快速變壓吸附制氫工藝的模擬與分析

鈕朝陽，江南，沈圓輝，吳統(tǒng)波，劉冰，張東輝

（天津大學(xué)化工學(xué)院，化學(xué)工程研究所，化學(xué)工程聯(lián)合國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300350）

引 言

氫能具有清潔、高效、可持續(xù)發(fā)展等特點(diǎn)，是21世紀(jì)最具發(fā)展?jié)摿Φ那鍧嵞茉粗唬俏磥砟茉磻?zhàn)略的關(guān)鍵[1?2]。目前，工業(yè)上生產(chǎn)高純氫氣的最常見方法是通過蒸汽甲烷重整法（steam methane reforming，SMR）[3]，該方法獲得的重整氣（SMR?off gas,SMROG）壓力約為22 bar（1 bar=105Pa），主要組成包括75%～80%的H2，15%～25%的CO2，1%～5%的CH4，0.1%～1%的CO以及痕量的N2[4]。變壓吸附（pressure swing adsorption, PSA）分離過程具有原理簡單、控制方便、自動(dòng)化程度高、能量消耗低等優(yōu)點(diǎn)[5?6]，在利用SMROG 制備氫氣的領(lǐng)域已有大量的研究工作。Sircar 等[4,7]采用PSA 與納米孔表面流動(dòng)膜相結(jié)合的工藝，從SMROG 中回收氫氣，結(jié)果表明PSA 工藝能夠獲得77.6%的H2回收率，而通過表面流動(dòng)膜從PSA 的尾氣中回收H2，可將回收率提升至84%。Lopes等[8]選用活性炭作為吸附劑，進(jìn)行了H2?CO2?CO?CH4?N2五組分的穿透實(shí)驗(yàn)，并進(jìn)行單塔十步真空變壓吸附（vacuum pressure swing adsorption, VPSA）提氫的實(shí)驗(yàn)，該VPSA 裝置所得氫氣純度為99.981%，回收率81.6%，生產(chǎn)能力為101 mol·kg?1·d?1。Golmakani 等[9]為探究雜質(zhì)含量對于體系分離的影響，采用活性炭和5A分子篩作為吸附劑，建立了四塔十六步VPSA 工藝，并模擬了考慮的幾種雜質(zhì)組成，模結(jié)果表明5A分子篩除氮?dú)膺@一雜質(zhì)效率不高，進(jìn)料組成中N2含量為3.1%的情況比含量為1.1%的情況單位能耗高55%，氫氣回收率低8%，最終得出N2為使用VPSA工藝從SMR中提氫的關(guān)鍵雜質(zhì)，需要開發(fā)性能更加優(yōu)良的吸附劑以除去N2。Golmakani 等[10]根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的五種組分的穿透曲線，選用活性炭和5A 分子篩作為吸附劑，分別設(shè)計(jì)了四塔八步PSA，四塔九步VPSA 和變溫吸附（temperature swing adsorption,TSA）工藝模型以制備燃料電池級氫氣，探究了床層高度、沖洗進(jìn)料比、真空度(對于VPSA)以及蒸汽溫度（對于TSA）的影響，并據(jù)此分別對三種工藝進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化結(jié)果表明綜合考慮氫氣純度、回收率、能耗和CO 含量四種性能指標(biāo)，VPSA 工藝產(chǎn)率為148 mol·kg?1·d?1，能耗為940 kJ·kg?1，要優(yōu)于其他工藝。Shi 等[11]在保證氫氣純度的同時(shí)為獲得更高的H2回收率，同樣采用活性炭和5A 分子篩作為吸附劑，設(shè)計(jì)了十塔二十步PSA 制氫和三塔五步真空變壓吸附（VPSA）補(bǔ)碳的兩階耦合工藝的數(shù)學(xué)模型，并在十塔制氫的工藝中探究了進(jìn)料流量、雙層吸附劑比例以及沖洗進(jìn)料比對于H2純度和回收率的影響。結(jié)果表明在進(jìn)料流量為0.3765 mol·s?1，吸附劑填充比例為0.5∶0.5(體積比)，沖洗進(jìn)料比約為10%的情況下，能夠獲得回收率為87.37%、純度為99.992%的H2。

