特開 2017-39113 高速循環式吸着分離方法の数値シミュレーション

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】公開特許公報(A)

(11)【公開番号】特開2017-39113(P2017-39113A)

(43)【公開日】2017年2月23日

(54)【発明の名称】高速循環式吸着分離方法の数値シミュレーション

(51)【国際特許分類】

   B01D 53/047 20060101AFI20170203BHJP

   B01D 53/26 20060101ALI20170203BHJP

   B01D 53/28 20060101ALI20170203BHJP

   B01J 20/08 20060101ALI20170203BHJP

   B01J 20/10 20060101ALI20170203BHJP

   B01J 20/18 20060101ALI20170203BHJP

   B01J 20/20 20060101ALI20170203BHJP

   B01J 20/34 20060101ALI20170203BHJP

   G01N 5/02 20060101ALI20170203BHJP

【ＦＩ】

   B01D53/047

   B01D53/26 231

   B01D53/28

   B01J20/08 A

   B01J20/10 D

   B01J20/18 B

   B01J20/20 B

   B01J20/34 E

   G01N5/02 Z

【審査請求】未請求

【請求項の数】9

【出願形態】書面

【全頁数】36

(21)【出願番号】特願2015-173294(P2015-173294)

(22)【出願日】2015年8月17日

(71)【出願人】

【識別番号】000245357

【氏名又は名称】野口 豊

(72)【発明者】

【氏名】野口 豊

【テーマコード（参考）】

4D012

4D052

4G066

【Ｆターム（参考）】

4D012BA01

4D012BA02

4D012BA03

4D012CA01

4D012CA05

4D012CA06

4D012CA07

4D012CB16

4D012CB17

4D012CD07

4D012CE01

4D012CE02

4D012CE03

4D012CF01

4D012CF03

4D012CF05

4D012CG01

4D012CG06

4D012CJ01

4D012CJ02

4D052AA01

4D052AA02

4D052CD01

4D052HA01

4D052HA02

4D052HA21

4G066AA05B

4G066AA20B

4G066AA22B

4G066AA61B

4G066BA12

4G066BA42

4G066CA01

4G066CA27

4G066CA35

4G066CA37

4G066CA43

4G066DA03

4G066DA04

4G066GA14

4G066GA31

(57)【要約】      （修正有）

【課題】気体分離を精密に表現する簡単な数値シミュレーション法，新規装置の創製、操作の高効率化設計の数値解析手段の提供。
【解決手段】酸素製造装置（例）の１つの筒、７ステップの始・終点時間帯に筒外よりの出入気体（ｃｃ／ｃｙｃ，実測値、理論値）と筒内気体の変化量（ｃｃ／ｃｙｃ）とを組合せた物質収支式で計算する、計算対象物質は、全ガス（酸素＋窒素）と酸素の２通りとする。一定の計算順序に従って物質収支計算を実施し、精度（計算値／実測値）、そのバラツキ・連関性を判断し１循環操作の数値化を決定する。
【選択図】図１

【特許請求の範囲】

【請求項1】

２種の気体成分（Ｇｏ，Ｇｎ）を主とし、微量の不要成分気体を含む原料混合気体を、同一仕様の２つの筒（２層構造の吸着剤カラム、入口端部に不要成分吸着剤、その上層にＧｎ選択吸着剤充填）、原料送給ポンプ、複数の自動弁等で構成された装置（システム）の１つの筒Ａ（またはＢ）に供給し、加圧吸着（ポンプ使用）−減圧脱着（弁解放）の１循環操作（Ｔ，秒）をＡ，Ｂ交代で１／２Ｔ遅れて、高速で反復させ、連続的にＧｏ，Ｇｎを分離する、ＰＦ−ＰＳＡ（Ｐｕｌｓｅｄ Ｆｌｏｗ Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｗｉｎｇ Ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎ）で、前記、吸着ー再生の１循環過程は次の７ステップに細分化され、弁シーケンス（弁開放時間ー経過時間関係）により、精密に制御される。１つの筒Ａ（またはＢ）の１サイクル、７ステップを時系列に記す。

Ｙ：各ステップ始点（終点）時に、筒内に存在する、（気相Ｇｏ）／（気相Ｇｏ＋Ｇｎ）体積比を示し、固相（吸着剤）に存在するＧｏ，Ｇｎ量（ｃｃ）を決定する主変数である。
この値は、前ステップ終点のＹにより、次のステップの終点のＹが決まる、前ー後相関関係にある。上記７つのステップにつき、吸着筒構造因子（空隙容積、吸着剤量）と変動因子（気相全圧力、Ｙ値）とを組合せた簡単な計算式にて個別に、物質収支計算を行い、その結果を（実測値との対比、Ｙ値の相関性、ステップ、サイクル間の整合性等）を総合・判断して１循環操作の数値化を決定する、ＰＦ−ＰＳＡの数値シミュレーション。

【請求項2】

２種の気体成分（Ｇｏ，Ｇｎ）を主とし、微量の不要気体成分を含む原料気体を先ず、前処理筒（不要成分吸着剤充填）加圧送入し、不要成分を除去し、続いて自動弁を介して直結する分離筒（Ｇｎ選択吸着剤充填）で、ＧｏとＧｎを分離する高速循環式ＰＧＣ（Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ Ｇａｓｃｈｒｏｍａｔｏｇｒａｐｈｙ）の数値シミュレーション。
ＰＧＣは、請求項１に示す同一仕様の２種２層構造吸着筒、Ａ，Ｂをそれぞれ、１種１層吸着筒の、前処理筒Ｄ（不要気体成分吸着剤充填）と、分離筒（Ｇｎ選択吸着剤）とに、、２分割する、ＤとＣは自動弁を介して直結、同一仕様のＡ列、Ｂ列としてＰＧＣ装置（システム）内に並置し、２列がＴ／２（Ｔ：１サイクル時間、秒）遅れて高速循環操作する。 Ａ，Ｂ，２列の１サイクル、７ステップ操作の目的は請求項１と同じ、但し、分離筒Ｃ（Ｃａ，Ｃｂ）内の気流方向は異なり、ＰＳＡのＡ，Ｂ，２筒の並流加圧ー向流減圧の交代操作に対し、ＰＧＣの分離筒Ｃａ，Ｃｂ，２筒の交代操作はは並流加圧ー並流減圧、であって、１サイクルを通じて全並流操作である。
Ａ筒（ＰＳＡ）とＡ列（ＰＧＣ）の分離筒Ｃａ内の気流方向を、１サイクル・７ステップについて、比較すると、下記の通りとなる（Ｂ筒、Ｂ列も同様）。

１サイクル・７ステップについて、Ｃａ，Ｃｂを対象とした物質収支計算を実施し、１循環操作の数値化を決定する、高速循環式ＰＧＣの数値シミュレーション。

【請求項3】

１つの筒Ａ（またはＢ）の１サイクル・７ステップの物質収支計算式はステップの種別により、次の基本式に拠る、右欄は対象ステップを記す。
（１）Ｑｉｎ＋Ａ（ｉ）＝Ａ（ｆ）＋Ｑｏｕｔ Ｓ−１〜Ｓ−３，Ｓ−５，Ｓ−６
（２）Ａ（ｉ）＋Ｂ（ｉ）＝Ａ（ｆ）＋Ｂ（ｆ） Ｓ−４，Ｓ−７
Ａ，Ｂは筒Ａ，Ｂを示す、ｉは各ステップの始点、ｆは終点を示す。
計算対象物質は、全ガス（Ｇｏ＋Ｇｎ）とＧｏで、添字：全はｔ、Ｇｏはｏを用いる。
Ｑｉｎ−＞Ｑｉｎ（ｔ），Ｑｏｕｔ−＞Ｑｏｕｔ（ｏ）とする。Ｑｉｎ，０ｏｕｔは、 計算順序は、Ｓ−５を始点として，Ｓ−６，Ｓ−７ Ｓ−１〜Ｓ−３の順である。
（１），（２）の基本式は、計算対象物質が全ガスでは下記（３）と（４）に、Ｇｏでは、（５）と（６）に展開される、（７）はＳ−１／Ｓ−３の連結ステップの計算に使用。
（３）Ａｔ（ｉ）＝Ｐｉ・Ｖε＋Ｖｔ（Ｐｉ，Ｙｉ）Ｗ・η
（４）Ａｔ（ｆ）＝Ｐｆ・Ｖε＋Ｖｔ（Ｐｆ，Ｙｆ）Ｗ・η
（５）Ａｏ（ｉ）＝Ｐｉ・Ｙｉ・Ｖε＋Ｖｏ（Ｐｉ，Ｙｉ）Ｗ・η
（６）Ａｏ（ｆ）＝Ｐｆ・Ｙｆ・Ｖε＋Ｖｏ（Ｐｆ，Ｙｆ）Ｗ・η
（７）Ｑｔ（ｉｎ）＝Ｑｔ（ｏｕｔ）＋（Ｐｍａｘ−Ｐｅ）Ｖε＋△Ｖｔ（Ｐｍａｘ， Ｙｏ−＞Ｐｅ・Ｙ１）Ｗ・η
Ｖε：空隙容積（ｃｃ／筒）
Ｗ ：吸着剤量（ｇ／筒） η：吸着剤利用効率
Ｐｉ，Ｐｆ：各ステップの始点、終点の筒Ａ（Ｂ）内の気相全圧（ａｔａ９
Ｙｉ，Ｙｆ：各ステップの始点、終点の筒Ａ（Ｂ）内の気相Ｇｏ分率（−）
Ｖｔ（Ｐｉ，Ｙｉ）、Ｖｔ（Ｐｆ，Ｙｆ）はＰｉ，ＹｉおよびＰｆ，Ｙｆ条件下の 全ガス吸着量（ｃｃ／ｇ・吸着剤）を示す、Ｖｏも同様（ ）内条件下のＧｏ吸 着量を示す。
Ｓ−５の収支計算では基本式（１）のＱｉｎ（ｔ，ｏ）＝０、Ｑｏｕｔ（ｔ，ｏ）は実測値で、全ガス収支は（１）に（３），（４）を代入、Ｇｏ収支は（１）に（４），（５）代入して計算し、実測値と対比する。
Ｓ−６の収支計算のＱｉｎ（ｔ，ｏ）は理論値、Ｑｏｕｔ（ｔ，ｏ）は実測値である、全ガス収支計算は、（１）に（３），（４）を代入、Ｇｏ収支計算は、（１）に（５），（６）を代入して計算し、Ｑｏｕｔ（ｔ，ｏ）−Ｑｉｎ（ｔ，ｏ）＝実測値と対比する。
Ｓ−１−＞Ｓ−３の継続ステップの計算は、（７）式による、（７）式のＱｉｎは、原料気体送給量、Ｑｏｕｔは、製品Ｇｏ＋パージ供与量（Ａ−＞Ｂ）を示す。
各ステップの始点、終点の平衡吸着量、Ｖｔ、Ｖｏは、Ｐ（筒内気相全圧、ａｔａ）とＹの函数である（操作温度、２５℃一定として）。
Ｇｏ，Ｇｎの等温吸着線（実験値）を出発点として、いくつかの熱力学計算過程を経て、一定の全圧（Ｐｍａｘ，Ｐｅ，１．０−ａｔａ）下における、Ｖｔ〜Ｙ及びＶｏ〜Ｙの関係を求め、横軸（Ｘ軸）をＹとし、縦軸（Ｙ軸）をＶｔまたはＶｏとして図示する、
Ｙの適用領域を定めた上で、直線近似化する（下記）。
Ｖｔ＝ａ−ｂＹ、 Ｖｏ＝ｃＹ−ｄ
ａ，ｂ，ｃ，ｄは定数、但し、この値は気相全圧により異なる
この直線近似式（１次式）を上記の（３）〜（７）式に代入し、物質収支計算式を簡単化した、請求項１に示す高速循環式ＰＦ−ＰＳＡの数値シミュレーション。

