新型六塔旋轉變壓吸附制氧裝置

丁利群，束鵬程，王智忠，卜高選

（西安交通大學流體機械及壓縮機國家工程研究中心，陜西 西安 710049）

研究開發

新型六塔旋轉變壓吸附制氧裝置

丁利群，束鵬程，王智忠，卜高選

（西安交通大學流體機械及壓縮機國家工程研究中心，陜西 西安 710049）

針對變壓吸附空分制氧裝置的微型化趨勢，研制了一種新型六塔旋轉變壓吸附制氧裝置。本文介紹了新型裝置的工作原理，且通過實驗研究了六塔旋轉PSA制氧過程中幾個主要工藝參數對系統性能的影響。實驗表明，提高轉速，產品氧的純度隨之先提高后降低，對應于每個進料流量都存在一個獲得最高氧純度的最佳轉速；而且，進料流量小時氧純度較低，進料流量大時回收率降低，因此存在一個最佳進料流量；充壓時間與吸附時間的比值對產品氧濃度的影響非常顯著；與常見的PSA裝置相比，均壓步驟明顯地提高了這種新型結構PSA裝置的氧純度和氧回收率。這種裝置的高徑比小，循環時間短，可獲得92%的氧產品。

吸附柱旋轉；六塔；微型；變壓吸附；制氧

氣體吸附分離就是利用吸附劑將氣體混合物分離為組分各不相同的兩個或多個產物的過程，實現這一過程關鍵在于吸附劑對吸附質的選擇性吸附能力[1]。對任何一種吸附分離過程都有兩個基本步驟：吸附和解吸。在平衡吸附的情況下，溫度越低，壓力越高，吸附劑對吸附質的吸附量越大；反之，溫度越高，壓力越低，則吸附量越小。因此，氣體吸附分離通常采用變溫吸附和變壓吸附兩種循環過程。由于吸附劑的比熱容較大，導熱系數較小，升溫和降溫都需要較長的時間。與變溫吸附相比，變壓吸附更適合短循環周期的吸附工藝。變壓吸附又分為常壓沖洗解吸（PSA）和抽真空負壓解吸（VSA）。在過去50年來，眾多的PSA和VSA循環被開發出來，無論是工業應用[2]還是數值模擬[3]，都進行了廣泛而深入的研究，分離效率和能耗都得到了提高。在工業規模的變壓吸附空分制氧設備中，決定能耗的操作壓比、氧回收率是重要的技術指標，而在小型和微型的變壓吸附空分制氧裝置中，相比于裝置的簡單和可靠性，能耗和氧回收率等不是主要的考慮因素[4]。因此，采用兩床、簡單可靠的基于最初的 Skarstorm循環被廣泛應用于目前常見的微型PSA制氧裝置中[5-6]。為了提高產品氧濃度、氧回收率、吸附劑的產率以及降低能耗等目的，最初的PSA制氧工藝經歷了許多技術改進，概括起來主要有以下3個方面。①工藝方面的改進。例如均壓工藝[7-8]、產品氣輔助充壓[9]、采用多塔體系代替雙塔系統[10-11]、單塔快速循環[12-13]等。工業上普遍采用了這些技術并帶來了顯著的效益，但是，這些工藝技術并未普遍應用于微型PSA制氧系統中。②改進分子篩的吸附性能，采用操作壓比小且分離系數大的LiX分子篩，有利于降低壓縮機的能耗和減少分子篩的填裝量[14]。③改進吸附器的結構。例如使氣流分布均勻的各種氣流分布器[15]、減小邊壁效應和死角的各種措施[16]、采用套筒結構和徑向流降低吸附器高度[17]、增加進氣排氣緩沖腔[18]等，這些技術提高了分子篩的利用率，從而減少吸附劑的用量，使吸附器更小更輕。

