1 引言
临床治疗经验和研究表明，连续呼吸医用氧气可以有效提高SARS感染者的机体免疫力，大大降低重病患者的病死率。但是，传统的供氧方法，尤其是采用氧气瓶供氧的方法容易导致交叉传染和增加医护人员的体力负担。在一些地区氧源十分困难，更难以满足SARS患者大量吸氧治疗的要求。因此，采用变压吸附技术，开发一种能够就地制氧满足SARS病人治疗用氧需要的微型制氧机非常必要。由于其特定的使用环境，这种变压吸附制氧装置除了应满足要求的氧气流量和浓度外，还需具有体积小、重量轻、噪音小、能耗低、可靠性高和移动灵活的特点。由于变压吸附系统的复杂性和过程的瞬态特点，关于变压吸附制氧机微型化的工艺技术尚未得到很好解决。我们在前期研究小型变压吸附制氧机工作的基础上，进一步从工艺参数、吸附器结构以及吸附器内氧氮分离过程数值模拟等方面深入研究了变压吸附机微型化所遇到的基础理论问题，以期为研制开发SARS病人专用微型变压吸附制氧机提供有力的技术支持。
2 工艺参数实验
在实验室条件下建立了一个两床的微型变压吸附制氧装置，并对产品气流量、吸附时间（或循环周期）、反吹比等工艺参数对回收率和氧气浓度的影响进行了研究。
2.1 吸附时间的影响
图1为产品回收率和氧气浓度与吸附时间的关系，其中原料气量和产品气流量保持定值，吸附剂采用VP800型5A沸石分子筛。由图1可知，随着吸附时间的延长，产品气纯度和回收率先增加，达到一个最大值后开始下降。对于我们的微型变压吸附实验装置，最佳的吸附时间为12秒，此时产品回收率达到最大值19％，产品气纯度也达到最大值94％。

国家自然科学资金资助课题  课题号：50344005

图3 产品纯度、回收率与吸附时间的关系
2.2 反吹比的影响
在一个循环周期内，随着两个吸附塔之间压力差的变化，反吹流量也发生变化，我们用质量流量计测量记录反吹量的瞬时值，并积分的方法求其一个循环周期内的平均反吹量，以计算反吹比。由图2可知，在我们实验范围内，随着反吹比的增加，产品气的纯度首先升高，达到一个最大值后开始缓慢下降，最佳的反吹比为0.5。

图2 产品气纯度、回收率与反吹比的关系

 

2.3 产品气量的影响
图3所示为产品气流量对产品气纯度以及回收率的影响。由此可知，随着产品气流量的增加，产品气纯度下降而回收率升高。从图中可以看出，当产品气浓度大于90％时，产品回收率为18％左右。
图3 产品气纯度、回收率与产品气流量的关系

3吸附器结构研究
3.1吸附器内流动分析
微型PSA制氧机吸附器的外壁一般为铝合金圆筒，内部装有上、中、下三块分流板。上分流板与中分流板之间为吸附器的主体，其中装填有一定紧密度供吸附分离空气用的沸石分子筛。中分流板与下分流板之间是干燥剂。上下两个分流板与吸附器两端面留有距离。原料空气由吸附器的下部进入，经干燥剂去除水份后，进入沸石分子筛中进行吸附分离，氮气被吸附在分子筛中，下一解吸时刻作为废气仍然由底部排出。氧气则由吸附器的顶端直接流出，其中一部分作为反吹气体清洗处于解吸状态的另一个吸附器，一部分作为产品送入储气罐。
3.2吸附器结构影响因素
从上面的分析可知，吸附器的结构参数可以分为两类，一类是几何参数，即吸附器的高度、内径以及两端的空隙。另一类是分子筛及其装填量。吸附器的总高度为两端空隙、分子筛和干燥剂的装填量高度之和。因此，沿高度方向的四个参数中只有三个是独立可变的。分子筛的装填量是影响产品浓度的关键因素，分子筛用量越多，氧气的产量与浓度越高，但这会使制氧机的体积和成本增加。有关文献表明，在一定产量的情况下，吸附床的高径比能够显著影响氧气的浓度。吸附器上端空间可以储存高浓度的产品气，对反吹过程起一定的作用。吸附器下端空间的主要作用在于平均分配原料气体，防止流动死空间，有效发挥分子筛的作用，并能够阻止由下至上的原料气未经吸附直接穿透床层而降低产品气浓度。
3.3吸附器两端空隙的影响
图4为不同吸附器两端空隙（H1和H2）下氧气浓度与吸附周期的关系。可以看出，当H1=50mm、H2=20mm和H1=20mm、H2=50mm时，吸附周期为8s、9 s、10 s、11 s都能达到90%以上的浓度，而当H1=50mm、H2=50mm时，只有周期10s才能达到90%以上的浓度。图4还揭示出H1和H2对吸附器的作用是不同的，当H1大H2小时，高浓度区间大，最佳吸附周期短，反之，最佳吸附周期增大，高浓度区间和最高浓度值都有所减小。从实际应用的观点来看，高浓度区间大和最高浓度值大是有利的，而吸附周期短则不利。因此，确定合理的H1和H2值得进一步研究的课题。


