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，第37卷，第2期：238-242,2015年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.2:238-242,February 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.02.016:http://journals.ustb.edu.cn 径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 王浩宇12)四，刘应书”，施绍松”，孟宇” 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京联合大学生物化学工程学院，北京100023 ☒通信作者，E-mail:jdthaoyu@bumu.cdu.cm 摘要建立了两塔径向流变压吸附制氧实验装置，研究了径向流吸附器的气体流动型式、外流道宽度和流道结构对制氧效 果的影响.结果表明：对于变压吸附制氧，径向流吸附器采用向心流动最为合适：在实验条件下，外流道宽度减小到13m 时，氧和氮分离效果最佳：与Z型流道相比，Ⅱ型流道结构改善分子筛的利用率，产氧效果最好. 关键词吸附器：径向流：制氧：变压吸附 分类号TQ028.15 Influence of the structure of radial flow adsorbers on oxygen production with pressure swing adsorption WANG Hao→u2a,LIU Ying-shu,SHI Shao-song》,MENG Yu'” 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Biochemical Engineering,Beijing Union University,Beijing 100023,China Corresponding author,E-mail:jdthaoyu@buu.edu.cn ABSTRACT A radial flow pressure swing adsorption (PSA)unit with two-tower configuration was designed for oxygen production. The influences of gas flow pattern,outer flow channel width and channel structure on oxygen production were studied by experiment. The result indicates that it is an optimal choice to use centripetal flow in the radial flow adsorber for oxygen production with PSA.Un- der the experimental condition,when the outer flow channel width decreases to 13 mm,the separation of oxygen from nitrogen is the best.A I-shaped channel structure can better improve the utilization efficiency of molecular sieves and oxygen production compared with a Z-shaped channel.This research result provides a foundation for the application and research of a radial flow adsorber in the PSA unit for oxygen production. KEY WORDS adsorbers:radial flow;oxygen production:pressure swing adsorption 径向流吸附器是大型变压吸附制氧装置的重要设 显著，Hg等对上述四种径向流固定床进行了数 备，其内部结构对制氧效果有显著影响，已成为变压吸 值模拟，发现Π型流动结构总是有着最好的流动分布. 附制氧的重要研究课题之一.早期的研究主要集中在 Bolon等利用计算流体力学(CFD)和电阻断层成像 径向流反应床结构，Balakotaiah和Luss0进行的早期 实验方法模拟和验证了径向反应床流场中流体的速 工作显示了径向流动方向（向心或离心）对固定床的 度.Zughbi和Sheikh等s-刀采用计算流体动力学软件 反应转化率有着影响.Ponzi和Kaye回的研究表明反 模拟分析了含有床层的径向流反应器的气流流动. 应床内气流的均匀分布状况比流动方向对反应转化率 对于径向流吸附器的研究主要集中在流动型式及 有着更明显的影响.Genkin等回指出在I型流动中， 结构参数这两方面.对流动型式的研究，Chiang和 中心管直径和环形外流道内径的比值对流体均布影响 Hog圆进行了径向流吸附器的单塔富氧实验，研究了 收稿日期：2014-10-08 基金项目：国家高技术研究发展计划资助项目(2012AA101802)