較高的分子篩產率對 PSA微型化是非常重要的。高產率意味著在同樣的產品氣流量和純度下，使用更少的分子篩，有利于吸附器質量和體積的減小。影響產率的主要因素有分子篩的吸附特性、吸附壓力以及循環時間等，短循環時間提高了收率和產率。源于這種思路，1980年Keller等[12]發明了快速PSA（RPSA），1982年Keller等[13]又發明了活塞驅動的PSA（piston PSA）。快速PSA和活塞驅動PSA都是單吸附柱間歇產氧，系統能吸附和解吸的關鍵是氣流阻力適當分配引起床層軸向壓力梯度，以短循環時間獲得較高的分子篩產率。短循環時間會對微型PSA帶來其它的不利影響，主要是因為微型PSA的產品氣流量很小，在高低壓之間吸附與解吸的快速切換降低了產品氣流量和純度的穩定性。采用多塔流程可以使操作更加平穩，但是吸附柱數量的增加使得連接管道和控制系統變得復雜。

為此，本文作者研制了一種新型的多塔旋轉PSA技術[19]。如圖1所示，變壓吸附裝置由3個部分組成：旋轉部件-吸附器、靜止部件-上下工藝端蓋以及輔助固定部件。N個扇形吸附柱繞軸環列形成吸附器，將N個吸附柱的進排氣孔口組成上下密封環，在電動機的帶動下繞軸旋轉。上下工藝端蓋上設計有密封環槽，在環槽上有進排氣口。吸附器的上下密封環與工藝端蓋的上下密封環槽構成雙端面動密封。吸附器旋轉一周，各個吸附柱依次完成充壓、吸附、均壓降、泄壓、清洗、均壓升6個步驟一次工藝循環。工藝端蓋上的密封環槽控制著吸附柱的進氣、排氣、氣流流向、密封等，即工藝端蓋起到了控制閥的作用。雖然每個吸附柱的工作和雙塔是一樣的，但是N個吸附柱提高了連續產氧的穩定性。這種新結構以簡單的方式實現了多塔的連接和工藝控制，以每循環低產率和快速循環獲得較低的高徑比和較高的產率。

圖1 旋轉吸附柱PSA裝置模型圖

1 多塔旋轉變壓吸附制氧裝置的工作原理

任何一個 PSA循環都是由一系列基本步驟組成的，PSA循環因組成的基本步驟不同以及這些步驟執行的時間和時序不同而相異。旋轉吸附柱PSA裝置的工藝流程布置圖見圖2，其過程的6個基本步驟在吸附等溫線上的示意圖見圖3。在圖2中，第一行的圓表示排氣工藝端蓋及其工藝環槽，第 3行的圓表示進氣工藝端蓋及其工藝環槽，中間是切分為6個吸附柱的吸附器以及單元吸附柱旋轉到不同位置對應的不同操作步驟。

圖2 吸附器工藝流程布置圖

圖3 PSA過程基本步驟在吸附等溫線上的示意圖

1.1 各工藝步驟的操作過程

1.1.1 充壓步驟（B—C）

吸附器從330°旋轉到0°。均壓后的床層壓力為P2，床層內雜質的吸附殘留量為M1（B點），充壓使床層壓力提高到P4。有兩種充壓方法：進料氣充壓（BC2）和產品氣充壓（BC1）。用進料氣充壓時，隨著壓力的升高，進料空氣中的少量氮氣被吸附，使得床層吸附量增加（C2）。而用產品氣充壓時，由于富氧中氮氣濃度極低，沒有增加床層的氮吸附量（C1）。雖然用產品氣充壓可以增加循環吸附量，但是對于微型PSA裝置，由于產品氣量很小，只有0.5～1 L/m in，雙端面密封泄漏的不可避免使回收率嚴重下降。

1.1.2 吸附步驟（C—D）

吸附器從0°旋轉到60°。進料空氣不斷地進入吸附床，同時輸出產品富氧，吸附床的氮吸附量逐漸增加，達到規定的吸附量M3時停止進入進料空氣（D1和D2），此時床層頂部預留有部分未吸附氮的吸附劑。在吸附步驟中有兩種情況：一種是吸附床壓力不隨時間變化，一直保持P4（C1—D2，C2—D2），大多數PSA過程都是這種情況；另一種是吸附床壓力隨時間而增加到P5（C1—D1，C2—D1），本研究正是這種情況，是一個壓力增加的吸附過程。