【請求項4】

１つの筒、１サイクル、７ステップのＹ値は、Ｙ１−＞Ｙ２−＞Ｙ３−＞Ｙｅ，Ｙｏの順に実測値と計算により決定する、最後にＹ１とＹｏの一環性を確認する。
Ｙ１は実測値（分取図の読み、分取図は略称）とす（但し、前段Ｓ−４操作が両均圧‐操作（Ａ，Ｂ２筒の上端同志、下端同志を同時、同時間開放する操作）のとき。
Ｙ２，Ｙ３はＳ−５，Ｓ−６の終点における、筒の上ー下端部のＧｏ分率をＹｕ、Ｙｄとしたき、１／２（Ｙｕ＋Ｙｄ）とする。

【数1】

△Ｖｏ：Ｖｏ（Ｐｅ・Ｙ１−＞１．０・Ｙ１）
△Ｖｔ：Ｖｔ（Ｐｅ・Ｙ１−＞１．０・Ｙ１）
ー＞印；筒Ａ内の気相条件の初め（Ｐｅ，Ｙ１）から、終り（１．０ａｔａ，Ｙ１） の変化量を示す

【数2】

Ｐｐ：パージガスの平均Ｇｏ分率
Ｐｏ：製品Ｇｏ分率
（分取図）Ｓ−５，Ｓ−６の継続ステップで、外部（装置外、システム外）へ放出され るガスを分割（例；０．１秒、０．５秒等）採取し、Ｓ−５ではｄ−１，ｄ−２等、 Ｓ−６ではｐ−１，ｐ−２等とし、各分割分の量（ｃｃ）とＧｏ分率を測定する、そ の結果を横軸に積算ガス量（ｄ−１＋ｄ２等）、縦軸をＧｏ分率とした柱状図。
請求項３の物質収支式に［数１］、［数２］に示すＹ２，Ｙ３の値を使用し、実測値と対比する請求項１、請求項２に示す高速循環式吸着分離方法の数値シミュレーション。

【請求項5】

Ｙｏ，Ｙｅは両均圧操作の物質収支計算により決定する。
計算の対象物質は全ガス（Ｇｏ＋Ｇｎ）とＧｏガスとす。
全ガス関係の１次方程式（Ｙｏ，Ｙｅが未知数）とＧｏガス関係の１次方程式（Ｙｏ，Ｙｅが未知数）との２元連立１次方程式の解をもって、Ｙｏ，Ｙｅとする。
（基本式）
全ガス対象： Ａｔ（ｉ−＞ｆ）＝Ｂｔ（ｆ−＞ｉ）
Ｇｏガス対象： Ａｏ（ｉ−＞ｆ）＝Ｂｏ（ｆ−＞ｉ）
（１）Ａｔ（ｉ−＞ｆ）＝（Ｐｍａｘ−Ｐｅ）Ｖε＋［Ｖｔ（Ｐｍａｘ・Ｙｏ）−
Ｖｔ（Ｐｅ・Ｙ_１）］Ｗη
（２）Ｂｔ（ｆ−＞ｉ）＝（Ｐｅ−１）Ｖε＋［Ｖｔ（Ｐｅ・Ｙｅ）−
Ｖｔ（１．０・Ｙ_３）］Ｗη
（３）Ａｏ（ｉ−＞ｆ）＝（Ｐｍａｘ・Ｙｏ−Ｐｅ・Ｙ_１）Ｖε＋
［Ｖｏ（Ｐｍａｘ・Ｙｏ）−Ｖｏ（Ｐｅ・Ｐ_１）］Ｗη
（４）Ｂｏ（ｆ−＞ｉ）＝（Ｐｅ・Ｙｅ−１．０・Ｙ_３）Ｖε＋［Ｖｏ（Ｐｅ・Ｙｅ） − Ｖｏ（１．０・Ｙ_３）］Ｗη
（５）ｅ・Ｙｅ−ｆ・Ｙｏ＝Ｋｔ
（６）ｇ・Ｙｅ−ｈ・Ｙｏ＝Ｋｏ
（１）＝（２）とした式に、請求項３に記す近似式、Ｖｔ＝ａ−ｂＹ（パラメーター；Ｐｍａｘ，Ｐｅ）を代入し整理すると（５）式の形態。になる、また（３）＝（４）とした式に、請求項３に示す近似式、Ｖｏ＝ｃＹ−ｄ（パラメーター；Ｐｅ，１．０）を代入し整理すると（６）式の形態になる。
（５），（６）式の、ｅ，ｆ，ｇ，ｈ，Ｋｔ，Ｋｏは一定の数値である。
（５），（６）式には請求項３で決めたＹ値が含まれる、Ｙ１，Ｙ３である。
（５）と（６）の連立１次方程式（未知数；ＹｏとＹｅ）の解をＹｏ，Ｙｅの数値とする請求項１、請求項４に示す数値シミュレーション。

【請求項6】

請求項１に示す原料混合気体を空気（酸素；２１，窒素；７９容量％の混合物）とし、同一仕様の２種２層構造吸着筒（入口端部；活性アルミナ、その上層：ＭＳ−５Ａ）Ａ，Ｂを交代使用する、ＰＦ−ＰＳＡ装置（システム）により、空気を製品酸素と排窒素に分離する例の酸素収率の一般式化について。
２筒構成装置（システム）の１つの筒、Ａ（Ｂ）の１サイクル・７ステップについて、系外より筒、Ａ（Ｂ）に流入する空気量（ｃｃ／ｃｙｃ）は製品酸素量（ｃｃ／ｃｙｃ）と排窒素量（ｃｃ／ｃｙｃ）の和に等しい。
物質収支より次式が成立する。
（全ガス収支） Ｑａ＝Ｑｏ＋Ｑｎ
（酸素収支） Ｑａ・Ｐａ＝Ｑｏ・Ｐｏ＋Ｑｎ・Ｐｎ
製品酸素の収率＝（Ｑｏ・Ｐｏ）／（Ｑａ・Ｐａ）
＝（Ｑｏ・Ｐｏ）／（Ｑｏ・Ｐｏ＋Ｑｎ・Ｐｎ）
Ｑａ，Ｑｏ，Ｑｎは空気、酸素、窒素の量（ｃｃ／ｃｙｃ）
Ｐａ（０．２１），Ｐｏ，Ｐｎは空気、酸素、窒素の酸素分率（−）
Ｑｎ・Ｐｎは、Ｓ−５ステップ（減圧放出）とＳ−６ステップ（パージ受取放出） により大気に放出される酸素量（ｃｃ／ｃｙｃ）。
（１）Ｓ−５の排出酸素量＝（Ｐｅ・Ｙ１−Ｙ２）Ｖε＋△Ｖｏ（Ｐｅ・Ｙ１−＞
１．０・Ｙ２）Ｗ （ｃｃ／ｃｙｃ−筒）
（２）Ｓ−６の排出酸素量＝（Ｐｐ＋Ｙ２−Ｙ３）Ｖε＋△Ｖｏ（１．０Ｙ２−＞
１．０・Ｙ３）Ｗ・η （ｃｃ／ｃｙｃ−筒）
Ｖε；空隙容積（ｃｃ／筒）
Ｗ ；吸着剤（ＭＳ−５Ａ）量（ｇ／筒）
Ｐｅ；Ａ＜−＞Ｂ筒間の上・下、同時連通均衡圧または操作交代圧（ａｔａ）
Ｐｐ；パージ受取（供与）ガスの酸素分率（−）
η ；吸着剤利用率＝０．４６（Ｓ−６、実験値）
Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３；請求項４により決定した値（−）
（直線近似式）
Ｖｏ＝２．４３ＰＹ−０．０４ （Ｐ：２．０±０．３ａｔａ）
（１）＋（２）に直線近似式（上記）を代入し、整理すると下記の通りとなる。

【数3】

請求項４に記載の方法により決定したＹ１，Ｙ２，Ｙ３等の数値を使用して、空気を製品酸素と排窒素に分離にする例の、酸素収率を一般式化する請求項１に示す高速循環式ＰＦ−ＰＳＡの数値シミュレーション。

【請求項7】

請求項２に示す、ＰＧＣの構成と操作による空気の高効率分離方法について。Ａ（Ｂ）列の前処理筒Ｄａ（Ｄｂ）に活性アルミナ充填、自動弁を介して続く分離筒Ｃａ（Ｃｂ）にＭＳ−５Ａを充填したＰＧＣ装置（システム）により、高収率で製品酸素（９０％以上）を製造し、同時に製品窒素（９９．５〜９９％）を併産する目的のための運転操作条件（数値）の設定法について、製品酸素と製品窒素を除いた残りの粗窒素は前処理筒Ｄａ（Ｄｂ）の向流再生に活用する。
上記目的達成のために必要な分離筒内部情報（気相Ｏ_２分率）の簡単なオンライン計測法（分割採取ー自動計測）要項を下記に示す、
分離筒、Ｃａ，Ｃｂの１サイクル・７ステップ操作について

（上表の注釈）
Ｖａ，Ｖｂは分割サンプル弁で、Ｃａ，Ｃｂの出口端部の２か所のみとす
入手サンプルはバッグ経由または直接、酸素濃度計に接続し、自動測定する
分割時間△ｔは、０．１〜０．５秒とす
入手情報は直ちに、別置の、同一仕様ＰＧＣ装置の操作の調整（第一手段：シーケンス図の書換え）に利用する。
同一仕様の２基のＰＧＣ装置１基の運転中の情報を、操作の外乱とらない簡単な方法でオンライン入手し、その数値を直ちに、他の１基の操作の調整に活用する、空気の高効率分離方法の開発手法に関わる、請求項２に示す高速循環式ＰＧＣの数値シミュレーション。

【請求項8】

請求項２に示す、同一仕様の筒列Ａ，Ｂを並置し、この２列を交代操作する、高速循環式ＰＧＣ装置（システム）により、原料空気（酸素；２１％、窒素；７９％容量％の混合物）を、製品酸素と排窒素とに分離する例の、製品酸素収率の一般式化について。
前記、ＰＧＣ装置のＡ列（Ｂ列）は全処理筒（活性アルミナ充填）ー自動弁ー分離筒（ＭＳ−５Ａ充填）直列筒列で、Ａ列（Ｂ列も同様）の１サイクル・７ステップ時間内に装置（系）に系外よりＡ列に流入する、原料空気量（ｃｃ／サイクル）中の純酸素量は、系外へ流出する製品酸素中の純酸素量（ｃｃ／サイクル）と、排窒素中り純酸素量（ｃｃ／サイクル）の和に等しい。
Ｑａ・Ｐａ＝Ｑｏ・Ｐｏ＋筒Ｄａと筒Ｃａより系外へ放出される酸素量
ＰＧＣ装置の酸素収率の定義は、請求項６と同様、次式による。

【数4】

Ｏａ；原料空気量（ｃｃ／サイクル）
Ｐａ；原料空気中のＯ_２分率（−）
Ｑｏ；製品酸素量（ｃｃ／サイクル）
Ｐｏ；製品酸素のＯ_２分率（−）
Ｖｄ；前処理筒の空隙容積（ｃｃ／筒）
Ｖｃ；分離筒の空隙容積 （ｃｃ／筒）
Ｗ ；分離筒Ｃａ内の吸着剤量（ＭＳ−５Ａ）（ｇ／筒）
Ｐｐ；Ｃａ−Ｃｂ間のパージ受取（供与）ガスの平均酸素分率（−）
Ｐｅ；Ｃａ＜−＞Ｃｂ間の並流均圧操作の平衡圧（ａｔａ）
η ：吸着剤分離効率（−）
Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３は請求項３、請求項４に示す、Ｙ値の計算法と請求項８の実測値 に基づいて決定
［数４］に上記、Ａ列（２筒列）の構造因子と分離筒Ｃａの操作因子（気相全圧、Ｙ値）に関わる数値を代入して、空気を製品酸素と排窒素に分離する例の、製品酸素収率を一般式化する請求項２に示す高速循環式ＰＧＣの数値シミュレーション。

