上，对低和高产品气流量运行条件下的 P/F 和 θ 进行了调节，分别将产品气流量为 3.55 L·min−1 和 19.88 L·min−1 时的氧气体积分数从 92.4% 增加至了 95.7% 和从 74.0% 增加至了 74.9%. 本文的研究结果可为变产品气流量下 PSA 制氧工艺参数优化提供参考. 关键词变压吸附（PSA）；产品气流量；氧气返混；参数调节；氧气体积分数分类号 O647.3 Influence of product flow rate on O2 volume fraction in PSA oxygen generation process LIU Ying-shu，ZHANG Quan-li，LIU Wen-hai，LI Zi-yi苣，YANG Xiong，CAO Xi-guang，FU Yao-guo，LI Ye School of Energy and Environmental Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E-mail: ziyili@ustb.edu.cn ABSTRACT In recent decades, the small-scale pressure swing adsorption (PSA) oxygen generator has been widely used in the fields of home medical and hospital oxygen supply, anoxic environments, and plateau environments due to its cost effectiveness, operational flexibility, and adequate O2 volume fraction. The flexible optimization of PSA oxygen generation in response to changes in product demand is an important factor in its practical performance. To study the influence of a variable product flow rate on O2 volume fraction in the small-scale PSA oxygen generator, experimental equipment was set up, which consisted of a modified Skarstrom-cycle two-bed PSA system. The research results show that variations in the parameters at the lower product flow rate (≤10.37 L·min−1) may have a negative effect on oxygen countercurrent mixing, which can impair oxygen generation, and at higher product flow rates (≥13.57 L·min−1) may cause the negative effect of nitrogen breakthrough, which decreases the working capacity of the adsorbents in the bed. The O2 volume fraction at the lower product flow rate was improved by increasing the ratio of total oxygen in the purge gas to the total oxygen in the feed gas (P/F) and by decreasing the ratio of the highest adsorption pressure to the lowest desorption pressure (θ) during a cycle to suppress oxygen countercurrent mixing. The O2 volume fraction at the higher product flow rate was improved by increasing the P/F and θ values to improve the working capacity of the adsorbents in the bed. Accordingly, adjustments are made in the P/F and θ values at the lower and higher product flow rates to achieve optimal oxygen generation performances, enhancing the O2 volume fraction from 92.4% and 74.0% to 95.7% and 74.9% at the respective product flow rates of 3.55 L·min−1 and 19.88 L·min−1. This work is meaningful for the optimization of the parameters of the PSA oxygen production process at variable product flow rates. 收稿日期: 2019−11−11 基金项目: 国家重点研发计划资助项目 (2017YFC0806304) 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期：1507−1515，2020 年 11 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 11: 1507−1515, November 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.11.002; http://cje.ustb.edu.cn

·1508 工程科学学报，第42卷，第11期 KEY WORDS pressure swing adsorption(PSA);product flow rate;oxygen countercurrent mixing;parameter adjustment;O2 volume fraction 小型变压吸附(PSA)制氧机已广泛地应用于见图1.压缩机对过滤后的空气进行增压后通过家庭医用保健用氧、医院集中供氧、高原缺氧环 PLC控制的电磁阀门交替送入床层1(B1)和床层境补氧及室内弥散供氧等领域-习由于实际使用 2(B2),富含氧气的产物（轻组分）从吸附床中分离条件的变化，制氧机的产品气流量也需要随时间出进入储氧罐，吸附在制氧分子筛中的重组分氮发生改变B.产品气流量的变化往往会造成其氧气被解吸后直接释放到大气中.实验装置中所设气体积分数的变化，影响正常使用.因此，研究产置的针阀K1、K2、K3和K4,可分别对原料气流品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系，量、吸附压力（通过调节均压气流量）、清洗流量对于PSA制氧机的工艺参数优化和实际应用具有和产品气流量进行灵活的调节.其中，K1设置在重要的意义缓冲罐的顶端，原料气流量随着K1开度的减小而关于产品气中氧气体积分数随产品气流量变化增加，当K1完全关闭时，原料气流量达到最大值；关系的研究，前人得出了不同的实验结果.王浩宇 K2设置在均压管道上，通过控制均压气量进而对和Mendes等分别通过数值模拟和实验得出氧气体吸附压力进行调节，即均压气量随着K2开度的增积分数随产品气流量增加而降低的变化关系6列，加而增加，进而提升了吸附压力；K3设置在清洗吕爱会和Farooq等分别通过实验和模拟得出氧气管路上，清洗气流量随着K3开度的增加而增加；体积分数随着产品气流量的增加先保持不变而后 K4设置在产品气管路上，即产品气流量随K4开逐渐降低的结论I8-,翟晖和Bhat等通过实验得到度的增加而增加.实验装置的床层尺寸、相关管了氧气体积分数随产品气流量的增加先上升后降道尺寸如表1所示，主管道的直径较大是为了达低的结果0山关于产品气中氧气体积分数随产到迅速增压和减压的目的，均压管道和清洗管道品气流量增加而降低的原因，前人也有着不同的看直径较小，是为了方便的对均压气量和清洗气量法，章新波和Low等认为这与气体通过床层的流速进行更为精确的调节和控制，床层中装填的吸附加快进而导致分子筛对氨气吸附量降低有关2-1，翟晖等推测这是由吸附压力随产品气流量的增加而 13 叉712E8 降低所导致的lo,Bhat和Mofarahi等推测这与清种2 O,F3 9 K2火2 洗气流量降低从而导致床层再生效果下降有关，， C3- K414 吕爱会等认为这与其他工艺参数随产品气流量的变化有关⑧由此可见，产品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系还需进一步的明确与完善，产品气流量的改变引起其氧气体积分数变化的原因也有待进一步的探讨本文基于改进的Skarstrom两床循环PSA制 /a 氧工艺建立制氧实验装置，对产品气中氧气体积 16 分数随产品气流量的变化关系进行实验研究.根据试验结果，分析变产品气流量对氧气体积分数 Air 的影响：探讨变产品气流量下提高产品气中氧气体积分数的相关工艺参数的调节方法.本文研究 1-Filter;2-Air compressor;3-Heat exchanger;4-Buffer tank; 结果将为变产品气流量下变压吸附制氧工艺优化 5-Needle valves(K1-K4);6-Relief valve;7-Mass flowmeters (F1 及其实际应用操作提供技术依据 F2,F3);8-Solenoid valves (E1-E8);9-Adsorption beds(B1,B2); 10-Pressure transducers(P1,P2);11-02 concentration detection ports 1 实验与方法 (C1,C2.C3),12-Check valve;13-O2 storage tank;14-Pressure maintaining valve;15-PLC:16-Computer 11实验装置图1实验装置原理图基于Skarstrom两床循环PSA制氧实验装置 Fig.1 Schematic of pressure swing adsorption(PSA)experimental setup