能源需求量的日益增加與環(huán)境問題依然存在的嚴(yán)峻形勢，使得氫能的需求量不斷增大，傳統(tǒng)PSA技術(shù)在產(chǎn)量方面的不足越發(fā)明顯。與傳統(tǒng)PSA 相比，快速變壓吸附（rapid pressure swing adsorption,RPSA）具有循環(huán)周期更短，單位產(chǎn)氣量所需吸附劑量少等優(yōu)點(diǎn)[12]，對于彌補(bǔ)傳統(tǒng)PSA 產(chǎn)量方面的不足有著重要的作用。盡管RPSA 技術(shù)在醫(yī)用制氧方面已有廣泛應(yīng)用[13?22]，但在制氫領(lǐng)域還停留在簡單的兩組分單塔實(shí)驗(yàn)階段[23]，對于從SMROG 中回收氫氣也只有小規(guī)模實(shí)驗(yàn)室裝置的研究[24]。對此，本文旨在以數(shù)值模擬的方法對利用RPSA 工藝從工業(yè)SMROG 中回收氫氣進(jìn)行初步探討。本文的研究工作主要包括：（1）采用活性炭和5A 分子篩作為吸附劑，利用Aspen Adsorption 軟件建立六塔PSA 與RPSA 工藝的數(shù)學(xué)模型；（2）分析模擬結(jié)果，并探討進(jìn)料流量、雙層吸附劑配比以及沖洗進(jìn)料比三個(gè)因素對于RPSA 工藝性能的影響；（3）對比兩種工藝并指出RPSA工藝的優(yōu)勢與不足。

1 工藝流程描述

圖1 六塔RPSA和PSA整體工藝結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Configuration diagram of the six?bed RPSA and PSA process

本文中采用的SMROG 組成為H2/CH4/CO/CO2=76%/3.5%/0.5%/20%，為從中回收氫氣，分別設(shè)計(jì)了PSA 和RPSA 兩套工藝。兩套工藝流程均包括六座吸附塔，十二個(gè)步驟的循環(huán)，每個(gè)塔的吸附床層均由下層的活性炭和上層的5A 分子篩雙層吸附劑組成。圖1為工藝流程的整體結(jié)構(gòu)圖，圖2為六塔PSA和RPSA 的過程示意圖，表1 和表2 分別為RPSA 和PSA的流程時(shí)序。工藝中的十二個(gè)步驟分別為吸附（AD1，AD2）、均壓降（ED1，ED2，ED3）、順放（COD）、逆放（BD）、沖洗（PUR）、均壓升（ER3，ER2，ER1）和終升壓（PR），其詳細(xì)描述如下：

圖2 RPSA和PSA循環(huán)工藝示意圖Fig.2 Process schematic diagram of RPSA and PSA

吸附 原料氣經(jīng)換熱后送至吸附塔，吸附壓力為22 bar(1 bar=0.1 MPa)，其中CO2、CH4和CO三個(gè)組分經(jīng)活性炭和5A分子篩兩層吸附劑被選擇性吸附，H2產(chǎn)品氣從塔頂采出，部分產(chǎn)品氣送至低壓塔升壓；

