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离子膜电解工序的危险源辨识及控制 1 剖析电解工序危险源和危害因素电解工序危险源和危害因素有:1)火灾:氢气管道、阀门泄漏,电解槽阳极侧泄漏,电解槽阴极侧出口软管、垫片、阴极液出口总管、出口阀门、阴极液循环槽、排放槽泄漏,阳极液及阴极液排放阀门、排放管泄漏,氢气压力调节阀泄漏,阴极旋液分离器阀不严,电源线路老化,报警连锁装置失控;	2011/9/4
Au/Al2O3催化剂的制备及其在CH4/CO2重整反应中的催化活性采用浸渍法和沉积-沉淀法制备了四种不同的Au/Al2O3催化剂,测定了它们在氢气还原前后及催化反应后的金含量及比表面积.结果表明,制备方法明显影响催化剂的金含量.应用X-光粉末衍射技术研究了这些催化剂经还原处理及反应后的物相变化,金以Au0物相存在,没有发现氧化态的金物相.考察了该催化剂在CH4/CO2重整反应中的催化活性,发现金催化剂的活性取决于金粒子的大小.浸渍法制备的金催化剂具有较大的金晶粒尺寸,催化活性低;沉积-沉淀法制备的金催化剂金晶粒尺寸较小,催化活性较高.以尿素为沉淀剂制备的催化剂给出1 073 K 时的CH4与CO2转化率分别为8.1%和17.6%.高温反应不仅导致金晶粒的聚集	2011/9/4
低品质生物质的热解及低温催化气化研究利用TG及小型固定床反应器对不同来源的三种低品质生物质--禽畜粪便样品的热解特性及其低温催化气化过程进行了研究.结果表明,各种粪便的主要热解温度为473K～823K.猪粪与禽粪中的有机组分及矿物质组分性质的不同,导致了它们的热解行为存在着较大的差异.在其主要热解区间内,猪粪的热解经历两个明显的失重过程,表明猪粪中的有机成分包括半纤维素、纤维素和木质素.鸡粪中的主要有机组分为纤维素,导致其有一个明显的热解失重过程.鸡粪中含有大量的CaCO_3,在热解过程中受热分解以CaO的形式存在于鸡粪半焦中.禽畜粪便的低温催化气化过程可以将热解焦油全部转化为小分子气相产物和碳,气相产物中有效组分(H_2和CO	2011/9/4
微型发动机的燃烧模型和数值模拟提出了微型发动机燃烧过程的数学模型,并对采用氢气为燃料的微型涡轮机中环形燃烧室内的燃烧,建立了阿累尼乌斯有限反应速率模型,在考虑对流和辐射传热损失的条件下,采用CFD软件包FLUENT进行了数值模拟.根据所得到的模拟结果分析了影响燃烧的主要因素:结构、燃料、质量流率、H2与空气比和壁面材料,提出了克服尺寸减小对燃烧带来的困难的途径.	2011/9/4
弱粘煤和不粘煤的快速热解及其团聚研究对弱粘煤和不粘煤的快速加氢热解及在快速热解情况下发生的团聚现象进行了研究.研究发现,在高温加压快速加热条件下,氢气气氛中,煤的热失重率比煤的挥发分高,而在氮气气氛中,煤的热失重率低于煤的挥发分.同时,在高温加压快速加热条件下,在氮气气氛中的热失重率远低于氢气气氛中的热失重率.大多数弱粘煤和不粘煤,在高温下快速热解, 无论在氢气气氛还是在氮气气氛中都发生团聚现象,即煤热解残炭团聚为圆柱状,且有一定的强度.有些煤(如Strongman煤和兴隆煤)在氢气气氛中残炭强度大于氮气气氛中的残炭强度.	2011/9/4