1.1.3 均壓步驟（D—F和A—B）

吸附器從105°旋轉到135°，對應的吸附柱旋轉位置從285°到315°。已經完成再生的床層1（壓力P1）與吸附結束的床層2（壓力P4或P5）相連接，床層2中的氣體沿著產品氣輸出的方向順向流出，逆向流入床層1，直到兩個床層的壓力分別為P3和P2。當P3等于P2時，為完全均壓；當P3大于P2時為不完全均壓。在D1—F或D2—F均壓降過程中，隨著吸附床壓力的降低，吸附劑中的氮組分不斷地被解吸出來，又繼續被吸附床頂部未吸附的吸附劑吸附，因此，解吸出來的氮組分并沒有離開吸附床，床層吸附量M3不變。

1.1.4 泄壓步驟（F—G）

吸附器從150°旋轉到180°。逆向輸出氣體直到過程的最小壓力P1，此壓力接近大氣壓力。床層內大部分氮組分隨氣流排除，床層內的吸留量為M2。

1.1.5 清洗步驟（G—A）

吸附器從180°旋轉到240°。利用部分產品氣以略高于P1的壓力對床層進行逆向清洗，由于不斷降低床層內氮組分的分壓力，使吸附劑進一步解吸。最終，床層的吸留量降低至M1，吸附劑再生步驟結束，進入均壓升步驟。

1.2 主要結構參數

在分析了吸附器旋轉一周的各個步驟后，下文簡單分析主要結構參數的定義和影響。

1.2.1 工藝角和工藝環槽

定義工藝角為單元吸附柱的某個工藝步驟從開始到結束所轉過的角度。例如，吸附柱的吸附步驟開始到結束所轉過的角度稱為吸附角。若吸附柱在轉過某個角度時沒有完成任何工藝步驟，則稱這個角度為密封角。圖4表示了進排氣工藝端蓋上密封環槽的進排氣口角度。工藝環槽采用對稱布置，工藝角和工藝環槽角度的關系見表1。排氣工藝端蓋在第一、第三象限密封角為θ8（θ8=15°），此為垂直密封角度；第二、第四象限密封角為θ6和θ7（θ6=θ7=45°），此為水平密封角度。在排氣工藝端蓋密封角內，吸附柱不工作，因此密封角要盡可能小。

圖4 進排氣工藝端蓋上密封環槽的進排氣口角度

表1 進排氣工藝端蓋上的環槽與工藝角的關系

1.2.2 工藝角與吸附器連續產氧

設吸附柱夾角為λ，吸附柱數量為N，見式（1）。

當β＜λ時，每經過Δt=N(λ－β)/2π的時間間隔，吸附角內僅有 1個吸附柱，此時為間歇產氧；當β≥kλ時，k為自然數，在任意時刻，吸附角內有且僅有k個吸附柱，此時連續產氧。

1.2.3 工藝角和吸附柱的平均進排氣量

在進氣角α+β范圍內，吸附器以Qf穩定進料。吸附柱之間的夾角為λ，吸附柱進氣口編號如圖 5所示。當i吸附柱旋轉進入α+β時，在進氣角范圍內吸附柱的數量N為α+β/λ≤N，N為相鄰整數。

當吸附器旋轉jλ（j=0，N）時，有i+j編號的吸附柱進入α+β。

定義θ見式（2）。

則，當吸附器旋轉jλ+θ（j=0，N）時，有i－（N－j）編號吸附柱離開α+β。

當θ=0時，編號i+j吸附柱進入α+β的同時，編號i－（n－j）吸附柱離開α+β，在進氣角范圍內吸附柱數量不變。此時，吸附柱進料流量qf為Qf/N。當θ≠0時，吸附柱數量在N和N－1之間變化，從i編號吸附柱進入到離開，吸附柱數量和旋轉角度的關系如表2所示。

圖5 在工藝角內吸附柱數量計算示意圖

表2 旋轉角度與進氣角內吸附柱的數量

吸附器從jλ旋轉到jλ+θ，吸附柱數量為N，重復出現N次。吸附器從[（j－1）λ+θ]旋轉到jλ，吸附柱數量為N－1，重復出現N－1次。因此，在進氣角內吸附柱i的平均進氣量見式（3）。