均壓降 吸附步驟結(jié)束后塔內(nèi)壓力較高，為節(jié)省機(jī)械能，通過三個(gè)均壓步驟給低壓塔升壓；

順放 均壓步驟完成后，從塔頂放出物料氣并通過塔頂連接對低壓塔吸附劑沖洗再生；

表1 六塔RPSA時(shí)序Table 1 The schedule of six-bed RPSA

表2 六塔PSA時(shí)序Table 2 The schedule of six-bed PSA

逆放 順放結(jié)束后，從塔底利用壓差放出物料氣，并入廢氣流股；

沖洗 由另一座塔塔頂?shù)捻樂艢鉀_洗再生，塔底放出物料氣并入廢氣流股；

均壓升 通過均壓方式進(jìn)行升壓；

終升壓 引入另一座塔在吸附步驟采出部分產(chǎn)品H2對吸附塔升壓，為下一個(gè)吸附步驟做準(zhǔn)備。

2 數(shù)學(xué)建模

本文采用Aspen Adsorption 軟件建立起吸附床層的質(zhì)量、能量和動(dòng)量守恒以及非等溫吸附和吸附動(dòng)力學(xué)模型，輔助設(shè)備模型包括壓縮機(jī)、緩沖罐以及線性閥門，工藝性能指標(biāo)包括純度、回收率和生產(chǎn)量。為了降低計(jì)算成本，在確保數(shù)學(xué)模型準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)上，依據(jù)以下幾點(diǎn)假設(shè)對吸附床模型進(jìn)行簡化[11,25?28]：

（1）采用理想氣體狀態(tài)方程描述氣體的P-V-T關(guān)系；

（2）忽略溫度、濃度、壓力和吸附量在徑向上的梯度，僅存在軸向擴(kuò)散；

（3）采用Ergun方程估算床層軸向上的壓降；

（4）采用線性推動(dòng)力方程（LDF）計(jì)算吸附傳質(zhì)速率；

（5）采用擴(kuò)展型Langmuir 3 方程描述氣體吸附行為；

（6）氣固相之間快速達(dá)到熱平衡。

表3 匯總了吸附床的數(shù)學(xué)模型，質(zhì)量守恒方程包括組分質(zhì)量守恒式（1）、總質(zhì)量守恒式（2）以及軸向擴(kuò)散系數(shù)估算式（3）、能量守恒模型包括氣相能量守恒式（4）、固相能量守恒式（5）以及吸附塔內(nèi)外壁之間的傳熱方程式（6）、動(dòng)量守恒采用Ergun 方程式（7）表示。采用擴(kuò)展型Langmuir3 方程計(jì)算吸附行為，如式（8）所示。此外，氣固相之間傳質(zhì)過程采用線性推動(dòng)力方程式（9）描述，其中的線性推動(dòng)力系數(shù)為估算值。表4 匯總了輔助設(shè)備模型，包括壓縮機(jī)、緩沖罐和線性閥門。產(chǎn)品氣純度、回收率和生產(chǎn)量分別用式（13）～式（15）表示（表5）。表6和表7 分別為兩種吸附劑的物性參數(shù)和吸附床的部分參數(shù)。以活性炭和5A分子篩為吸附劑，采用靜態(tài)容積法[29?30]測定CO、CO2、CH4和H2的吸附等溫?cái)?shù)據(jù)，如圖3所示。表8給出了四種組分在活性炭和5A分子篩上的擴(kuò)展型Langmuir3 方程擬合參數(shù)和對應(yīng)的相關(guān)系數(shù)，此外，各組分吸附熱ΔH 由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)經(jīng)Clausius?Clapeyron方程計(jì)算所得[29]。

對于模擬計(jì)算而言，為了保證結(jié)果的準(zhǔn)確性，選用合適的數(shù)值計(jì)算方法至關(guān)重要。在吸附床模型偏微分方程組的求解方面，本文采用一階上風(fēng)差分法（UDS1）對吸附床層軸向空間域進(jìn)行離散化，將上下兩種吸附劑床層各離散為20個(gè)節(jié)點(diǎn)，得到關(guān)于時(shí)間的常微分方程組，并采用軟件自帶的隱式歐拉法（Implicit Euler）做積分計(jì)算。在代數(shù)方程組的處理方面，本文分別采用軟件自帶的MA48 求解器和混合牛頓法（Mixed Newton）求解線性方程組和非線性方程組，其中混合牛頓法為在初始化步驟中采用牛頓迭代法（Newton），在積分步驟中采用快速牛頓法（Fast Newton），兼具計(jì)算效率和魯棒性的優(yōu)勢。

表3 吸附塔數(shù)學(xué)模型Table 3 Mathematical model of adsorption bed

表4 輔助設(shè)備數(shù)學(xué)模型Table 4 Mathematical model of auxiliary equipment

表5 工藝性能評價(jià)指標(biāo)Table 5 Process performance indicator

表6 活性炭和5A分子篩吸附劑參數(shù)Table 6 Parameter of activate carbon and 5A zeolite adsorbent

