新型六塔旋转变压吸附制氧装置

丁利群，束鹏程，王智忠，卜高选

（西安交通大学流体机械及压缩机国家工程研究中心，陕西 西安 710049）

研究开发

新型六塔旋转变压吸附制氧装置

丁利群，束鹏程，王智忠，卜高选

（西安交通大学流体机械及压缩机国家工程研究中心，陕西 西安 710049）

针对变压吸附空分制氧装置的微型化趋势，研制了一种新型六塔旋转变压吸附制氧装置。本文介绍了新型装置的工作原理，且通过实验研究了六塔旋转PSA制氧过程中几个主要工艺参数对系统性能的影响。实验表明，提高转速，产品氧的纯度随之先提高后降低，对应于每个进料流量都存在一个获得最高氧纯度的最佳转速；而且，进料流量小时氧纯度较低，进料流量大时回收率降低，因此存在一个最佳进料流量；充压时间与吸附时间的比值对产品氧浓度的影响非常显著；与常见的PSA装置相比，均压步骤明显地提高了这种新型结构PSA装置的氧纯度和氧回收率。这种装置的高径比小，循环时间短，可获得92%的氧产品。

吸附柱旋转；六塔；微型；变压吸附；制氧

气体吸附分离就是利用吸附剂将气体混合物分离为组分各不相同的两个或多个产物的过程，实现这一过程关键在于吸附剂对吸附质的选择性吸附能力[1]。对任何一种吸附分离过程都有两个基本步骤：吸附和解吸。在平衡吸附的情况下，温度越低，压力越高，吸附剂对吸附质的吸附量越大；反之，温度越高，压力越低，则吸附量越小。因此，气体吸附分离通常采用变温吸附和变压吸附两种循环过程。由于吸附剂的比热容较大，导热系数较小，升温和降温都需要较长的时间。与变温吸附相比，变压吸附更适合短循环周期的吸附工艺。变压吸附又分为常压冲洗解吸（PSA）和抽真空负压解吸（VSA）。在过去50年来，众多的PSA和VSA循环被开发出来，无论是工业应用[2]还是数值模拟[3]，都进行了广泛而深入的研究，分离效率和能耗都得到了提高。在工业规模的变压吸附空分制氧设备中，决定能耗的操作压比、氧回收率是重要的技术指标，而在小型和微型的变压吸附空分制氧装置中，相比于装置的简单和可靠性，能耗和氧回收率等不是主要的考虑因素[4]。因此，采用两床、简单可靠的基于最初的 Skarstorm循环被广泛应用于目前常见的微型PSA制氧装置中[5-6]。为了提高产品氧浓度、氧回收率、吸附剂的产率以及降低能耗等目的，最初的PSA制氧工艺经历了许多技术改进，概括起来主要有以下3个方面。①工艺方面的改进。例如均压工艺[7-8]、产品气辅助充压[9]、采用多塔体系代替双塔系统[10-11]、单塔快速循环[12-13]等。工业上普遍采用了这些技术并带来了显著的效益，但是，这些工艺技术并未普遍应用于微型PSA制氧系统中。②改进分子筛的吸附性能，采用操作压比小且分离系数大的LiX分子筛，有利于降低压缩机的能耗和减少分子筛的填装量[14]。③改进吸附器的结构。例如使气流分布均匀的各种气流分布器[15]、减小边壁效应和死角的各种措施[16]、采用套筒结构和径向流降低吸附器高度[17]、增加进气排气缓冲腔[18]等，这些技术提高了分子筛的利用率，从而减少吸附剂的用量，使吸附器更小更轻。