KEY WORDS pressure swing adsorption (PSA)；product flow rate；oxygen countercurrent mixing；parameter adjustment；O2 volume fraction 小型变压吸附（PSA）制氧机已广泛地应用于家庭医用保健用氧、医院集中供氧、高原缺氧环境补氧及室内弥散供氧等领域[1−2] . 由于实际使用条件的变化，制氧机的产品气流量也需要随时间发生改变[3−4] . 产品气流量的变化往往会造成其氧气体积分数的变化，影响正常使用. 因此，研究产品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系，对于 PSA 制氧机的工艺参数优化和实际应用具有重要的意义[5] . 关于产品气中氧气体积分数随产品气流量变化关系的研究，前人得出了不同的实验结果. 王浩宇和 Mendes 等分别通过数值模拟和实验得出氧气体积分数随产品气流量增加而降低的变化关系[6−7] ；吕爱会和 Farooq 等分别通过实验和模拟得出氧气体积分数随着产品气流量的增加先保持不变而后逐渐降低的结论[8−9] ；翟晖和 Bhat 等通过实验得到了氧气体积分数随产品气流量的增加先上升后降低的结果[10−11] . 关于产品气中氧气体积分数随产品气流量增加而降低的原因，前人也有着不同的看法，章新波和 Liow 等认为这与气体通过床层的流速加快进而导致分子筛对氮气吸附量降低有关[12−13] ；翟晖等推测这是由吸附压力随产品气流量的增加而降低所导致的[10] ；Bhat 和 Mofarahi 等推测这与清洗气流量降低从而导致床层再生效果下降有关[11, 14] ；吕爱会等认为这与其他工艺参数随产品气流量的变化有关[8, 15] . 由此可见，产品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系还需进一步的明确与完善，产品气流量的改变引起其氧气体积分数变化的原因也有待进一步的探讨. 本文基于改进的 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧工艺建立制氧实验装置，对产品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系进行实验研究. 根据试验结果，分析变产品气流量对氧气体积分数的影响；探讨变产品气流量下提高产品气中氧气体积分数的相关工艺参数的调节方法. 本文研究结果将为变产品气流量下变压吸附制氧工艺优化及其实际应用操作提供技术依据. 1 实验与方法 1.1 实验装置基于 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧实验装置见图 1. 压缩机对过滤后的空气进行增压后通过 PLC 控制的电磁阀门交替送入床层 1（B1）和床层 2（B2），富含氧气的产物（轻组分）从吸附床中分离出进入储氧罐，吸附在制氧分子筛中的重组分氮气被解吸后直接释放到大气中. 实验装置中所设置的针阀 K1、K2、K3 和 K4，可分别对原料气流量、吸附压力（通过调节均压气流量）、清洗流量和产品气流量进行灵活的调节. 其中，K1 设置在缓冲罐的顶端，原料气流量随着 K1 开度的减小而增加，当 K1 完全关闭时，原料气流量达到最大值； K2 设置在均压管道上，通过控制均压气量进而对吸附压力进行调节，即均压气量随着 K2 开度的增加而增加，进而提升了吸附压力；K3 设置在清洗管路上，清洗气流量随着 K3 开度的增加而增加； K4 设置在产品气管路上，即产品气流量随 K4 开度的增加而增加. 实验装置的床层尺寸、相关管道尺寸如表 1 所示，主管道的直径较大是为了达到迅速增压和减压的目的，均压管道和清洗管道直径较小，是为了方便的对均压气量和清洗气量进行更为精确的调节和控制. 床层中装填的吸附 1 Air K1 2 K2 3 K3 4 K4 O2 F3 5 6 7 8 E1 E2 F1 E3 9 10 11 E7 12 E8 E6 E5 F2 13 14 15 16 C3 C1 B1 B2 E4 P1 P2 C2 1—Filter; 2—Air compressor; 3—Heat exchanger; 4—Buffer tank; 5—Needle valves (K1−K4); 6—Relief valve; 7—Mass flowmeters (F1, F2, F3); 8—Solenoid valves (E1−E8); 9—Adsorption beds (B1, B2); 10—Pressure transducers (P1, P2); 11—O2 concentration detection ports (C1, C2, C3); 12—Check valve; 13—O2 storage tank; 14—Pressure maintaining valve; 15—PLC；16—Computer 图 1 实验装置原理图 Fig.1 Schematic of pressure swing adsorption (PSA) experimental setup · 1508 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

刘应书等：PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 ·1509 剂参数如表2所示，底层采用活性氧化铝（型号： JAA-1;生产厂家：洛阳建龙微纳新材料股份有限 K2 K3 公司)去除空气中的水分，上层采用制氧分子筛（型号：JLOX-101A:生产厂家：洛阳建龙微纳新材料股 B1 B2 BI B2 B1 B2 BI B2 份有限公司)吸附空气中的氨气，以获得高浓度氧气6实验过程中采用质量流量计（单向，满量程精度：≤1.5%)F1、F2、F3分别测量原料气流量、清洗流量、产品气流量：采用压力传感器（精度： 0.2%)P1、P2测量床层压力：用氧气分析仪（精度：± Step I Step 2 Step 3 Step 4 0.3%)分别测定两床顶部(C1、C2)和产品气(C3) 的氧气体积分数，所有实验数据均在装置运行稳定 K3 状态下由相关仪器测量并上传计算机进行保存 B2 Bi B2 B1 B2 B2 表1床层及有关管道尺寸 Table 1 Adsorption bed and related pipe sizes Items Size/mm Diameter of adsorption bed 112.00 Column length of adsorption bed 620.00 Step 5 Step 6 Step 7 Step 8 Diameters of main pipe 19.05 图2改进的Skarstrom两床循环PSA工艺流程图 Fig.2 Schematic of the modified Skarstrom pressure swing adsorption Diameters of pressure equalization and purge pipe 12.70 cycle 表2吸附剂参数 Step 1:BI处于PPE与FP步骤中，B2处于 Table 2 Adsorbent quantities and properties DPE步骤中.此时E1和E5打开，富含氧气的均压 Items Size 气体以较高的压力从B2顶部通过E5流向B1.同 Mass of oxygen molecular sieve 2.70+0.01 kg(one bed) 时，缓冲罐内的空气通过E1流向BL,迅速增加了 Mass of activated alumina 0.76+0.01 kg(one bed) B1内的压力 Average diameter of oxygen molecular sieve -0.50mm Step2:BI和B2分别位于FP和BD步骤中 Average diameter of activated alumina ~4.00 mm 此时E1和E4打开，气源通过E1进入床层B1,直 Bulk density of oxygen molecular sieve 670.00kg.m3 到B1压力达到最佳吸附压力：此时B2进行逆流 Bulk density of activated alumina 700.00kg.m3 排污. Step3:B1和B2分别位于AD和DP步骤中 1.2工艺流程此时E1、E4、E7打开，缓冲罐内的空气继续流向本研究基于传统的Skarstrom两床循环PSA B1,提高吸附压力，产品气通过E7流向储氧罐；制氧工艺将均压步骤和进气升压步骤进行部分重 B2在低压下继续进行解吸. 叠，使床层压力快速达到最佳工作压力，提高氧气 Step4:B1处于AD与PG步骤中，B2处于产量：同时，均压步骤为非完全均压步骤，即在两 PG步骤中.E1、E4、E6、E7打开，部分产品气通床层压力达到平衡前便停止均压，这样可以避免过E7流向储氧罐，其余部分通过E6对B2进行清处于均压降步骤的床层中氮气大量的脱附，防止洗，氨气在B2中进一步解吸，使床层获得更好的氨气流向另一刚获得再生的床层而造成污染。改再生进的Skarstrom两床循环PSA制氧工艺由八步组由于该工艺流程是循环进行的，B1中的步骤成：均压升和进气升压(PPE&FP)、进气升压将由B2重复，因此在Step5至Step8中，BI的 (FP)、高压吸附(AD)、高压吸附与吹扫(AD&PG)、 DPF、BD、DP、PG步骤分别对应B2的PPE与均压降(DPE)、逆流排污(BD)、解吸(DP)、清洗 FP、FP、AD、AD与PG步骤.综上，Step 1至Step (PG).每一步骤的具体工艺流程和时间如图2和 4中，E1一直处于打开状态，即B1在不断的进气，表3所示，所有实验均在相同的循环时间下进行. 因此B1一直处于吸附阶段；B2则处于脱附阶段