工程科学学报，第 37 卷，第 2 期: 238--242，2015 年 2 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 2: 238--242，February 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 02． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 王浩宇1，2) ，刘应书1) ，施绍松1) ，孟 宇1) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 北京联合大学生物化学工程学院，北京 100023  通信作者，E-mail: jdthaoyu@ buu． edu． cn 摘 要 建立了两塔径向流变压吸附制氧实验装置，研究了径向流吸附器的气体流动型式、外流道宽度和流道结构对制氧效 果的影响． 结果表明: 对于变压吸附制氧，径向流吸附器采用向心流动最为合适; 在实验条件下，外流道宽度减小到 13 mm 时，氧和氮分离效果最佳; 与 Z 型流道相比，∏型流道结构改善分子筛的利用率，产氧效果最好． 关键词 吸附器; 径向流; 制氧; 变压吸附 分类号 TQ028. 1 + 5 Influence of the structure of radial flow adsorbers on oxygen production with pressure swing adsorption WANG Hao-yu1，2)  ，LIU Ying-shu1) ，SHI Shao-song1) ，MENG Yu1) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Biochemical Engineering，Beijing Union University，Beijing 100023，China  Corresponding author，E-mail: jdthaoyu@ buu． edu． cn ABSTＲACT A radial flow pressure swing adsorption ( PSA) unit with two-tower configuration was designed for oxygen production． The influences of gas flow pattern，outer flow channel width and channel structure on oxygen production were studied by experiment． The result indicates that it is an optimal choice to use centripetal flow in the radial flow adsorber for oxygen production with PSA． Un￾der the experimental condition，when the outer flow channel width decreases to 13 mm，the separation of oxygen from nitrogen is the best． A ∏-shaped channel structure can better improve the utilization efficiency of molecular sieves and oxygen production compared with a Z-shaped channel． This research result provides a foundation for the application and research of a radial flow adsorber in the PSA unit for oxygen production． KEY WOＲDS adsorbers; radial flow; oxygen production; pressure swing adsorption 收稿日期: 2014--10--08 基金项目: 国家高技术研究发展计划资助项目( 2012AA101802) 径向流吸附器是大型变压吸附制氧装置的重要设 备，其内部结构对制氧效果有显著影响，已成为变压吸 附制氧的重要研究课题之一． 早期的研究主要集中在 径向流反应床结构，Balakotaiah 和 Luss［1］进行的早期 工作显示了径向流动方向( 向心或离心) 对固定床的 反应转化率有着影响． Ponzi 和 Kaye［2］的研究表明反 应床内气流的均匀分布状况比流动方向对反应转化率 有着更明显的影响． Genkin 等［3］指出在∏型流动中， 中心管直径和环形外流道内径的比值对流体均布影响 显著，Heggs 等［4］对上述四种径向流固定床进行了数 值模拟，发现∏型流动结构总是有着最好的流动分布． Bolon 等［5］利用计算流体力学( CFD) 和电阻断层成像 实验方法模拟和验证了径向反应床流场中流体的速 度． Zughbi 和 Sheikh 等［6 － 7］采用计算流体动力学软件 模拟分析了含有床层的径向流反应器的气流流动． 对于径向流吸附器的研究主要集中在流动型式及 结构参 数 这 两 方 面． 对 流 动 型 式 的 研 究，Chiang 和 Hong［8］进行了径向流吸附器的单塔富氧实验，研究了