较高的分子筛产率对 PSA微型化是非常重要的。高产率意味着在同样的产品气流量和纯度下，使用更少的分子筛，有利于吸附器质量和体积的减小。影响产率的主要因素有分子筛的吸附特性、吸附压力以及循环时间等，短循环时间提高了收率和产率。源于这种思路，1980年Keller等[12]发明了快速PSA（RPSA），1982年Keller等[13]又发明了活塞驱动的PSA（piston PSA）。快速PSA和活塞驱动PSA都是单吸附柱间歇产氧，系统能吸附和解吸的关键是气流阻力适当分配引起床层轴向压力梯度，以短循环时间获得较高的分子筛产率。短循环时间会对微型PSA带来其它的不利影响，主要是因为微型PSA的产品气流量很小，在高低压之间吸附与解吸的快速切换降低了产品气流量和纯度的稳定性。采用多塔流程可以使操作更加平稳，但是吸附柱数量的增加使得连接管道和控制系统变得复杂。

为此，本文作者研制了一种新型的多塔旋转PSA技术[19]。如图1所示，变压吸附装置由3个部分组成：旋转部件-吸附器、静止部件-上下工艺端盖以及辅助固定部件。N个扇形吸附柱绕轴环列形成吸附器，将N个吸附柱的进排气孔口组成上下密封环，在电动机的带动下绕轴旋转。上下工艺端盖上设计有密封环槽，在环槽上有进排气口。吸附器的上下密封环与工艺端盖的上下密封环槽构成双端面动密封。吸附器旋转一周，各个吸附柱依次完成充压、吸附、均压降、泄压、清洗、均压升6个步骤一次工艺循环。工艺端盖上的密封环槽控制着吸附柱的进气、排气、气流流向、密封等，即工艺端盖起到了控制阀的作用。虽然每个吸附柱的工作和双塔是一样的，但是N个吸附柱提高了连续产氧的稳定性。这种新结构以简单的方式实现了多塔的连接和工艺控制，以每循环低产率和快速循环获得较低的高径比和较高的产率。

图1 旋转吸附柱PSA装置模型图

1 多塔旋转变压吸附制氧装置的工作原理

任何一个 PSA循环都是由一系列基本步骤组成的，PSA循环因组成的基本步骤不同以及这些步骤执行的时间和时序不同而相异。旋转吸附柱PSA装置的工艺流程布置图见图2，其过程的6个基本步骤在吸附等温线上的示意图见图3。在图2中，第一行的圆表示排气工艺端盖及其工艺环槽，第 3行的圆表示进气工艺端盖及其工艺环槽，中间是切分为6个吸附柱的吸附器以及单元吸附柱旋转到不同位置对应的不同操作步骤。

图2 吸附器工艺流程布置图

图3 PSA过程基本步骤在吸附等温线上的示意图

1.1 各工艺步骤的操作过程

1.1.1 充压步骤（B—C）

吸附器从330°旋转到0°。均压后的床层压力为P2，床层内杂质的吸附残留量为M1（B点），充压使床层压力提高到P4。有两种充压方法：进料气充压（BC2）和产品气充压（BC1）。用进料气充压时，随着压力的升高，进料空气中的少量氮气被吸附，使得床层吸附量增加（C2）。而用产品气充压时，由于富氧中氮气浓度极低，没有增加床层的氮吸附量（C1）。虽然用产品气充压可以增加循环吸附量，但是对于微型PSA装置，由于产品气量很小，只有0.5～1 L/m in，双端面密封泄漏的不可避免使回收率严重下降。

1.1.2 吸附步骤（C—D）

吸附器从0°旋转到60°。进料空气不断地进入吸附床，同时输出产品富氧，吸附床的氮吸附量逐渐增加，达到规定的吸附量M3时停止进入进料空气（D1和D2），此时床层顶部预留有部分未吸附氮的吸附剂。在吸附步骤中有两种情况：一种是吸附床压力不随时间变化，一直保持P4（C1—D2，C2—D2），大多数PSA过程都是这种情况；另一种是吸附床压力随时间而增加到P5（C1—D1，C2—D1），本研究正是这种情况，是一个压力增加的吸附过程。