表7 吸附床參數(shù)Table 7 Parameters of adsorption bed

3 結(jié)果與討論

3.1 模擬結(jié)果

吸附工藝性能與塔內(nèi)溫度、壓力以及氣固相濃度分布等因素密切相關(guān)。圖4為循環(huán)穩(wěn)態(tài)下兩種工藝單周期的塔內(nèi)氣相溫度分布，圖5 為壓力分布。圖6展示了四種組分在各個(gè)步驟結(jié)束時(shí)床層軸向上的固相濃度分布，軸向距離0.5 m 為兩種吸附劑分界處。從圖4可以觀察到，在活性炭吸附層，兩種工藝距離床層底部0.1 m 和0.25 m 處溫度均呈現(xiàn)上升趨勢。吸附步驟結(jié)束時(shí)，這兩個(gè)測溫點(diǎn)均達(dá)到單個(gè)循環(huán)內(nèi)的溫度最高值，而在0.1 m 處的溫度最高值要高于塔底和0.25 m 處。結(jié)合吸附塔能量守恒方程式（4）～式（6），表8 中各組分吸附參數(shù)及圖6 中的固相濃度分布給出以下解釋：吸附過程是放熱過程，吸附步驟中始終伴隨著能量的釋放，因此該步驟結(jié)束時(shí)溫度達(dá)到最高值。然而，溫度的升高也加速了吸附塔內(nèi)部與環(huán)境之間的熱交換。可以看出，軸向上CO、CO2和CH4的吸附量沿著軸向距離總體呈下降趨勢，相應(yīng)的放熱速率也降低，盡管H2的吸附量沿軸向上升，但其在活性炭上吸附熱和吸附量要明顯低于其他三種組分。當(dāng)吸附放熱速率低于塔內(nèi)部與環(huán)境的熱交換速率時(shí)，塔內(nèi)氣相溫度開始下降，因此會(huì)出現(xiàn)溫度峰值。在5A 分子篩吸附層，吸附步驟溫度上升幅度沿軸向逐漸減小，塔頂處溫度趨于不變。這是由于在該吸附段，CO2作為吸附熱和吸附量最大的組分，其最大吸附量出現(xiàn)在軸向距離0.5 m 處，而塔頂位置只有極少量的組分吸附，因此溫度基本不變。此外，從圖4 可以觀察到?jīng)_洗步驟結(jié)束時(shí)，各測溫點(diǎn)處溫度均達(dá)到循環(huán)中的最低，而塔底處出現(xiàn)整個(gè)軸向上的溫度最低值。沖洗步驟中，產(chǎn)品氣自上而下進(jìn)入吸附塔，重組分從吸附劑上解吸，由于解吸的過程為吸熱過程，軸向處溫度均會(huì)下降。而塔底處由于吸附步驟中吸附量最大，因此解吸時(shí)溫度最低。另外，結(jié)合圖4 和圖5可以看出，溫度的變化與塔內(nèi)的壓力變化密切相關(guān)。總地來說，壓力升高時(shí)發(fā)生吸附過程，此過程放熱，相應(yīng)地溫度升高，而壓力降低時(shí)發(fā)生解吸過程，此過程吸熱，相應(yīng)地溫度降低。

圖3 四種組分在5A分子篩和活性炭上的吸附等溫線Fig.3 Adsorption isotherms of four components on 5A zeolite and activated carbon

表8 擴(kuò)展型Langmuir吸附模型擬合參數(shù)Table 8 Extended Langmuir adsorption model fitting parameters

圖4 RPSA和PSA氣相溫度分布Fig.4 Gas temperature distribution of RPSA and PSA

圖5 RPSA和PSA壓力分布Fig.5 Pressure distribution of RPSA and PSA

圖6展示的四種組分在軸向上的固相濃度分布可以很好地用圖3 中的吸附等溫線解釋。CO2在活性炭和5A分子篩上都展現(xiàn)出了最大的吸附量，而由于其在5A分子篩上的吸附等溫線更有利，因此在兩個(gè)床層的交界處，即沿床層0.5 m 處出現(xiàn)了固相濃度的峰值。此外，由于競爭吸附的存在，在兩個(gè)吸附床層中，CO、CO2和CH4三個(gè)組分的吸附量沿床層總體呈下降趨勢，因此H2在兩段床層上的固相濃度均逐步上升。