多孔介质微燃烧器的试验研究对微尺度下的氢气,空气预混气在多孔介质中进行预热燃烧时的燃烧特性进行了试验研究,在回热燃烧器中对不同ppi(每英寸长度上的孔洞数)的多孔介质进行对比试验,分别测试了氢气/空气预混气在预热下的燃烧效率与氢气流量、过量空气系数α以及多孔介质ppi之间的关系.结果表明,在多孔陶瓷的蓄热和混流作用下,燃烧速度和燃烧效率均得到了显著的提高,稳定燃烧界限也有一定的扩大.为进一步减小微尺度条件下的燃烧热量损失,提高燃烧效率,提供了试验依据.	2011/9/4
过量空气系数对微细腔内氢气预混燃烧效率的影响针对微型涡轮气体发动机燃烧效率和停留期等问题,设计了一套微细环型腔燃烧实验装置.进行了氢气与空气预混燃烧特性实验,测试并获得了微细环型腔内燃烧效率和着火浓度极限,分析了燃气浓度比对燃烧状况的影响.结果表明,在微细型腔内进行可燃气体与空气的预混燃烧具有可行性,但由于微细通道管壁表面散热损失相对增大,火焰传播速度减小,过量空气燃烧效率较低.实验发现,在微细燃烧装置中,富燃料燃烧时燃烧效率相对较低.在相同系数下,燃烧效率先是随氢气量的增大而增大,而后随之下降.在相同的供氢量条件下,燃烧效率随过量空气系数的增大先是增大,而后则随之减小.	2011/9/4
天然气催化裂解制氢通过对水蒸气重整工艺和天然气裂解工艺进行比较,无论在流程、投资及环保等方面裂解工艺都优于水蒸气重整工艺.综述了天然气催化裂解制氢的影响因素以及催化剂的失活与再生.对影响甲烷催化裂解活性的因素如催化剂种类、载体种类、反应条件等方面进行了详细的论述,并针对我国目前的现状提出了合理的建议.	2011/9/4
DQ～10型氢气储罐的有限元安全分析对DQ～10氢气储罐进行了有限元安全分析,并用有限元分析和薄膜理论两种方法作了比较.根据有限元分析和薄膜理论分析,失稳第卷效地控制好失稳状态.对氢气储罐的安全分析有利于更进一步对储罐封头氢致鼓包损伤的力学原理进行探讨研究.	2011/9/4
预转化在汽油自热重整制氢中的应用研究研究了在汽油自热重整制氢的上段引入预转化工艺后,对改善重整镍催化剂稳定性的效果.结果表明,单纯自热重整镍催化剂很快积碳失活,在最初的6 h内氢气选择性即开始下降,而预转化结合自热重整的实验结果表明,在考察的100h内,转化率达到100%,氢气选择性在99.2%以上,重整生成气体组成非常稳定,自制的镍基预转化催化剂具有很好的活性和比较好的稳定性.	2011/9/4
用于胺化反应的Pd-La/MgAl2O4催化剂的再生分别采用空气和氢气对在2,6-二异丙基苯酚气相胺化反应中积碳失活的Pd-La/MgAl2O4催化剂进行再生研究.空气再生后催化剂上酚的最高转化率恢复至新鲜催化剂的98.3%,但胺的最高选择性仅恢复至新鲜催化剂的78.6%,且催化剂稳定性大幅度下降.氢气再生后催化剂上酚的最高转化率恢复至新鲜催化剂的97.3%,胺的最高选择性恢复至新鲜催化剂的97.8%.与空气再生相比,氢气再生后催化剂的性能得到较好的恢复,尤其是催化剂上胺的选择性和催化剂的稳定性大幅度提高.	2011/9/4
Pt/ZSM-5催化四氯化碳气相加氢脱氯的研究采用浸渍法制备了低Pt含量的Pt/ZSM-5催化剂,并采用Fe,Co,Ni,Cu,Zn等过渡金属元素对Pt/ZSM-5催化剂进行掺杂,考察了催化剂在四氯化碳(CTC)气相加氢脱氯反应中的催化性能.实验结果表明,掺杂Co可提高Pt/ZSM-5催化剂的初始催化活性(CTC初始转化率可达88%),而掺杂其它过渡金属元素难以提高CTC的转化率,但可改善催化剂的稳定性.400℃下用氢气活化可使失活催化剂再生.根据掺杂元素对产物分布的影响,探讨了Pt/ZSM-5催化剂催化CTC气相加氢脱氯的机理.	2011/9/4