結合式（1），簡化為式（4）。

如圖2所示，若充壓角為30°，吸附角為60°，吸附柱夾角為60°，吸附器進料流量為36 L/m in，則吸附柱進料流量為24 L/min。

類似地可以得到產品氣流量和清洗氣量相似的結論。由吸附柱的平均進料流量計算得到吸附柱的排氣量，然后以旋轉一周在排氣角β內吸附柱的平均排氣量作為吸附器的排氣量，得到表3中吸附器和吸附柱主要性能參數之間的關系。

裝置的回收率Re、清洗比F/P、產率Pr與吸附柱的數量N無關，工藝角對這幾個性能參數有影響。α的減小和β的增大有利于提高Re，而且β的增大還有助于產率Pr的增加，φ的減小使清洗比降低。如均壓工藝能提高回收率Re，這可以解釋成床層濃度波的移動，但從上述觀點看，也可以解釋成均壓工藝使充壓工藝角α減小，從而提高了回收率。總之，增大分子篩的工作時間，特別是增大β，減少密封所占用的時間，可以提高吸附器的各項性能參數。

表3 吸附器與吸附柱之間的性能參數關系

1.2.4 吸附柱數量

吸附柱的數量影響了高徑比，但是，在這種新結構中，吸附柱數量改變高徑比與常規意義上的改變高徑比是不一樣的。在表4中比較了這些差異。在本文所述結構中，吸附柱數量增加，吸附柱的高徑比增大，柱內填裝的分子篩質量減少，吸附柱高度不變，柱橫截面積減小，在相同的工藝角下，進料流量亦減小，間隙速率不變，傳質區移動速度不變，氧濃度不變。在通常情況下，吸附柱的高徑比增大，柱內填裝的分子篩質量不變，吸附柱變長，柱橫截面積變小。在相同的進料和吸附時間下，雖然傳質區移動速度變快，但由于吸附柱增長，使氧純度提高。為了6個操作步驟能同時進行，吸附柱的數量至少為 6。吸附柱數量越多，吸附柱的高徑比越大，除了增加制造難度和設計工藝的靈活度以外，對吸附柱的性能沒有影響。

1.2.5 充壓角與吸附角之比

提高分子篩的產率有兩種思路：一是讓飽和區在吸附柱中所占的比例增大，這就需要較長的吸附柱和較長的循環時間；另一種是在充壓階段形成傳質區，在吸附階段讓傳質區移動很短的距離，即吸附柱僅比傳質區略長，這種情況下可以設計較短的吸附柱和較短的循環時間。前者是每循環高產率和適當的循環速度，后者是每循環低產率和高循環速度。當然，讓傳質區形狀陡峭、長度較短對這兩種方法都是有利的。本文作者的基本設計思路是快速循環，影響轉速提高的主要原因是充壓。過快的轉速會使吸附柱不能達到吸附壓力，從而導致 PSA工藝失敗。增加充壓角的度數有助于提高轉速，但同時要考慮到吸附過程中對分子篩的充分利用。因此，充壓角和吸附角的比值是一個關鍵的結構參數。

綜上所述，建立了一個多塔旋轉、六步驟的變壓吸附空分制氧過程，吸附柱旋轉1周完成1次工藝循環。整個吸附器在高度上（Z軸方向）形成從空氣到富氧的濃度梯度，在周向上（XY平面）形成PSA操作工藝所需的不同壓力腔。

表4 不同的改變高徑比的方法對比

2 實驗裝置

六塔旋轉變壓吸附制氧裝置實驗裝置如圖6所示。本實驗采用一臺可調速轉速電機（1～10 r/m in）帶動吸附器旋轉，通過改變吸附器轉速來調整工藝循環時間。無油空氣壓縮機內置過濾器和冷卻器。空氣在進入吸附裝置之前經過干燥器 4，干燥器 4內裝填活性氧化鋁和13X，除去空氣中的水分。減壓閥6-1控制著進料壓力，氣體質量流量控制器7控制著進料流量。分離后的產品氣經流量計 10-1后，進入儲氣罐11。然后分為三部分流出，一部分放空，一部分進入氧濃度分析儀13，一部分作為清洗氣。清洗氣經針閥12-2調節流量、減壓閥6-2調節壓力和流量計10-3后進入吸附裝置。產品氣流量是流量計10-1和10-2之差。清洗后的富氮廢氣通過截止閥5-4放空。

