Salen-Mn配合物催化空气环氧化烯烃反应

研究了Salen-Mn配合物催化空气环氧化苯乙烯的反应。考察了溶剂用量、反应温度、时间、催化剂用量以及异丁醛用量对苯乙烯环氧化反应的影响。当反应温度35℃、反应时间8 h、n(异丁醛)／n(苯乙烯)2.5、催化剂的摩尔分数0.35％时,苯乙烯的转化率达到98.3％,环氧苯乙烷的选择性高达85.9％。实验发现,4种烯烃环氧化反应速率由快到慢的顺序为苯乙烯>环已烯>1-辛烯>1-十二烯。

丙氨酸席夫碱锰配合物催化环己烯的空气环氧化

利用丙氨酸和水杨醛合成了席夫碱Mn(Ⅲ)配合物(SalAlaMn)。以分子氧为氧源,异丁醛为共还原剂,考察了反应温度、时间、催化剂量、异丁醛量、溶剂量对SalAlaMn催化环己烯环氧化反应催化性能的影响。结果表明,最佳反应条件即环己烯25mL,催化剂01mmol,异丁醛45mL,乙腈60mL,温度35℃,反应时间10h时,环己烯的转化率为983%,环氧环己烷的选择性为706%。

多相化Salen-Mn(Ⅲ)催化剂的制备及其催化空气环氧化环己烯反应的研究

采用化学键连与溶胶-凝胶包容法制备锚链固定的多相化Salen-Mn(Ⅲ)催化剂。利用傅里叶变换红外光谱和核磁共振氢谱方法对催化剂及其前体进行表征。考察催化剂制备条件及环氧化反应条件对催化剂性能的影响,得到催化剂制备的优化条件及最佳环氧化反应条件。采用最佳条件下制备的催化剂催化环己烯的环氧化反应,当催化剂的摩尔分数为0.250%、n(异丁醛)∶n(环己烯)=2.5、环氧化反应温度35℃、环氧化反应9h时,环己烯的转化率达99.7%,环氧环己烷的选择性达88.8%。

聚苯乙烯负载Salen-Mn(Ⅲ)配合物的制备及其催化空气环氧化烯烃反应

Salen Mn(Ⅲ)配合物是空气环氧化烯烃的优良均相催化剂。然而,与反应混合物难于分离的缺点限制了其大规模地使用,利用高聚物为载体负载此类配合物有望解决这一问题。因此,通过多步接枝法将一Salen-Mn(Ⅲ)配合物负载在聚苯乙烯(交联度2%)树脂上制备了高分子负载的催化剂。利用傅立叶变换-红外光谱、原子吸收以及元素分析等方法对该催化剂及其前体进行了表征。分别以环己烯,苯乙烯,1-辛烯为底物考察了该负载配合物催化空气环氧化烯烃反应的性能;考察了环氧化反应条件对催化剂性能的影响,并得出优化的环氧化反应条件。在此条件下环己烯的转化率可达91.4%,环氧环己烷的选择性达86.3%。同时在优化条件下考察了催化剂的循环使用性能。上述结果表明该负载催化剂对环己烯和苯乙烯的空气环氧化具有很高活性和环氧化物选择性。该催化剂能够循环使用几次,但未达到预期效果。

Co-ZSM-5水杨醛苯甲酰腙复合催化剂的制备、表征及其在催化空气环氧化苯乙烯反应中的应用

合成了水杨醛苯甲酰腙(L)席夫碱配体,并通过离子配位的方式将其固载于Co-ZSM-5上,成功制备了CoZSM-5/水杨醛苯甲酰腙(Co-ZSM-5/L)复合催化剂.X射线衍射(XRD)、红外光谱(IR)、固体紫外漫反射光谱(UVvis DRS)、比表面分析(BET)等表征发现,酰腙配体成功地与分子筛中交换的Co配位,并且不会影响分子筛的骨架.将该催化剂应用于苯乙烯的空气环氧化反应,表现出优异的催化活性,苯乙烯的转化率由Co-ZSM-5的80.2mol%增至91.7mol%,环氧化合物的选择性由70.6%增加到78.8%.循环回收实验和控制实验证明,该催化剂为典型的多相催化剂,稳定性好,具有一定的应用前景.