剂参数如表 2 所示，底层采用活性氧化铝（型号： JAA-1；生产厂家：洛阳建龙微纳新材料股份有限公司）去除空气中的水分，上层采用制氧分子筛（型号：JLOX-101A；生产厂家：洛阳建龙微纳新材料股份有限公司）吸附空气中的氮气，以获得高浓度氧气[16] . 实验过程中采用质量流量计（单向，满量程精度：≤1.5%）F1、F2、F3 分别测量原料气流量、清洗流量、产品气流量；采用压力传感器（精度： ±0.2%）P1、P2 测量床层压力；用氧气分析仪（精度：± 0.3%）分别测定两床顶部（C1、C2）和产品气（C3）的氧气体积分数，所有实验数据均在装置运行稳定状态下由相关仪器测量并上传计算机进行保存. 1.2 工艺流程本研究基于传统的 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧工艺将均压步骤和进气升压步骤进行部分重叠，使床层压力快速达到最佳工作压力，提高氧气产量；同时，均压步骤为非完全均压步骤，即在两床层压力达到平衡前便停止均压，这样可以避免处于均压降步骤的床层中氮气大量的脱附，防止氮气流向另一刚获得再生的床层而造成污染. 改进的 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧工艺由八步组成：均压升和进气升压（ PPE&FP）、进气升压（FP）、高压吸附（AD）、高压吸附与吹扫（AD&PG）、均压降（DPE）、逆流排污（BD）、解吸（DP）、清洗（PG）. 每一步骤的具体工艺流程和时间如图 2 和表 3 所示，所有实验均在相同的循环时间下进行. Step 1： B1 处于 PPE 与 FP 步骤中， B2 处于 DPE 步骤中. 此时 E1 和 E5 打开，富含氧气的均压气体以较高的压力从 B2 顶部通过 E5 流向 B1. 同时，缓冲罐内的空气通过 E1 流向 B1，迅速增加了 B1 内的压力. Step 2：B1 和 B2 分别位于 FP 和 BD 步骤中. 此时 E1 和 E4 打开，气源通过 E1 进入床层 B1，直到 B1 压力达到最佳吸附压力；此时 B2 进行逆流排污. Step 3：B1 和 B2 分别位于 AD 和 DP 步骤中. 此时 E1、E4、E7 打开，缓冲罐内的空气继续流向 B1，提高吸附压力，产品气通过 E7 流向储氧罐； B2 在低压下继续进行解吸. Step 4： B1 处于 AD 与 PG 步骤中， B2 处于 PG 步骤中. E1、E4、E6、E7 打开，部分产品气通过 E7 流向储氧罐，其余部分通过 E6 对 B2 进行清洗，氮气在 B2 中进一步解吸，使床层获得更好的再生. 由于该工艺流程是循环进行的，B1 中的步骤将由 B2 重复，因此在 Step 5 至 Step 8 中， B1 的 DPF、 BD、 DP、 PG 步骤分别对应 B2 的 PPE 与 FP、FP、AD、AD 与 PG 步骤. 综上，Step 1 至 Step 4 中，E1 一直处于打开状态，即 B1 在不断的进气，因此 B1 一直处于吸附阶段；B2 则处于脱附阶段表 1 床层及有关管道尺寸 Table 1 Adsorption bed and related pipe sizes Items Size/mm Diameter of adsorption bed 112.00 Column length of adsorption bed 620.00 Diameters of main pipe 19.05 Diameters of pressure equalization and purge pipe 12.70 表 2 吸附剂参数 Table 2 Adsorbent quantities and properties Items Size Mass of oxygen molecular sieve 2.70±0.01 kg（one bed） Mass of activated alumina 0.76±0.01 kg（one bed） Average diameter of oxygen molecular sieve ～0.50 mm Average diameter of activated alumina ～4.00 mm Bulk density of oxygen molecular sieve 670.00 kg·m −3 Bulk density of activated alumina 700.00 kg·m −3 B1 B2 B1 B2 B1 B2 K2 K3 Step 2 Step 3 Step 4 Step 5 B1 B2 B1 B2 B1 B2 B1 B2 B1 B2 K2 K3 Step 6 Step 7 Step 8 Step 1 图 2 改进的 Skarstrom 两床循环 PSA 工艺流程图 Fig.2 Schematic of the modified Skarstrom pressure swing adsorption cycle 刘应书等： PSA 制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 · 1509 ·

1510 工程科学学报.第42卷，第11期表3PSA工艺步骤 Table 3 PSA cycle design at each step Items Duration/s B1 B2 Items Duration/s B1 B2 Step 1 0.5 PPE&FP DPE Step5 05 DPE PPE&FP Step2 了 FP BD Step 6 5 BD FP Step3 7 AD DP Step7 7 DP AD Step4 AD&PG PG Step 8 5 PG AD&PG (DPF步骤为降压步骤，因此也属于脱附阶段)：同稳定状态下产品气中氧气体积分数的计算公理，Step5至Step8中，Bl处于脱附阶段，B2处于式为吸附阶段 ()p(dr 1.3实验方法氧气体积分数= (1) p(rdr 为了研究和分析方便，本文选用单个床层在式中：)是指产品气流量中氧气的体积分数随时 Step3中清洗气总氧量与Step1至Step4中原料气间变化的函数；p)是产品气流量的体积分数随时 (空气)总氧量之比(PF)代表清洗强度，PF越大，间变化的函数：τ为一循环周期的时间清洗强度越大（有关步骤详见图2和表3）.实验 (2)产品气流量过程中原料气流量一直保持最大值，即K1一直处产品气流量是指实验装置在稳定状态下每分钟于关闭状态，然后根据原料气流量、原料气中的氧内所生产的平均产品气流量(Lmin),表达式为：气体积分数（即空气中的氧气体积分数，为 20.9%)、清洗气中的氧气体积分数（即产品气中的产品气流量=5p0地 (2) T 氧气体积分数)和目标参数PF计算得出所需的清洗气流量，最后通过K3对清洗气流量进行调 2结果与讨论节，以获得实验过程中所需的PF.同时选用单个 2.1产品气流量改变对其氧气体积分数和回收率床层最高吸附压力与最低解吸压力（环境压力）之的影响比(0)代表压力变化范围，0越大，吸附压力越高表4给出了A、B两组实验中工艺参数PF和实验过程中最低解吸压力保持不变，然后根据目 0随产品气流量从3.55Lmin增加至19.88Lmin 标参数O计算出所需的最高吸附压力，最后通过的变化范围.随着产品气流量的增加，实验A中 K2对均压气量进行调节进而实现吸附压力的调的PF和0分别从1.33和3.29降为0.74和3.10：节，以获得实验过程中所需的0. 实验B中的P/F和0分别从0.65和3.55降为0.49 实验研究过程中，首先通过工艺参数(PF和和3.33.图3给出了实验A与B中产品气的氧气 )不同的两组实验(A和B)探究了产品气中氧气体积分数和回收率随产品气流量的变化曲线.其体积分数和回收率随产品气流量的变化关系，即中，两组实验中回收率随产品气流量的增加都呈在产品气流量为3.55Lmin时，通过调节K3和现出不断上升的变化趋势，分别从11.2%增加至 K2将PF和0在实验A中分别设置为1.33和3.29， 40.5%和从11.1%增加至48.6%.实验A和B产品在实验B中分别设置为0.65和3.55，实验过程中气中的氧气体积分数随产品气流量的增加则呈现仅通过调节K4将产品气流量从3.55Lmin增加出了不同的变化规律，实验A产品气中的氧气体至19.88Lmin'(K1一直处于关闭状态，K2、K3保积分数从95.1%逐渐下降到59.8%；而实验B产品持不变)，同时记录PF和0随产品气流量的变化气中的氧气体积分数则是先从92.4%增加至范围，并测量了床层顶部氧气体积分数随循环时 95.0%,然后又逐渐降至74.0%. 间的周期性变化曲线.然后，为了提高实验B中变两组实验中回收率随产品气流量的增加呈现产品气流量下的氧气体积分数，对实验B中的工出逐渐上升的变化趋势与产品气总氧量随产品气艺参数(PF和)进行了调节，进行了实验C.最后流量的增加有关.实验A产品气中的氧气体积将实验B和C的实验结果进行了对比分析. 分数随产品气流量的增加而降低的变化关系与大 1.4理论计算多数前人所得实验结果一致6刀，这是因为随着产 (1)产品气中的氧气体积分数品气流量的增加，气体通过床层的流速加快进而