王浩宇等：径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 239· 气体流动方向对产氧效果的影响.Huang和Chou通 表1径向流吸附器的主要结构参数 过模拟验证了径向流吸附器向心吸附比离心吸附获得 Table 1 Structure parameters of the radial flow adsorber mm 更高的产品气浓度.Zhag等0研究了径向流吸附器 结构参数 数值 在向心流动下的变压吸附制氧浓度与回收率的关系 吸附器直径/长度 220/210 Manjhi等u研究了含有床层的吸附器三维速度场及 进气口直径/长度 24/40 浓度分布.对结构参数的研究，Smolarek等在其专 出气口直径/长度 24160 利中指出缩窄的流道型式可以改善流体分布不均的问 中心流道直径 24 题.Celik和Smolarek在其专利中提出采用内、外筒 吸附剂装填层厚度 62 外流道宽度 30 不均匀的开孔分布来提高气流的均匀分布程度 气流分布孔厚度 3 以上研究大多通过模拟的方法对径向流吸附器的 中心流道开孔直径 4 内部结构及流动方式进行了研究，并未见到相关的实 外流道开孔直径 8 验验证，而目前对四种流动型式的径向流吸附器用于 变压吸附制氧的研究也并不多见 本课题组在之前的工作中，采用数值模拟的方法 详细研究了径向流吸附器布气系统结构对布气效果的 影响.在此基础上，本文搭建了一套以径向流吸附 器为吸附塔的变压吸附制氧装置，通过实验进一步研 究了径向流吸附器内气体流动型式、外流道宽度、流道 结构等内部结构参数对制氧效果的影响.研究结果可 为径向流吸附器的工业化应用提供参考 4 1实验装置及内容 1一压缩机：2一预处理系统（氧化铝脱水）：3一缓冲罐：V一电磁 阀：P一压力传感器：4一流量计：5一径向流吸附器：6一单向阀： 1.1实验装置 7一节流阀：8一氧化锆氧分析仪：9一上位计算机：10一PLC 实验采用了小型径向流吸附器，其主体结构由中 图2实验装置示意图 心流道、吸附剂装填层、外流道和气流分布孔道等组 Fig.2 Schematic diagram of the experimental unit 成，如图1所示.原料气由进气口进入吸附器内，并通 压力分别由质量流量计和压力传感器(MPX5700D)测 过气流分布孔进入吸附剂装填层，部分气体被吸附，剩 下的产品气汇集于出气口而排出.径向流吸附器的具 量，经数据采集卡转换后传入计算机中存储.02含量 体结构参数，如表1所示 由氧化锆氧分析仪(Z0101T型)来检测. 1.2实验内容 中心流道气流分布孔 中心流道 两塔径向流变压吸附制氧的循环步骤如图3所 外流道气流分布孔 吸附剂装填层 示.每个吸附塔都要经过充压、吸附、均压降、解吸、反 吹、均压升等六个步骤.在实验过程中，调节吸附时 外流道 间、均压时间、反吹节流孔径、产品气流量等循环参数， 使产品气流量一定的情况下，产品气中0，体积分数达 到最高，具体调节参数如表2所示.然后改变径向流 吸附器内部的气体流动型式、外流道宽度和流道结构， 图1径向流吸附器结构示意图 按上述步骤继续实验，获得不同径向流吸附器结构下 Fig.1 Structure of the radial flow adsorber 产氧效果的最优值. 两塔径向流变压吸附制氧的实验装置如图2所 表2实验调节参数 示.实验所用气源为经过脱水处理的空气，压缩空气 Table 2 Experimental conditions 由ZW700A-20/B型压缩机提供，供给量为2.2m3.h1 吸附时间/ 均压时间/ 反吹节流子 产品气流量/ (20℃，101.3kPa)的空气.经过预处理的压缩空气进 孔径/mm (m3.h-1) 入装有X沸石分子筛的吸附器内进行变压吸附分 3 0 0.4 0.015 离，单个吸附器实际吸附剂填充量为2.133kg.整个 0.5 0.6 0.1 实验装置通过PLC控制电磁阀的开关，实现氧、氮分 7 1 0.8 0.16 离过程的循环连续进行.实验中气体流量和吸附塔内 0 1.5 0.9 0.2