1.1.3 均压步骤（D—F和A—B）

吸附器从105°旋转到135°，对应的吸附柱旋转位置从285°到315°。已经完成再生的床层1（压力P1）与吸附结束的床层2（压力P4或P5）相连接，床层2中的气体沿着产品气输出的方向顺向流出，逆向流入床层1，直到两个床层的压力分别为P3和P2。当P3等于P2时，为完全均压；当P3大于P2时为不完全均压。在D1—F或D2—F均压降过程中，随着吸附床压力的降低，吸附剂中的氮组分不断地被解吸出来，又继续被吸附床顶部未吸附的吸附剂吸附，因此，解吸出来的氮组分并没有离开吸附床，床层吸附量M3不变。

1.1.4 泄压步骤（F—G）

吸附器从150°旋转到180°。逆向输出气体直到过程的最小压力P1，此压力接近大气压力。床层内大部分氮组分随气流排除，床层内的吸留量为M2。

1.1.5 清洗步骤（G—A）

吸附器从180°旋转到240°。利用部分产品气以略高于P1的压力对床层进行逆向清洗，由于不断降低床层内氮组分的分压力，使吸附剂进一步解吸。最终，床层的吸留量降低至M1，吸附剂再生步骤结束，进入均压升步骤。

1.2 主要结构参数

在分析了吸附器旋转一周的各个步骤后，下文简单分析主要结构参数的定义和影响。

1.2.1 工艺角和工艺环槽

定义工艺角为单元吸附柱的某个工艺步骤从开始到结束所转过的角度。例如，吸附柱的吸附步骤开始到结束所转过的角度称为吸附角。若吸附柱在转过某个角度时没有完成任何工艺步骤，则称这个角度为密封角。图4表示了进排气工艺端盖上密封环槽的进排气口角度。工艺环槽采用对称布置，工艺角和工艺环槽角度的关系见表1。排气工艺端盖在第一、第三象限密封角为θ8（θ8=15°），此为垂直密封角度；第二、第四象限密封角为θ6和θ7（θ6=θ7=45°），此为水平密封角度。在排气工艺端盖密封角内，吸附柱不工作，因此密封角要尽可能小。

图4 进排气工艺端盖上密封环槽的进排气口角度

表1 进排气工艺端盖上的环槽与工艺角的关系

1.2.2 工艺角与吸附器连续产氧

设吸附柱夹角为λ，吸附柱数量为N，见式（1）。

当β＜λ时，每经过Δt=N(λ－β)/2π的时间间隔，吸附角内仅有 1个吸附柱，此时为间歇产氧；当β≥kλ时，k为自然数，在任意时刻，吸附角内有且仅有k个吸附柱，此时连续产氧。

1.2.3 工艺角和吸附柱的平均进排气量

在进气角α+β范围内，吸附器以Qf稳定进料。吸附柱之间的夹角为λ，吸附柱进气口编号如图 5所示。当i吸附柱旋转进入α+β时，在进气角范围内吸附柱的数量N为α+β/λ≤N，N为相邻整数。

当吸附器旋转jλ（j=0，N）时，有i+j编号的吸附柱进入α+β。

定义θ见式（2）。

则，当吸附器旋转jλ+θ（j=0，N）时，有i－（N－j）编号吸附柱离开α+β。

当θ=0时，编号i+j吸附柱进入α+β的同时，编号i－（n－j）吸附柱离开α+β，在进气角范围内吸附柱数量不变。此时，吸附柱进料流量qf为Qf/N。当θ≠0时，吸附柱数量在N和N－1之间变化，从i编号吸附柱进入到离开，吸附柱数量和旋转角度的关系如表2所示。

图5 在工艺角内吸附柱数量计算示意图

表2 旋转角度与进气角内吸附柱的数量

吸附器从jλ旋转到jλ+θ，吸附柱数量为N，重复出现N次。吸附器从[（j－1）λ+θ]旋转到jλ，吸附柱数量为N－1，重复出现N－1次。因此，在进气角内吸附柱i的平均进气量见式（3）。

结合式（1），简化为式（4）。

如图2所示，若充压角为30°，吸附角为60°，吸附柱夹角为60°，吸附器进料流量为36 L/m in，则吸附柱进料流量为24 L/min。

类似地可以得到产品气流量和清洗气量相似的结论。由吸附柱的平均进料流量计算得到吸附柱的排气量，然后以旋转一周在排气角β内吸附柱的平均排气量作为吸附器的排气量，得到表3中吸附器和吸附柱主要性能参数之间的关系。