（DPF 步骤为降压步骤，因此也属于脱附阶段）；同理，Step 5 至 Step 8 中，B1 处于脱附阶段，B2 处于吸附阶段. 1.3 实验方法为了研究和分析方便，本文选用单个床层在 Step 3 中清洗气总氧量与 Step 1 至 Step 4 中原料气（空气）总氧量之比（P/F）代表清洗强度，P/F 越大，清洗强度越大[17] （有关步骤详见图 2 和表 3）. 实验过程中原料气流量一直保持最大值，即 K1 一直处于关闭状态，然后根据原料气流量、原料气中的氧气体积分数（即空气中的氧气体积分数，为 20.9%）、清洗气中的氧气体积分数（即产品气中的氧气体积分数）和目标参数 P/F 计算得出所需的清洗气流量，最后通过 K3 对清洗气流量进行调节，以获得实验过程中所需的 P/F. 同时选用单个床层最高吸附压力与最低解吸压力（环境压力）之比（θ）代表压力变化范围，θ 越大，吸附压力越高[18] . 实验过程中最低解吸压力保持不变，然后根据目标参数 θ 计算出所需的最高吸附压力，最后通过 K2 对均压气量进行调节进而实现吸附压力的调节，以获得实验过程中所需的 θ. 实验研究过程中，首先通过工艺参数（P/F 和 θ）不同的两组实验（A 和 B）探究了产品气中氧气体积分数和回收率随产品气流量的变化关系，即在产品气流量为 3.55 L·min−1 时，通过调节 K3 和 K2 将 P/F 和 θ 在实验 A 中分别设置为 1.33 和 3.29，在实验 B 中分别设置为 0.65 和 3.55，实验过程中仅通过调节 K4 将产品气流量从 3.55 L·min−1 增加至 19.88 L·min−1（K1 一直处于关闭状态，K2、K3 保持不变），同时记录 P/F 和 θ 随产品气流量的变化范围，并测量了床层顶部氧气体积分数随循环时间的周期性变化曲线. 然后，为了提高实验 B 中变产品气流量下的氧气体积分数，对实验 B 中的工艺参数（P/F 和 θ）进行了调节，进行了实验 C. 最后将实验 B 和 C 的实验结果进行了对比分析. 1.4 理论计算（1）产品气中的氧气体积分数. 稳定状态下产品气中氧气体积分数的计算公式为: 氧气体积分数 = r τ 0 y(t)p(t)dt r τ 0 p(t)dt （1）式中：y(t) 是指产品气流量中氧气的体积分数随时间变化的函数；p(t) 是产品气流量的体积分数随时间变化的函数；τ 为一循环周期的时间. （2）产品气流量. 产品气流量是指实验装置在稳定状态下每分钟内所生产的平均产品气流量（L·min−1），表达式为: 产品气流量 = r τ 0 p(t)dt τ （2） 2 结果与讨论 2.1 产品气流量改变对其氧气体积分数和回收率的影响表 4 给出了 A、B 两组实验中工艺参数 P/F 和 θ 随产品气流量从 3.55 L·min−1 增加至 19.88 L·min−1 的变化范围. 随着产品气流量的增加，实验 A 中的 P/F 和 θ 分别从 1.33 和 3.29 降为 0.74 和 3.10；实验 B 中的 P/F 和 θ 分别从 0.65 和 3.55 降为 0.49 和 3.33. 图 3 给出了实验 A 与 B 中产品气的氧气体积分数和回收率随产品气流量的变化曲线. 其中，两组实验中回收率随产品气流量的增加都呈现出不断上升的变化趋势，分别从 11.2% 增加至 40.5% 和从 11.1% 增加至 48.6%. 实验 A 和 B 产品气中的氧气体积分数随产品气流量的增加则呈现出了不同的变化规律，实验 A 产品气中的氧气体积分数从 95.1% 逐渐下降到 59.8%；而实验 B 产品气中的氧气体积分数则是先从 92.4% 增加至 95.0%，然后又逐渐降至 74.0%. 两组实验中回收率随产品气流量的增加呈现出逐渐上升的变化趋势与产品气总氧量随产品气流量的增加有关[8] . 实验 A 产品气中的氧气体积分数随产品气流量的增加而降低的变化关系与大多数前人所得实验结果一致[6−7] ，这是因为随着产品气流量的增加，气体通过床层的流速加快进而表 3 PSA 工艺步骤 Table 3 PSA cycle design at each step Items Duration/s B1 B2 Items Duration/s B1 B2 Step 1 0.5 PPE&FP DPE Step 5 0.5 DPE PPE&FP Step 2 5 FP BD Step 6 5 BD FP Step 3 7 AD DP Step 7 7 DP AD Step 4 5 AD&PG PG Step 8 5 PG AD&PG · 1510 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

刘应书等：PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 ·1511 表4PF和0随产品气流量增加的变化范围 -O:volume fraction (experiment A)-Pressure (experiment A) 9 O:volume fraction (experiment B)- Pressure (experiment B) Table 4 Ranges of variations of P/F and 0 with product flow rate 94 oused by os Experiment PIF 93 92 A 1.33-0.74 3.29-3.10 9 B 0.65-0.49 3.55-3.33 90 P2 P3 400 100 Experiment A % 300 90 0 200 80 100 30 10 20 30 40 50 60 Time/s 70 20 图4实验A与B在产品气流量为3.55Lmin时床层顶部氧气体 60 -O,volume fraction 积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 -Recovery 10 100 Fig.4 Cyclic variations of O,volume fraction and pressure at the top of Experiment B the bed in experiments A and B at a product flow rate of 3.55 L'min- 90 (P1区间)然后保持水平(P2区间)，接着在脱附阶段随着时间的增加开始逐渐降低，直到下一个循 80 环.而实验B床层顶部的氧气体积分数在吸附阶 20 段则呈现出先增加(P1区间)后降低(P2区间)的 O,volume fraction 70 --Recovery 变化趋势，然后在脱附阶段逐渐降至最低值.理想 0 81216 20 24 情况下，在吸附阶段，床层顶部的氧气体积分数应 Product flow rate/(L'min-) 当是随着时间的增加而不断上升的，而在实验图3实验A和B中的氧气体积分数和回收率随产品气流量的变化 B中出现了下降的情况，这便可能是由氧气返混 Fig.3 Variations of O,volume fraction and recovery rate with product 所导致的.氧气返混仅在实验B中出现，这很可能 flow rate in experiments A and B 与实验B中的PF和0分别比实验A低和高有关减短了气源与分子筛的接触时间，减少了分子筛 (见表4).其中，P/F低意味着清洗气流量低（原料对氮气的吸附量，最终导致部分氨气穿透床层混气流量相同)，而清洗气流量同产品气流量一样来入产品气中，降低了产品气中的氧气体积分数.我自于床层的顶部，因此，较低的PF同样会造成床们将此现象称为“氨气穿透”.另外，PF和0随着层顶部大量氧气的积累，进而引起氧气返混的发产品气流量的增加而逐渐降低（见表4）也会降低生.0较高意味着吸附压力高，即均压气流量较大清洗步骤中床层的再生效果和减少吸附步骤中分 (本文通过K2控制均压气量来调节吸附压力)，而子筛对氮气的吸附量叨，进而引起氨气穿透现象此时处于DPE步骤的床层顶部充满了大量的氧发生，这也可能是导致产品气中氧气体积分数下气，较大的均压气流量就意味着有更多的氧气被降的原因.实验B产品气中的氧气体积分数在产作为均压气体流向另一床层，造成该床层氧气的品气流量≤10.37Lmin时随着产品气流量的降低进一步积累，进而导致氧气返混程度的加深，降低而降低，这可能是由于产品气流量降低，床层上的了产品气中的氧气体积分数气体流速变慢，大量的氧气在床层顶部积累并逆 2.2氧气返混和氨气穿透向流回传质区，传质区前沿氧气分压增高，床层顶为了进一步探讨变产品气流量对氧气体积分部分子筛对氯气的吸附量降低而导致的202]我数的影响，下面以实验B中的结果为研究对象进们将此现象称为“氧气返混”.为了对该现象进行行深入分析.为了阐述方便，本文把产品气流量区更深人的研究，分析了实验A和B中床层顶部氧间(3.55~10.37Lmin)称为低产品气流量运行条气体积分数随循环时间的周期性变化，实验结果件.图5为低产品气流量运行条件时，实验B床层见图4. 顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期如图4所示，实验A床层顶部的氧气体积分性变化曲线数在吸附阶段随着时间的增加先是逐渐上升由图5所示，在低产品气流量运行条件下，吸