王浩宇等: 径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 气体流动方向对产氧效果的影响． Huang 和 Chou［9］通 过模拟验证了径向流吸附器向心吸附比离心吸附获得 更高的产品气浓度． Zhang 等［10］研究了径向流吸附器 在向心流动下的变压吸附制氧浓度与回收率的关系． Manjhi 等［11］研究了含有床层的吸附器三维速度场及 浓度分布． 对结构参数的研究，Smolarek 等［12］在其专 利中指出缩窄的流道型式可以改善流体分布不均的问 题． Celik 和 Smolarek［13］在其专利中提出采用内、外筒 不均匀的开孔分布来提高气流的均匀分布程度． 以上研究大多通过模拟的方法对径向流吸附器的 内部结构及流动方式进行了研究，并未见到相关的实 验验证，而目前对四种流动型式的径向流吸附器用于 变压吸附制氧的研究也并不多见． 本课题组在之前的工作中，采用数值模拟的方法 详细研究了径向流吸附器布气系统结构对布气效果的 影响［14］． 在此基础上，本文搭建了一套以径向流吸附 器为吸附塔的变压吸附制氧装置，通过实验进一步研 究了径向流吸附器内气体流动型式、外流道宽度、流道 结构等内部结构参数对制氧效果的影响． 研究结果可 为径向流吸附器的工业化应用提供参考． 1 实验装置及内容 1. 1 实验装置 实验采用了小型径向流吸附器，其主体结构由中 心流道、吸附剂装填层、外流道和气流分布孔道等组 成，如图 1 所示． 原料气由进气口进入吸附器内，并通 过气流分布孔进入吸附剂装填层，部分气体被吸附，剩 下的产品气汇集于出气口而排出． 径向流吸附器的具 体结构参数，如表 1 所示． 图 1 径向流吸附器结构示意图 Fig． 1 Structure of the radial flow adsorber 两塔径向流变压吸附制氧的实验装置如图 2 所 示． 实验所用气源为经过脱水处理的空气，压缩空气 由 ZW700A--20 /B 型压缩机提供，供给量为 2. 2 m3 ·h － 1 ( 20 ℃，101. 3 kPa) 的空气． 经过预处理的压缩空气进 入装有 LiX 沸石分子筛的吸附器内进行变压吸附分 离，单个吸附器实际吸附剂填充量为 2. 133 kg． 整个 实验装置通过 PLC 控制电磁阀的开关，实现氧、氮分 离过程的循环连续进行． 实验中气体流量和吸附塔内 表 1 径向流吸附器的主要结构参数 Table 1 Structure parameters of the radial flow adsorber mm 结构参数 数值 吸附器直径/长度 220 /210 进气口直径/长度 24 /40 出气口直径/长度 24 /60 中心流道直径 24 吸附剂装填层厚度 62 外流道宽度 30 气流分布孔厚度 3 中心流道开孔直径 4 外流道开孔直径 8 1—压缩机; 2—预处理系统( 氧化铝脱水) ; 3—缓冲罐; V—电磁 阀; P—压力传感器; 4—流量计; 5—径向流吸附器; 6—单向阀; 7—节流阀; 8—氧化锆氧分析仪; 9—上位计算机; 10—PLC 图 2 实验装置示意图 Fig． 2 Schematic diagram of the experimental unit 压力分别由质量流量计和压力传感器( MPX5700D) 测 量，经数据采集卡转换后传入计算机中存储． O2含量 由氧化锆氧分析仪( ZO·101T 型) 来检测． 1. 2 实验内容 两塔径向流变压吸附制氧的循环步骤如图 3 所 示． 每个吸附塔都要经过充压、吸附、均压降、解吸、反 吹、均压升等六个步骤． 在实验过程中，调节吸附时 间、均压时间、反吹节流孔径、产品气流量等循环参数， 使产品气流量一定的情况下，产品气中 O2体积分数达 到最高，具体调节参数如表 2 所示． 然后改变径向流 吸附器内部的气体流动型式、外流道宽度和流道结构， 按上述步骤继续实验，获得不同径向流吸附器结构下 产氧效果的最优值． 表 2 实验调节参数 Table 2 Experimental conditions 吸附时间/ s 均压时间/ s 反吹节流子 孔径/mm 产品气流量/ ( m3 ·h － 1 ) 3 0 0. 4 0. 015 5 0. 5 0. 6 0. 1 7 1 0. 8 0. 16 11 1. 5 0. 9 0. 2 · 932 ·

·240· 工程科学学报，第37卷，第2期 示.向心吸附的结构下，原料气体从外流道进入，流经 吸 吸附剂床层，部分气体被吸附，产品气最终汇入中心流 附塔！ 吸附 均压降 均压升 道而流出.离心吸附的结构下，原料气从中心流道流 入，经过吸附剂床层，产品气最终从外流道流出吸附 器.通过改变进气口的位置实现气体流动型式的变 化，使吸附器内气体流动从向心流动转化为离心流动 通过加装环形填充物实现外流道宽度的变化，使外流 道宽度变化为13、17、20和24mm.通过在径向流吸附 器外流道内加装铝板环形套筒实现流道结构的变化， 图3循环流程 使吸附器内部的流动型式从Z型流动转化为Ⅱ型 Fig.3 Switching sequence 流动阳 吸附器内部气体流动和结构变化方式如图4所 图4四种径向流吸附器流动型式a.(a)Z型向心流式：(b)Z型离心流式：(c)Π型向心流式：(d)Π型离心流式 Fig.4 Four flow types of radial flow adsorbers:(a)Z-type inward flow:(b)Z-type outward flow:(c)II-ype inward flow:(d)II-type outward flow 95 2实验结果及分析 。