【請求項9】

民生用、機器付設用ＰＳＡ，ＰＧＣ装置は、種々の使用態様（始運転、間欠運転、長期連続運転等）下で、性能の不変、安定が最重要条件である。
安定維持に関わる管理指標、不要成分吸着帯延伸度、Ｋｚについて。
空気分離による酸素製造の場合、性能維持のためには、空気送入加圧操作（Ｓ−１〜Ｓ−３）により、不要成分吸着剤層（活性アルミナ層）に形成された、空気中の不要成分（水分；Ｈ_２Ｏ）吸着帯前縁（初期長Ｚｉ，ｃｍ）が並流流れに沿って、延伸（終期長，Ｚｆ，ｃｍ）し、Ｚｆ＞Ｌａとなり（Ｌａ；活性アルミナ層長、ｃｍ）、分離用吸着剤層（ＭＳ−５Ａ層）内へリークすると、水分に対し、強い吸着力を持つ、ＭＳ−５Ａの窒素吸着力が急減し、分離性能が悪化する。
吸着帯延伸度；Ｋｚ＝Ｚｆ／Ｚｉ と定義する。
物質収支より次式が成立する。

【数5】

Ｖε；ＰＳＡ−筒Ａ（Ｂ）の空隙率 （−）
；ＰＧＣ−前処理筒Ｄａ（Ｄｂ）の空隙率 （−）
ρｂ；不要成分吸着剤の嵩比重 （ｇ／ｃｃ）
Ｃ１；筒内気相の不要成分濃度（Ｐ１，ａｔａ） （ｇ／ｃｃ）
Ｃ２；筒内気相の不要成分濃度（Ｐ２，ａｔａ） （ｇ／ｃｃ）
ｑ１；筒内吸着剤層の不要成分濃度（Ｐ１，ａｔａ） （ｇ／ｇ）
ｑ２；筒内吸着剤層の不要成分濃度（Ｐ２，ａＴａ） （ｇ／ｇ）
［数５］Ｋｚは、空気分離以外の種々の気体分離にも広く適用できる。
空気分離では、不要成分吸着剤は、活性アルミナ、分離用吸着剤（窒素選択吸着剤）にはＭＳ−５Ａが常用される。
活性アルミナの水分吸着量（ｑ）と気相湿度が比例関係あるとしたとき（前提条件）、
Ｋｚ＝φ１／φ２＝Ｐｉ／Ｐｆ と簡単化できる。（＊）
Ｐｉ；ＰＳＡ，筒Ａ（Ｂ）またはＰＧＣ，Ｄａ（Ｄｂ）内の初期圧（ａｔａ）
Ｐｆ；ＰＳＡ，筒Ａ（Ｂ）またはＰＧＣ，Ｄａ（Ｄｂ）内の終期圧（ａｔａ）
φ１；２５℃，Ｐｉにおける飽和湿度（１００％）
φ２；２５℃，Ｐｆにおける相対湿度（％）
（＊） ｑ＝２．８×１０^−３×φ（ｇ−Ｈ_２Ｏ／ｇ）
［数５］Ｋｚの他の適用例。
粗水素よりの，燃料電池仕様の超高純度水素（９９．９９９％以上）精製装置の開発に役立つ。
原料、疎水素（メタノール水添分解水素）の概略組成は、Ｈ_２；７４、ＣＯ_２；２４、ＣＯ；０．６ 各容量％ と、微量の不純物（Ｈ_２０、微量の有機物）である。
不要成分除去順は、微量不純物（活性炭、シリカゲル、活性アルミナ） −＞
ＣＯ_２（活性炭） −＞ＣＯ（ＭＳ−５Ａ） の３段階からなる、
括弧内は除去用吸着剤を示す。
Ｋｚは、ＣＯ_２吸着帯前縁が、活性炭層から、ＣＯ吸着層（ＭＳ−５Ａ層）へリークするリスク対する管理指標となる。
Ｈ_２−ＰＳＡの最高操作圧（Ｐｍａｘ）は１０Ｋｇ／ｃｍ^２Ｇ と高い、拠って向流減圧ロスを軽減するため、並流均圧、並流減圧操作による他筒へＨ_２回収が行われている。
Ｋｚ数値を、事前に想定される、リスク回避のための管理指標とする、請求項１、請求項２に示す、急速循環式ＰＳＡおよびＰＧＣの数値シミュレーション。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は民生用、科学実験用、機器付設等を目的とした、小形コンパクト、軽量、安価、取扱簡単、省エネ等の利便性を備えた、高性能空気分離ユニット、超高純度水素製造装置（特許文献１参照）等の気体のバルク分離装置の性能向上を企図した新規設計手法に関わる（図１参照）。

【特許文献1】特開２０１１−１０３２８２

【背景技術】

【0002】

発明の名称の、高速循環式吸着分離方法とは、本発明者の先行２発明を示す、パルス流制御式圧力スイング吸着法（Ｆｌｏｗ Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｗｉｎｇ Ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎ、略称；ＰＦ−ＰＳＡ、以下略称を使用、特許文献２参照）と、パラメトリック ガスクロマトグラフィ（Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ Ｇａｓ−ｃｈｏｍａｔｏｇｒａｐｈｙ、略称；ＰＧＣ、特許文献３参照）とである。

【特許文献2】特開平１０−２１６４５４ ＰＦ−ＰＳＡ

【特許文献3】特開平１０−２２５６０９ ＰＧＣ

【0003】

ＰＦ−ＰＳＡは直近の先行特許（名称；高生産性吸着分離方法、特許文献４参照）とともに、加圧−再生の循環操作を高速化することにより、分離装置の小形コンパクト化を追究した気体分離方法である（非特許文献１参照）。

【特許文献4】特開平６−５５０２７ 高生産性気体分離方法

【非特許文献1】野口、ケミカルエンジニヤリング、４４、５５５（１９９９）

【0004】

ＰＧＣは小形から大型装置まで広く適用できる、気体のバルク分離方法の基本特許である。本発明では、小形コンパクト化と省エネ（ポンプの小形化）を追究した例に限定して記述する。

【0005】

ＰＦ−ＰＳＡの基本構成は、同一仕様の２筒（Ａ，Ｂ）、１ポンプ（加圧用）、複数の自動弁と関連配管からなり、吸着−再生の１循環操作は７ステップに細分化され、弁シーケンス（自動弁開放時間〜経過時間関係）により精密に制御される（請求項１、図２、図４参照）。

【0006】

ＰＧＣの基本構成と操作（弁シーケンス）はＰＦ−ＰＳＡ（ＰＳＡの系統に所属）とは異なる、ＰＧＣの基本構成と操作方法は確立している（請求項２、図３、図５参照）。

【発明の開示】

【解決しようとする課題】

【0007】

空気分離を例として、ＰＦ−ＰＳＡ（以下ＰＦと略す）開発の現状を概括し、問題点を明らかにする。数年に亘り、多数の装置構成（システム）と操作（弁シーケンス）の組合わせでテストし、システム外に流出するガス量と純度、Ｑｏ，Ｐｏ，Ｑｎ，Ｐｎを測定し、（１）吸着剤生産性（以下、生産性と略す）と（２）酸素原単位（以下、原単位と略す）を評価した（図１参照）。
ＰＦの基本構成〜標準弁シーケンスの組合わせは、その結果に基づいて決定したものであり、その１つの実施例（ＰＦ例とす）を以下に記す（図２，図４参照）。

【0008】

・構成：吸着筒Ｖ；０．５ｌ／筒×２筒 吸着剤（Ｗａ＋Ｗｂ）＝０．５ｋｇ
ポンプ１１０Ｗ（定格）
・操作；１循環操作時間（Ｔ＝１０秒）の筒Ａ（Ｂ）内の圧力変化は次の通り
Ｐｅ（２．０４ａｔａ）−＞Ｐｍａｘ（３．４）−＞Ｐｅ（２．０４、Ａ−＞Ｂ−交 代圧）−＞Ｐｍｉｎ（１．０）−＞Ｐｅ（２．０４、Ｂ−＞Ａ交代圧）
・結果：Ｑｏ＝２ｌ／分、Ｐｏ＝０．９、Ｑｎ＝２８．１ｌ／分、Ｑｎ＝０．１６
収率η＝Ｑｏ・Ｐｏ／（２×０．９＋２８．１×０．１６）＝０．２８６

【0009】

ＰＦ例の結果は下記の通り
（１）生産性＝（６０×２）／０，５＝２４０［ｌ−９０％Ｏ_２／ｋｇ−吸着剤・Ｈ］
（２）原単位＝０．０９５３（Ｐｏ／Ｐａ／η）［（Ｐｍａｘ／Ｐｍｉｎ）α−１］
［ＫＷＨ／Ｍ^３−Ｏ_２］ 式（１）
α＝（ｋ−１）／ｋ＝（１．４−１）／１．４＝０．２８５７（ｋは空気の断熱指数）
注；酸素原単位のポンプ消費電力は、往復動圧縮機の理論仕事式に基づく
小形ポンプの場合、実際の消費電力≒理論仕事×２
式（１）に上記ＰＦ例数値を代入すると
（１）＝０．０９５３×０．９／０．２１／（０．２８５）×［３．４α−１］＝１． ４３３×［１．４１８５−１］＝０．６ ＫＷＨ／Ｍ^３−Ｏ_２ となる
参考値；１１０Ｗ×１０^−３／（２×０．９×６０×１０^−３）＝１．０２ ＫＷＨ ／Ｍ^３−Ｏ_２

【0010】

ＰＦ例の生産性向上策ーＰＦ装置の主要部は２筒（Ａ，Ｂ）と１ポンプである、生産性増大の常套手段は筒仕様を変えず、ポンプ送給量を増やす−＞筒内圧力が早く上昇−＞早く吸着能力が失われる−＞サイクル時間を短縮（製品採取量がサイクル長短にかかわらず一定とすると）−＞サイクル数増大−＞ｌ／分増大＝＞ 生産性増大となる。

【0011】

初期装置と生産性増大装置の比較（システムとしての比較）。
（１）ポンプ送給量２倍（例）−＞消費電力２倍−＞生産性２倍の関係あり、拠って、省エネ効果はない、原単位に変化なし。
（２）ポンプの大型化に伴い、装置全体（システム）の占有容積や重量が増加する、初期システムをＳｙ１、ポンプ送給量倍増（例）後のシステムをＳｙ２としたとき、Ｓｙ２／Ｓｙ１の容積比、重量比が２に近付くと生産性増大効果は無くなる、（１）〜（２）＝（問題１）。

【0012】

ポンプ送給速度（ｌ−Ｐｅ、ａｔａ／ｓ）が過大になると、次の問題も発生する。
（１）吸着剤層入口端面を通過する気流は全面に亘り、同一流速（整流）が重要な操作条件であるが、中心部は早く、周辺部は遅くなる。
（２）ひどい場合には、瞬間的、大量のガス塊の筒内突入により、吸着剤層が持ち上げられ、膨脹〜収縮の繰返しにより、吸着剤の摩耗・粉化が促進される。
（３）弁の開閉頻度増大に伴う問題の発生。（１）〜（３）＝（問題２）。

【0013】

前記、問題１はサイクル数の増大策、問題２は１サイクルの製品採取量の増大策に関わり、問題２は需要と供給のバランス問題に帰着する（特許文献４参照）。

Ｑｐ；ポンプ容量、ｌ（ａｔＰｅ）／秒
Ｋ ；定数、１〜４
Ｐｅ：供給開始圧；Ｐｅ（ａｔａ）
Ｖ ；筒容積 ｌ／筒
式（２）よりＫ−＞大（Ｐｅ，Ｖ固定）、Ｑｐ−＞大．吸着剤生産性−＞大となる。
Ｋは、吸着剤：ＭＳ−５Ａの窒素吸着量（ｃｃ，／筒）により決まる、その他、ポンフの形式（往復動、ダイヤフラム、ロータリ式等）も関係する。