减短了气源与分子筛的接触时间，减少了分子筛对氮气的吸附量，最终导致部分氮气穿透床层混入产品气中，降低了产品气中的氧气体积分数. 我们将此现象称为“氮气穿透”. 另外，P/F 和 θ 随着产品气流量的增加而逐渐降低（见表 4）也会降低清洗步骤中床层的再生效果和减少吸附步骤中分子筛对氮气的吸附量[19] ，进而引起氮气穿透现象发生，这也可能是导致产品气中氧气体积分数下降的原因. 实验 B 产品气中的氧气体积分数在产品气流量≤10.37 L·min−1 时随着产品气流量的降低而降低，这可能是由于产品气流量降低，床层上的气体流速变慢，大量的氧气在床层顶部积累并逆向流回传质区，传质区前沿氧气分压增高，床层顶部分子筛对氮气的吸附量降低而导致的[20−23] . 我们将此现象称为“氧气返混”. 为了对该现象进行更深入的研究，分析了实验 A 和 B 中床层顶部氧气体积分数随循环时间的周期性变化，实验结果见图 4. 如图 4 所示，实验 A 床层顶部的氧气体积分数在吸附阶段随着时间的增加先是逐渐上升（P1 区间）然后保持水平（P2 区间），接着在脱附阶段随着时间的增加开始逐渐降低，直到下一个循环. 而实验 B 床层顶部的氧气体积分数在吸附阶段则呈现出先增加（P1 区间）后降低（P2 区间）的变化趋势，然后在脱附阶段逐渐降至最低值. 理想情况下，在吸附阶段，床层顶部的氧气体积分数应当是随着时间的增加而不断上升的，而在实验 B 中出现了下降的情况，这便可能是由氧气返混所导致的. 氧气返混仅在实验 B 中出现，这很可能与实验 B 中的 P/F 和 θ 分别比实验 A 低和高有关（见表 4）. 其中，P/F 低意味着清洗气流量低（原料气流量相同），而清洗气流量同产品气流量一样来自于床层的顶部，因此，较低的 P/F 同样会造成床层顶部大量氧气的积累，进而引起氧气返混的发生. θ 较高意味着吸附压力高，即均压气流量较大（本文通过 K2 控制均压气量来调节吸附压力），而此时处于 DPE 步骤的床层顶部充满了大量的氧气，较大的均压气流量就意味着有更多的氧气被作为均压气体流向另一床层，造成该床层氧气的进一步积累，进而导致氧气返混程度的加深，降低了产品气中的氧气体积分数. 2.2 氧气返混和氮气穿透为了进一步探讨变产品气流量对氧气体积分数的影响，下面以实验 B 中的结果为研究对象进行深入分析. 为了阐述方便，本文把产品气流量区间（3.55～10.37 L·min−1）称为低产品气流量运行条件. 图 5 为低产品气流量运行条件时，实验 B 床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化曲线. 由图 5 所示，在低产品气流量运行条件下，吸表 4 P/F 和 θ 随产品气流量增加的变化范围 Table 4 Ranges of variations of P/F and θ with product flow rate Experiment P/F θ A 1.33–0.74 3.29–3.10 B 0.65–0.49 3.55–3.33 60 70 80 90 100 0 4 8 12 16 20 24 70 80 90 100 O2 volume fraction/ % O2 volume fraction 10 20 30 40 50 Recovery Recovery/ % Experiment A O2 volume fraction/ % Product flow rate/(L·min−1) O2 volume fraction 0 20 40 60 Recovery Recovery/ % Experiment B 图 3 实验 A 和 B 中的氧气体积分数和回收率随产品气流量的变化 Fig.3 Variations of O2 volume fraction and recovery rate with product flow rate in experiments A and B 0 10 20 30 40 50 60 70 90 91 92 93 94 95 O2 volume fraction (experiment A) O2 volume fraction (experiment B) O2 volume fraction/ % Time/s 100 200 300 400 Adsorption Pressure (experiment A) Pressure (experiment B) Coused by oxygen countercurrent mixing Pressure/kPa P1 P2 P3 Adsorption Desorption 图 4 实验 A 与 B 在产品气流量为 3.55 L·min−1 时床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 Fig.4 Cyclic variations of O2 volume fraction and pressure at the top of the bed in experiments A and B at a product flow rate of 3.55 L·min−1 刘应书等： PSA 制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 · 1511 ·

.1512 工程科学学报，第42卷，第11期 -O:volume fraction (10.37 L-min)- -Pressure (10.37L'min -O,volume fraction (13.57 L'min)-Pressure (13.57 L'min- 96 O:volume fraction (3.55 L'min-) Pressure (3.55 L-min) O:volume fraction(19.88 L.min) Pressure (19.88 Lmin- 94 mixing decrease 95 aixing increas 94 92 Npenetration point moves forward appea 90 90 0 400 70 -P3 400 300 300 200 ed/mssald 200 00 70 00 0 10 20 30 40 50 60 70 10 20 30 40 50 60 Time/s Time/s 图5产品气流量分别为3.55Lmin-1和10.37Lmin时.实验B床图6产品气流量分别为13.57Lmin和19.88L~min时，实验层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 B床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 Fig.5 Variations of O,volume fraction and pressure at the top of the Fig.6 Variations of O,volume fraction and pressure at the top of the bed at product flow rates of 3.55 Lminand 10.37Lmin,respectively, bed at product flow rates of 13.57 L'min and 19.88 L'min, in experiment B respectively,in experiment B 附阶段床层顶部氧气体积分数都是随着时间的增的下降幅度，并且随着产品气流量的增加，氨气穿加呈现出先上升(P1区间)后下降(P2区间)的变透点也将发生前移，即随着产品气流量的增加，氮化趋势，然后在脱附阶段随着时间的增加氧气体气穿透的不利影响越明显.随着产品气流量的增积分数下降至最低，点(P3区间).并且通过比较两加，气体通过床层的流速加快，导致分子筛与气源组床层顶部的氧气体积分数变化曲线可以发现，产接触时间的进一步缩短和对氮气吸附量的进一步品气流量为10.37Lmin1时的氧气体积分数在P2 降低：同时PF和0随产品气流量的增加而降低区间的下降幅度明显小于产品气流量为3.55Lmin (见表4)也会直接导致床层再生效果和分子筛对时的下降幅度，即随着产品气流量的增加，氧气返氨气吸附量的降低，即实验装置中分子筛的工作混的不利影响会变弱.随着产品气流量的增加，床能力降低，因此随着产品气流量的增加氨气穿透层中所生产出的氧气得到了及时释放，避免了氧点会发生前移，氧气体积分数降低幅度增加气在床层顶部的积累，进而弱化了氧气返混的不 2.3变产品气流量下氧气体积分数的提升利影响，因此低产品气流量运行条件下产品气中低产品气流量运行条件下，氧气返混的发生的氧气体积分数会随着产品气流量的增加而逐渐还可能与PF较低和0较高有关；高产品气流量运升高行条件下，实验装置中分子筛工作能力的降低还同样，这里将产品气流量区间(13.57~19.88Lmin) 可能与PF和0随产品气流量的增加而降低有关称为高产品气流量运行条件.图6为高产品气流因此，实验C基于实验B中的工艺参数，在低产品量运行条件下床层顶部氧气体积分数和床层压力气流量运行条件下分别提高了PF和降低了A:在随循环时间的周期性变化曲线高产品气流量运行条件下同时提高了PIF和O,以由图6可知，在高产品气流量运行条件下，两提高产品气中的氧气体积分数.实验B和C工艺组实验床层顶部的氧气体积分数在吸附阶段随时参数的对比见表5：实验B和C中产品气流量分别间的增加都呈现出先上升(P1区间)后降低(P2和为3.55 L'min和19.88Lmin1时床层顶部氧气体 P2'区间)的变化趋势，然后在脱附阶段下降至最积分数和床层压力随循环时间的周期性变化见低点.床层顶部的氧气体积分数在P2和P2'区间图7和图8：变产品气流量下，实验B和C产品气的下降便是由氨气穿透所导致的，这里将氧气体中的氧气体积分数和回收率的对比见图9 积分数刚开始发生下降的点称为“氨气穿透点” 产品气流量为3.55Lmin时，实验C将实验通过比较两组实验床层顶部的氧气体积分数变化 B中的PF从0.65增加至1.34，同时将0从3.55降曲线可以发现，产品气流量为19.88Lmin时的氧低至3.24.通过比较图7两组实验中床层顶部的气体积分数在P2区间下降幅度明显大于产品气氧气体积分数变化曲线.可以看出实验C床层顶流量为13.57Lmin'时的氧气体积分数在P2'区间部的氧气体积分数在P2区间依然呈上升趋势，即

