利用西部可再生资源发展生物柴油产业

以西部油料资源发展生物柴油，符合国家的能源战略政策和可持续发展方向。本文详细分析了西部发展生物柴油的意义，对西部生物柴油的原料资源进行了讨论，认为西部地区具有发展生物柴油的条件和优势。通过国内外生物柴油生产工艺介绍，讨论了不同油料生产生物柴油的工艺特征和选用方法。通过综合分析，指出要开发针对不同原料的加工工艺，在产业规划重要注意综合利用和副产品甘油的深加工，提高生物柴油的经济竞争力。  

同步产电及废水处理AFB-MFC电极研究

为了考察电极因素对微生物燃料电池产电及废水处理性能的影响,设计了一种新型厌氧流化床微生物燃料电池(AFB-MFC).研究了不同阴极电极材料,阴极与阳极面积以及阴极底边与阴极室底部距离对AFB-MFC产电及废水处理性能的影响.所有实验在阴极室曝气量为16～24 L/h、回流量为10.7 L/h、进水流量为0.6 L/h、外电阻为250 Ω以及进水COD浓度为3000.98～3789.44 mg/L下进行.结果表明,在尺寸大小均为15.0 cm×3.5cm的碳纸、铜板、铝板、镀锌铁板及铁板中,使用碳纸作阴极电极时AFB-MFC产电性能最好;阴极底边与阴极室底部的最佳距离为17.3～20.3 cm;使用面积为308.8、232.0、160.0和76.8 cm2的碳纸作阳极电极及面积为241.5、210.0、175.0和105.0 cm2碳纸作阴极时,阳极及阴极最佳面积分别为160.0和210.0 cm2.AFB-MFC系统最佳运行条件下COD的去除率维持在约80.00%.放大型AFB-MFC系统有利于今后工程实际应用.  

羟基铝柱撑蛭石的制备及其吸附磷酸根性能研究

采用新疆尉犁蛭石矿,依次经过HNO3酸化,600 ℃灼烧,草酸酸化,NaCl交换,再用Keggin离子插层,得到了羟基铝柱撑蛭石.进而将此改性蛭石用于吸附磷酸根,讨论了溶液pH值、吸附剂用量、吸附时间、磷酸根浓度、温度对吸附平衡的影响,考察了吸附机理.结果表明,pH3条件下,改性后的蛭石对磷酸根的去除效果较原蛭石好,0.2 g柱撑蛭石对25 ml浓度为0.5 mmol·L-1磷酸根的去除率为98.0%,达到了废水排放的标准.羟基铝柱撑蛭石对磷酸根的吸附动力学可用拟二级速率方程来描述,计算值与实测值吻合甚好,相关系数(R2)达到0.9961.在磷酸根浓度为0.5～5.0 mmol·L-1范围内,羟基铝柱撑蛭石对磷酸根的吸附平衡符合Langmuir方程.温度升高,吸附量增大.表明该吸附反应是吸热反应,求出反应的焓变△H = 5.583 kJ·mol-1,熵变△S = 52.59 J·mol-1·K-1,吉布斯自由能变化△G分别为 -9.29(10 ℃)、-10.40(30 ℃)、-11.06(45 ℃)、-11.96(60 ℃)kJ·mol-1.  

常压下1,2-环氧环己烷-环己醇汽液平衡数据的测定及关联

H2O2氧化环己烯生成1,2-环氧环己烷有很多副产物,如环己醇、环己酮等,为了获得较纯的1,2-环氧环己烷需采用精馏提纯的方法将副产物分离出来。而精馏提纯需要相关体系的汽液平衡数据,为此用改进的EC-2汽液平衡釜测定常压(101.33 kPa)下1,2-环氧环己烷-环己醇二元体汽液平衡计算值与实验值进行比较,发现二者偏差较小,可以满足工程上分离设计的需要。  

厌氧流化床－外循环三相好氧流化床处理垃圾渗滤液

利用厌氧流化床-外循环三相好氧流化床联合系统处理垃圾渗滤液,分别考察了进水COD_(Cr)浓度、进水NH_3-N浓度、厌氧段COD_(Cr)去除率和厌氧段NH_3-N去除率等因素对垃圾渗滤液的COD_(Cr)和NH_3-N的总去除率的影响.实验表明,联合系统对低NH_3-N浓度的垃圾渗滤液具有较好的处理效果,当系统的总停留时间在10.5 h时,在进水COD_(Cr)浓度范围为2817.2～4383.88 mg/L,进水NH_3-N浓度为303.12～445.43 mg/L,联合处理系统对COD_(Cr)去除率为86.79%～98.85%;对NH_3-N的去除率为81.14%～94.01%.系统对COD_(Cr)去除的容积负荷平均达到7.38 kg/(m~3·d),对NH_3-N去除的容积负荷平均达到0.37 kg/(m~3·d).当垃圾渗滤液的COD_(Cr)值在3400 mg/L以下时,联合处理系统对其中的COD_(Cr)有较高的去除率,为86.79%～98.85%;当NH_3-N浓度在400mg/L以下时,系统对NH_3-N有较高的去除率,为81.14%～94.01%;厌氧段的COD_(Cr)和NH_3-N去除率较高时,有利于提高联合处理系统的总CO_(Cr)和总NH_3-N去除率.  