【0014】

上記、Ｋの数値化が、小形コンパクト装置設計上の課題となる。
ＰＦ例、Ｋ値は筒ＡのＳ−１始点（Ｐｅ）−＞終点（Ｐｍａｘ）間のポンプ圧縮性能変化と、Ｓ−１開始時のＭＳ−５Ａの窒素吸着量に作用される。
ＫはＱｐ（２．７２ａｔａ）／Ｑｐ（２．０４．ａｔａ）比とＶｎ（２．０４，０．５）／Ｖｎ（２．７２，０．５）比により決まる、Ｑ（ｌ／秒，１ａｔａ換算）、Ｖｎ（ｃｃ／ｇ―ＭＳ−５Ａ）である、Ｖｎ（ ）内の０．５はＳ−１始点のＹｅ値を示す。

【0015】

Ｓ−１始点＝Ｓ−７終点、Ｓ−７始点＝Ｓ−６終点、等と全ステップは、前後関連して、１循環操作を形成している。
ＫはＳ−７始点−＞終点間の物質収支計算の結果（数値）により決まる。
但し、Ｓ−７（Ｓ−４も同じ）の物質収支式はＡ，Ｂ、２ 筒が関与し、他のステップより複雑（他のステップは１筒）、操作時間が０．５秒（ＰＦ例）で短かい、また筒Ａ，Ｂの始点、終点のガス‐サンプリングが不可能（操作の外乱となる）。
従ってＫは、他のステップ（Ｓ−５）を計算始点とした、１循環操作の統一解の成立後に定まる、Ｋの評価は、１循環操作・７ステップの数値化が前提となる。

【0016】

ＰＦ例の原単位向上策について、原単位は小さい程よい（省エネ）、式（１）より原単位と収率は反比例し原単位は収率を大きくするほど小さくなる。
ＰＦ例の実験は装置性能に着目し、図１に示すごとく、装置外へ流出する製品酸素量Ｑｏ（ｌ／分）、と製品酸素濃度Ｐｏ（９０％設定）、および装置より大氣へ放出・廃棄される気体量Ｑｎ（ｌ／分）とその平均酸素分率Ｐｎ（−）を測定し、収率を計算しているが、計算数値が筒内吸着剤（ＭＳ−５Ａ）の分離操作（１循環・７ステップ操作）に関わる数値と直結していない、拠って原因を追求して収率向上策を講じることが出来ない、筒内の情報に基づく数値解析手段が必要となる。

【0017】

ＰＦ例でＰｏ＝０．９に設定し理由、空気組成は下記の通り（非特許文献２参照）。
Ｎ_２；７８．０８４ Ｏ_２；２０．９４８ Ａｒ；０．９３８ 容量％ ＣＯ_２；３５８ｐｐｍ（０．１８ｐｐｍ／ｙｒ）

【非特許文献2】理化学辞典、第５版、岩波書店（２０１０）

ＰＦ例のＭＳ−５ＡはＯ_２とＡｒとに対し、同一挙動（ガスクロマト・データ）を示す、従って、Ｎ_２を１００％除去したとしても、製品酸素濃度＝２０．９４８／（２０．９４８＋０．９３８） ＝０．９５７が限界濃度になる、同一のサンプルの実測例を対比する。

ＰＦ例、ＰＳＡは、採取Ｏ_２濃度が９５％近傍にて、採取量が急減するので、安定域の９０％を製品濃度に設定した。

【0018】

収率向上策（収率の数値化）について−数値化手順を略記する、まず収率（η）とは、

［廃棄Ｏ_２＝Ｓ−５およびＳ−６の始点−終点間の排出Ｏ_２量（ｃｃ／ｃｙｃ）］
（１）Ｓ−５〜Ｓ−６の大気放出ガスの量（ｃｃ）とＯ_２分率の連続精密測定。
（２）Ｓ−５〜Ｓ−６の物質収支計算、（１）のデータを基にして。
（３）Ｓ−５を始点ステップとして、１循環操作・７ステップ物質収支計算をし、
全ステップの統一性、連関性を確認の上、収率の一般式化等へ展開する、吸着分離方法の数値シミュレーション。

【0019】

上記（１）についてーＰＦ例のＳ−５〜Ｓ−６の操作時間は４．５秒で、瞬時的変化中の放出ガスの量（ｃｃ／秒）とＯ_２分率を、オンラインで連続測定する既存の手段はない。
本発明では、放出路に２つの弁、主弁と副弁（サンプル弁）を設け、放出ガス・サンプルを時系列に０−０．５、０．５−１．０等、４．５／０．５ ＝９分割採取し、分割‐サンプルの量（ｃｃ／ｃｙｃ）とＯ_２分率を測定整理し、横軸ー積算放出量、縦軸−Ｏ_２分率とする柱状図を作成し、Ｓ−５の物質収支計算の基礎資料とした（解決課題１）。

【0020】

Ｓ−５，Ｓ−６の物質収支式ー筒Ａ、１サイクル操作について。
Ｓ−５ａ（Ｔ） ；Ａｔ（ｉ）＝Ａｔ（ｆ）＋Ｑｏｕｔ（Ｔ） 式（３）
〃 ｂ（Ｏ_２）；Ａｏ（ｉ）＝Ａｏ（ｆ）＋Ｑｏｕｔ（ｏ） 式（４）
Ｓ−６ａ（Ｔ） ；Ｑｉｎ（パ）＋Ａｔ（ｉ）＝Ａｔ（ｆ）＋Ｑｏｕｔ（Ｔ） 式（５）
〃 ｂ（Ｏ_２）；Ｑｉｎ（Ｏ）＋Ａｏ（ｉ）＝Ａｔ（ｆ）＋Ｑｏｕｔ（Ｏ） 式（６）
Ａｔ（ｉ），Ａｔ（ｆ）は筒Ａの始点、終点時に筒内、気ー固相に分配・存在する‐全ガス量（ｃｃ／筒）を示す、Ａｏ（ｉ），Ａｏ（ｆ）は筒Ａの始点、終点時に筒内‐気ー固相に分配・存在するＯ_２量（ｃｃ／筒）を示す。
Ｑｏｕｔ（全），Ｑｏｕｔ（Ｏ）は大気放出全ガス（酸素、窒素の混合ガス）、大気放出Ｏ_２ガスを示す、Ｑｉｎ（パ）は、Ｂ−＞Ａへ供与されるパージガス（酸素リッチ・ガス、ｃｃ／筒）、Ｑｉｎ（Ｏ）は、Ｑｉｎ（Ｏ）×酸素分率＝純Ｏ_２換算量（ｃｃ／筒）を示す。
Ｓ−５、Ｓ−６のＱｏｕｔ（ＴとＯ）は、実測値（分取図）を示す、Ｑｉｎ（パとＯ）は、細孔噴出理論式（実証すみ）に基づく計算値（非特許文献１参照）。
Ｓ−５ａ，ｂの２通りの計算結果を各々の実測値と対比し、計算値／実測値 比が同レベルかを検証し、数値を確定する、Ｓ−６ａ，ｂについても同様の作業をする。

【0021】

Ｓ−５，Ｓ−６の物質収支計算に必要な筒Ａ内の数値情報。

［脚注］○印；測定可能（分取図読取り）
△、×；測定不可能、但し、熱力学理論（２成分系気ー固・平衡論）を援用すると推 測は可能（非特許文献３．４参照）。

【非特許文献3】Ｍｙｅｒｓ Ａ．Ｌ．ａｎｄ Ｐｒａｕｓｎｉｔｚ Ｊ．Ｍ．，Ａ．Ｉ．Ｃｈ．Ｅ．Ｊ．１１，１，１２１（１９６５）

【非特許文献4】Ｍｙｅｒｓ Ａ．Ｌ．，Ｉｎｄ．Ｅｎｇ．Ｃｈｅｍ．Ａｐｐｌｉｅｄ Ｔｈｅｒｍｏｄｙｎａｍｉｃｓ Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ ６０，５，４５（１９６８）

【0022】

Ｓ−５，Ｓ−６物質収支式、式（３）〜（６）の数値化のための主変数Ｙの定義。
１循環操作・７ステップ始点、終点の筒内物質量Ａｔ，Ａｏは、気相全圧（ａｔａ）とＹ（ＰＦ例；平均Ｏ_２分率）により決まる。
Ｙ＝（気相に存在する全Ｏ_２量、ｃｃ）／（気相に存在する全ガス量、ｃｃ）
で、以降、Ｙ（平均値）と略す。
また、Ｙはステップ始点、終点時の、原料入口端部（ｘ＝０）ー＞出口端部（ｘ＝Ｌ、Ｌは層長）へ向かう ｘ〜ｙ（気相Ｏ_２分率）関係より、次式により決まる。

ｘ〜ｙ関係は原則としてステップ毎に異なり、入−＞出方向へ、直線近似（上昇、下降、平行型）、凹、凸、折線型等、推測出来る。

【0023】

Ｓ−５、Ｓ−６は直線近似型と考え、式（３）〜（６）の物質収支式を主変数、ＰとＹを含む式とした、物質収支計算にはＹ２，Ｙ３の数値が必要になる（Ｙ１は実測値）。

Ｓ−５（Ｔ），（Ｏ）、Ｓ−６（Ｔ），（Ｏ）の物質収支式を数値化する、Ｔ；全ガス （Ｏ）；酸素
Ｑｏｕｔ（Ｔ）＝Ｖε（Ｐｅ−１）＋［Ｖｔ（Ｐｅ，Ｙ１）−Ｖｔ（１，Ｙ２）］Ｗ 式（７）
Ｑｏｕｔ（Ｏ）＝Ｖε（Ｐｅ・Ｙ１−Ｙ２）＋［Ｖｏ（Ｐｅ，Ｙ１）−Ｖｏ（１，Ｙ２）］Ｗ 式（８）
Ｑｏｕｔ（Ｔ）＝Ｐｐ＋［Ｖｔ（Ｙ２）−Ｖｔ（Ｙ３）］Ｗ・η 式（９）
Ｑｏｕｔ（Ｏ）＝Ｐｐ・Ｐｏ＋Ｖε（Ｙ２−Ｙ３）＋［Ｖｏ（Ｙ２）−Ｖｏ（Ｙ３）］Ｗ・η 式（１０）
Ｖε；空隙容積値，ｃｃ／筒 （３７５） （ ）内数値はＰＦ例
Ｗ ；吸着剤量，ｇ／筒 （２５０）
Ｐｅ；Ａ−＞Ｂ交代圧，ａｔａ（２．０４）
Ｖｔ（Ｐｅ，Ｙ１）はＰｅ、Ｙ１条件下の固相全ガス吸着量（ｃｃ／ｇ）
Ｖｏ（Ｐｅ，Ｙ１）はＰｅ，Ｙ１条件下の固相Ｏ_２ガス吸着量（ｃｃ／ｇ）
Ｖｔ（Ｙ２），Ｖｏ（Ｙ３）等は、全圧Ｐ＝１ａｔａを略して記載
Ｐｐ；パージ・ガス量（ｃｃ／筒、ｃｙｃ）
η；吸着剤利用効率
以上、Ｙ２、Ｙ３数値の決定方法、式（７）〜（１０）にＹ１，Ｙ２，Ｙ３の数値を代入して物質収支計算を実施し、Ｓ−５，Ｓ−６の実測値Ｑｏｕｔ（Ｔ，Ｏ）と対比すること（解決課題２）。

【0024】

１循環操作の数値シミュレーションにおいて、Ｓ−５を始点とする理由は７ステップ中、操作が最も単純、単に大気へ放出するのみの１方向流れで、操作始点、終点の気相Ｏ_２分率勾配が直線的と判断可能、また、放出量は正確に測定でき、計算始点に相応しいと考えられるから。
７つのステップは前ステップの終点＝後続ステップの始点という前後相関関係にある。