一向心流动 90 ·一离心流动 2.1气体流动型式对产品气中氧气体积分数的影响 图5给出了外流道宽度为17mm时，向心和离心 75 最优工艺参数下产品气量与产氧体积分数关系.由图 70 5可以看出：调节优化向心流动下两塔径向流变压吸 65 附制氧流程工艺参数后，在产品气量为0.015m3.h1 60 时，产品气氧气体积分数为93.1%：当产品气量为 0.16m3h1时，产品气氧气体积分数为84.6%.由图 50 5还可以看出，调节优化离心流动下两塔径向流变压 45 吸附制氧流程工艺参数后，在产品气量为0.14m3h1 00.050.100.150.200.250.30 产品气流量m3.h少 时，产品气氧体积分数最高仅为53.8%.由此可以看 出向心流动的径向流变压吸附制氧效果与离心流动的 图5 向心和离心最优工艺参数下产品气量与产氧体积分数 径向流变压吸附制氧效果相差较大.在变压吸附制氧 关系 Fig.5 Relationship between product rate and 02 concentration at op- 工艺流程下，向心流动明显优于离心流动. timized parameters (feed outward/inward) 郑新港等”研究了轴向流吸附器内气体流动的 速度变化，其结果表明从吸附剂床层入口到出口气体 点.随着气体从外流道流向中心流道，部分气体不断 流量变化明显.在稳定的吸附阶段，吸附剂床层的入 被吸附，而径向流吸附剂床层的环形截面积也同时减 口到出口的速度从0.32ms降至0.16m·s,气体 小，这样就形成了大量气体对应大截面积的吸附剂床 流量下降了12.而径向流吸附器在向心吸附流动型 层，小量气体对应小截面积的吸附剂床层，吸附剂使用 式下，入流端的吸附剂截面积是出流端吸附剂截面积 最为合理.而在离心解吸阶段，大的流道截面积能使 的20倍.这种吸附剂的分布型式，恰恰适合制氧过程 吸附剂床层解吸出的N,排空更彻底，对吸附剂床层再 中吸附器入流端处理气量大，出流端处理气量小的特 生有利

工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 图 3 循环流程 Fig． 3 Switching sequence 吸附器内部气体流动和结构变化方式如图 4 所 示． 向心吸附的结构下，原料气体从外流道进入，流经 吸附剂床层，部分气体被吸附，产品气最终汇入中心流 道而流出． 离心吸附的结构下，原料气从中心流道流 入，经过吸附剂床层，产品气最终从外流道流出吸附 器． 通过改变进气口的位置实现气体流动型式的变 化，使吸附器内气体流动从向心流动转化为离心流动． 通过加装环形填充物实现外流道宽度的变化，使外流 道宽度变化为 13、17、20 和 24 mm． 通过在径向流吸附 器外流道内加装铝板环形套筒实现流道结构的变化， 使吸 附 器 内 部 的 流 动 型 式 从 Z 型 流 动 转 化 为∏型 流动［15］． 图 4 四种径向流吸附器流动型式［16］． ( a) Z 型向心流式; ( b) Z 型离心流式; ( c) ∏型向心流式; ( d) ∏型离心流式 Fig． 4 Four flow types of radial flow adsorbers: ( a) Z-type inward flow; ( b) Z-type outward flow; ( c) ∏-type inward flow; ( d) ∏-type outward flow 2 实验结果及分析 2. 1 气体流动型式对产品气中氧气体积分数的影响 图 5 给出了外流道宽度为 17 mm 时，向心和离心 最优工艺参数下产品气量与产氧体积分数关系． 由图 5 可以看出: 调节优化向心流动下两塔径向流变压吸 附制氧流程工艺参数后，在产品气量为 0. 015 m3 ·h － 1 时，产品气氧气体积分数为 93. 1% ; 当 产 品 气 量 为 0. 16 m3 ·h － 1时，产品气氧气体积分数为 84. 6% ． 由图 5 还可以看出，调节优化离心流动下两塔径向流变压 吸附制氧流程工艺参数后，在产品气量为 0. 14 m3 ·h － 1 时，产品气氧体积分数最高仅为 53. 8% ． 由此可以看 出向心流动的径向流变压吸附制氧效果与离心流动的 径向流变压吸附制氧效果相差较大． 在变压吸附制氧 工艺流程下，向心流动明显优于离心流动． 郑新港等［17］研究了轴向流吸附器内气体流动的 速度变化，其结果表明从吸附剂床层入口到出口气体 流量变化明显． 在稳定的吸附阶段，吸附剂床层的入 口到出口的速度从 0. 32 m·s － 1降至 0. 16 m·s － 1，气体 流量下降了 1 /2． 而径向流吸附器在向心吸附流动型 式下，入流端的吸附剂截面积是出流端吸附剂截面积 的 20 倍． 这种吸附剂的分布型式，恰恰适合制氧过程 中吸附器入流端处理气量大，出流端处理气量小的特 图 5 向心和离心最优工艺参数下产品气量与产氧体积分数 关系 Fig． 5 Ｒelationship between product rate and O2 concentration at op￾timized parameters ( feed outward /inward) 点． 随着气体从外流道流向中心流道，部分气体不断 被吸附，而径向流吸附剂床层的环形截面积也同时减 小，这样就形成了大量气体对应大截面积的吸附剂床 层，小量气体对应小截面积的吸附剂床层，吸附剂使用 最为合理． 而在离心解吸阶段，大的流道截面积能使 吸附剂床层解吸出的 N2排空更彻底，对吸附剂床层再 生有利． · 042 ·