附阶段床层顶部氧气体积分数都是随着时间的增加呈现出先上升（P1 区间）后下降（P2 区间）的变化趋势，然后在脱附阶段随着时间的增加氧气体积分数下降至最低点（P3 区间）. 并且通过比较两组床层顶部的氧气体积分数变化曲线可以发现，产品气流量为 10.37 L·min−1 时的氧气体积分数在 P2 区间的下降幅度明显小于产品气流量为 3.55 L·min−1 时的下降幅度，即随着产品气流量的增加，氧气返混的不利影响会变弱. 随着产品气流量的增加，床层中所生产出的氧气得到了及时释放，避免了氧气在床层顶部的积累，进而弱化了氧气返混的不利影响，因此低产品气流量运行条件下产品气中的氧气体积分数会随着产品气流量的增加而逐渐升高. 同样，这里将产品气流量区间（13.57～19.88 L·min−1）称为高产品气流量运行条件. 图 6 为高产品气流量运行条件下床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化曲线. 由图 6 可知，在高产品气流量运行条件下，两组实验床层顶部的氧气体积分数在吸附阶段随时间的增加都呈现出先上升（P1 区间）后降低（P2 和 P2′区间）的变化趋势，然后在脱附阶段下降至最低点. 床层顶部的氧气体积分数在 P2 和 P2′区间的下降便是由氮气穿透所导致的，这里将氧气体积分数刚开始发生下降的点称为“氮气穿透点”. 通过比较两组实验床层顶部的氧气体积分数变化曲线可以发现，产品气流量为 19.88 L·min−1 时的氧气体积分数在 P2 区间下降幅度明显大于产品气流量为 13.57 L·min−1 时的氧气体积分数在 P2'区间的下降幅度，并且随着产品气流量的增加，氮气穿透点也将发生前移，即随着产品气流量的增加，氮气穿透的不利影响越明显. 随着产品气流量的增加，气体通过床层的流速加快，导致分子筛与气源接触时间的进一步缩短和对氮气吸附量的进一步降低；同时 P/F 和 θ 随产品气流量的增加而降低（见表 4）也会直接导致床层再生效果和分子筛对氮气吸附量的降低，即实验装置中分子筛的工作能力降低，因此随着产品气流量的增加氮气穿透点会发生前移，氧气体积分数降低幅度增加. 2.3 变产品气流量下氧气体积分数的提升低产品气流量运行条件下，氧气返混的发生还可能与 P/F 较低和 θ 较高有关；高产品气流量运行条件下，实验装置中分子筛工作能力的降低还可能与 P/F 和 θ 随产品气流量的增加而降低有关. 因此，实验 C 基于实验 B 中的工艺参数，在低产品气流量运行条件下分别提高了 P/F 和降低了 θ；在高产品气流量运行条件下同时提高了 P/F 和 θ，以提高产品气中的氧气体积分数. 实验 B 和 C 工艺参数的对比见表 5；实验 B 和 C 中产品气流量分别为 3.55 L·min−1 和 19.88 L·min−1 时床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化见图 7 和图 8；变产品气流量下，实验 B 和 C 产品气中的氧气体积分数和回收率的对比见图 9. 产品气流量为 3.55 L·min−1 时，实验 C 将实验 B 中的 P/F 从 0.65 增加至 1.34，同时将 θ 从 3.55 降低至 3.24. 通过比较图 7 两组实验中床层顶部的氧气体积分数变化曲线，可以看出实验 C 床层顶部的氧气体积分数在 P2 区间依然呈上升趋势，即 0 10 20 30 40 50 60 70 88 90 92 94 96 O2 volume fraction (3.55 L·min−1) 100 200 300 400 Oxygen countercurrent mixing increase Desorption Adsorption Pressure (10.37 L·min−1) Pressure (3.55 L·min−1) Oxygen countercurrent mixing decrease P1 P2 P3 Adsorption O2 volume fraction/ % Time/s Pressure/kPa O2 volume fraction (10.37 L·min−1) 图 5 产品气流量分别为 3.55 L·min−1 和 10.37 L·min−1 时，实验 B 床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 Fig.5 Variations of O2 volume fraction and pressure at the top of the bed at product flow rates of 3.55 L·min−1 and 10.37 L·min−1, respectively, in experiment B 0 10 20 30 40 50 60 70 70 80 90 93 94 95 O2 volume fraction (13.57 L·min−1) O2 volume fraction (19.88 L·min−1) 100 200 300 400 Desorption Adsorption Pressure (13.57 L·min−1) Pressure (19.88 L·min−1) P2' N2 penetration point moves forward N2 penetration point appear P1 P3 P2 Adsorption O2 volume fraction/ % Time/s Pressure/kPa 图 6 产品气流量分别为 13.57 L·min−1 和 19.88 L·min−1 时，实验 B 床层顶部氧气体积分数和床层压力随循环时间的周期性变化 Fig.6 Variations of O2 volume fraction and pressure at the top of the bed at product flow rates of 13.57 L·min−1 and 19.88 L·min−1 , respectively, in experiment B · 1512 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

刘应书等：PSA制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 1513· 表5实验B和C工艺参数的对比 Table 5 Comparison of process parameters in experiments B and C PIF Product flow rates conditions Product flow rate/(L'min) Experiment B Experiment C Experiment B Experiment C 3.55 0.65 1.34 3.55 3.24 Lower product flow rates 7.18 0.66 1.14 3.52 3.26 10.37 0.65 0.68 3.47 3.42 13.57 0.64 0.65 3.44 3.42 Higher product flow rates 16.73 0.57 0.58 3.40 3.39 19.88 0.49 0.51 3.33 3.36 -O.volume fraction (experiment B) Pressure (experiment B) 100 O,volume fraction (experiment C) Pressure (experiment C app 90 40 % 400 80 300 20 -Desorption ∠Adsorption- O,volume fraction (experiment B) 200 -O:volume fraction (experiment C) 70 --Recovery (experiment B) 100 Recovery (experiment C) 0 10 20 30 40 50 60 7 8 12 16 20 Time/s 0 Product flow rate/(L min) 图7产品气流量为3.55 Lmin-!时实验B和C床层顶部氧气体积图9实验B和实验C在变产品气流量下氧气体积分数和回收率的分数和压力的变化比较 Fig.7 Variations of O,volume fraction and pressure at the top of the Fig.9 Comparison of O,volume fraction and recovery at different bed in experiments B and C at a product flow rate of 3.55 Lmin product flow rates in experiments B and C 氧气返混的不利影响，提高产品气中的氧气体积 -O,volume fraction (experiment B) Pressure (experiment B) -O.volume fraction (experiment C)-Pressure (expenment C 分数 80T Working capacity increased 产品气流量为19.88Lmin时，实验C将实 70 验B中的PF从0.49增加至0.51，同时将0从 3.33增加至3.36.通过比较两组实验中床层顶部 400 的氧气体积分数变化曲线，可以得出实验C中床 300 层顶部的氧气体积分数在吸附阶段的下降幅度减小，即氨气穿透量减小，装置中分子筛的工作 Adsorption -Adsorption- 200 能力提高.因此，在高产品气流量运行条件下，可 100 0 10 20 3040 50 60 7 以通过增加PF提高床层的再生效果进而提高分 Time/s 子筛在下一循环中对氨气的吸附量，增加0可以图8产品气流量为19.88Lmin时实验B和C床层顶部氧气体积直接提高分子筛在吸附阶段对氮气的吸附量，通分数和压力的变化过此两步调节，便可以提高实验装置中分子筛的 Fig.8 Variations of Oz volume fraction and pressure at the top of the bed in experiments B and C at a product flow rate of 19.88 Lmin 工作能力，减少氨气的穿透量，进而提升产品气中的氧气体积分数.但是由于在高产品气流量运实验C中无氧气返混发生.因此，在低产品气流量行条件下影响产品气中氧气体积分数下降的主运行条件下，可以通过同时增加PF和降低O来释要因素还与气体通过床层的流速加快有关，因放床层中的氧气量和减少均压步骤中流向另一床此，仅通过提高PF和0无法完全消除氯气穿透层的氧气量，避免氧气在床层顶部的积累，消除的不利影响

