新型歐姆加熱式反應器強化甲烷蒸汽重整的過程分析和優化

高賢清，宋 楠，葉光華，周興貴

（華東理工大學 化工學院 化學工程聯合國家重點實驗室，上海 200237）

氫氣能量密度大，被譽為21世紀最具發展潛力的清潔能源之一[1]。從全球范圍來看，各國生產的氫氣近50%由天然氣轉化而來[2]。天然氣的成分中約有95%（體積分數）是甲烷，甲烷制氫的途徑多樣，其中甲烷水蒸汽重整（Steam methane reforming，SMR）是工業上應用廣泛的制氫方法之一[3]。SMR是分子數增加的強吸熱反應，反應溫度較高（700 °C以上），在傳統工業蒸汽重整轉化過程中，是將數百根反應管按一定規律布置在燃燒室內，燃料氣在燃燒室內燃燒，熱量通過管壁傳遞到催化床層，存在能源利用效率低、能耗大和碳排放量高等問題[4-6]。此外，在強吸熱反應過程中，由于催化劑和反應器壁間的導熱率有限，整個催化床層間往往存在較大的溫度梯度，增加了催化劑積炭失活的風險[7]。

隨著可再生電力的普及，利用可再生電力生產能源載體和化學品成為一種新趨勢[8-9]，其中包括甲烷蒸汽重整過程的電氣化。甲烷蒸汽重整過程采用電加熱后，接替了常規工業反應器的燃燒供熱部分，顯著地減小了反應器體積，減少了二氧化碳排放，并且催化劑和熱源的緊密接觸有利于直接將熱量作用到催化位點，降低了傳熱限制，提高了催化反應速率。此外，電加熱反應器啟動時響應速率快，可以實現反應溫度的精確控制[10-11]。WⅠSMANN等[12-14]建立了一種實驗室規模的歐姆加熱式蒸汽重整管式反應器，反應管由Fe-Cr-Al電熱合金制成，管壁內側涂覆了128 μm厚的催化涂層。實驗結果表明，反應器出口溫度高達900 °C，甲烷轉化率接近87%，與工業反應器相比，CO2排放量減少20%～50%，總體熱效率在70%左右。然而，此類型反應器制作工藝繁瑣，催化涂層失活后再生困難。ZHENG等[15]通過浸漬法將Rh/Al2O3催化劑負載在體積電阻率合適的碳化硅泡沫陶瓷上，陶瓷兩端通過銅板連接交變電源后為反應提供所需熱量。實驗結果表明，體系在700 °C下，甲烷幾乎完全轉化，能量效率為61%。碳化硅泡沫陶瓷既起到了負載支撐催化劑的作用，又可作為加熱元件直接向催化反應提供熱量，大幅度降低了傳熱限制。ZHENG 等[15]提出的反應器與WⅠSMANN 等[12-14]的相比，具有更大的催化劑負載量，甲烷處理量更高。然而，由于碳化硅陶瓷材料本身具有不易成型的特性，較難實現工業規模放大，并且反應器結構復雜，設備投資成本高。可見，目前仍然缺乏一種簡單高效、成本低和易工業放大的歐姆加熱蒸汽重整反應器。

本文提出一種包含內外管的新型歐姆加熱式蒸汽重整固定床反應器（eSMR反應器）。為了獲得該反應器中物質濃度和溫度分布特征，建立反應器二維擬均相數學模型，描述其中傳質、傳熱、歐姆加熱和反應。通過與采用燃燒加熱式的傳統反應器（cSMR 反應器）對比，進一步考察eSMR 反應器結構和操作條件對甲烷轉化率和溫度分布的影響。

1 eSMR反應器結構

在eSMR反應器中，加熱元件的性質與形狀直接影響反應器穩定性、溫度分布以及升溫速率。Fe-Cr-Al合金材質的加熱元件具有價格低廉、機械強度高、電阻率高、電阻受溫度影響小、使用溫度較高，以及使用壽命較長等優點。此外，Fe-Cr-Al 電熱合金在高溫下，表面會形成一層致密的氧化鉻、氧化鋁或復合氧化膜，使其具有抗氧化、抗滲碳，以及耐硫、氫氣腐蝕的能力[16]。圓管加熱元件的傳熱面積較大，加工制作較簡便，因此選用圓管型Fe-Cr-Al 電熱合金作為eSMR 反應器的加熱元件（圖1）。反應器外管由可以承受較高壓力的高合金鋼制成，催化劑顆粒裝填在兩管之間與內管腔中，電熱合金內管兩端施加電壓后產生反應所需的熱量。由于文獻[17]選用的反應條件和反應器尺寸與工業實際情況相近，因此本研究沿用與其相同的反應條件和反應器尺寸（表1）。