热壁加氢反应器螺栓孔内空气环层传热的简化计算方法

对高压容器热瞬态密封进行了分析，并研究了某加氢反应器螺栓孔内空气环层的自然对流换热和辐射换热。结果表明，可以把空气环层看作柔性固体隔热材料，在２０～４００℃时，其等效导热系数取值为０．０４３～０．２６０Ｗ／（ｍ·Ｋ）．应用该方法计算了密封结构的瞬态温度场。

一步合成CoSAPO-5分子筛及其在苯乙烯空气环氧化中的催化研究

本研究通过一步水热转动法原位合成了CoSAPO-5分子筛,通过两步法(先合成SAPO-5后经离子交换或浸渍法负载Co源)制备了Co/SAPO-5催化剂. XRD表征可看出所合成分子筛具有AFI的特征衍射峰,扫描电镜可看出CoSAPO-5分子筛晶体呈六方棱柱型,固体紫外图谱表明钴源存在于CoSAPO-5分子筛中. CoSAPO-5焙烧后显示出良好催化活性,催化苯乙烯空气环氧化产率为72. 2%;而Co/SAPO-5对苯乙烯的催化环氧化产率最高为56. 9%.比较两种制备方法,一步转动法合成CoSAPO-5操作简单,更利于钴源分散在骨架活性位置,所制取催化剂催化烯烃环氧化产率更高,综合表明一步转动法在催化剂制备中有很大的优势.

综合治理 改善城市空气环境

近十几年来,随着机动车的急剧增长,城镇空气遭到了越来越严重的污染。有研究表明目前大气中90％以上的铅来源于机动车汽油的燃烧,在一些交通拥挤的闹市,空气中铅的浓度竟高达80～120mg/m^3。近几年来患呼吸系统疾病的人数大量增加,相信是有目共睹的。而柴油车加速造成的黑烟排放,所导致的空气污染,则给人以更直观的印象。据测算,由于机动车排放位置底,对低空大气污染的分担率在70％以上。面对着日益高涨的环保呼声,机动车的尾气污染已引起世界各国政府的高度重视。本文就机动车尾气排放净化应采取的措施,以及清洁替换能源的推广使用作些探讨。

阵列低环温空气源热泵外流场模拟研究

建立了无墙面阻碍和有墙面阻碍情况下低环境温度空气源热泵六列四行的阵列物理模型,对以261.15 K为名义工况下的空气源热泵外环境流场进行三维数值模拟。对比研究不同水平风速下蒸发器换热面入口空气温度和换热量,分析冷风回流现象对低环温空气源热泵传热性能的影响,指出最恶劣工况机组的位置。环境风存在阻碍风机出口冷空气的扩散,使风机出口偏转角增大,导致冷空气在风机上部堆积,阵列内部以及背风侧的机组冷风回流现象更加明显。结果表明:当机组横向间距为0.6 m时,水平风速分别从0 m/s增至5 m/s,阵列机组最低入口空气温度比环境温度低2.44~3.69 K,平均换热量下降1%~6.2%,平均入口空气温度比环境温度低0.78~1.57 K;当机组距墙间距为0.6 m时,水平风速分别从0 m/s增至5 m/s,阵列机组最低入口空气温度比环境温度低3.51~4.14 K,平均换热量下降5.9%~11.5%,平均入口空气温度比环境温度低1.29~1.98 K。在此基础上对不同横向间距、不同距墙间距下阵列空气源热泵进行模拟,结果表明:增大横向间距或距墙间距均能改善阵列低环温空气源热泵机组的换热。当横向间距增至1.2 m,阵列机组平均换热量可达原来机组换热量的96.5%以上;距墙间距增至1.2 m,阵列机组平均换热量可达原来机组换热量的91.3%以上。横向间距或距墙间距为1.2 m为较好安装间距。

二维空气环型光子晶体的负折射成像特性

采用平面波展开法和时域有限差分法研究了由空气环组成的二维三角晶格光子晶体平板的负折射成像特性.研究结果表明对于外半径为0.4a,内半径0—0.13a的空气环型光子晶体,第二能带中归一化频率为0.3的电磁波可以实现有效折射率为-1的负折射成像.通过光子晶体有效折射率的计算,得到了有效折射率为-1的电磁波频率随空气环内径由0—0.2a变化的规律,并由对应等频曲线的变化解释了结构参数对光子晶体平板成像的影响.