装置的回收率Re、清洗比F/P、产率Pr与吸附柱的数量N无关，工艺角对这几个性能参数有影响。α的减小和β的增大有利于提高Re，而且β的增大还有助于产率Pr的增加，φ的减小使清洗比降低。如均压工艺能提高回收率Re，这可以解释成床层浓度波的移动，但从上述观点看，也可以解释成均压工艺使充压工艺角α减小，从而提高了回收率。总之，增大分子筛的工作时间，特别是增大β，减少密封所占用的时间，可以提高吸附器的各项性能参数。

表3 吸附器与吸附柱之间的性能参数关系

1.2.4 吸附柱数量

吸附柱的数量影响了高径比，但是，在这种新结构中，吸附柱数量改变高径比与常规意义上的改变高径比是不一样的。在表4中比较了这些差异。在本文所述结构中，吸附柱数量增加，吸附柱的高径比增大，柱内填装的分子筛质量减少，吸附柱高度不变，柱横截面积减小，在相同的工艺角下，进料流量亦减小，间隙速率不变，传质区移动速度不变，氧浓度不变。在通常情况下，吸附柱的高径比增大，柱内填装的分子筛质量不变，吸附柱变长，柱横截面积变小。在相同的进料和吸附时间下，虽然传质区移动速度变快，但由于吸附柱增长，使氧纯度提高。为了6个操作步骤能同时进行，吸附柱的数量至少为 6。吸附柱数量越多，吸附柱的高径比越大，除了增加制造难度和设计工艺的灵活度以外，对吸附柱的性能没有影响。

1.2.5 充压角与吸附角之比

提高分子筛的产率有两种思路：一是让饱和区在吸附柱中所占的比例增大，这就需要较长的吸附柱和较长的循环时间；另一种是在充压阶段形成传质区，在吸附阶段让传质区移动很短的距离，即吸附柱仅比传质区略长，这种情况下可以设计较短的吸附柱和较短的循环时间。前者是每循环高产率和适当的循环速度，后者是每循环低产率和高循环速度。当然，让传质区形状陡峭、长度较短对这两种方法都是有利的。本文作者的基本设计思路是快速循环，影响转速提高的主要原因是充压。过快的转速会使吸附柱不能达到吸附压力，从而导致 PSA工艺失败。增加充压角的度数有助于提高转速，但同时要考虑到吸附过程中对分子筛的充分利用。因此，充压角和吸附角的比值是一个关键的结构参数。

综上所述，建立了一个多塔旋转、六步骤的变压吸附空分制氧过程，吸附柱旋转1周完成1次工艺循环。整个吸附器在高度上（Z轴方向）形成从空气到富氧的浓度梯度，在周向上（XY平面）形成PSA操作工艺所需的不同压力腔。

表4 不同的改变高径比的方法对比

2 实验装置

六塔旋转变压吸附制氧装置实验装置如图6所示。本实验采用一台可调速转速电机（1～10 r/m in）带动吸附器旋转，通过改变吸附器转速来调整工艺循环时间。无油空气压缩机内置过滤器和冷却器。空气在进入吸附装置之前经过干燥器 4，干燥器 4内装填活性氧化铝和13X，除去空气中的水分。减压阀6-1控制着进料压力，气体质量流量控制器7控制着进料流量。分离后的产品气经流量计 10-1后，进入储气罐11。然后分为三部分流出，一部分放空，一部分进入氧浓度分析仪13，一部分作为清洗气。清洗气经针阀12-2调节流量、减压阀6-2调节压力和流量计10-3后进入吸附装置。产品气流量是流量计10-1和10-2之差。清洗后的富氮废气通过截止阀5-4放空。