表1 eSMR反應器尺寸Table 1 Sizes of eSMR reactor

圖1 eSMR反應器示意圖Fig. 1 Schematic diagram of eSMR reactor

2 模型建立

2.1 模型假設

模型建立前作如下假設：催化劑床層結構均勻，此假設在反應器管徑與催化劑顆粒直徑之比大于10時即可成立[18-19]；反應體系中的氣體均可視作理想氣體；不考慮反應過程中積炭引起的催化劑失活；反應器為穩態操作；反應器入口處的原料氣充分混合。

2.2 反應動力學方程

本研究假設采用蛋殼型Ni/Al2O3催化劑，直徑設置為3 mm，活性中心（Ni）集中在“蛋殼”上，“蛋殼”區域顆粒的質量約占顆?？傎|量的10%[20]。甲烷蒸汽重整涉及的反應包括重整反應（式(1)和式(2)）及水煤氣變換反應（式(3)）。

XU[21]考慮了實驗室與工業規模反應器的差異，對鎳基催化劑上的甲烷蒸汽重整過程進行了動力學分析，提出了一組以式(1)～式(3)反應為主的動力學模型，該模型選用的條件與實際的工業條件相近，模型具有通用性。本研究選用該動力學模型，其方程見式(4)～式(6)。

式中，rn為反應速率（單位質量催化劑計，下同），kmol/(kg·h)；下標1～3 分別代表式(1)～式(3)所示反應；kn為反應速率常數；pi為物質i的分壓，MPa；Keqn為反應平衡常數；DEN=1+KCOpCO+KH2pH2+KCH4pCH4+KH2OpH2O/pH2；KCH4、KCO和KH2分別為CH4、CO和H2的吸附常數；KH2O為H2O的解離吸附常數。

動力學模型參數計算方法見表2。

表2 動力學模型參數類別、計算式和單位Table 2 Category， calculation formula and unit of kinetic model parameters

2.3 模型方程

采用物料衡算方程、能量衡算方程和動量衡算方程描述eSMR和cSMR反應器的傳質、傳熱、歐姆加熱和化學反應過程。對物質i，eSMR 和cSMR 反應器的物料衡算方程見式(7)。

式中，ji為物質i的擴散通量，kg/(m2·s)；ρg為氣相主體的密度，kg/m3；u為氣相的表觀速度，m/s；wi為物質i的質量分數；Ri為物質i的生成速率，kg/(m3·s)。

方程中微分算子（?）和拉普拉斯算子（?2）可以分別用式(8)和式(9)表示。

式中，z為軸向坐標，m；r為徑向坐標，m。

管式反應器中的多組分擴散用Maxwell-Stefan方程描述，見式(10)。

式中，Di,j為氣相主體中組分i的二元擴散系數，m2/s；xj為物質j的物質的量分數；pt為反應體系的總壓力，kPa。

物質i的生成速率（Ri，kg/(m3·s)）可用式(11)表示。

式中，ρa為催化劑的堆積密度，kg/m3；Mi為物質i的相對分子質量，kg/mol；vn,i為反應n中物質i的化學計量數；rn為反應n的反應速率，mol/(kg·s)。

eSMR反應器模型能量衡算方程見式(12)。

式中，cp為混合氣體的定壓比熱容，J/(kg·K)；keff為有效熱導率，W/(m·K)；QR為反應熱，W/m3；Qh為電熱合金提供的熱量，W/m3。

cp可以通過式(13)計算。

式中，cp,i為物質i的定壓熱容，J/(kg·K)。

keff可以通過式(14)計算。

式中，εb為床層的孔隙率，λp為催化劑顆粒的熱導率，W/(m·K)；λg為混合氣體的熱導率，W/(m·K)，其值由Wassiljewa方程[20]給出。

QR可以通過式(15)計算。

式中，Hn為反應n的焓變，J/mol，其與溫度有關。Qh可以通過歐姆定律計算，見式(16)。

式中，E為電場強度，V/m；J為電流密度，A/m2，可以通過式(17)計算。

式中，n為法向量；hc為阻力因子；(Vi-Vj)為表面的電位差，V。

cSMR反應器能量衡算方程見式(18)。

式中，Qw為管壁傳遞的熱量，W/m3，可以通過式(19)計算。

式中，Rc為cSMR 反應器的內徑，m；Uc為對流傳熱系數，W/(m2·K)，其值可以由Thoenes-Kramera 方程[20]估算；Ttube為反應管管壁溫度，K。