利用气井环空气柱压力计算井底压力新方法的研究与应用

文章根据气井天然气的性质 ,推导出了利用气井环空气柱压力 ,计算井底压力的精确求解数学模型与近似求解数学模型 ,提出了以近似求解数学模型计算结果为精确求解数学模型赋初值的计算程序和在气举工艺设计与诊断中的实际应用。实际应用结果表明 ,本文推导、提出的数学模型与计算程序科学、合理、可靠、实用 ,不仅对这一课题的深化研究有着显著的促进作用 。

候凝过程中脉冲振动水泥浆防止环空气窜机理

水泥浆静胶凝强度发展会造成水泥浆失重,当环空静压力和气体在环空中的流动阻力之和小于气层压力时,就会形成环空气窜的缺陷,这是发生环空气窜的主要原因。对环空中候凝水泥浆实施低压低频脉冲振动可以从3个方面防止环空气窜:①在水泥浆由液态向固态转化的过程中,脉冲振动使水泥浆保持低速运动状态,可以大幅度减小由于水泥浆静胶凝强度发展引起的水泥浆失重,有效防止环空气窜的发生;②脉冲振动可以促进水泥的早期水化,提高水泥浆早期抗窜能力;③脉冲振动可以提高水泥浆与2个界面的胶结质量,改善水泥石微观结构,使水泥石更加密实,防止气层气体通过水泥环界面和水泥石基体内部气窜。从环空气窜机理入手,分析了水泥浆水化过程中静胶凝强度发展特征,并阐述了候凝过程中脉冲振动水泥浆防止环空气窜的机理。

固井后环空气窜预测新方法

为了准确地预测固井后环空气窜的危险程度,有针对性地采取相应的防气窜水泥浆体系和工艺技术措施,利用7150型防气窜模拟实验装置研究了固井后环空气窜的影响因素。认为固井后环空气窜的主要原因是由于水泥浆失重引起的。分析了水泥浆静胶凝强度、失水等对水泥浆失重的影响规律,提出了新的固井后环空气窜预测新方法。给出了压稳系数GELFL的计算公式及评价标准;如果GELFL小于1,说明环空水泥浆液柱净压力在静胶凝强度达到240Pa时已不能压住地层压力,极易发生气窜,GELFL越小,发生气窜的可能性越大;如果GELFL大于1,说明环空水泥浆液柱净压力在静胶凝强度达到240 Pa时可以压住地层压力.气窜危险程度较小,GELFL越大,发生气窜的可能性越小。现场应用该方法并配制相应的防窜水泥浆体系,有效地防止了环空气窜,主要油气层段水泥封固质量优良。

倾斜管环空气液两相流压降变化规律实验研究

针对管道倾斜角度、滑脱及负摩阻压降等因素对环空管的流型和压降计算具有一定影响,沿用垂直环空管道压降计算公式误差较大的问题,以水和空气为实验介质,对不同倾斜角度下同心环空管气液两相流动规律进行了理论和实验研究。对实验流型变化规律进行了观察,并在环空段塞流水动力模型的基础上,考虑气液滑脱及负摩阻压降的影响,建立了新的环空段塞流压降计算方程。结合实验数据对文献中的压降预测模型进行误差对比,结果表明,所提模型可以更准确地计算倾斜环空管气液两相流的压降,模型准确性较高。

固井环空气窜机理和防窜水泥浆体系及其措施

如何防止环空气窜一直是固井技术研究的重点之一,为此国内外各个固井公司进行了大量的系统研究工作。在详细介绍环空气窜形成的机理、预测方法以及防气窜水泥浆体系和工艺技术措施基础上对防气窜固井工艺技术提出了一些建议。