实验 C 中无氧气返混发生. 因此，在低产品气流量运行条件下，可以通过同时增加 P/F 和降低 θ 来释放床层中的氧气量和减少均压步骤中流向另一床层的氧气量，避免氧气在床层顶部的积累，消除氧气返混的不利影响，提高产品气中的氧气体积分数. 产品气流量为 19.88 L·min−1 时，实验 C 将实验 B 中的 P/F 从 0.49 增加至 0.51，同时将 θ 从 3.33 增加至 3.36. 通过比较两组实验中床层顶部的氧气体积分数变化曲线，可以得出实验 C 中床层顶部的氧气体积分数在吸附阶段的下降幅度减小，即氮气穿透量减小，装置中分子筛的工作能力提高. 因此，在高产品气流量运行条件下，可以通过增加 P/F 提高床层的再生效果进而提高分子筛在下一循环中对氮气的吸附量，增加 θ 可以直接提高分子筛在吸附阶段对氮气的吸附量，通过此两步调节，便可以提高实验装置中分子筛的工作能力，减少氮气的穿透量，进而提升产品气中的氧气体积分数. 但是由于在高产品气流量运行条件下影响产品气中氧气体积分数下降的主要因素还与气体通过床层的流速加快有关，因此，仅通过提高 P/F 和 θ 无法完全消除氮气穿透的不利影响. 表 5 实验 B 和 C 工艺参数的对比 Table 5 Comparison of process parameters in experiments B and C Product flow rates conditions Product flow rate/ (L·min−1) P/F θ Experiment B Experiment C Experiment B Experiment C Lower product flow rates 3.55 0.65 1.34 3.55 3.24 7.18 0.66 1.14 3.52 3.26 10.37 0.65 0.68 3.47 3.42 Higher product flow rates 13.57 0.64 0.65 3.44 3.42 16.73 0.57 0.58 3.40 3.39 19.88 0.49 0.51 3.33 3.36 0 10 20 30 40 50 60 70 90 92 94 96 O2 volume fraction (experiment B) O2 volume fraction (experiment C) 100 200 300 400 Desorption Adsorption Oxygen countercurrent mixing disappear Pressure (experiment B) Pressure (experiment C) Oxygen countercurrent mixing appear P1 P2 P3 Adsorption O2 volume fraction/ % Time/s Pressure/kPa 图 7 产品气流量为 3.55 L·min−1 时实验 B 和 C 床层顶部氧气体积分数和压力的变化 Fig.7 Variations of O2 volume fraction and pressure at the top of the bed in experiments B and C at a product flow rate of 3.55 L·min−1 0 10 20 30 40 50 60 70 65 70 75 80 O2 volume fraction (experiment B) O2 volume fraction (experiment C) 100 200 300 400 Desorption Adsorption Pressure (experiment B) Pressure (experiment C) Working capacity increased P1 P2 P3 P2' Adsorption O2 volume fraction/ % Time/s Pressure/kPa 图 8 产品气流量为 19.88 L·min−1 时实验 B 和 C 床层顶部氧气体积分数和压力的变化 Fig.8 Variations of O2 volume fraction and pressure at the top of the bed in experiments B and C at a product flow rate of 19.88 L·min−1 0 4 8 12 16 20 24 70 80 90 100 Product flow rate/(L·min−1) O2 volume fraction (experiment B) O2 volume fraction (experiment C) 0 20 40 60 Recovery (experiment B) Recovery (experiment C) Recovery/ % O2 volume fraction/ % 图 9 实验 B 和实验 C 在变产品气流量下氧气体积分数和回收率的比较 Fig.9 Comparison of O2 volume fraction and recovery at different product flow rates in experiments B and C 刘应书等： PSA 制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 · 1513 ·

.1514 工程科学学报，第42卷，第11期由图9得出，在变产品气流量下实验C产品气参考文献中的氧气体积分数和回收率相对于实验B都有所 [1]Yang X,Epiepang F E,Li J B,et al.Sr-LSX zeolite for air 提升.尤其是在产品气流量为3.55Lmin时，将 separation.Chem Eng,019,362:482 实验B中的P1F和0分别从0.65增加至1.34和从 [2] Ran Z,Luo YJ.Research progress on oxygen production and 3.55降低至3.24，可以将产品气中的氧气体积分数 supply technology and rational use of oxygen in plateau.People's 和回收率分别从92.4%增加至95.7%和从10.8% Miliary Surgeon,2019,62(5):466 增加至11.5%；在产品气流量为19.88Lmin时， (冉庄，罗勇军.高原制氧供氧技术及合理用氧研究进展.人民军医，2019,62(5)：466) 将实验B中的P/F和0分别从0.49增加至0.51和 [3]Liu Y S,Zhu X Q,Cao Y Z,et al.Flow characteristics and 从3.33增加至3.36，可以将产品气中的氧气体积 oxygen-enriched effect of oxygen diffusion.Chin J Eng,2015, 分数和回收率分别从74.0%增加至74.9%和从 37(10):1370 48.5%增加至50.4%.结果表明，在低产品气流量 (刘应书，祝显强，曹永正，等.弥散供氧流动特性及其富氧效果运行条件下提高PF和降低O可以完全消除氧气工程科学学报，2015,37(10)：1370) 返混的影响，将产品气中的氧气体积分数提高至 [4]Yang X,Wang H Y,Chen J W,et al.Two-dimensional modeling 95%以上：在高产品气流量运行条件下，通过增加 of pressure swing adsorption(PSA)oxygen generation with radial- PF和0可以提高实验装置中分子筛的工作能力， flow adsorber.Appl Sci,2019,9(6):1153 但是由于气体通过床层的流速加快而导致的氨气 [5]Wang YY,An Y X,Ding Z Y,et al.Integrated VPSA processes for air separation based on dual reflux configuration.Ind Eng 穿透无法完全消除，所以产品气中氧气体积分数 Chem Res,,2019,58:6562 的提升幅度较小 [6]Wang H Y,Liu Y S,Shi SS,et al.Influence of the structure of 3结论 radial flow adsorbers on oxygen production with pressure swing adsorption.ChinJEng,2015,37(2):238 本文利用改进的Skarstrom两床循环PSA制 (王浩宇，刘应书，施绍松，等.径向流吸附器内部结构对变压吸氧工艺建立制氧实验装置，对产品气中氧气体积附制氧效果的影响.工程科学学报，2015,37(2)：238) 分数随产品气流量的变化关系进行实验研究，随 [7]Mendes A MM,Costa C A V,Rodrigues A E.Oxygen separation 后对变产品气流量对其氧气体积分数的影响进行 from air by PSA:modelling and experimental results Part I: isothermal operation.Sep Purif Technol,2001,24(1-2):173 了理论分析：探讨了变产品气流量下提高产品气 [8]La A H,Deng C,Zhu M F,et al.Study on the process of small- 中氧气体积分数的相关工艺参数的调节方法，得 scale PSA oxygen generation.App/Chem Ind,2018,47(3):481 到了如下结论： (吕爱会，邓橙，朱孟府，等.小型变压吸附制氧工艺技术研究 (1)在低产品气流量运行条件下，导致产品气应用化工，2018.47(3)：481) 中氧气体积分数发生下降的主要原因是由氧气在 [9]Farooq S,RuthvenD M,Boniface HA.Numerical simulation of a 床层大量积累而引起的氧气返混：高产品气流量 pressure swing adsorption oxygen unit.Chem Eng Sci,1989, 运行条件下，导致产品气中氧气体积分数下降的 44(12:2809 主要原因是由床层再生效果和分子筛对氮气吸附 [10]Zhai H,Liu Y S,Zhang H,et al.Experimental study on vacuum- 量的降低而引起的实验装置中分子筛工作能力的 desorption of small-scale oxygen concentrator by pressure swing adsorption.Chem Ind Eng Prog,2008,27(7):1061 降低 (翟晖，刘应书，张辉，等.小型变压吸附制氧的真空解吸实验 (2)低产品气流量运行条件下，提高PF和降化工进展，2008,27(7)：1061) 低0可以消除氧气返混的不利影响：高产品气流 [11]Bhat AA,Mang H,Rajkumar S,et al.On-board oxygen 量运行条件下，同时提高PF和0可以提高实验装 generation using high performance molecular sieve.Life Sci, 置中分子筛的工作能力. 2017,2(4):380 (3)产品气流量为3.55Lmin时.将工艺参 [12]Zhang X B,Liu Y S,Liu W H,et al.Experiment study on a 数P1F和0分别从0.65增加至1.34和从3.55降低 multicolumn PSA oxygen system.Cryogenics,2009(2):43 (章新波，刘应书，刘文海，等.多塔变压吸附制氧技术实验.低为3.24，可以将产品气中氧气体积分数从92.4%增温工程，2009(2)：43) 加至95.7%：产品气流量为19.88Lmin时，将工 [13]Liow J L,Kenney C N.The backfill cycle of the pressure swing 艺参数P1F和0分别从0.49和3.33增加至0.51和 adsorption process.A/ChEJ,1990,36(1):53 3.36,可以将产品气中氧气体积分数从74.0%增加 [14]Mofarahi M,Towfighi J,Fathi L.Oxygen separation from air by 至74.9%. four-bed pressure swing adsorption.Ind Eng Chem Res,2009