eSMR 和cSMR 反應器模型均利用Ergun 方程代替動量守恒方程，見式(20)。

式中，uz為表觀速率軸向分量，m/s；μg為混合氣體的黏度，Pa·s；dp為催化劑顆粒的直徑，m。

eSMR 反應器模型的邊界條件如式(21)～式(25)所示。

式中，xi,0為物質i的進料物質的量分數；Tin為進料溫度，K；pin為進料總壓力，kPa；L為反應器長度，m；Thw和Tw分別為電熱合金內管和不銹鋼外管的壁溫，K；Ri和Re分別為電熱合金內管和不銹鋼外管的半徑，m；ki和ke分別為電熱合金內管和不銹鋼外管的熱導率，W/(m·K)；uz,0為入口氣相表觀速度的軸向分量，m/s；Ui和Ue分別為電熱合金管和外管處的對流傳熱系數，W/(m2·K)。

式(21)～式(23)同樣適用于描述cSMR反應器的邊界條件，其管壁處的邊界條件可用式(26)來描述。

2.4 數值求解與模型參數

利用COMSOL Multiphysics軟件對建立的模型方程進行耦合求解，使用有限元法離散空間域，利用牛頓法結合分離式求解器對建立的偏微分方程組進行迭代求解，收斂標準為殘差小于10-3，進而得到蒸汽重整反應器中的濃度分布、溫度分布等。網格劃分采用映射網格，進行了網格無關性分析，結果表明網格數超過40920時計算精度的提升十分有限，但是計算成本顯著增加。因此，網格數40920已經可以滿足模型精度需求。

Fe-Cr-Al電熱合金性質取自文獻[22]，Ni/Al2O3催化劑的部分性質來自文獻[20]，具體的模擬參數匯總在表3中。

表3 反應器模擬所用參數Table 3 Parameters for reactor simulation

3 結果與討論

3.1 eSMR與cSMR反應器的性能對比

在初始值接近實際情況下，對eSMR反應器進行了瞬態模擬。模擬結果表明，在反應器運行46 min后，達到穩態，此時反應器各參數均不再變化。相比于傳統蒸汽重整流程，反應器的啟動時間大大縮小。

通過比較eSMR 和cSMR 反應器的性能，研究反應器電氣化后的優勢。將cSMR反應器的管壁溫度Ttube設定為1123 K，為排除反應器結構對性能的影響，cSMR 反應器的尺寸條件和操作參數均與eSMR 反應器相同（表1 和表3）。eSMR 和cSMR 反應器中的溫度和甲烷轉化率分布見圖2。如圖2(a)、(b)、(d)和(e)所示，eSMR 反應器催化床層沿徑向的溫度分布相比于cSMR 反應器更加均勻，溫度梯度更小。這是由于在eSMR 反應器中，由Fe-Cr-Al 電熱合金制成的內管作為熱源位于催化床層內部，電熱合金產生的熱量可以直接傳遞給催化劑，而且內管的內側和外側均可以把熱量傳遞到催化床層中，傳熱面積遠遠大于cSMR反應器，傳熱效果更好。Z為沿反應器軸向的長度，L為反應器總長度，見圖2(c)和圖2(f)，當位于0.00 ＜Z/L＜ 0.10 時，反應速率較快，但由于傳熱的限制，會出現冷點溫度746 K，且徑向平均甲烷轉化率（平均甲烷轉化率）會有快速增加的趨勢，直至達到該溫度下的平衡轉化率，之后隨著體系平均溫度的升高，平衡轉化率緩慢上升，反應的平均甲烷轉化率也持續增大，此時反應速率較慢；當位于0.00 ＜Z/L＜ 0.24 時，兩種反應器的徑向平均溫度（平均溫度）變化趨勢幾乎相同；當位于0.24 ＜Z/L＜ 1.00 時，eSMR 反應器的傳熱效果相比于cSMR 反應器有著明顯的優勢，體系溫度和甲烷轉化率均高于cSMR 反應器。eSMR 反應器出口的平均甲烷轉化率和平均溫度分別為87.2%和1156 K，而cSMR 反應器分別為60.6%和1035 K，這是由于歐姆加熱的方式可以提供更多能量。此外，SMR反應受平衡控制，平衡轉化率受溫度的影響較大，在溫度較低的情況下，反應的平衡轉化率較低，想要得到高轉化率就需要較高的反應溫度。cSMR反應器要達到較高的反應轉化率會顯著增加整個生產裝置的運行成本，而對于eSMR反應器只需在電熱合金最大操作溫度允許的范圍內，提高操作電壓就能達到。若選用高操作溫度的電熱合金，甚至可以達到99%的甲烷轉化率，以滿足某些特殊工藝的要求。