新型固定床Raney Ni催化剂的苯加氢活性及耐硫性将新型固定床Raney Ni催化剂应用于苯加氢反应,研究了反应温度、氢气压力、液态空速、氢与苯的摩尔比及催化剂预处理温度对苯加氢反应的影响,在适宜的条件下进行了200 h连续运转,并与负载型Ni催化剂的活性进行了对比.实验结果表明,新型固定床Raney Ni催化剂具有较大的活性金属Ni比表面积,当氢与苯的摩尔比为6:1时,在80～120 ℃、0.5～1.0 MPa、液态空速2.0 h-1的缓和条件下即可实现苯的完全转化.新型固定床Raney Ni催化剂具有较好的耐硫性能,每毫升催化剂可耐受8 001 μg的硫,远优于负载型Ni催化剂.X射线衍射和扫描电子显微镜-能量色散X射线分析结果表明,硫、	2011/9/4
操作条件对流化催化裂化汽油重馏分催化精馏加氢脱硫的影响利用CoMoP/Al2O3-TiO2汽油加氢脱硫工业催化剂,在新型垂直筛板塔催化精馏装置上对流化催化裂化(FCC)汽油重馏分进行加氢脱硫,考察了进料口位置、压力、氢气与原料油的体积比、原料油的液态空速和回流比对催化精馏加氢脱硫效果的影响.实验结果表明,在进料口位置为第7塔节、压力2.0 MPa、反应段平均温度279℃、氢气与原料油的体积比300、液态空速2.0 h-1、回流比2.0的条件下,FCC汽油重馏分脱硫率达到95.73%,硫含量由850.42 μg/g降至36.32μg/g,辛烷值损失仅为0.6.将催化精馏加氢脱硫与固定床加氢脱硫进行了对比,结果表明,在相似的操作条件下,催化精馏加氢脱	2011/9/4
3-羟基丙醛加氢制1,3-丙二醇催化剂的失活研究采用固定床连续流动反应器考察了Ni-M/HM催化剂在3-羟基丙醛两段加氢制1,3-丙二醇的一段加氢反应中的稳定性,利用X射线衍射、BET、热重-差热分析、电感耦合等离子体原子发射光谱、X射线荧光光谱和元素分析等方法对该催化剂的失活原因进行了研究.实验结果表明,在反应压力5.0 MPa、3-羟基丙醛液态空速2.0 h~(-1)、氢气与3-羟基丙醛摩尔比为8.0、反应温度50.0～72.0 ℃的条件下,催化剂连续运行3 300 h后失活.表征结果显示,催化剂失活后,分子筛骨架结构没有明显变化,比表面积和孔体积变化,表面有积碳且表面Ni物种有少量流失;催化剂失活的主要原因是低聚物的沉积,次要原因是表	2011/9/4
可再生生物质资源制氢技术的研究进展综述了生物质资源(生物质和生物油)制氢技术的研究进展.生物质制氢主要包括:生物质气化、快速裂解、超临界水气化和催化裂解/气化.生物质气化得到氢气含量较高的混合气体,工艺流程简单,但气化效率低;生物质快速裂解除产生氢气混合气体外,主要得到较多的液相产物即生物油,生物油可催化重整制氢,还可从中提取有价值的化学品;超临界水气化过程中气体是主要产物,但温度和压力高,对设备要求苛刻;催化裂解/气化可得到富氢气体,但产生很多成分复杂的焦油.针对生物油重整过程中温度高、催化剂失活严重等问题,最近开发了电催化水蒸气重整生物油制氢的装置及方法.与非电催化重整相比,电催化重整在400～600 ℃就能得到很高的氢产	2011/9/4
在流化床反应器中生物油轻组分模拟物催化重整制氢对在流化床反应器中生物油轻组分模拟物(简称模拟物)与水蒸气催化重整制氢进行了研究.考察了温度、模拟物中H2O与C的摩尔流率之比(S/C)和模拟物的重时空速(WHSV)对催化重整制氢的影响.适宜的反应条件为:工业级镍基催化剂(w(NiO)=7.2%) 200 g、温度650 ℃、S/C=11、WHSV=0.7 h-1、反应时间3 h.在此条件下,H2产率、潜在H2(H2+CO)产率和总的C元素选择性达到最大值,分别为89.3%,94.8%,96.3%.SEM表征发现,烧结是造成催化剂失活的原因之一.	2011/9/4