图6 多塔旋转变压吸附实验装置

3 结果及讨论

部分实验结果示于图7～图10中。在实验中，采用了1.8 kg的LiX分子筛，环境温度为25 ℃。吸附压力采用平均压力。

3.1 转速的影响

采用充压角与吸附角之比为1/2的工艺端盖，六步骤工艺循环，测试了在不同的进料流量下，吸附压力和产品氧浓度随转速的变化。在实验中，让吸附柱入口流量与清洗气流量保持相同的比例，即进料流量增加，则产品气流量按比例增加。为获得当前转速下最高氧浓度值，略微调整清洗气量。吸附器旋转一周所用的时间就是一次循环的时间，因此用循环时间代替了转速。实验结果见图 7，图中的压力为表压力。

由图7可得以下结论。

（1）随着循环时间的增长，即旋转速度变慢，吸附压力增高，开始上升的速度快，后来速度减缓。原因是当吸附压力增加到 2.0～2.2 atm（表压，1 atm=101325 Pa）以上时，吸附量明显增大，导致吸附柱压力上升变得比较平缓。在相同的转速下，进料流量大吸附柱压力高。

（2）随着循环时间的缩短，产品氧浓度先明显上升后下降。这是因为在一定的进料流量下，随着转速的变化，对氧浓度带来了两个相反的影响：一方面，由于循环时间缩短，吸附时间减小，产品纯度得到提高；另一方面，吸附时间减少的同时，充压时间也减小，吸附压力降低，导致产品纯度下降。当吸附压力降低到1.5 atm（表压）以下时，分子筛吸附能力迅速减小，导致吸附器对氧氮分离的失败。

图7 吸附压力、氧纯度与转速的关系

（3）对应于每个进料流量都存在一个获得最高氧纯度的最佳转速。随着进料流量的增加，最佳转速逐渐变快，而转速快有利于提高分子筛的产率。

3.2 进料流量的影响

图8所示为进料气流量对产品气纯度以及回收率、产率的影响，实验中产品气量、清洗气量和吸附器保持定值，调整转速以获得当前进料下的最佳氧浓度值。随着进料气量的增加，循环时间减少，产率亦逐渐升高，而回收率则逐渐降低。对于本文中所述的旋转6塔微型变压吸附制氧装置，当进料气流量为40 L/m in时，产品气纯度最高为92%，回收率为11%，产率0.51 L/(kg·min)。双端面密封泄漏对吸附装置的回收率有一定负面的影响。实验结果表明，进料气流量小，充压时间长，吸附时间也增加，导致产品气浓度低；进料气流量大，气流穿过分子筛间隙的速度快，吸附质与吸附剂接触时间短，回收率降低。因此，应当选择适当的进料气流量。

3.3 充压角与吸附角比值的影响

采用了充压角α与吸附角β之比分别为30/90和30/60的两个工艺端盖。实验中，保持进料气流、产品气流、清洗气量不变，测量了不同转速下的产品氧浓度值。实验结果见图9。由图9可见，充压角与吸附角之比对产品气的氧浓度影响非常显著，该比值大，则氧浓度高。这是由于在相同的转速和进料流量下，充压角与吸附角比值的增大不仅增加了充压时间，提高了吸附压力，而且减少了吸附时间，降低了吸附穿透。充压角与吸附角比值的增大还有利于提高转速和产率，但该比值的增大受到其它工艺角的限制。

3.4 均压的影响

采用一根软管连接排气工艺端盖上的两个均压腔，软管中央有一个截止阀，当阀门打开时为有均压的工艺，当阀门关闭时则无均压步骤。

实验中，保持进料气量、产品气量、清洗气量不变，测试了不同转速下有均压和无均压两种工艺对氧纯度和回收率的影响，实验结果见图10。对任何形式的吸附柱，均压对床层的浓度分布都产生了有益的影响。均匀降使浓度峰面向产品气排出端移动，减小了床层空隙中氧浓度进一步下降，这可以减小泄压步骤中的氧损失，从而提高了回收率。均压升使得床层中的氧浓度在清洗后得到提高，而且，减少了充压压差，即减小了充压时间，提高了转速，这些因素都提高了产品氧浓度。