圖2 eSMR和cSMR反應器中溫度以及甲烷轉化率分布及其對比Fig. 2 Temperature and methane conversion rate distribution in eSMR and cSMR reactors and their comparison

從壓力的分布中可以推測反應器中的反應進行狀態，兩種反應器中各物質的分壓見圖3。由于傳質的限制，在反應器中有較大的濃度梯度，由圖3 可知，eSMR 反應器中各物質的徑向分壓梯度相比于cSMR 反應器更小，即組分濃度在徑向上的分布更加均勻。這是由于eSMR 反應器在徑向方向上的傳熱效果更好，徑向溫度梯度較小的緣故。

圖3 eSMR和cSMR反應器中各物質的壓力分布Fig. 3 Pressure distribution of various substances in eSMR and cSMR reactor

各物質徑向平均物質的量分數（平均物質的量分數）在反應器軸向上的分布見圖4。由圖4 可知，eSMR 和cSMR 反應器入口處CH4、H2和H2O 的平均物質的量分數分別為0.225、0.012 和0.755，出口處則有差別，eSMR 反應器出口處CH4、H2和H2O 的平均物質的量分數分別為0.021、0.485 和0.347，cSMR 反應器出口處則分別為0.070、0.399和0.427。顯然，eSMR 反應器出口工藝氣中H2的含量更高，更有利于后續工序H2的提純利用。兩種反應器在入口處各物質含量變化較快，沿反應器軸向各物質含量變化主要受軸向溫度變化的影響，而CO 和CO2的含量在整個反應器內始終處于較低的水平，平均物質的量分數峰值分別為0.066和0.087（eSMR 反應器），0.066 和0.048（cSMR 反應器）。

圖4 各物質徑向平均物質的量分數在反應器軸向上的分布Fig. 4 Radial average mole fraction distribution of various substances along axial direction in reactor

3.2 內外管徑之比對eSMR 反應器徑向溫度分布的影響

eSMR 反應器的電熱合金熱源位于催化床層中，電熱合金管（內管）與外部高合金鋼管（外管）的管徑之比（di/de），即內管的位置，會顯著影響反應器中的徑向溫度分布。在保持uin為0.7 m/s、S/C為3.36、pin為2.93 MPa、Tin為793 K、de為0.1016 m、電熱合金管厚度dth為0.003 m和加熱功率不變的情況下，研究了當di/de分別為0.470、0.529、0.589和0.647時，沿不同軸向位置的徑向溫度分布。由于加熱功率不變，4種情況下的出口甲烷轉化率和出口溫度幾乎相同，沿反應器徑向的溫度變化趨勢見圖5。

圖5 不同di/de下eSMR反應器軸向不同位置的徑向溫度分布Fig. 5 Radial temperature distribution at different axial positions in eSMR reactor with various di/de

由圖5可知，當di/de為0.470時，徑向的最大溫差出現在外管腔中（圖5(a)），內管腔中的徑向溫度分布相對均勻，這是由于當內管內徑為外管內徑的一半時，外管腔的體積是內管腔的3倍，而電熱合金的內外壁在單位時間內分別向內外管腔提供相同的熱量，導致外管腔的加熱效果比內管腔較差，外管腔的催化劑利用率較低；當di/de為0.529 時，隨著di/de的增大，內外管腔的體積逐漸接近，徑向溫度分布也更加均勻，溫度梯度也在逐漸減??；當di/de為0.589時，反應器徑向溫度梯度相對較?。▓D5(c)），反應器性能最佳；當di/de大于等于0.647 時，徑向最大溫差開始出現在內管腔中，內管腔的加熱效果開始變差。此外，在保持電熱合金管厚度不變的情況下，di/de太大會使設備的前期投入較高，電熱合金占用的反應體積較大，使反應器的甲烷處理量變低。因此，綜合傳熱效果和產量要求，0.589為最佳的內外管徑之比。