王浩宇等：径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 241 相反地，径向流吸附器在离心吸附流动型式下，入 2.3流道结构对产品气中氧气体积分数的影响 流端的大气量对应小截面积的吸附剂床层，出流端对 图7给出了外流道宽度为13mm时，Z型向心流 应大截面积的吸附剂床层，径向流吸附器内传质区前 动型式和Π型向心流动型式下产品气流量与产品气氧 沿容易推进过快，造成吸附床过早穿透，影响产品气体 体积分数的关系.由图7可以看出，控制产品气流量 积分数.而在向心解吸阶段，较小的流道截面积会影 为设计流量0.16m3h时，Z型向心流动结构的吸附 响N,的排空效果，床层再生不完全也是造成离心吸附 器可以制取出的产品气氧气体积分数为87%，而在Π 流程产氧量较低的原因.这与张成芳网得出的离心 型向心流动结构的吸附器可以制取出产品气氧气体积 流动型式入口流道截面积较小则穿透时间较短的结果 分数为91.7%：控制产品气流量为设计流量0.28m3· 类似.因此在下文的分析中，将重点分析向心流动型 h时，Z型向心流动结构的吸附器可以制取出的产品 式下的两塔径向流变压吸附制氧的情况。 气氧气体积分数为80.5%，而在Π型向心流动结构的 2.2外流道宽度对产品气中氧气体积分数的影响 吸附器可以制取出的产品气氧气体积分数为85%.当 图6给出了Z型向心流动的径向流吸附器外流道 制取较高含量的氧气时，即增加反吹比，减少产品气量 宽度变化时，产品气流量与氧气体积分数的关系.由 为0.015m3h时，Z型向心流动结构吸附器的产氧 图6中可以看出，产品气量从0.015m3·h1变化到 体积分数为93.6%，而Ⅱ型向心流动结构吸附器的产 0.28m3.h的范围内，随着外流道宽度从24mm变化 氧体积分数为96.5%.由图7还可以看出，相同产率 到13mm,产品气氧体积分数有不同程度的提高.产品 的情况下Ⅱ型向心流动结构获得的氧体积分数比Z型 气流量0.015m3·h时，当流道宽度为24mm时，系统 向心流动结构获得的氧体积分数要高.这是因为Ⅱ型 的产氧体积分数只能达到81.4%：当外流道宽度为20 流动提供了更加均匀的气流分布，使分子筛利用率上 mm时，系统的产氧体积分数增加到90.3%：当外流道 升，在设计径向流吸附器制氧时，采用Ⅱ型流动型式更 宽度为l7mm时，系统的产氧体积分数增加到 为适合. 93.1%:继续减小外流道宽度到13mm后，氧气体积分 100 数增加为93.6%，但其制氧效果的增加已不明显 。一Z型向心流动 一·一Π型向心流动 95 95 。一流道宽度13mm 流道宽度17mm 90 流道宽度20mm 90 85 流道宽度24mm 75 80 70 65 75 00.050.100.150.200.250.30 60 产品气流量(mh) 0 0.050.100.150.200.250.30 产品气流量m.h少 图7流道结构变化对对产氧体积分数的影响 Fig.7 Effect of channel structure on 0,concentration 图6外流道宽度变化对产氧体积分数的影响 Fig.6 Effect of channel width on 0,concentratior 3 结论 减少外流道宽度提高了中心流道与外流道截面积 (1)对于径向流吸附器，采用向心流动型式合理 比，这与王浩宇等得出的增加中心流道与外流道截 利用了吸附剂床层截面积的变化，产品气0，体积分数 面积比值更利于径向流反应器内气流分布的结果类 明显优于离心流动型式。 似.Kareeri等仞也指出，在一定范围内，降低中心流道 (2)优化吸附器外流道宽度可以提高产品气氧体 与外流道截面比值有利于径向流反应器内气流分布， 积分数和产品气流量.在实验范围条件下，当外流道 降低这个截面比可以使吸附器内部的流动更加均匀， 宽度为13mm时，吸附器的分离效果最佳. 提高分子筛利用率.本文认为减小外流道宽度使制氧 (3)对于径向流吸附器变压吸附制氧，Ⅱ型流动 量提高的另一个主要原因是，当外流道宽度较大时，解 结构能够改善床层利用率，提高产品气氧体积分数，优 吸结束后的外流道空间内将存留大量含量较高的富氮 于Z型流动结构 气体不能及时排出，进而影响清洗效果和充压阶段进 入吸附剂的气体氧含量，从而影响了产品气氧含量的 参考文献 提高. [Balakotaiah V,Luss D.Effect of flow direction on conversion in