圖6 多塔旋轉變壓吸附實驗裝置

3 結果及討論

部分實驗結果示于圖7～圖10中。在實驗中，采用了1.8 kg的LiX分子篩，環境溫度為25 ℃。吸附壓力采用平均壓力。

3.1 轉速的影響

采用充壓角與吸附角之比為1/2的工藝端蓋，六步驟工藝循環，測試了在不同的進料流量下，吸附壓力和產品氧濃度隨轉速的變化。在實驗中，讓吸附柱入口流量與清洗氣流量保持相同的比例，即進料流量增加，則產品氣流量按比例增加。為獲得當前轉速下最高氧濃度值，略微調整清洗氣量。吸附器旋轉一周所用的時間就是一次循環的時間，因此用循環時間代替了轉速。實驗結果見圖 7，圖中的壓力為表壓力。

由圖7可得以下結論。

（1）隨著循環時間的增長，即旋轉速度變慢，吸附壓力增高，開始上升的速度快，后來速度減緩。原因是當吸附壓力增加到 2.0～2.2 atm（表壓，1 atm=101325 Pa）以上時，吸附量明顯增大，導致吸附柱壓力上升變得比較平緩。在相同的轉速下，進料流量大吸附柱壓力高。

（2）隨著循環時間的縮短，產品氧濃度先明顯上升后下降。這是因為在一定的進料流量下，隨著轉速的變化，對氧濃度帶來了兩個相反的影響：一方面，由于循環時間縮短，吸附時間減小，產品純度得到提高；另一方面，吸附時間減少的同時，充壓時間也減小，吸附壓力降低，導致產品純度下降。當吸附壓力降低到1.5 atm（表壓）以下時，分子篩吸附能力迅速減小，導致吸附器對氧氮分離的失敗。

圖7 吸附壓力、氧純度與轉速的關系

（3）對應于每個進料流量都存在一個獲得最高氧純度的最佳轉速。隨著進料流量的增加，最佳轉速逐漸變快，而轉速快有利于提高分子篩的產率。

3.2 進料流量的影響

圖8所示為進料氣流量對產品氣純度以及回收率、產率的影響，實驗中產品氣量、清洗氣量和吸附器保持定值，調整轉速以獲得當前進料下的最佳氧濃度值。隨著進料氣量的增加，循環時間減少，產率亦逐漸升高，而回收率則逐漸降低。對于本文中所述的旋轉6塔微型變壓吸附制氧裝置，當進料氣流量為40 L/m in時，產品氣純度最高為92%，回收率為11%，產率0.51 L/(kg·min)。雙端面密封泄漏對吸附裝置的回收率有一定負面的影響。實驗結果表明，進料氣流量小，充壓時間長，吸附時間也增加，導致產品氣濃度低；進料氣流量大，氣流穿過分子篩間隙的速度快，吸附質與吸附劑接觸時間短，回收率降低。因此，應當選擇適當的進料氣流量。

3.3 充壓角與吸附角比值的影響

采用了充壓角α與吸附角β之比分別為30/90和30/60的兩個工藝端蓋。實驗中，保持進料氣流、產品氣流、清洗氣量不變，測量了不同轉速下的產品氧濃度值。實驗結果見圖9。由圖9可見，充壓角與吸附角之比對產品氣的氧濃度影響非常顯著，該比值大，則氧濃度高。這是由于在相同的轉速和進料流量下，充壓角與吸附角比值的增大不僅增加了充壓時間，提高了吸附壓力，而且減少了吸附時間，降低了吸附穿透。充壓角與吸附角比值的增大還有利于提高轉速和產率，但該比值的增大受到其它工藝角的限制。

3.4 均壓的影響

采用一根軟管連接排氣工藝端蓋上的兩個均壓腔，軟管中央有一個截止閥，當閥門打開時為有均壓的工藝，當閥門關閉時則無均壓步驟。

實驗中，保持進料氣量、產品氣量、清洗氣量不變，測試了不同轉速下有均壓和無均壓兩種工藝對氧純度和回收率的影響，實驗結果見圖10。對任何形式的吸附柱，均壓對床層的濃度分布都產生了有益的影響。均勻降使濃度峰面向產品氣排出端移動，減小了床層空隙中氧濃度進一步下降，這可以減小泄壓步驟中的氧損失，從而提高了回收率。均壓升使得床層中的氧濃度在清洗后得到提高，而且，減少了充壓壓差，即減小了充壓時間，提高了轉速，這些因素都提高了產品氧濃度。