3.2 操作參數(shù)影響

3.2.1 進(jìn)料流量的影響 進(jìn)料流量是影響床層RPSA 工藝的重要操作參數(shù)，能夠?yàn)楦倪M(jìn)工藝性能提供指導(dǎo)。一方面，進(jìn)料流量過低會(huì)導(dǎo)致吸附劑利用不充分，不僅會(huì)導(dǎo)致處理量降低，也會(huì)降低輕組分產(chǎn)品氣的回收率。另一方面，進(jìn)料流量過高會(huì)導(dǎo)致相同時(shí)間下重組分的穿透，從而降低輕組分產(chǎn)品氣的純度。因此選擇合適的進(jìn)料流量十分重要。為了研究進(jìn)料流量對工藝過程的影響，通過模擬計(jì)算獲得不同進(jìn)料流量下H2的純度和回收率數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖7所示。H2回收率與進(jìn)料流量呈現(xiàn)正相關(guān)且變化幅度較大，而純度隨其增加不斷下降。這是由于在床層尺寸和各步驟時(shí)間相同的前提下，進(jìn)料流量的增加加速了重組分的吸附前沿向頂部移動(dòng)，更多的重組分穿透床層混入產(chǎn)品氣中，引起H2純度下降。在保證H2純度的同時(shí)應(yīng)以獲得更高的回收率為主要目標(biāo)，因此取得最優(yōu)結(jié)果為進(jìn)料流量0.8875 mol·s?1，此時(shí)氫氣純度為99.90%，回收率為69.88%。

圖6 CO、CO2、CH4和H2在軸向上的固相濃度分布Fig.6 Solid phase concentration profiles of CO,CO2,CH4 and H2

圖7 進(jìn)料流量對于RPSA性能的影響Fig.7 Effect of feed flow rate on RPSA performance

3.2.2 活性炭和5A 分子篩床層比的影響 活性炭與5A 分子篩床層的高度與產(chǎn)品氣的純度和回收率密切相關(guān)。圖8展示了不同床層填充比下H2的純度與回收率的變化情況，可以看出，氫氣純度隨著活性炭層比例的增加出現(xiàn)顯著上升，而當(dāng)配比大于0.5∶0.5 時(shí)波動(dòng)幅度很小并趨于平緩，回收率隨活性炭比例增加不斷降低。結(jié)合圖6中各組分在軸向上的濃度分布可以看出，各組分在活性炭層的吸附量都要高于在5A 分子篩層，隨著活性炭層高度的增加，重組分被更多地吸附，因此H2純度呈上升趨勢。而活性炭層高度的增加也導(dǎo)致了塔內(nèi)殘留H2的量增加，在BD 和PUR 步驟中并入廢氣中的H2的量增加，從而降低了H2的回收率。合理的吸附床層比例對于平衡產(chǎn)品純度和回收率，最大程度地提高工藝效益是很有必要的。吸附劑配比為0.5∶0.5 時(shí)具有良好的分離效果。

圖8 活性炭/5A分子篩床層填充比對于RPSA性能的影響Fig.8 Effect of layer ratio of AC/5A zeolite on RPSA performance

3.2.3 沖洗進(jìn)料比的影響 沖洗進(jìn)料比，也就是沖洗步驟中使用氫氣的量與進(jìn)料中氫氣量的比值。沖洗步驟用于床層上重組分的解吸，對于決定整個(gè)工藝的性能起著十分關(guān)鍵的作用。一方面，沖洗氣流量過小，會(huì)導(dǎo)致重組分解吸不充分，在接下來的循環(huán)中重組分吸附前沿不斷向床層頂部移動(dòng)，從而影響H2產(chǎn)品純度。另一方面，沖洗氣流量過大，會(huì)使得更多H2進(jìn)入廢氣流股，減低氫氣的回收率。圖9 中可以觀察到在進(jìn)料沖洗比低于21.2%時(shí)，產(chǎn)品氣濃度呈現(xiàn)上升趨勢，而高于該值時(shí)，氫氣純度下降，回收率剛好與其呈現(xiàn)相反的趨勢。這種現(xiàn)象可以歸因于另一塔順放步驟得到的順放氣中氫氣純度的變化。當(dāng)壓力較高時(shí)，順放氣中氫氣純度較高，對于解吸起正向作用，而當(dāng)順放壓力降低時(shí)，順放氣中氫氣純度不斷下降，此時(shí)不利于沖洗步驟的解吸。因此，在保證純度在99.90%以上的同時(shí)獲得更高的回收率，取得的最佳沖洗進(jìn)料比為22.37%。