图8 进料流量对产品气纯度、回收率以及产率的影响

图9 充压角与吸附角之比对产品气纯度的影响

图10 有均压和无均压步骤对氧浓度的影响

4 结 论

研制了一种新型结构的吸附器，实现了变压吸附制氧工艺。旋转吸附柱PSA制氧装置主要解决了PSA制氧机微型化所带来的一些问题。主要讨论了几个主要结构参数，并对多塔旋转PSA制氧过程中几个主要工艺参数的影响进行了实验研究。

（1）微型PSA制氧机气量小，工艺循环周期短，因此，两个吸附床之间的频繁切换引起产品气流量和浓度波动相对较大。采用多吸附床可以连续制氧，且提高了产品气流量和纯度的稳定性。但是，按照以往常用的设计结构会带来复杂的管道连接和控制系统。采用吸附器上下端面与进排气工艺端盖端面的双端面密封结构可以有效地解决这个问题。在旋转吸附柱PSA制氧装置中没有控制系统，只用进料管道、产品排出管道和均压管道，管道连接简单。

（2）旋转吸附柱PSA制氧装置有一个独特的优点，即：产品氧浓度随着吸附器的旋转速度而变化，旋转速度快，产品氧浓度提高；反之，产品浓度随着吸附器转速的变慢而降低。因此，旋转吸附柱PSA制氧装置的压缩机可以连续工作，通过转速调节，方便地提供各种氧浓度的产品。

（3）在旋转吸附柱PSA制氧装置的设计中，基本出发点是利用短循环周期获得高产率。吸附柱过长降低了分子筛的利用率，吸附柱过短降低了产品氧纯度。为了降低高径比，吸附柱长度的85%左右为传质区所占据。

（4）由于吸附柱数量的改变不影响间隙速率和吸附柱高度，所以吸附柱数量的改变对吸附柱性能是没有影响的。其次，吸附器性能不是吸附柱性能的简单叠加，工艺角对吸附器性能影响显著，此外，工艺角直接影响了产氧的连续性和气流的稳定性。

（5）多塔旋转PSA过程显著影响因素为吸附压力、均压步骤、充压角与吸附角的比值、转速、双端面密封泄露等，这些工艺条件是PSA空分制氧过程优化的主要影响因素。泄漏对旋转吸附器PSA制氧装置的回收率、产率、能耗等指标产生不利影响。

（6）由于LiX分子筛对水分有很强的吸附性，为防止分子筛失效，进吸附器的空气要用干燥器（活性氧化铝和13X）严格除水，并定期更换干燥剂。

符 号 说 明

A——吸附柱横截面积，m2

d——吸附柱当量直径，以扇形面积与圆面积相等折合，m

h——吸附柱长度，m

m——吸附柱中的分子筛质量，kg

N——吸附柱数量

n——吸附器转速，r/min

P——压力，atm

P/F，p/f——吸附器和吸附柱的清洗比

Pr，pr——吸附器和吸附柱的产率，L/(kg·m in)

Q，q——吸附器和吸附柱的气体流率，NL/min

Re，re——吸附器和吸附柱的回收率，%

t——时间，s

y——组分的气相质量分数，%

α——充压角，（°）

β——吸附角，（°）

γ——泄压角，（°）

ε——均压角，（°）

θ——工艺环槽角度，（°）

λ——吸附柱的扇形夹角，（°）

ρp——吸附颗粒密度，kg/m3

φ——清洗角，（°）

下角标

AD——吸附

CB——泄压

DPE——均压降

FP——充压

f——进料气

PD——清洗

pr——产品气

PPE——均压升

pu——清洗气

[1] 杨R T. 吸附法气体分离[M]. 王树森，曾美云，胡竞民，等译. 北京：化学工业出版社，1991.

[2] Ruthven D M. Principles of Adsorption and Adsorption Processes [M]. New York：John Wiley & Sons，1984.

[3] Ruthven D M，Farooq S，Knaebel K S. Pressure Sw ing Adsorption [M]. New York：VCH，1994.

[4] 叶振华. 化工吸附分离过程 [M]. 北京：中国石化出版社，1992：304.