王浩宇等: 径向流吸附器内部结构对变压吸附制氧效果的影响 相反地，径向流吸附器在离心吸附流动型式下，入 流端的大气量对应小截面积的吸附剂床层，出流端对 应大截面积的吸附剂床层，径向流吸附器内传质区前 沿容易推进过快，造成吸附床过早穿透，影响产品气体 积分数． 而在向心解吸阶段，较小的流道截面积会影 响 N2的排空效果，床层再生不完全也是造成离心吸附 流程产氧量较低的原因． 这与张成芳［18］得出的离心 流动型式入口流道截面积较小则穿透时间较短的结果 类似． 因此在下文的分析中，将重点分析向心流动型 式下的两塔径向流变压吸附制氧的情况． 2. 2 外流道宽度对产品气中氧气体积分数的影响 图 6 给出了 Z 型向心流动的径向流吸附器外流道 宽度变化时，产品气流量与氧气体积分数的关系． 由 图 6 中可以看出，产 品 气 量 从 0. 015 m3 ·h － 1 变 化到 0. 28 m3 ·h － 1的范围内，随着外流道宽度从 24 mm 变化 到 13 mm，产品气氧体积分数有不同程度的提高． 产品 气流量 0. 015 m3 ·h － 1时，当流道宽度为 24 mm 时，系统 的产氧体积分数只能达到 81. 4% ; 当外流道宽度为 20 mm 时，系统的产氧体积分数增加到 90. 3% ; 当外流道 宽度 为 17 mm 时，系统的产氧体积分数增加到 93. 1% ; 继续减小外流道宽度到 13 mm 后，氧气体积分 数增加为 93. 6% ，但其制氧效果的增加已不明显． 图 6 外流道宽度变化对产氧体积分数的影响 Fig． 6 Effect of channel width on O2 concentration 减少外流道宽度提高了中心流道与外流道截面积 比，这与王浩宇等［14］得出的增加中心流道与外流道截 面积比值更利于径向流反应器内气流分布的结果类 似． Kareeri 等［7］也指出，在一定范围内，降低中心流道 与外流道截面比值有利于径向流反应器内气流分布， 降低这个截面比可以使吸附器内部的流动更加均匀， 提高分子筛利用率． 本文认为减小外流道宽度使制氧 量提高的另一个主要原因是，当外流道宽度较大时，解 吸结束后的外流道空间内将存留大量含量较高的富氮 气体不能及时排出，进而影响清洗效果和充压阶段进 入吸附剂的气体氧含量，从而影响了产品气氧含量的 提高． 2. 3 流道结构对产品气中氧气体积分数的影响 图 7 给出了外流道宽度为 13 mm 时，Z 型向心流 动型式和∏型向心流动型式下产品气流量与产品气氧 体积分数的关系． 由图 7 可以看出，控制产品气流量 为设计流量 0. 16 m3 ·h － 1时，Z 型向心流动结构的吸附 器可以制取出的产品气氧气体积分数为 87% ，而在∏ 型向心流动结构的吸附器可以制取出产品气氧气体积 分数为 91. 7% ; 控制产品气流量为设计流量 0. 28 m3 · h － 1时，Z 型向心流动结构的吸附器可以制取出的产品 气氧气体积分数为 80. 5% ，而在∏型向心流动结构的 吸附器可以制取出的产品气氧气体积分数为 85% ． 当 制取较高含量的氧气时，即增加反吹比，减少产品气量 为 0. 015 m3 ·h － 1时，Z 型向心流动结构吸附器的产氧 体积分数为 93. 6% ，而∏型向心流动结构吸附器的产 氧体积分数为 96. 5% ． 由图 7 还可以看出，相同产率 的情况下∏型向心流动结构获得的氧体积分数比 Z 型 向心流动结构获得的氧体积分数要高． 这是因为∏型 流动提供了更加均匀的气流分布，使分子筛利用率上 升，在设计径向流吸附器制氧时，采用∏型流动型式更 为适合． 图 7 流道结构变化对对产氧体积分数的影响 Fig． 7 Effect of channel structure on O2 concentration 3 结论 ( 1) 对于径向流吸附器，采用向心流动型式合理 利用了吸附剂床层截面积的变化，产品气 O2体积分数 明显优于离心流动型式． ( 2) 优化吸附器外流道宽度可以提高产品气氧体 积分数和产品气流量． 在实验范围条件下，当外流道 宽度为 13 mm 时，吸附器的分离效果最佳． ( 3) 对于径向流吸附器变压吸附制氧，∏型流动 结构能够改善床层利用率，提高产品气氧体积分数，优 于 Z 型流动结构． 参 考 文 献 ［1］ Balakotaiah V，Luss D． Effect of flow direction on conversion in · 142 ·

·242· 工程科学学报，第37卷，第2期 isothermal radial flow fixed-bed reactors.A/ChE J,1981,27(3): 01] Manjhi N,Verma N,Salem K,et al.Simulation of 3D velocity 442 and concentration profiles in a packed bed adsorber by lattice Bo- 2]Ponzi PR.Kaye LA.Effect of flow maldistribution on conversion Itzmann methods.Chem Eng Sci,2006,61 (23):7754 and selectivity in radial flow fixed-bed reactors.A/ChE J.1979, 12] Smolarek J,Leavitt F W,Nowobilski JJ,et al.Radial Bed Vac- 25(1):100 cum/pressure Swing adsorber Vessel:USA Patent,5759242. 