筒Ａに着目、Ｙの決定手順は次の通り、実は実測値、熱は熱力学理論、噴は細孔噴出理論の援用を示す。

各ステップの物質収支計算は、まずＹ１〜Ｙ２の組合わせで、Ｓ−５、続いて、Ｙ２〜Ｙ３の組合わせでＳ−６の計算をし、計算値／実測値 を対比し、同レベルかつ１に近いかを評価し、計算精度を判定しつつ、計算を続行する。
１循環操作の物質収支計算数＝５（Ｙ値の組合わせ数）×２（全ガスとＯ_２）＝１０通りあり、熱力学理論に基づく、Ｐ（筒内全圧）をパラメーターとして、Ｙより固相吸着量Ｖｔ、Ｖｏを計算する手順数は多く、計算記号も多岐に亘り、計算に時間がかり、実用上問題となる、拠って、高精度、、迅速化を目的とした計算の単純化が求められる、この単純化法により、上記１０通りの収支計算を実施し、計算値／実測値 の数値のバラツキ、１への近似度等を総合評価・確定する、高速確定循環式吸着分離方法の数値シミュレーション（解決課題３）。
付記：ＰＦ例（空気分離、Ｏ_２−Ｎ_２分離）、Ｙ−＞Ｖｔ，Ｖｏを求める熱力学理論による計算手順例（非特許文献４参照）
１，等温吸着実験−−−−２（純Ｎ_２，純Ｏ_２）×２（１ａｔａ以下、以上）＝４通り
２，一般式化、例；Ｖ＝ａＰ^Ｎ−−−−−Ｏ_２，Ｎ_２の２通り
３．πＡ／ＲＴの計算、２通り Ｐ１０、Ｐ２０；平衡蒸気圧、１０；Ｏ_２、２０；Ｎ_２
４，Ｘ＝（Ｐ−Ｐ２０）／（Ｐ１０−Ｐ２０） Ｘ；固相のＯ_２／固相のＯ_２＋Ｎ_２
５，Ｙ＝Ｘ×Ｐ１０／Ｐ Ｙ；気相のＯ_２分率
６，Ｖｔ Ｖｔ；Ｏ_２＋Ｎ_２吸着量
７，Ｖｏ Ｖｏ；Ｏ_２吸着量
π；Ｓｐｒｅａｄｉｎｇ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ａ；比表面積 Ｒ；ガス定数
Ｔ；絶対温度

【課題を解決するための手段】

【0025】

解決課題と手段を略述する、前出課題の要約、
（１）吸着−再生の１循環操作・７ステップの中のＳ−６．Ｓ−７の連接ステップの大気放出ガスの経時変化を精密測定（量と純度）。
（２）Ｓ−５，Ｓ−６の物質収支計算は、１つの筒Ａ（Ｂ）につき、ステップ始―終点時間域に筒Ａに外部より出入する気体量と、筒内物質量の始―終点値とを組合せた収支式で計算する。
出入気体は実測値。 筒内物質量は時々刻々変動している、変動支配因子はＰ（筒内全圧）とＹ（ＰＦ例、平均気相酸素分率）で、 Ｙ１（Ｓ−５始点値），Ｙ２（Ｓ−６始点）Ｙ３（Ｓ−６終点）の値で、 Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３の評価の問題
（３）Ｓ−５を収支計算の始点として、Ｓ−６，Ｓ−１〜Ｓ−３，Ｓ−４の順に計算し、各ステップ毎の（計算値）／（実測値） 比のバラツキ、精度を、全ステップについて総合評価・決定する高速循環式吸着分離方法の数値シミュレーション（本発明の最終目的）。
（１）〜（２）は前段作業。

【0026】

請求項１はＰＦ−ＰＳＡ（本発明の対象技術）の基本構成、標準弁シーケンス及び解決手段を概括している、前項課題（３）の解決手段は、請求項（１），（３）−＞（５）に作業順に詳述している（図２，３参照）。
請求項２はＰＧＣ（本発明対象技術）の基本構成、標準弁シーケンス及び解決手段を概括している（図４，５参照）。 請求項１と２は、構成と操作が全く異なる、ただし、１循環操作が７つのステップ数からなる点は同じ。

【0027】

請求項３は物質収支計算の基本式とその数値計算方法を示す、計算要項を以下に示す。
１，１つの筒Ａの１サイクル・７つのステップ毎に順次計算する
註；２筒構成装置は１サイクル時間内にＡのサイクル操作とＢの１サイクル操作の２ つのサイクルが含まれるが、収支計算は、１つの筒に着目する
２，計算対象物質は全ガス（Ｇｏ＋Ｇｎ）とＧｏの２通りとす
空気分離例、Ｇｏは酸素、Ｇｎは窒素
３，計算順は、Ｓ−５（計算始点ステップ），Ｓ−６，Ｓ−７，Ｓ−１〜Ｓ−３，Ｓ−４ ，（−＞Ｓ−５へ）である
４，筒内物質は気相と固層に分布存在し時々刻々変化する，固相存在量は測定不可能
５，気相物質量＝Ｖε・Ｐ・γ
Ｐ；全圧；ａｔａ γ；全ガス＝１、Ｇｏ＝Ｙ ・Ｗ；（ｇ／筒）

【0027】

６，固相物質量＝Ｖｔ（Ｖｏ）・Ｗ
Ｖｔ：全ガス（Ｇｏ＋Ｇｎ）吸着量（ｃｃ／ｇ） Ｖｏ；Ｇｏ吸着量（ｃｃ／ｇ）
７，筒Ａ内の固相吸着量は、変動因子、ＰとＹを用いて、熱力学理論計算を進め、Ｖｔ， Ｖｏを算出する（非特許文献３，参照）
８，上記計算は計算手順、使用記号数多く手間と時間がかり、実用上不便、従って、
Ｐをパラメータとして、Ｙ〜Ｖｔ，Ｙ〜Ｖｏの関係を直線近似式化した
注；近似式化に当たっては、前提条件を明確にしておくこと
ａ，計算始点のアイソサームの適用範囲、例、Ｏ〜７６０ｍｍＨｇまたは１〜４ａｔａ
ｂ，筒内、気相全圧の適用領域、例、０〜２．０４ａｔａまたは１〜４ａｔａ等

【0028】

物質収支計算の２つの変動因子は、Ｐ（ａｔａ）とＹである、Ｐは実測可能であるが、Ｙは推測値である。
請求項４は、Ｓ−５，Ｓ−６の収支計算に必要な、Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３の決定法を示す、但し、Ｙ１のみは分取図の読取値である（前提条件；ＰＦ例、両均圧の場合）。
なお、Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３は下記のごとく、連関している。
Ｙ１； Ｓ−４終点＝Ｓ−５始点
Ｙ２； Ｓ−５終点＝Ｓ−６始点
Ｙ３； Ｓ−６終点＝Ｓ−７始点
請求項４は分取図について解説している（解決課題１，２）。

【0029】

請求項５はＹｅ，Ｙｏの決定法を記す、Ａ筒の１循環操作のＹの決定順について、
Ｙ１−＞Ｙ２−＞Ｙ３−＞Ｙｅ（筒Ａ）［＜−Ｙｏ（筒Ｂ）］−＞Ｙｏ−＞（Ｙ１）へＹＹ１＝（Ｙ１）の連関を確認する。 ［ ］均圧供与、（ ）第２サイクルへ
Ｙｅ，Ｙｏは筒Ａ−＞筒Ｂへの交代操作（両均圧）の閉鎖系物質収支式に基づいて決定する、次の２式、ａ，ｂが成立する、ａは全ガス対象、ｂはＧｏ対象。
ａ； Ａｔ（ｉ−＞ｆ）＝Ｂｔ（ｆ＜−ｉ） 左辺にＹｏ、右辺にＹｅが含まれる
ｂ；Ａｏ（ｉ−＞ｆ）＝Ｂｏ（ｆ＜−ｉ） 左辺にＹｏ、右辺にＹｅが含まれる
添字、ｔ，ｏは全ガス、Ｇｏを示す、Ａｔ（ｉ−＞ｆ）＝Ａｔ（ｉ）−Ａｔ（ｆ）、Ｂｏ（ｆ＜−ｉ）＝Ｂｏ（ｆ）−Ｂｏ（ｉ）を示す、ａ，ｂ両式共，正値である。
固相吸着量、Ｖｔ，Ｖｏ（ｃｃ／ｇ）の計算を簡略化するため、Ｙ〜Ｖｔ、Ｙ〜Ｖｏ関係を直線近似式（１次式）化し、ａ，ｂ、２つの式に代入し整理すると，ｃ，ｄ式の形になる。
ｃ； ｅ・Ｙｅ−ｆ・Ｙｏ＝Ｋｔ
ｄ； ｇ・Ｙｅ−ｈ・Ｙｏ＝Ｋｏ
ｃ，ｄ式は、Ｙｅ，Ｙｏ以外はすべて定数、
ｃ，ｄ式の２つの未知数、Ｙｅ，Ｙｏを含む２元連立１次方程式の解をもってＹｅ，Ｙｏとする数値化方法

【0030】

請求項６はＰＦ−ＰＳＡの１循環操作の数値シミュレーションの応用例である。
ＰＦ−ＰＳＡの基本構成と標準弁シーケンスにより、空気より酸素を製造する際の製品酸素収率を一般式を示す。
製品酸素収率＝（Ｑｏ・Ｐｏ）／（Ｑａ・Ｐａ）
Ｑａ・Ｐａ＝Ｑｏ・Ｐｏ＋Ｓ−５，Ｓ−６連接ステップの大気放出酸素量 でＳ−５，Ｓ−６ の酸素収支計算の帰結として一般式化できる。

【0031】

請求項７は請求項２に示すＰＧＣの１循環操作・７ステップの数値シミュレーションの空気分離の高効率化運転のオンライン操作設計への適用例を示す。
空気より製品酸素（９０％以上）と製品窒素（９９．５〜９９％）を高収率で併産する例の具体的手法を示す
ＰＧＣの基本構成の筒Ａ，Ｂの出口端部にＶａ，Ｖｂの２つ分割サンプル弁を追加する、シーケンス（時間軸）上の測定点はＳ−２始点（製品酸素、パージ供与濃度の管理）、Ｓ−５始点直後と終点直前（Ｙ１，Ｙ２の管理）、Ｓ−６終点直前（Ｙ３の管理）の４点のみ。制御目標値はＰＧＣの酸素収率の一般式に基づいて仮設定した。以上４点の測定値を即座に併置した同一仕様のＰＧＣ装置の操作変更へ反映さす新規開発手法を示す。

【0032】

請求項７は、ＰＧＣの数値シミュレーションの応用例で、空気を分離して酸素を製造する例の酸素収率の一般式化を記す、ＰＦとＰＳＡとの構成の違いは、ＰＦは、筒Ａ、ＰＧＣはＡ列（Ｄａ−弁−Ｃａ）であり、操作の違いを下記に記す。
加圧・吸着；ＰＦ Ａ下−＞Ａ上へ
ＰＧＣ Ｄａ下−＞上 −＞弁−＞Ｃａ下−＞上へ
減圧・再生；ＰＦ Ａ上−＞Ａ下−＞大氣へ
ＰＧＣ Ｃａ上−＞Ｄａ上−＞下−＞大氣へ
筒の原料加圧供給端部＝筒の下端部＝下 と略記
筒の製品採取端部＝筒の上端部＝上 と略記
ＰＧＣの減圧再生操作（Ｓ−５．Ｓ−６）終点直前にＤａ下の弁を閉止し、１−＞Ｐｅａｔａへ再加圧する