3.3 操作條件對eSMR性能的影響

3.3.1 入口溫度

在保持uin為0.7 m/s、S/C為3.36、pin為2.93 MPa和Vh為45 V的情況下，計算了Tin在693～893 K范圍內反應器出口的甲烷轉化率和溫度。出口甲烷轉化率和溫度的變化趨勢見圖6(a)。由圖6(a)可知，隨著入口溫度的升高，出口平均甲烷轉化率和平均溫度均顯著升高。這是由于在操作電壓不變的情況下，向系統輸入的熱量是恒定的，入口溫度的升高會使整個體系的溫度升高，反應的平衡常數和反應速率增大，SMR反應在溫度較低的情況下平衡轉化率較低，體系溫度的升高意味著可以達到更高的平衡轉化率，有利于甲烷的轉化。進一步考察了Tin分別為693 K、753 K、813 K 和873 K 時床層的甲烷轉化率分布和溫度分布，結果分別見圖6(b)、圖6(c)。當Tin分別為693 K、753 K、813 K 和873 K 時，出口平均甲烷轉化率分別為69.8%、80.5%、90.3%和97.2%，出口平均溫度分別為1073 K、1120 K、1178 K和1264 K。由圖6(c)可知，過高的入口溫度會使反應器的冷點溫度更低，不利于反應器的穩定操作。這是由于高的入口溫度意味著在出口處有著更高的平衡轉化率和反應速率，而SMR 反應是強吸熱反應，由于傳熱的限制會出現較低的冷點。入口溫度過低又會導致反應管前端催化反應速率較低，造成催化劑的浪費，因此入口溫度的選擇應同時考慮反應需求和前段工序設備的熱負荷。

圖6 入口溫度對甲烷轉化率和反應器溫度的影響Fig. 6 Effects of inlet temperature on methane conversion and reactor temperature

3.3.2 加熱電壓

在保持uin為0.7 m/s、S/C為3.36、pin為2.93 MPa和Tin為793 K 的情況下，計算了Vh在40～50 V 范圍內反應器出口的甲烷轉化率和溫度。出口甲烷轉化率和溫度的變化趨勢見圖7(a)。由圖7(a)可知，隨著加熱電壓的升高，出口平均甲烷轉化率和平均溫度都在不斷升高。加熱電壓的升高會使電熱合金的加熱功率增大，電熱合金管壁的溫度升高，進而增大催化床層與電熱合金管壁之間的傳熱速率。進一步考察了Vh為41 V、44 V、47 V和50 V時，床層的甲烷轉化率分布和溫度分布，結果分別見圖7(b)、圖7(c)。

圖7 加熱電壓對甲烷轉化率和反應器溫度的影響Fig. 7 Effects of heating voltage on methane conversion and reactor temperature

由圖7(b)和圖(c)可知，當Vh分別為41 V、44 V、47 V和50 V時，出口平均甲烷轉化率分別為75.1%、84.3%、92.6%和98.0%，出口平均溫度分別為1095 K、1139 K、1198 K和1288 K。此外，加熱電壓的增大，減小了傳熱的限制，會使反應器冷點溫度升高，但效果并不顯著。對于大型電加熱反應器，所需變壓器的視在功率巨大，在單個變壓器的視在功率無法滿足反應器功率需要的情況下，可設計多個變壓器并聯以達到所需加熱功率，或者為反應裝置設立專門的電站。在實際工業生產中，加熱電壓的選擇應綜合考慮電熱合金材料的特性、催化劑的性質和供電系統的負擔等。