圖8 進料流量對產品氣純度、回收率以及產率的影響

圖9 充壓角與吸附角之比對產品氣純度的影響

圖10 有均壓和無均壓步驟對氧濃度的影響

4 結 論

研制了一種新型結構的吸附器，實現了變壓吸附制氧工藝。旋轉吸附柱PSA制氧裝置主要解決了PSA制氧機微型化所帶來的一些問題。主要討論了幾個主要結構參數，并對多塔旋轉PSA制氧過程中幾個主要工藝參數的影響進行了實驗研究。

（1）微型PSA制氧機氣量小，工藝循環周期短，因此，兩個吸附床之間的頻繁切換引起產品氣流量和濃度波動相對較大。采用多吸附床可以連續制氧，且提高了產品氣流量和純度的穩定性。但是，按照以往常用的設計結構會帶來復雜的管道連接和控制系統。采用吸附器上下端面與進排氣工藝端蓋端面的雙端面密封結構可以有效地解決這個問題。在旋轉吸附柱PSA制氧裝置中沒有控制系統，只用進料管道、產品排出管道和均壓管道，管道連接簡單。

（2）旋轉吸附柱PSA制氧裝置有一個獨特的優點，即：產品氧濃度隨著吸附器的旋轉速度而變化，旋轉速度快，產品氧濃度提高；反之，產品濃度隨著吸附器轉速的變慢而降低。因此，旋轉吸附柱PSA制氧裝置的壓縮機可以連續工作，通過轉速調節，方便地提供各種氧濃度的產品。

（3）在旋轉吸附柱PSA制氧裝置的設計中，基本出發點是利用短循環周期獲得高產率。吸附柱過長降低了分子篩的利用率，吸附柱過短降低了產品氧純度。為了降低高徑比，吸附柱長度的85%左右為傳質區所占據。

（4）由于吸附柱數量的改變不影響間隙速率和吸附柱高度，所以吸附柱數量的改變對吸附柱性能是沒有影響的。其次，吸附器性能不是吸附柱性能的簡單疊加，工藝角對吸附器性能影響顯著，此外，工藝角直接影響了產氧的連續性和氣流的穩定性。

（5）多塔旋轉PSA過程顯著影響因素為吸附壓力、均壓步驟、充壓角與吸附角的比值、轉速、雙端面密封泄露等，這些工藝條件是PSA空分制氧過程優化的主要影響因素。泄漏對旋轉吸附器PSA制氧裝置的回收率、產率、能耗等指標產生不利影響。

（6）由于LiX分子篩對水分有很強的吸附性，為防止分子篩失效，進吸附器的空氣要用干燥器（活性氧化鋁和13X）嚴格除水，并定期更換干燥劑。

符 號 說 明

A——吸附柱橫截面積，m2

d——吸附柱當量直徑，以扇形面積與圓面積相等折合，m

h——吸附柱長度，m

m——吸附柱中的分子篩質量，kg

N——吸附柱數量

n——吸附器轉速，r/min

P——壓力，atm

P/F，p/f——吸附器和吸附柱的清洗比

Pr，pr——吸附器和吸附柱的產率，L/(kg·m in)

Q，q——吸附器和吸附柱的氣體流率，NL/min

Re，re——吸附器和吸附柱的回收率，%

t——時間，s

y——組分的氣相質量分數，%

α——充壓角，（°）

β——吸附角，（°）

γ——泄壓角，（°）

ε——均壓角，（°）

θ——工藝環槽角度，（°）

λ——吸附柱的扇形夾角，（°）

ρp——吸附顆粒密度，kg/m3

φ——清洗角，（°）

下角標

AD——吸附

CB——泄壓

DPE——均壓降

FP——充壓

f——進料氣

PD——清洗

pr——產品氣

PPE——均壓升

pu——清洗氣

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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，講師，主要研究方向為制冷及低溫工程、吸附分離技術。聯系人：王智忠，高級工程師，主要研究方向為壓縮機及制冷技術等。E-mail wzz@mail. xjtu.edu.cn。