3.3 兩種工藝的對比

本文對于六塔PSA 工藝進(jìn)行了同樣的模擬工作，從圖4 可觀察到，PSA 過程的最大溫差要高于RPSA 過程，但兩種工藝對應(yīng)步驟的溫差均在5 K 以內(nèi)，因此認(rèn)為可以忽略操作溫度對于工藝性能的影響。此外，從圖5 可看出兩種工藝的各步驟壓力基本相同，也可忽略操作壓力對于工藝性能的影響。PSA 工藝的進(jìn)料流量為0.39 mol·s?1，可獲得H2純度為99.90%，回收率為83.40%。在氫氣純度均為99.90%的條件下，對于兩種工藝的氫氣回收率和生產(chǎn)能力進(jìn)行對比，圖10 展示了對比結(jié)果。可以看出，PSA 工藝的回收率要高于RPSA，而由于RPSA工藝的處理量要高于PSA，因此盡管其回收率較低，卻能獲得高于PSA工藝的生產(chǎn)量。

圖9 沖洗進(jìn)料比對于RPSA性能的影響Fig.9 Effect of purge?to?feed ratio on RPSA performance

圖10 兩種工藝的H2產(chǎn)量和H2回收率對比Fig.10 Comparison of H2 yield and recovery of the two processes

4 結(jié) 論

本文以甲烷重整氣作為原料氣（H2/CH4/CO/CO2=76%/3.5%/0.5%/20%），利用實(shí)驗(yàn)測得的四種組分在活性炭和5A分子篩上的吸附數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，采用商業(yè)軟件Aspen Adsorption 作為平臺(tái)，分別設(shè)計(jì)了六塔RPSA 與PSA 的工藝流程的數(shù)學(xué)模型。在分析了兩種工藝塔內(nèi)溫度、壓力分布和RPSA 的固相濃度分布結(jié)果后，對進(jìn)料流量、兩種吸附劑床層比例和沖洗進(jìn)料比三個(gè)重要的操作參數(shù)進(jìn)行了單因素分析，當(dāng)進(jìn)料流量為0.8875 mol·s?1，吸附劑床層高度比為0.5∶0.5，進(jìn)料沖洗比為22.37%時(shí)，RPSA 工藝可獲得H2純 度99.90%，回 收 率69.88%，此 時(shí)H2產(chǎn) 量 為0.4713 mol·s?1。最 后 在 保 證H2純 度 相 同，且 均 為99.90%的基礎(chǔ)上，將RPSA工藝與PSA工藝進(jìn)行了對比。盡管PSA工藝能獲得更高的回收率，但正如之前預(yù)測的一樣，RPSA工藝由于處理量更大，因此能獲得更高的產(chǎn)量。然而，RPSA 工藝的H2回收率較低，造成了大量能源資源的浪費(fèi)。在今后的工作中，設(shè)計(jì)更復(fù)雜的多塔耦合工藝以及開發(fā)更適合于RPSA 過程的吸附劑將成為提升回收率的重要研究方向。