【0033】

請求項８は、不要成分吸着剤相層（空気分離例；不要成分は水分、吸着剤は活性アルミナ）中の吸着実施域（帯域）の１循環操作における前進・後退の数値化に関わる。
請求項１−＞７は各ステップの始点・終点時間域における筒内物質増減の数値化に関わり視点が異なる。

【発明の効果】

【0034】

本発明の数値シミュレーションは、実用装置（２筒構成、１循環操作，７ステップ）の筒内における２種気体分離操作を簡単な数式で表現し、吸着分離操作の全体像を明らかにした最初の例であり、その効果は、
１，１循環時間の長短、装置容量の大小に関わらず適用可能
２，吸産性生産性（コンパクト化、省資材の尺度）や収率（省エネの尺度）に関し、 前者の制御因子の数値化、後者の一般式化が簡単に出来る
３，計算は簡単で、机上に限らず、実地でも適用可能である
４，既存吸着装置の操作の改善、新規装置の設計、操作の高効率化の新手段となる。

【発明を実施するための最良の形態】

【0035】

ＰＦによる空気分離（酸素製造）ついて、図１に示す吸着剤生産性（生産性）と酸素原単位（原単位）の評価を目的として実施した多数の、装置構成〜弁シーケンスの組合せ実験の代表例の数値シミュレーションについて述べる。
装置構成と弁シーケンスは［０００７］に記載のＰＦ例と同じ。
・構成―同一仕様の２つの吸着筒Ａ，Ｂと１つのポンプ（加圧用）、電磁弁および関連配管からなる装置（システム）で、筒内は入口端部に活性アルミナ層、その上層にＭＳ−５Ａ層、上下端部に空間部（気流の整流化目的）設置、ポンプはダイヤフラム式である
・操作―１循環操作時間１０秒、１循環操作（１サイクル）は、Ｓ−１〜Ｓ−７の７ステップに細分化される、Ｓ−４，Ｓ−７のＡ筒＜−＞Ｂ筒の交代操作は、両均圧法で，Ａ，Ｂ両筒の上―上端部、下ー下端部の連結弁、３ａ−４ａ，３ｂ−４ｂを同時、同時間（０．５秒）開放。図６に１サイクルの筒内圧力変動図（圧力シーケンス）を示す、この図は実験記録をモデル化記載したものである、図７に筒Ａ〜筒Ｂ間の気体流れ及びＹ（筒内平均酸素分率）値の相関関係を示す。
（本項、図１、図２、図４、図６、図７参照）

【0036】

ＰＦ例の数値化シミュレーションは１つの筒Ａ（Ｂ）に着目し、１循環操作、７ステップの各ステップ毎に一定の順序（Ｓ−５−＞Ｓ−６−＞Ｓ−７−＞Ｓ−１〜Ｓ−３−＞Ｓ−４）で物質収支計算を実施し、結果を総括・評価して決定する、計算対象物質は、全ガス（Ｔ＝酸素＋窒素）と酸素（Ｏ）の２通りとす。
物質収支基本式（各ステップ共通、ただしＳ−４，Ｓ−７の両均圧ステップを除く）
Ｑｉｎ＋Ａｉ＝Ａｆ＋Ｑｏｕｔ
Ｓ−５では Ｑｉｎ＝０， Ｑｏｕｔ＝大氣放出ガス（ｃｃ）で実測値
Ｓ−６では Ｑｉｎ＝パージガスで理論値，Ｑｏｕｔ＝大氣放出ガス（ｃｃ）で実測値
Ａｉ，Ａｆ；各ステップの始点、終点時の筒内気体量で瞬時値（ｃｃ）

【0037】

前項の物質収支基本式中の筒内物質量Ａ（ｃｃ／ｃｙｃ，筒）について
１，筒Ａ内物質質量＝気相気体量＋固相内気体量（ｃｃ／ｇ）×Ｗ
２，筒Ａ内物質量はＰとＹで決まり、Ｐ，Ｙの変化に伴い時々刻々変化している
３，Ｐの変化は圧力シーケンス図に示す（図６参照）
４，Ｙの変化は筒Ａ〜Ｂ間の気流及びＹ値の相関図に示す（図７参照）
５，ＹはＹ１−＞Ｙ２−＞Ｙ３順に実測値（分取図）と理論値に基づき順次決定し、初期設定Ｙ１値と次サイクル始点Ｙ１値との連関性を確認の上、最終決定する
６，固相内気体量は熱力学計算値（ステップ切替時点の気相ＹとＶｔ（ｃｃ−全ガス／ｇ），Ｖｏ（ｃｃ―酸素／ｇ）との瞬時平衡を仮定
７，物質収支計算に必要なＰ（ａｔａ），Ｙ（−）値は下記の通り

【0038】

Ｙ１−＞‐Ｙ２−＞Ｙ３の決定 （分取図、図１０参照）
Ｙ１＝０．１９６（分取図読取値）両均圧―筒上・下端部の値はほぼ同じと推定可能
Ｙ２＝（１／２）（Ｙｄ＋△Ｖｏ／△Ｖｔ）＝（１／２）（０．１４２＋０．０７）
＝０．１０６ （請求項４［数４］参照）
Ｙｄ＝０．１４２ （分取図読取値）
△Ｖｏ／△Ｖｔ＝０．０７ （熱力学計算値）
熱力学計算結果を図示−＞近似式化し、△Ｖｏ／△Ｖｔに代入すると下記の式となる
△Ｖｏ／△Ｖｔ＝（２．３６４Ｙ＋０．００４）／（６．６３５−３．３２８Ｙ）
Ｙ＝０．１９６のとき△Ｖｏ／△Ｖｔ＝０．０７７、Ｙ＝０．１８のとき０．０７１
ＰＦ例では０．０７とした（筒上−＞下間のタイムラグ等考慮）
Ｙ３＝（１／２）［Ｙｄ＋（２Ｐｐ−Ｐｏ）］＝１／２［０．２＋（２×０．７３−０．９）］＝０．３８
Ｙｄ；Ｓ−６終点時筒下端（放出端部）の酸素分率（分取図読取値）
Ｐｐ；Ｓ−６の分取データの細部（物質収支）を解析し、Ｙ３と同時に決定
Ｐｏ；製品酸素分率
△Ｖｏ＝Ｖｏ（２．０４，Ｙ）−Ｖｏ（１．０，Ｙ）
△Ｖｔ＝Ｖｔ（２．０４，Ｙ）−Ｖｔ（１．０，Ｙ））

【0039】

Ｙｏ，Ｙｅの決定、同一仕様のＡ，Ｂ、２筒間における気体の供与と受取に関する閉鎖系・物質収支式に拠る、計算対象物質は、全ガス（Ｔ）と酸素ガス（Ｏ）である。
Ａｉ（Ｔ）＋Ｂｉ（Ｔ）＝Ａｆ（Ｔ）＋Ｂｆ（Ｔ）
Ａｉ（Ｏ）＋Ｂｉ（Ｏ）＝Ａｆ（Ｏ）＋Ｂｆ（Ｏ）
変形すると、次式が成立する、酸素ついても同様の式となる。

（左辺：Ａ−＞Ｂへの供与ガス量） （右辺：Ｂの受取量）
全ガスについて、上記の等式を、数値化展開すると、
左辺：Ｖε（３．４−２．０４）＋［Ｖｔ（３．４，Ｙｏ）−Ｖｔ（２．０４，Ｙ１）］Ｗη
右辺：Ｖε（２．０４−１．０）＋｛Ｖｔ（２．０４，Ｙｅ）−Ｖｔ（１．０，Ｙ３）｝Ｗη
酸素について、数値化展開すると、
左辺：Ｖε（３．４，Ｙｏ−２．０４，Ｙ１）＋［Ｖｏ（３．４，Ｙｏ）−Ｖｏ（２．０４，Ｙ１）］Ｗη
右辺：Ｖε（２．０４，Ｙｅ−１．０，Ｙ３）＋［Ｖｏ（２．０４，Ｙｅ）−Ｖｏ（１．０，Ｙ３）］Ｗη
全ガス、左辺＝右辺、１つの方程式とし、Ｖｔに近似式を代入する ，
酸 素、左辺＝右辺、１つの方程式とし、Ｖｏに近似式を代入する、その結果、
全ガス：表５（２）Ｓ−４（ｂ）＝（５）Ｓ−７（ｂ）
酸 素：表６（２）Ｓ−４（ｂ）＝（５）Ｓ−７（ｂ） となる。
上式のＶεは空隙容積（ｃｃ／筒）、Ｗは吸着剤量（ｇ／筒）、Ｖｔ，Ｖｏの（ ）内は、気相圧力Ｐ（ａｔａ）、平均酸素分率Ｙ（−）条件下の全ガス吸着量Ｖｔ（ｃｃ／ｇ）及び酸素吸着量Ｖｏ（ｃｃ／ｇ）、 η（吸着剤利用率）＝１として計算
この際、３．４−＞２．０４ａｔａへの圧力変化に対しては、１〜４ａｔａ領域式を代入，１．０−＞２．０４ａｔａへの圧力変化に対しては、０〜７６０ｍｍＨｇ領域式を代入する。 （表４、表５、表６参照）
上記、２つの方程式の、左辺にＹｅ，Ｙｏの２変数、右辺に既知数を集め整理すると
全ガス： ８．３２８Ｙｅ−５．７６Ｙｏ＝２．３４２ 式（１１）
酸素 ： ７．８５４Ｙｅ−１１．２Ｙｏ＝０．１６４ 式（１２）
式（１１）の右辺＝１．５６＋６．６３５＋５Ｙ３−（２．０４＋４．７６＋４．８６Ｙ１）で，Ｙ３＝０．３８，Ｙ１＝０．１９６ を代入すると、右辺値＝２．３４２、式（１２）の右辺＝−６．７６Ｙ１＋３．９３Ｙ３で、Ｙ１＝０．１９６，Ｙ３＝０．３８ を代入すると、右辺値は、０．１６８４ となり、式（１１）と式（１２）の２元連立１次方程式の解は、Ｙｅ＝０．５２６、Ｙｏ＝０．３５ となる。

【0040】

前項結果に次の２つの試算結果を併せ、総合判断した結果、Ｙｏ＝０．３３，Ｙｅ＝０．５ と最終決定した、以上により、ＰＦ例７ステップの物質収支計算に必要な５つのＹ値、Ｙ１、Ｙ２、Ｙ３、Ｙｏ、Ｙｅが決定した。
１，ＰＦ例の両均圧操作は、０．５秒の短時間で、終点時、筒全域に気−固平衡の成立（吸着剤利用率、１００％）は考え難い、利用率８０％とすると、Ｙｏ＝０．３２７，Ｙｅ＝０．４９３ となる
２，筒Ａ，Ｂを２分割（ａ，ｂ）とし、Ａａ＜−＞Ｂａ，Ａｂ＜−＞Ｂｂの同時進行物質移動操作の収支計算を全、酸素、窒素に対して実施、６（２×３）組の２元連立方程式計算をを繰り返した結果、Ｙｏ＝０．３３，Ｙｅ＝０．５の結果が出た