低环温空气源热泵外流场模拟及换热性能影响分析

空气源热泵作为一种高效、节能装置,具有广泛的应用前景和市场价值。建立了低环境温度空气源热泵物理模型,对1×1机组、3×4阵列以及4×6阵列低环温空气源热泵外流场进行三维数值模拟,分析水平风速、机组布置、墙面阻碍等因素对机组平均入口空气温度和机组换热性能的影响。结果表明,水平风速越大,机组布置数目越多,有墙面阻碍下的低环温空气源热泵机组平均入口空气温度越低。当水平风速增大到5m/s,无墙面阻碍下1×1机组、3×4阵列以及4×6阵列平均入口空气温度与环境温差分别为0.92℃、1.16℃和1.57℃;有墙面阻碍下温差分别为0.92℃、1.4℃和1.98℃。对于单一机组热泵,水平风速越大,机组换热量越大。对于阵列机组,水平风速越大,机组平均换热量出现先增大后下降的趋势。特别的当水平风速大于2.5m/s后,背风侧阵列机组入口空气温度降低,阵列机组平均换热量开始下降,有墙面阻碍下24台机组平均换热量为原来机组换热量的91.9%。阵列机组布置时,应增大机组距墙间距,减小墙面对风机出口冷空气扩散的阻碍。进行具体定量分析对实际工程和系统研究具有重要意义。

空气绝缘环网柜断路器单元局部放电问题分析及改进措施

局部放电(PD)特性是表征环网柜绝缘性能的重要指标之一。某12 kV空气绝缘环网柜断路器单元在样机试验过程中出现局部放电超标的现象,在对局部放电原因进行详细分析后,初步确定为断路器单元结构异常引起的局部放电超标。根据环网柜的实际物理模型搭建仿真模型,并采用有限元分析软件进行电场分布计算,进一步确定场强集中的部位为绝缘夹板的出线孔与软连接之间。调整绝缘夹板出线孔的尺寸及其与软连接的位置关系,并对六个不同位置的模型进行仿真分析。仿真结果显示,当过孔尺寸较小或与软连接相交时,软连接局部场强较高;当过孔尺寸较大时(如位置Ⅰ和位置Ⅱ),最大场强均小于3 kV/mm(空气击穿场强);在距离1方向垂直相交时(如位置Ⅴ),最大场强为6.2 kV/mm;在距离2方向垂直相交时(如位置Ⅲ和位置Ⅳ),最大场强为4.0 kV/mm;倾斜相交时(如位置Ⅵ),最大场强为7.0 kV/mm,均超出了空气击穿场强,发生局部放电。根据仿真结果,将常规断路器单元样机绝缘夹板的软连接开孔增大进行局部放电摸底试验,当软连接及搭接铜排从绝缘夹板出线孔穿过时,各个方向的间隙保持在5 mm以上,可有效避免局部高场强。改进后的样机经过试验验证,A、B、C相局部放电量均满足要求。所提方案减少了样机试验并缩短开发周期,解决了断路器单元的局部放电问题。

基于国网标准化设计要求的空气绝缘环网柜开发

通过对国家电网公司12 kV空气绝缘环网柜标准化设计技术规范要求解读分析,并基于其主要技术指标给出12 kV空气绝缘环网柜产品的设计方案,该设计方案重点为雷电冲击耐受电压、局放值两个关键技术参数,并从环网柜的绝缘水平、整机局放值两方面进行把控,制定科学的生产工艺规范。通过样机试验验证,实现了该产品在电气绝缘性能和局部放电指标方面满足了技术和批量生产要求,提升了设备运行的可靠性。

10kV常压密封空气绝缘环网柜的技术特征及应用分析

本文分析了10kV常压密封空气绝缘环网柜的温升特性、介质绝缘特性以及断路器局部放电特性,对其技术特征有了深刻的理解。同时,本文从环保性、安全性以及运营管理经济性等三个方面阐述了此类设备的应用优势。

10kV常压密封空气绝缘环网柜的技术特征以及应用优势分析

以10 kV常压密封空气绝缘环网柜为研究对象,详细介绍了当前该装置的技术应用背景以及技术特征,对其技术应用优势及不足之处展开分析。