3]Genkin V S,Dil'man VV,Sergeev S P.Distribution of a gas 1998-06-02 stream over height of a catalyst bed in a radial contact apparatus. [13]Celik C E.Smolarek J.Radial Bed Flow Distributor for Radial Int Chem Eng,1979,13(1):24 Pressure Adsorber Vessel:USA Patent,7128775 B2.2006-10-31 4]Heggs P J,Ellis D I,Ismail M S.Prediction of flow distributions [14]Wang H Y,Liu Y S,Meng Y.Effect of the gas distribution sys- and pressure changes in multi-ayered annular packed beds.Gas tem structure of a radial flow adsorber on gas distribution.Chin J Sep Purif,1995,9(4):243 Eng,2015,37(1):91 [5]Bolton G T,Hooper C W,Mann R,et al.Flow distribution and (王浩宇，刘应书，孟宇.径向流吸附器布气系统结构对布 velocity measurement in a radial flow fixed bed reactor using electrical 气效果的影响.工程科学学报，2015,37(1)：91) resistance tomography.Chem Eng Sci,2004,59(10):1989 05] Tentarelli S C.Radial Flow Adsorption Vessel:USA Patent, [6]Zughbi H D,Sheikh S.Numerical simulations of flow distribution 5814129.1998-09-29 in unpacked and partially packed vessels.Math Comput Appl, [16]Mu ZZ,Wang J F,Wang T F,et al.Optimum design of radial 2004,9(1):2539 flow moving-bed reactors based on a mathematical hydrodynamic 7]Kareeri AA,Zughbi H D,Al-Ali HH.Simulation of flow distri- model.Chem Eng Process,2003,42(5):409 bution in radial flow reactors.Ind Eng Chem Res,2006,45(8): [17]Zheng X G,Liu Y S,Li Y L,et al.Velocity distribution in axial 2862 adsorber with consideration of mass variation.J Unir Sci Technol [8]Chiang A S T.Hong M C.Radial flow rapid pressure swing ad- Beijing,2011,33(11):1412 sorption.Adsoption,1995,1(2)153 (郑新港，刘应书，李永玲，等.变质量流动吸附床内的速度 [9]Huang WC.Chou CT.Comparison of radial-and axial-flow rapid 分布.北京科技大学学报，2011,33(11)：1412) pressure swing adsorption processes.Ind Eng Chem Res,2003, [18]Zhang C F,Xu Z G,Zhu Z B,et al.Two dimension flow in axi- 42(9):1998 al-radial fixed beds:IIl.Centrifugal flow.J East China Univ Sci [10]Zhang Y W,Wu YY,Gong J Y,et al.The experimental study Technol,1995,21(5):529 on the performance of a small-scale oxygen concentration by (张成芳，徐志刚，朱子彬，等.轴径向床中二维流动的研 PSA.Sep Purif Technol,2005,42 (2)123 究：Ⅲ.离心流动.华东理工大学学报，1995,21(5)：529)

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