【0041】

ＰＦ例、数値シミュレーション（空気分離。７ステップ物質収支式の総括）の計算精度、信頼性は、窒素選択吸着剤、ＭＳ−５Ａの基礎物性値の正しい選択と管理を前提とする。
ＭＳ−５Ａは、一種のファインケミカルズで、取扱には、細心の注意が必要である、装置構成・操作は、ＭＳ−５Ａの性能発現手段に過ぎない。 （表１、表２参照）
アイソサーム実験を基点として、７ステップの始―終点時の筒Ａ内、固相吸着量（平均値）Ｖｔ，Ｖｏを熱力学理論に基づいて計算し、Ｖｔ〜Ｙ，Ｖｏ〜Ｙ関係、近似式作成までの一連の手順について、要項を記す。
１，アイソサーム実験―純酸素、純窒素の２種ガスについて、０〜７６０ｍｍＨｇ、１ 〜４ａｔａの２つの測定領域に分けて、４通りの実験を実施する。 （表３参照）
測定装置：ＢＥＴ装置（＊）とカーン精密電気天秤を併用、双方テータを比較決定，
＊ Ｂｒｕｎａｕｅｒ，Ｅｍｍｅｔ，Ｔｅｌｌｅｒ の３人名の略
２，上記、実験データの一般式化―Ｆｒｅｕｎｄｌｉｃｈの吸着等温式 Ｖ＝ａＰ^ｎへ 最小自乗法で、一般式化し、４通りの近似式を作成する
３，２の一般式より πＡ／ＲＴ（以下πと略す）値を起点とした、一連の熱力学理論 計算過程を経て得た、Ｐをパラメーターとした、Ｖｔ〜Ｙ，Ｖｏ〜Ｙ 関係数値を図 上に点綴、図示化し、この図を参照して、Ｖｔ＝ａ−ｂＹ，Ｖｏ＝ｃＹ−ｄ 型 近 似式作成する、ａ，ｂ，ｃ，ｄは定数 （表４，図８，図９参照）
注記、Ｐ，Ｙは、各ステップの始点、終点時の、筒Ａ（Ｂ）内の平均値を示す、Ｖｔ，ＶｏはＰ，Ｙ条件下における瞬時平衡値を示す

【0042】

【表1】

【0043】

【表2】

【0044】

【表3】

【0045】

【表4】

脚注、適用圧力領域
１）Ｓ−１〜Ｓ−３，Ｓ−４（操作圧、２．０４ａｔａ以上）−＞１〜４ａｔａ領域
２）Ｓ−５，Ｓ−６，Ｓ−７（操作圧、２．０４ａｔａ以下）−＞０〜７６０ｍｍＨｇ
領域

【0046】

ＰＦ例、７ステップの物質収支式計算式（全ガス、酸素別）と計算結果を、表５、表６表７に示す、表７の計算基準値は下記の通り、

【0047】

【表5】

［脚注］Ｖε；空隙容積（ｃｃ／筒）、Ｗ；ＭＳ−５Ａ（ｇ／筒）
・△Ｖ_Ｔは筒内の固相に分布存在するＯ_２ととＮ_２の合計量で各ステップの始点（ または終点）と終点（または始点）の差（ｃｃ）

【0048】

【表6】

［脚注］代入数字：Ｙｏ＝０．３３，Ｙ_１＝０．１９６（実測値），Ｙ_２＝０．１０６
Ｙ_３＝０．３８，Ｙｅ＝０．５，η＝０．４６（吸着剤利用率）
Ｖε＝３７５ｃｃ／筒 Ｗ＝２５０ｇ／筒（ＭＳ−５Ａ）
Ｐｏ＝０，７３，１８０×２＝１ｐ＋２ｐ（パージ量，ｃｃ）

【0049】

【表7】

［脚注］上表の計算値／基準値の（ ）内数字は吸着剤のマクロ孔を考慮した値、
理由、Ｓ−１，Ｓ−２，Ｓ−３のシーケンス操作は、他のステップに比べて、圧力が 高く、時間が長い

【0050】

図２，４，６，７に示すＰＦ例、筒Ａ、Ｓ−６のパージ受取量を３６０ｃｃとした理由は、特許文献２の請求項２［数１］に基づく、［数１］を再録する。
Σ＝Ｖｉ／Ｐｉ＝αＶε （実験式）
Ｖｉ：第１パルスの気体移動量［ｃｃ，ｌまたはＭ^３］
Ｐｉ：第１パルス送入直前の吸着筒内圧力（ａｔａ）
α：実験定数 α＝１〜３
Ｖ：吸着筒全死容積［ｃｃ，ｌまたはＭ^３］
ＰＦでは、α＝１とし、パージ量＝ΣＶｉ／Ｐｉ＝１Ｐ＋２Ｐ＝１８０＋１８０＝３６０ｃｃ に設定した（Ｖε＝３７５ｃｃに近い値）、ここで、１Ｐ，２Ｐは第１パルス、第２パルス送入量を示す。
上記の流量制御は、絞りを通る空気量の理論式（近似式）に基づき、電磁弁有効断面積の選択と弁シーケンスの書込みにより決定した［非特許文献４：日本油空圧学会編，油空圧便覧、Ｐ４２８、オーム社（１９８９）参照］。
Ｐ２／Ｐ１＜０．５のとき、下流圧＝大気圧、上流圧＝Ｐ（Ｋｇ／ｃｍ^２ａｂｓ），Ｓ（ｍｍ^２）として
Ｑ＝１１．１・Ｓ・Ｐ（ｌ／ｍｉｎ・１／ｍｍ^２） 式（１３）
Ｑ＝１８．５・Ｓ・Ｐ（ｃｃ／０．１ｓ・１／ｍｍ^２
図６に示す圧力変動説明図によると、ＰＦ例、Ｐ値は１Ｐ＝２．８６、２Ｐ＝３．１ 平均値＾３．０ａｔａ（３．１Ｋｇ／ｃｍ^２ａｂｓ）である、 拠って、Ｑ＝５７．３５（ｃｃ／０．１ｓ・１／ｍｍ^２）、上式に、１Ｐ＋２Ｐ＝０．２ｓｅｃ Ｓ＝４ｍｍ^２を代入すると Ｑ＝４５９ｃｃ／２Ｐ となり、安全率＝０．８として、Ｑ＝３６７（ｃｃ／筒・ｃｙｃ）で、約３６０ｃｃとなる。

【0051】

Ｓ−６（パージ再生工程）における吸着剤利用効率ηを０．４６とした理由は、Ｓ−６の物質収支計算結果に拠る、計算基本式：

Ｓ−６始―終点間の筒Ａ内の、気相条件変化は、１ａｔａ，Ｙ２（０．１０６）−＞１ａｔａ，Ｙ３（０．３８）で、固相吸着量を、酸素Ｖｏ・Ｗη（ｃｃ／筒）、窒素Ｖｎ・Ｗη（ｃｃ／筒）で示し、数値展開する
酸素： Ｖε×ｏ．１０６＋Ｖｏ（１ａｔａ．０．１０６）・Ｗη＋３６０×０．７３ ＝Ｖε×０．３８＋Ｖｏ（１ａｔａ，０．３８）Ｗη＋８８．１
窒素： Ｖε（１−０．１０６）＋Ｖｎ（１ａｔａ，ｏ．１０６）Ｗη＋３６０（１− ｏ．７３）＝Ｖε（１−０．３８）＋Ｖｎ（１ａｔａ，０．３８）Ｗη＋４５ ３．９
式（１４）基本式に、左辺にＷη正値項、右辺に定数項を移し、下表のＶｏ，Ｖｎ値Ｖε＝３７５ｃｃ／筒，Ｗ＝２５０ｇ／筒 を代入・整理すると、

次の２式が成立する。
酸素：０．６６５８Ｗη＝３９．７５＋２６２．８−（１４２．５＋８８．１）＝７１ ．９５
窒素：２．０Ｗη＝２３２．５＋４５３．９−（３３５．２５＋９７．２）＝２５３． ９５
酸素（η： ７１．９５／０．６６５８／２５０＝０．４３
窒素（η）：２５３．９５／２／２５０＝０．５
となり、酸素と窒素の平均値ηは０．４６５で、酸素利用率を０．４６に最終決定した。

【0052】

ＰＦ例、７ステップの個別物質収支計算における、各ステップ始点―終点時に筒Ａ（Ｂ）内の酸素と窒素量を規定する変数は、Ｐ（（気相全圧，ａｔａ）と、Ｙ（気相平均酸素分率）の２つであって、［００３８］以下に示すごとく、Ｙ１（計算始点値、実測値）−＞Ｙ２−＞Ｙ３−＞Ｙｅ（Ｙｏ）の一定の順で決定してきた（Ｙｏ，Ｙｅは同時に決定、図６参照）。
Ｙ２以下は。前ステップの終点値を基に、実測値、理論値を援用して決定した。
Ｙｏに続くステップＳ−４（両均圧）終点時のＹ値は、次サイクルのＹ１で、Ｙｏを基にして予測した値が計算初期値Ｙ１＝０．１９６と連関するかの問題が生じる
Ｙｏ（Ｓ−１〜Ｓ−３の終点値）より次のサイクル始点値Ｙ（Ｓ−４の終点値）は，次式で予測できる。
Ｙ（Ｓ−４終点値）＝Ｖｏ／Ｖｔ＝（１）／（２） 式（１５）
（１）＝Ｖｏ（３．４，Ｙ−２．０４，Ｙ）＝２．４Ｙ＋０．００４
（２）＝Ｖｔ（３．４，Ｙ−２．０４，Ｙ）＝４．７６−０．９Ｙ
（ ）内数字は気相全圧、ａｔａを示し、（１），（２）右辺の１次式は、近似式（１〜４ａｔａ領域）を代入・整理した式である、式（１５）のＹ値は、Ｓ−１〜Ｓ−３終点時の筒Ａ中心点の酸素分率を示す。
Ｓ−１〜Ｓ−３終点時の筒Ａ内の酸素分率分布は、一定域（Ｙ＝０．２１）と変動域（Ｙ：０．２１−＞０．５６）に分かれる、Ｙｏ＝０．３３として計算すると、一定域は筒入口端部０ｃｍ−＞６．３ｃｍ，変動域は６．３−＞２０ｃｍ（ＭＳ−５Ａカラム出口端部）となり、筒中心点のＹは計算上０．３４３となる。
図１１、Ｓ−１〜Ｓ−３終点時の筒内気相酸素分率の分布図、ＰＦ例、参照。
一般に変動域はＳ字形状と考えられ、ＰＦは高速操作故、Ｓを引き伸ばした直線に近い形状と考えられる、筒Ａ中心点のＹ値は０．３５，０．３６近傍にあると予見できる。
第２サイクル初期値を式（１５）により計算．すると下記の通りとなる、

計算始点値、Ｙ１＝０．１９６（実測値、図１０分取図読取値）より、一連の計算手順を経て７ステップ終点値、Ｙｏ＝０．３３を決定した、この値を基にして、図１１を作成し、第２サイクル初期値を式（１５）より計算した結果、第１−＞第２シリーズ間に連関性が確認でき、ＰＦ例、７ステップの一連のＹ値決定法は、正当と評価できる。
ＰＦ例、７ステップの物質収支計算は、この手順に基づく。

【0053】

ＰＦ例、７ステップの数値シミュレーションの総括評価、計算精度について。
計算精度＝計算値／実測値 で１に近い程、精度がよい。
考えられる誤差因子１〜４に記す、
１，Ｖε＝３７５ｃｃ−空隙率を０．６５−＞０．６７にすると、３７５−＞３７５＋ ７．５ｃｃとなる、カラム長（１４＋３ｃｍ）×２２ｃｍ^２×０．０２＝７．５ｃｃ ２，Ｐｐ＝３６０ｃｃ（パージ量）＝理論値×安全率で、安全率０．８で、３６７ｃｃ 、安全率を０．８２とすると、３６７−＞３６７＋９．２ｃｃになる
３，マクロ孔の作用に対する考慮―Ｓ−１〜Ｓ−３は操作圧力が高く、操作時間も長い
４，吸着剤利用効率η値の設定、Ｓ−６対象、全ガスと酸素で精度が異．なる
ηを０．４６−＞０．４８にすると、全ガスでは０．９５−＞０．９７となり、酸 素では０．９７−＞０．９４と逆に作用する