由图 9 得出，在变产品气流量下实验 C 产品气中的氧气体积分数和回收率相对于实验 B 都有所提升. 尤其是在产品气流量为 3.55 L·min−1 时，将实验 B 中的 P/F 和 θ 分别从 0.65 增加至 1.34 和从 3.55 降低至 3.24，可以将产品气中的氧气体积分数和回收率分别从 92.4% 增加至 95.7% 和从 10.8% 增加至 11.5%；在产品气流量为 19.88 L·min−1 时，将实验 B 中的 P/F 和 θ 分别从 0.49 增加至 0.51 和从 3.33 增加至 3.36，可以将产品气中的氧气体积分数和回收率分别从 74.0% 增加至 74.9% 和从 48.5% 增加至 50.4%. 结果表明，在低产品气流量运行条件下提高 P/F 和降低 θ 可以完全消除氧气返混的影响，将产品气中的氧气体积分数提高至 95% 以上；在高产品气流量运行条件下，通过增加 P/F 和 θ 可以提高实验装置中分子筛的工作能力，但是由于气体通过床层的流速加快而导致的氮气穿透无法完全消除，所以产品气中氧气体积分数的提升幅度较小. 3 结论本文利用改进的 Skarstrom 两床循环 PSA 制氧工艺建立制氧实验装置，对产品气中氧气体积分数随产品气流量的变化关系进行实验研究，随后对变产品气流量对其氧气体积分数的影响进行了理论分析；探讨了变产品气流量下提高产品气中氧气体积分数的相关工艺参数的调节方法，得到了如下结论：（1）在低产品气流量运行条件下，导致产品气中氧气体积分数发生下降的主要原因是由氧气在床层大量积累而引起的氧气返混；高产品气流量运行条件下，导致产品气中氧气体积分数下降的主要原因是由床层再生效果和分子筛对氮气吸附量的降低而引起的实验装置中分子筛工作能力的降低. （2）低产品气流量运行条件下，提高 P/F 和降低 θ 可以消除氧气返混的不利影响；高产品气流量运行条件下，同时提高 P/F 和 θ 可以提高实验装置中分子筛的工作能力. （ 3）产品气流量为 3.55 L·min−1 时，将工艺参数 P/F 和 θ 分别从 0.65 增加至 1.34 和从 3.55 降低为 3.24，可以将产品气中氧气体积分数从 92.4% 增加至 95.7%；产品气流量为 19.88 L·min−1 时，将工艺参数 P/F 和 θ 分别从 0.49 和 3.33 增加至 0.51 和 3.36，可以将产品气中氧气体积分数从 74.0% 增加至 74.9%. 参考文献 Yang X, Epiepang F E, Li J B, et al. Sr-LSX zeolite for air separation. Chem Eng J, 2019, 362: 482 [1] Ran Z, Luo Y J. Research progress on oxygen production and supply technology and rational use of oxygen in plateau. People’s Military Surgeon, 2019, 62（5）: 466 （冉庄, 罗勇军. 高原制氧供氧技术及合理用氧研究进展. 人民军医, 2019, 62（5）：466） [2] Liu Y S, Zhu X Q, Cao Y Z, et al. Flow characteristics and oxygen-enriched effect of oxygen diffusion. Chin J Eng, 2015, 37（10）: 1370 （刘应书, 祝显强, 曹永正, 等. 弥散供氧流动特性及其富氧效果. 工程科学学报, 2015, 37（10）：1370） [3] Yang X, Wang H Y, Chen J W, et al. Two-dimensional modeling of pressure swing adsorption (PSA) oxygen generation with radialflow adsorber. Appl Sci, 2019, 9（6）: 1153 [4] Wang Y Y, An Y X, Ding Z Y, et al. Integrated VPSA processes for air separation based on dual reflux configuration. Ind Eng Chem Res, 2019, 58: 6562 [5] Wang H Y, Liu Y S, Shi S S, et al. Influence of the structure of radial flow adsorbers on oxygen production with pressure swing adsorption. Chin J Eng, 2015, 37（2）: 238 （王浩宇, 刘应书, 施绍松, 等. 径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响. 工程科学学报, 2015, 37（2）：238） [6] Mendes A M M, Costa C A V, Rodrigues A E. Oxygen separation from air by PSA: modelling and experimental results Part I: isothermal operation. Sep Purif Technol, 2001, 24（1-2）: 173 [7] Lü A H, Deng C, Zhu M F, et al. Study on the process of smallscale PSA oxygen generation. Appl Chem Ind, 2018, 47（3）: 481 （吕爱会, 邓橙, 朱孟府, 等. 小型变压吸附制氧工艺技术研究. 应用化工, 2018, 47（3）：481） [8] Farooq S, Ruthven D M, Boniface H A. Numerical simulation of a pressure swing adsorption oxygen unit. Chem Eng Sci, 1989, 44（12）: 2809 [9] Zhai H, Liu Y S, Zhang H, et al. Experimental study on vacuumdesorption of small-scale oxygen concentrator by pressure swing adsorption. Chem Ind Eng Prog, 2008, 27（7）: 1061 （翟晖, 刘应书, 张辉, 等. 小型变压吸附制氧的真空解吸实验. 化工进展, 2008, 27（7）：1061） [10] Bhat A A, Mang H, Rajkumar S, et al. On-board oxygen generation using high performance molecular sieve. Life Sci J, 2017, 2（4）: 380 [11] Zhang X B, Liu Y S, Liu W H, et al. Experiment study on a multicolumn PSA oxygen system. Cryogenics, 2009（2）: 43 （章新波, 刘应书, 刘文海, 等. 多塔变压吸附制氧技术实验. 低温工程, 2009（2）：43） [12] Liow J L, Kenney C N. The backfill cycle of the pressure swing adsorption process. AIChE J, 1990, 36（1）: 53 [13] Mofarahi M, Towfighi J, Fathi L. Oxygen separation from air by four-bed pressure swing adsorption. Ind Eng Chem Res, 2009, [14] · 1514 · 工程科学学报，第 42 卷，第 11 期

48（11）: 5439 Lü A H, Deng C, Zhu M F, et al. Analyzing the PSA process of oxygen generation in plateau environment using response surface method. Appl Chem Ind, 2018, 47（6）: 1175 （吕爱会, 邓橙, 朱孟府, 等. 响应面法分析高原环境变压吸附制氧工艺的研究. 应用化工, 2018, 47（6）：1175） [15] Tian C X, Fu Q, Ding Z Y, et al. Experiment and simulation study of a dual-reflux pressure swing adsorption process for separating N2 /O2 . Sep Purif Technol, 2017, 189: 54 [16] Rege S U, Yang R T. Limits for air separation by adsorption with LiX zeolite. Ind Eng Chem Res, 1997, 36（12）: 5358 [17] Reynolds S P, Ebner A D, Ritter J A. Enriching PSA cycle for the production of nitrogen from air. Ind Eng Chem Res, 2006, 45（9）: 3256 [18] Tian T, Liu B, Shi M S, et al. Experiment and simulation of PSA process for small oxygen generator with two adsorption beds. CIESC J, 2019, 70（3）: 969 [19] （田涛, 刘冰, 石梅生, 等. 双塔微型变压吸附制氧机实验和模拟. 化工学报, 2019, 70（3）：969） Serbezov A. Effect of the process parameters on the length of the mass transfer zone during product withdrawal in pressure swing adsorption cycles. Chem Eng Sci, 2001, 56（15）: 4673 [20] Tondeur D, Chlendi M. Front analysis and cycle policy in PSA operations. Gas Sep Purif, 1993, 7（2）: 105 [21] Mohammadi N, Hossain M I, Ebner A D, et al. New pressure swing adsorption cycle schedules for producing high-purity oxygen using carbon molecular sieve. Ind Eng Chem Res, 2016, 55（40）: 10758 [22] Wang H Y, Liu Y S, Zhang C Z, et al. Study on variable mass flow laws in π-shaped centripetal radial flow adsorber. CIESC J, 2019, 70（9）: 3385 （王浩宇, 刘应书, 张传钊, 等. π型向心径向流吸附器变质量流动特性研究. 化工学报, 2019, 70（9）：3385） [23] 刘应书等： PSA 制氧过程产品气流量对其氧气体积分数的影响 · 1515 ·

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