生物油催化重整制氢过程中催化剂的失活与再生对生物油在流化床反应器中催化重整制氢过程中催化剂的失活与再生进行了研究.对工业级镍基催化剂(w(NiO)=7.2%)的连续催化及循环失活再生研究表明,催化剂的比表面积、孔径及活性随催化剂失活次数的增加而降低.通过TG-DSC,XRD,SEM等技术分析催化剂失活的原因时发现,失活催化剂上有少量积碳,且随催化剂失活次数的增加而略有增加,但这不是催化剂失活的主要原因; 催化剂失活主要是因为NiO晶粒在载体表面烧结长大、使其分散度降低造成的.	2011/9/4
在流化床反应器中生物油重组分模拟物催化重整制氢对在流化床反应器中生物油重组分模拟物(简称模拟物)与水蒸气催化重整制氢进行了研究.考察了温度、水蒸气与模拟物中C的摩尔流率之比(S/C)和模拟物的重时空速(WHSV)对催化重整制氢的影响.适宜的反应条件为:工业级镍基催化剂(w(NiO)=7.2%) 200 g、温度700 ℃、S/C=14、WHSV=0.6 h-1、反应时间3 h.在此条件下,H2产率、潜在H2(H2+CO)产率和总的C元素选择性达到最大值,分别为79.9%,86.0%,90.3%.SEM表征发现,烧结是造成催化剂失活的原因之一.	2011/9/4
制氢炉管失效分析制氢转化炉HK-40合金离心铸管腐蚀为高温熔盐(Na2SO4)热腐蚀,除灰剂是造成炉管严重热腐蚀、爆裂的根本原因.	2011/9/4
制氢转化炉炉管失效分析针对制氢转化炉炉管多次开裂失效的情况,进行了宏观分析、化学分析以及金相分析.结果表明,高温操作及短时局部过热是炉管发生高温蠕变失效的直接原因,而氢损伤加速了转化炉炉管的脆化.加强平稳操作,尽可能减少紧急开停工次数可减少上述失效事例的发生.	2011/9/4
制氢转化炉炉管失效分析近几年制氢转化炉炉管经常出现失效现象,为了弄清失效原因,利用宏观检验和显微分析、炉管金相组织分析和管内外表面腐蚀产物分析等方法,对制氢转化炉炉管失效原因进行了综合分析和研究.研究结果表明:制氢转化炉炉管失效主要是由于材料发生碳化物析出和蠕变所造成.	2011/9/4
加氢制氢联合装置E-208管束腐蚀失效分析中国石油化工股份有限公司长岭分公司加氢制氢联合装置的催化柴油加氢反应产物与混氢油换热器E-208腐蚀严重.2005年试压发现存近2/3的管子内漏,而管束表面无明显腐蚀.通过对E-208管束内、外侧的腐蚀形貌和腐蚀产物检测分析,发现管束外侧为H2S-H2-H2O引起的轻微全面腐蚀,而管束内侧为垢下腐蚀、磨损腐蚀和硫化物应力腐蚀开裂.	2011/9/4
制氢装置水分器三通开裂原因分析文章分析了某炼油厂制氢装置水分器三通的腐蚀开裂原因,认为在高温工况时,失效构件的高温水蒸气腐蚀诱发的应力腐蚀占主导地位,冲刷和气蚀及二氧化碳腐蚀起促进作用;在低温工况时,氢致开裂占主导地位,进一步使裂纹扩展直至开裂.通过工艺流程优化,彻底消除了该部位存在的腐蚀开裂隐患.	2011/9/4
制氢转化炉炉管下法兰开裂失效分析对制氢炉管下法兰在使用2 a后出现裂纹的原因进行了综合分析,结果表明,①该法兰选材不当.②该法兰材质成分不符合标准规定,冶金质量低劣.③法兰裂纹属连多硫酸应力腐蚀所致.	2011/9/4