【表8】

Ａ，Ｂ＋１０はＡ＋１０ｃｃ、Ｂ＋１０ｃｃを示す、４）はＳ−１〜Ｓ−３を対象とした計算結果である、マクロ孔については［非特許文献４］参照

【非特許文献4】河添、川井、化学工業、３６，１，７１（１９７２）

【0054】

表８結果の総括
表８のケース１）の精度は０．９４〜０．９８５ で表７記載値と同じ。
表８のケース４）の精度は０．９７〜１．０ で精度向上あり。
ケース４）のマクロ孔を考慮した計算例を記す（表７参照）。
中間孔（４５０Å）０．１１ｃｃ／ｇ ＋マクロ孔（２０００Å）０．２０ｃｃ／ｇ＝ ０．３１ｃｃ／ｇ−ＭＳ−５Ａ．
全ガス；２３７２．４＋（３．４−２．０４）×０．３１×２５０＝２３７２．４＋０
１０５．４＝ ２４７７．８ｃ／筒 精度 ２４７７．８／２５２２＝０．９８
酸素；５０４．４＋１０５．４×０．２１＝５２６．５３ｃｃ／筒
精度 ５２５．５３／５２９．７＝０．９９

【0055】

ＰＦ例生産性増大化のための設計諸元、Ｑｐ、ポンプ動力（Ｗ）とＫ値について、原料送入速度式：特許文献（４）参照
Ｑｐ＝Ｋ・Ｐ・Ｖ 式（２）
Ｑｐ；原料送入速度（ｌ／ｓ） ｌ（リットル）は１ａｔａ換算値、以下同様
Ｐ；送入圧（ａｔａ） Ｓ−１〜Ｓ−３の始点―終点平均値
Ｖ；吸着筒容積（ｌ／筒）
ＰＦ実施例の実測値よりＫ値計算例について、

例１はＰＦ例で、１００Ｗ，６０ｌ／分型ポンプ使用
例２は１９０Ｗ定格，１００ｌ／分型ポンプ使用
Ｐは．（２．０４＋３．４）／２＝２．７２ ａｔａ（平均値）
送入速度、ｌ／分は、実測値で、ｌ／ｓへの換算は次式による、
３０／分−＞３０／（４．５×１２）＝０．５６ ｌ／秒
４２／分−＞４２／（２．５×２０）＝０．８４ ｌ／秒
往復動．式圧縮機の理論軸動力の計算式は次式の通り
Ｗ＝５．７１９×Ｑ（ｌ／分）［（Ｐ２／Ｐ１．）^α−１．］ α＝０．２８５７
例１、３０ｌ／分 の軸動力計算例、１−＞２．０４ａｔａ の変化では３８．７５Ｗ
１−＞３．４ａｔａａ の変化では７１．８Ｗである。
実消費電力／理論軸動力＝２とすると、５６．８×２＝１１３．６Ｗで、使用ポンプの定格１１０Ｗと整合する。
続いてＫ値について．
式（２）により、原料送入量Ｑｐ（ｌ／ｓ）はＫに比例する。
Ｋは、原料送入ステップ始点（ｉ）−＞終点（ｆ）で異なる、ｉ／秒が問題になる、
Ｋは、次の２因子から成る、Ｋ＝Ｋｐ×Ｋａ
Ｋｐ；ポンプ因子、圧力上昇に伴う送入量の減少
Ｋａ；活性因子、ｉ−＞ｆ に伴うＭＳ−５Ａ吸着能力の低下、吸引力低下
Ｋｐ＝Ｑ（２．７２）／Ｑ（２．０４）＝１／２（小型ポンプ例）
Ｋａ＝Ｖｎ（２．０４）／Ｖｎ（２．７２）＝（１２．２９５−８．５×０．５）／
（１４．７２−１０．２１×０．５）＝８．０１５／９．６１８＝１／１．２．
Ｋａ計算式の ０．５＝Ｙｅ（Ｓ−１始点．時の気相酸素分圧）
Ｋｐ：ｉ−＞ｆ 変化により１−＞１／２ へ送給力か減少する
Ｋａ：ｉ−＞ｆ 変化により１−＞１／１．２ へ吸着剤の吸引力が減少する
Ｋ＝Ｋｐ×Ｋａ＝（１／２）×（１／１．２）＝０．４１７ となり、実測値＝０．４と整合する。 Ｋａ計算の近似式Ｖｎについて、Ｖｎ＝Ｖｔ−Ｖｏ

【0056】

ＰＦ例、省エネ指標、酸素収率とパージ効率の一般式による計算について。
酸素収率（η）の定義：筒Ａ（Ｂ）の１サイクルについて、
η＝製品酸素中の酸素量（ｃｃ／ｃｙｃ）／原料空気中の酸素量（ｃｃ／ｃｙｃ）
一般式＝（１）／［（１）＋（２）＋（３）］ 式（１６）
（１）＝Ｑｏ・Ｐｏ
（２）＝（Ｐｐ＋Ｐｅ・Ｙ１−Ｙ３．）Ｖε
（３）＝（２．４３Ｐｅ・Ｙ１−１．３２Ｙ２−Ｙ３）Ｗ
Ｑｏ，Ｐｏは製品酸素量とその酸素分率、（２）と（３）はＳ−５，Ｓ−６の大氣放出酸素量を示す、（２）は気相―＞大氣への放出・損失量、（３）は固相―＞大氣放出・損出量を示す、Ｐｐはパージガスの酸素分率、ＰｅはＳ−１は始点の気相圧、Ｖεは空隙容積、ＷはＭＳ−５Ａ量（ｇ／筒）を示す、ＰＦ例、請求項４で示す方法で決定した Ｙ１，Ｙ２，Ｙ３を代入・計算結果を記す
（１）＝１８０×０．９＝１６２（ｃｃ／ｃｙｃ）
（２）＝（０．７３＋２．０４×０．１９６−０．３８）（３７５）＝２８２．２
（３）＝（２．４３×２．０４×０．１９６−１．３２×０．１０６−０．３８）（２５ ０）＝１１２．９
η＝１６２／（１６２＋２８２．２＋１１２．９） ＝０．２９
パージ効率（ηｐ）の定義（Ｓ−６）：
ηｐ＝大氣放出窒素量（ｃｃ／ｃｙｃ）／パージ酸素量（ｃｃ／ｃｙｃ）
＝［（４）＋（５）］／（６） 式（１７）
（４）＝（１−Ｐｐ−Ｙ２＋Ｙ３）Ｖε
（５）＝７．４３（Ｙ３−Ｙ２）Ｗ・η 窒素のη＝０．５（実測値）
（６）＝Ｖε・Ｐｐ
（４）＝（１−０．７３−０．１０６＋０．３８）（３７５）＝２０４（ｃｃ／ｃｙｃ）
（５）＝７．４３（０．３８−０．１０６）（２５０）（０．５）＝２５４．４８
（６）３７５（０．７３）＝２７３．７５
パージ効率＝（２０４＋２５４）／２７４ ＝１．６７
窒素の吸着剤利用効率η＝０．５（実測値）
分取表に示す実測値：全ガス；５４２ｃｃ 酸素；８８．１ｃｃ 窒素；４５３．９ｃｃ
前記、酸素収率とパージ効率計算結果の総評。
酸素収率は酸素損失＝（２）＋（３）が小さいほどよい（Ｐｐ−＞少、Ｙ３−＞大がよい）
パージ効率は窒素損失＝（４）＋（５）が大きいほどよい（Ｐｐ−＞少、Ｙ３−＞大がよい）
拠って、省エネ性のための装置・操作の改善方向は、パージガス．酸素濃度Ｐｐを小さく、Ｙ３を大きくすることにある。

【産業上の利用可能性】

【0057】

本発明は高速循環式気体分離装置の吸着筒内部の瞬時的変化を数値化した基本技術で、触媒反応装置、吸着分離装置等の新規プロセス創製や運転操作の改善に利用可能と考える但し，実施に当たっては次の２項の事前整備が必須条件となる。
１，吸着剤、触媒の信頼できる基礎物性値
２，筒内の濃度変化の精密な時系列追跡データ（分取図、請求項４参照）
上記初期値により、シミュレーション精度は，ほぼ決定される。

【図面の簡単な説明】

【0058】

【図1】吸着装置（ＰＦ−ＰＳＡ，ＰＧＣ）の性能指標

【図2】ＰＦ−ＰＳＡの基本構成（システム）図

【図3】ＰＧＣの基本構成（システム）図

【図4】図２のＰＦ−ＰＳＡシステムを用いて、空気を分離する例の標準弁シーケンス（弁開放時間〜経過時間関係）、分取テスト例を含む

【図5】図３のＰＧＣシステムを用いて、空気を分離する例の標準弁シーケンス

【図6】空気分離を目的としたＰＦ−ＰＳＡの１サイクル時間（Ｔ、秒）に実施される、筒ＡとＢの２つのサイクルにおける圧力変動説明図

【図7】空気分離を目的としたＰＦ−ＰＳＡの１サイクル時間（Ｔ，秒）における筒Ａ〜Ｂ間の気流およびＹ値の相関図

【図8】Ｙｏ（気相酸素分率）〜Ｖｔ（全ガス、Ｔ＝Ｏ_２＋Ｎ_２吸着量、ｃｃ／ｇ）関係

【図9】Ｙｏ（気相酸素分率）〜Ｖｏ（Ｏ_２ガス吸着量、ｃｃ／ｇ）関係

【図10】ＰＦ−ＰＳＡ分取図（Ｇ−５，Ｇ−６ステップ対象）図３の弁シーケンスよる分取テスト結果を横軸；積算分取量（ｃｃ）〜縦軸；酸素分率 とした柱状図

【図11】Ｓ−１〜Ｓ−３終点時の筒内気相酸素分率の分布図、ＰＦ例（３．４ａｔａ）縦軸：気相酸素分率（−），横軸：筒長（ｃｍ）

【符号の説明】

【0059】

ＰＦ−ＰＳＡ，ＰＦ Ｐｕｌｓｅｄ Ｆｌｏｗ Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｗｉｎｇ Ａｄｓｏｒｐｔｉｏｎ
ＰＧＣ Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ Ｇａｓｃｈｒｏｍａｔｏｇｒａｐｈｙ
Ｇｏ バルク成分；Ｏ
Ｇｎ バルク成分；Ｎ
Ｇｔ 原料混合ガス（Ｔ＝Ｇｏ＋Ｇｎ）
ａｔａ Ａｔｍｏｓｐｈｅｒｅ Ａｂｓｏｌｕｔｅ
Ｓ−１ ステップ１ 原料ガス送給（筒Ａ対象、以下同様）
Ｓ−２ ステップ２ 製品採取
Ｓ−３ ステップ３ パージ供与
Ｓ−４ ステップ４ 均圧供与
Ｓ−５ ステップ５ 減圧放出
Ｓ−６ ステップ６ パージ放出
Ｓ−７ ステップ７ 均圧受取
Ｑｉｎ １つのステップの始点―終点の時間域に筒Ａに流入する気体量（ｃｃ／筒）
Ｑｏｕｔ １つのステップの始点―終点の時間域に筒Ａより流出する気体量（ｃｃ／筒）
Ａｉ，Ａｆ １つのステップの始点、終点時における筒Ａ内気体量（ｃｃ／筒）
Ｐｍａｘ，Ｐｅ，Ｐｍｉｎ １循環操作の最高圧、中間圧、最低圧（ａｔａ）
Ｐ 筒Ａ（Ｂ）の筒内平均気相圧力（ａｔａ）
Ｙ 筒Ａ（Ｂ）の平均Ｇｏ分率（−）
Ｖε、Ｗ 吸着筒の空隙容積（ｃｃ／筒）、気体分離用吸着剤量（ｇ／筒）
Ｖｔ、Ｖｏ 全ガス吸着量（ｃｃ／ｇ）、Ｇｏ吸着量（ｃｃ／ｇ）
△Ｖｔ（ｉ−＞ｆ） 各ステップの始点（ｉ）―終点（ｆ）間の全ガス吸着量の変化量（ｃｃ／筒）
△Ｖｏ（ｉ−＞ｆ） 各ステップの始点（ｉ）―終点（ｆ）間のＧｏ吸着量の変化量（ｃｃ／筒）

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】