图4  不同吸附器结构下氧气纯度与吸附周期的关系
4吸附器内氧氮分离过程数值模拟
4.1 数学模型的建立
吸附器内氧氮的分离属于固定床反应器内的传质过程，由于吸附剂颗粒直径远远小于吸附器的内径，气体速度、压力和组分浓度沿吸附床径向的分布可以忽略不计。并且微型制氧装置的循环周期较短，铝质器壁导热性能良好，吸附和解吸过程产生的吸附床温度波动较小，可以认为吸附器内氧氮的分离过程为等温过程。沿吸附床轴向的压降可由Ergun方程计算得到，即使不考虑分子筛的吸附作用，吸附床的压降仅为吸附压力的5%左右，因此变压吸附过程中床层压降对过程性能的影响很小，为简化模型方程，可以忽略轴向的压降。另外由于氧、氩在沸石分子筛上表现出非常接近的吸附特性，为减少模型中方程的个数，认为空气由由氧、氮二种气体构成（氧/氮=21/79），并且在气相组分中理想气体状态方程成立。
考虑气相组分沿吸附床轴向的扩散作用，在吸附床上任取一微元体，列出气相中关于A组分的质量守恒方程，并代入理想气体状态方程，化简可得吸附床的气相组分方程：

(1)

A组分和B组分气相组分相加并化简得到气相的全面质量平衡方程：
(2)
氧氮分子在沸石分子筛表面的传质属于微孔扩散控制过程，传质阻力主要来自气体分子在晶格内的扩散阻力，其传质速率可由线性驱动力模型（LDF model）表示：
(3)

在微型变压吸附制氧条件下，一般吸附压力不高（≤0.4MPa），可以认为平衡吸附量与气相组分浓度成线性关系：
(4)
方程（1）、（2）、（3）、（4）加上边界条件和初始条件构成了微型吸附器内氧氮变压吸附分离过程的数学模型。
4.2 吸附床内氧气组分的分布
图5、图6分别给出了吸附阶段以及反吹阶段不同时刻氧气浓度沿吸附床的分布曲线。从图5中可以看出，在吸附阶段某一时刻氧气浓度沿吸附床长度呈增加趋势。在浓度波锋面的前面氧气浓度变化较小；氧气浓度在锋面位置处变化最大；在锋面位置的后面，氧气浓度变化也较小。随着时间的增加，浓度波锋面逐渐向吸附床出口端移动，最后浓度波锋面穿透吸附床。在氧气浓度波锋面穿透吸附床之前，随时间增加吸附床出口氧气浓度变化很小。但在浓度波锋面穿透吸附床后，氧气浓度会迅速降低。因此，要想获得较高浓度的产品气，必须保证吸附阶段氧气浓度波锋面不穿透吸附床。由图6可以看出，在反吹阶段某一时刻氧气浓度沿吸附床相反方向呈减小的趋势。在吸附床的前半段，氧气浓度变化幅度比较小；在吸附床的后半段，氧气浓度变化幅度较大。在反吹阶段的不同时刻，从吸附床出口到入口氧气浓度的变化幅度也存在明显差别，即随时间增加氧气浓度变化幅度呈减小趋势。

图5 吸附阶段氧气浓度沿吸附床的分布曲线

图6 反吹阶段氧气浓度沿吸附床的分布曲线
4.3吸附过程各阶段结束时气相组分的分布

图7给出了循环达到稳定状态后吸附过程各阶段结束时刻吸附床中氧气浓度的分布曲线。由图可知，循环达到稳定状态后，升压阶段结束时刻的氧气浓度沿吸附床呈上升趋势。在吸附床中形成了陡峭的浓度波锋面，在浓度波锋面之前，吸附床已基本达到饱和状态，随吸附床高度增加氧气浓度的变化很小。浓度波锋面所处的传质区内，主要发生气相组分的与分子筛的传质过程，气相组分浓度变化最大。在浓度波锋面的后面，氧氮分离过程已基本完成，气相组分变化很小。吸附阶段结束时刻氧气浓度分布曲线形状与升压阶段结束时刻相似，仅仅是位置向吸附床出口方向移动了一定的距离。降压阶段结束时刻的氧气浓度沿吸附床相反方向呈逐渐下降趋势，没有形成浓度变化幅度较大的浓度波锋面。反吹阶段结束时刻氧气浓度沿吸附床呈逐渐增加趋势。由于反吹气的对吸附床的清洗作用，在吸附床进口端，气相中的氧气浓度为31%左右。而在吸附床出口端，氧气浓度已经达到反吹气的浓度。反吹阶段结束时刻氧气的浓度的分布为下一循环步骤—升压阶段形成陡峭的浓度奠定了基础。另外，从图中还可以看出，在升压阶段结束时刻氧气浓度波锋面前沿已经进入到吸附床91%的位置，而其后沿在吸附床61%的位置（见图中虚线标柱），传质区约占整个吸附床的30％左右。因此对于循环周期较短的微型氧氮分离过程而言，升压阶段在整个循环过程中起着非常重要的作用。并且传质阻力对变压吸附过程的影响非常大，不能近似认为是瞬时平衡过程。

图7 循环达到稳定状态后各阶段结束时气相中氧气浓度沿吸附床的分布
4 结论
（1）    在本文实验条件下，存在最佳的吸附时间且约为12秒，存在最佳反吹比且为0.5，随着产品气流量的增加，产品气纯度下降，而产品回收率升高。
（2）吸附器结构（两端空隙）对吸附性能有重要的影响，在相同的氧气产量条件下，结构为H1=50mm、H2=20mm的吸附器在吸附周期9s时候的浓度为93.2%， H1=20mm、H2=50mm和H1=50mm、H2=50mm两种吸附器结构在吸附周期为10s的时候浓度分别为92.5%和92.1% （3）数值模拟结果表明，吸附阶段浓度波锋面穿透床层是导致产品气浓度下降的主要原因，要想获得较高浓度的产品气，必须保证氧气浓度波锋面前沿不移出吸附床。对于微型变压吸附制氧装置，传质区长度约占整个吸附床的30％左右。传质阻力对变压吸附过程的影响非常大，不能近似认为是瞬时平衡过程。