3.3.3 水碳比

在保持uin為0.7 m/s、Vh為45 V、pin為2.93 MPa和Tin為793 K的情況下，計算了S/C在2.4～4.0范圍內反應器出口的甲烷轉化率和溫度，見圖8(a)。由圖8(a)可知，隨著S/C的增加，平均甲烷轉化率也隨之增加，S/C的增加相當于往系統中投入了更多的水蒸汽，有利于平衡向生成氫氣的方向移動，從而使甲烷轉化率增加。在實際的工業生產中，在滿足甲烷轉化率的基礎之上，應使S/C盡可能的小，因為S/C增加的同時，出口溫度也在增加，這會增加整個反應器的熱負荷，增加電能的消耗，加大后續熱回收工序的負擔。進一步考察了S/C為2.8、3.2、3.6和4.0時，床層的甲烷轉化率分布和溫度分布，結果分別見圖8(b)、圖8(c)。當S/C分別為2.8、3.2、3.6和4.0時，出口平均甲烷轉化率分別為78.0%、84.8%、90.6%和95.1%，出口平均溫度分別為1131 K、1148 K、1171 K和1201 K。

圖8 水碳比對甲烷轉化率和反應器溫度的影響Fig. 8 Effects of S/C on methane conversion and reactor temperature

3.3.4 入口壓力

在保持uin為0.7 m/s、Vh為45 V、S/C為3.36和Tin為793 K的情況下，計算了pin在2.40～3.47 MPa范圍內反應器出口的甲烷轉化率和溫度。出口甲烷轉化率和溫度的變化趨勢見圖9(a)。隨著入口壓力的增加，出口平均甲烷轉化率和平均溫度均在減小，一方面是由于SMR是分子數增大的反應，壓力的升高會使反應向生成甲烷的方向移動，不利于正反應的進行；另一方面是因為在加熱電壓不變的情況下，壓力的升高促使反應器需要更多熱量輸入，體系的平均溫度降低，也不利于甲烷的轉化。從化學平衡的角度考慮，SMR 應在低壓下進行，但在實際工業生產中，往往會選用較高的壓力。這是由于壓力升高后會帶來一系列優勢，如反應段之前所有的預處理工序設備的壓力都會隨之升高，可以大大減小設備的體積，減小設備的前期投資費用；同時壓力升高之后，工藝氣中水蒸氣的分壓會升高，冷凝溫度會越高，工藝氣余熱的利用價值也會更高[23]。進一步考察了pin為2.50 MPa、2.82 MPa、3.15 MPa 和3.47 MPa時，床層的甲烷轉化率分布和溫度分布，結果分別見圖9(b)、圖9(c)。當pin分別為2.50 MPa、2.82 MPa、3.15 MPa和3.47 MPa時，出口平均甲烷轉化率分別為97.2%、90.0%、81.8%和74.5%，出口平均溫度分別為1245 K、1171 K、1133 K和1109 K。

圖9 入口壓力對甲烷轉化率和反應器溫度的影響Fig. 9 Effect of inlet pressure on methane conversion and reactor temperature

4 結論

本文提出了一種含內外管歐姆加熱式甲烷蒸汽重整固定床反應器，并建立了該反應器的二維軸對稱擬均相數學模型。通過反應器模擬，比較了eSMR 與cSMR 反應器間的性能差異，分析了電熱合金內管和高合金鋼外管的管徑比對eSMR反應器內溫度分布的影響，考察了入口溫度、加熱電壓、水碳比和入口壓力對甲烷轉化率和反應器溫度的影響，得到如下主要結論。

（1）相比于cSMR，eSMR 反應器具有更高的甲烷轉化率和反應溫度，Vh為45 V時，eSMR反應器出口的平均甲烷轉化率和平均溫度分別為87.2%和1156 K，而cSMR 反應器（Ttube為1123 K 時）出口的平均甲烷轉化率和平均溫度則分別僅為60.6%和1035 K，eSMR 的傳熱效果要優于cSMR 反應器，徑向的溫度梯度更小。

（2）當eSMR反應器的內外管徑之比小于0.589時，反應器徑向最大溫差出現在外管腔內；當內外管徑之比大于0.589 時，反應器徑向最大溫差出現在內管腔內；當內外管徑之比為0.589時，內外管腔的徑向最大溫差幾乎相同，徑向溫度分布均勻。

（3）增加入口溫度、加熱電壓和水碳比均會提高eSMR反應器出口的甲烷轉化率，而升高入口壓力會降低出口的甲烷轉化率，這符合熱力學平衡規律。在實際工業生產中，各工藝參數的優化選擇應綜合考慮前期設備投入、實際工況要求和系統能耗等因素。