[5] Jee J G，Lee J S，Lee C H. Air separation by a small-scale two-bed medical O2pressure sw ing adsorption[J].Ind. Eng. Chem. Res.，2001，40：3647-3658.

[6] 卜令兵，刘应书. 变压吸附空气分离制氧微型化技术研究 [J]. 低温与特气，2006，24（3）：11-16.

[7] 卜令兵，刘应书，刘文海，等．微型变压吸附分离空气制氧均压过程[J]．北京科技大学学报，2006，28（10）：989-992.

[8] 王楠，刘应书，刘文海，等．微型变压吸附制氧系统火用效率与氧气回收率研究[J]．低温与特气，2006，24（6）：13-17.

[9] Wagner J L. Selective adsorption process：US，3797201[P]. 1974.

[10] Jee J G，Lee S J，Kim M B，et al. Three-bed PVSA process for high-purity O2generation from ambient air[J].AIChE J.，2005，51（11）：2988.

[11] Mofarahi Masoud，Tow fighi Jafar，Fathi Leila. Oxygen separation from air by four-bed pressure sw ing adsorption[J].Ind. Eng. Chem. Res.，2009，48：5439-5444.

[12] Keller G E，Jones R L. A new process for adsorption separation of gas streams[J].ACS Symp.，1980，135（Ser）：275.

[13] Arvind R，Farooq S，Ruthven D M. Analysis of a piston PSA process for air separation[J].Chemical Engineering Science，2002，57：419-433.

[14] Rege S U，Yang R T. Lim its for air separation by adsorption w ith LiX zeolite[J].Ind. Eng. Chem. Res.，1997，36：5358-5365.

[15] 田津津，张玉文，王锐. 变压吸附系统气流分布器结构的数值模拟计算及分析[J]. 低温工程，2005（4）：45-48.

[16] 宁平，谷俊杰，Bart H J，等. 边流效应对固定床吸附器穿透曲线的影响[J]. 化工学报，1998，49（6）：678-682.

[17] 张辉，刘应书，刘文海，等. 变压吸附制氧机吸附器结构研究进展[J]. 化工进展，2007，26（11）：1602-1609.

[18] 赵治，刘应书，乐恺，等. 微型PSA制氧机吸附器结构试验研究[J]. 深冷技术，2004（2）：13-20.

[19] 丁利群，金从卓，徐钊，等. 旋转分子筛微型变压吸附制氧装置：中国，101139088[P]. 2008-03-02.

Experiment study on novel rotary six-columns PSA for oxygen generator

DING Liqun，SHU Pengcheng，WANG Zhizhong，BU Gaoxuan
（National Engineering Research Center of Fluid Machinery & Compressor，Xi’an Jiaotong University，Xi’an 710049，Shaanxi，China）

Aim ing at m iniaturization research，we developed a new structure PSA oxygen generator w ith rotary six-columns. This paper introduces the operating principle of the rotary six-columns PSA oxygen generator，and experimental study on the effects of main process parameters on the m iniature rotary six-columns PSA oxygen system. The experimental results indicated that w ith the increase of rotary speed，the oxygen purity of product increased firstly but decreased afterward，and there was an optimal rotating speed for a specific feed flow rate which ensured the purest oxygen. With the increase of feed flow rate，the purity of oxygen increased and the recovery decreased，therefore，there was an optimal feed flow rate. The ratio of pressurization time to adsorption time had obvious influence on oxygen concentration，and pressure equalization steps increased oxygen purity and recovery rate obviously compared w ith ordinary PSA oxygen generators. This device could offer 92% oxygen concentration production w ith a smaller ratio of column height to diameter and shorter cycle time.

rotary adsorber；six-columns；m iniature；PSA；oxygen generation

TQ 116.14

A

1000–6613（2011）09–1906–09

2011-02-24；修改稿日期：2011-03-24。

丁利群（1967—），女，博士研究生，讲师，主要研究方向为制冷及低温工程、吸附分离技术。联系人：王智忠，高级工程师，主要研究方向为压缩机及制冷技术等。E-mail wzz@mail. xjtu.edu.cn。