符 號(hào) 說 明

ap——單位體積吸附劑床層的表面積，m2/m2

Cpa,i——吸附相i的比熱容，kJ·kg?1·K?1

Cpg,i——組分i的比定壓熱容，kJ·kg?1·K?1

Cps——吸附劑比熱容，kJ·kg?1·K?1

Cpw——塔壁比熱容，kJ·kg?1·K?1

CV——閥門開度，mol·s?1·bar?1

Cvg——?dú)怏w比定容熱容，kJ·mol?1·K?1

ci——組分i的氣相濃度，mol·m?3

Dax,i——組分i的軸向擴(kuò)散系數(shù)，m2·s?1

Db——吸附塔內(nèi)徑，m

De,i——組分i的擴(kuò)散系數(shù)計(jì)算中間值，m2·s?1

Dk,i——組分i的Knudsen擴(kuò)散系數(shù)，m2·s?1

Dm,i——組分i的分子擴(kuò)散系數(shù)，m2·s?1

F——通過閥門的氣體的流量，mol·s?1

Fbin——進(jìn)入緩沖罐的氣體的流量，mol·s?1

Fbout——離開緩沖罐的氣體的流量，mol·s?1

Fin——進(jìn)入體系的氣體的流量，mol·s?1

Fout——產(chǎn)品氣流量，mol·s?1

Hb——吸附塔高度，m

ΔHi——組分i的等量吸附熱，kJ·mol?1

hamb——吸附塔與環(huán)境之間傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1

hf——?dú)夤讨g傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1

hw——?dú)獗谥g傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1

IP1——等溫線參數(shù)，mol·kg?1·bar?1

IP2——等溫線參數(shù)，K

IP3——等溫線參數(shù)，bar?1

IP4——等溫線參數(shù)，K

kg——?dú)怏w熱導(dǎo)率，W·m?1·K?1

kLDF,i——組分i線性推動(dòng)力（LDF）系數(shù)，s?1

ks——吸附劑熱導(dǎo)率，W·m?1·K?1

kw——吸附塔塔壁熱導(dǎo)率，W·m?1·K?1

M——組分的平均摩爾質(zhì)量，kg·mol?1

Mi——組分i的摩爾質(zhì)量，kg·mol?1

Nin——緩沖罐總進(jìn)料流股數(shù)

Nout——緩沖罐總進(jìn)料流股數(shù)

P——壓力，bar

Pcin——壓縮機(jī)進(jìn)口壓力，bar

Pcout——壓縮機(jī)出口壓力，bar

Pi——組分i的分壓，bar

Pstan——標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，bar

Pvin——閥門入口處的壓力，bar

Pvout——閥門出口處的壓力，bar

qi——組分i的吸附量，mol·kg?1

qi*——組分i的平衡吸附量，mol·kg?1

R——吸附模型擬合相關(guān)系數(shù)

Rg——?dú)怏w狀態(tài)方程常數(shù)，J·mol?1·K?1

rp——吸附劑顆粒半徑，m

T——溫度，K

Tamb——環(huán)境溫度，K

Tg——?dú)庀鄿囟龋琄

Ts——固相溫度，K

Tstan——標(biāo)準(zhǔn)溫度，K

Tw——塔壁溫度，K

T0——室溫，K

t——時(shí)間，s

tad——吸附步驟時(shí)間，s

tcycle——單周期循環(huán)時(shí)間，s

Vin——進(jìn)入系統(tǒng)的體積流量，m3·s?1

Vout——產(chǎn)品氣的體積流量，m3·s?1

vg——表觀氣速，m·s?1

Wcycle——單周期壓縮機(jī)能耗，J

Wt——吸附塔壁厚，m

wads——單塔裝填的吸附劑質(zhì)量，kg

yin,H2——進(jìn)入系統(tǒng)的H2純度

yout,H2——產(chǎn)品氣的H2純度

z——軸向距離，m

γ——絕熱指數(shù)

εb——床層空隙率

εp——吸附劑孔隙率

ηp——壓縮機(jī)絕熱效率

μ——?dú)怏w動(dòng)力學(xué)黏度，kg·m?1?s?1

ρb——吸附劑堆積密度，kg·m?3

ρg——?dú)怏w密度，kg·m?3

ρp——吸附劑顆粒密度，kg·m?3

ρs——吸附劑密度，kg·m?3

ρw——塔壁密度，kg·m?3

ψ——形狀因子

下角標(biāo)

bin——緩沖罐進(jìn)口流股數(shù)

bout——緩沖罐出口流股數(shù)

i——組分