丙烯在醇类溶液中的溶解过程热力学分析

用静态法测定了温度为30~60℃,压力为0.3~0.9 MPa时丙烯在醇水质量比分别为7∶3、8∶2、9∶1及1∶0的甲醇、异丙醇和仲丁醇水溶液中的溶解度数据。比较了丙烯在这3种醇水溶液(相同浓度)中的溶解度大小:仲丁醇>异丙醇>甲醇。此外,醇水溶液中醇的含量越大,丙烯的溶解度就越大。计算了丙烯在甲醇、异丙醇、仲丁醇三种醇水溶液中溶解过程的热力学函数值,主要是溶解焓和溶解熵,醇溶液浓度的增加对溶解焓的影响大于溶解熵。从溶解热力学函数、溶解度参数、缔合溶液的空腔假说等方面探讨了3种醇溶剂中溶解度差异的原因,解释了一些相关的溶解现象。丙烯溶解度关联的偏差及溶解度随醇浓度变化的“S”形曲线是由于醇水溶液明显偏离理想溶液所致。  

CO2的能源化利用技术进展与展望

在当前碳中和背景下，人类向着“少碳、用碳与无碳”的CO2减排之路前行。CO2捕集、利用与封存技术（CCUS）作为最直接的“碳中和”技术策略，为促进大气CO2净减排发挥了重要作用。然而，当前CCUS技术普遍面临着低效率、高能耗、高成本的技术难题，限制了该类技术的大规模应用与推广。近年来，随着可再生电能的不断发展，CO2减排与能源体系耦合的电池技术、储能技术应运而生，这类CO2能源化利用技术有望解决当前CCUS技术体系高能耗、高成本的技术难题，同时有利于新能源的周期性消纳。然而，在这类CO2能源化利用技术中，主要是将CO2作为一种能源介质，对外输出的能量并非来自CO2本身。但是值得我们注意的是，CO2转变为碳酸盐的过程是化学位降低的反应过程，意味着CO2本身也是一种潜在的能源，本文作者正是利用这一热力学有利的反应，成功开发了利用CO2本身蕴含的能量进行深度发电的CO2矿化发电技术，并在最近的研究中将CO2矿化电池的最大功率密度提升至了96.75W/m2。本文依据反应原理对上述提到的CO2能源化利用技术进行了分类总结和探讨，并提出未来CO2能源化利用的发展建议，旨在为CO2减排的碳中和路径提供思路参考。  

非均匀降膜式气液交叉流除尘系统运行能耗数值分析

气液交叉流(GLCA)除尘系统通过分布板形成阵列液柱群捕获尾气中的颗粒物，其运行能耗主要集中于循环水耗。为降低循环液量，以迎风面布膜的非均匀降膜阵列代替原液柱。采用大涡模拟(LES)和离散相模型(DPM)对GLCA系统除尘过程进行数值模拟，所得模拟结果与实验吻合。结合某氨酸法复合肥生产线尾气数据，以比电耗为评价标准，利用所得模型对降膜槽的迎风面布膜角度进行寻优。结果表明，研究条件下非均匀降膜式GLCA系统达到最低运行能耗对应的最佳布膜角度为70°，单位体积尾气的质量除尘效率达到80%时对应的比电耗可低至1.83×10-4 kW·h·m-3，与燃煤电厂电除尘器1级能效相当。  

土田七中化学成分的分离与鉴定

为研究土田七的化学成分,本文利用多种色谱分离技术对土田七进行分离纯化,采用质谱和核磁共振波谱鉴定化合物结构,从土田七75%乙醇提取物的乙酸乙酯部位和正己烷部位中,分离鉴定了11个化合物,分别鉴定为stigmastern(1)、2-hydroxy-1,2-bis[5-(hydroxymethyl)-2-furanyl]ethanone(2)、(Z)-2-acetoxy-5-ethylidene-2-methyl-3-methylenehexanedioic acid(3)、hexanedioic acid,2-(acetyloxy)-5-ethyl-idene-2,3-dimethyl-, [R-[R*,S*-(Z)]]-(9CI)(4)、hexanedioic acid, 5-ethylidene-2-hydroxy-2,3-dimethyl-, [R-[R*,S*-(Z)]]-(9CI)(5)、1,4-dihydroxy-2-methylbenzene(6)、2-ethyl-2-butenoic acid(7)、2-furoic acid(8)、(2E)-3-(4-hydroxyphenyl)-2-propenoic acid(9)、(2Z)-3-(4-hydroxyphenyl)-2-propenoic acid(10)、senecionan-11,16-dione(11)。其中3为新化合物,其余化合物为已知化合物。  

金属氢化物储氢反应器放氢特性的数值模拟

为了研究金属氢化物储氢反应器放氢过程的热质传递特性，本文建立了金属氢化物反应器的二维轴对称数学模型。此反应器内装填了Ti0.95Zr0.05Mn1.55V0.45Fe0.09储氢合金和膨胀石墨组成的复合压块。通过与文献中实验数据的对比验证了所建立模型的有效性。论文考察了换热流体温度、流体平均流速和氢气排出压力变化对金属氢化物反应器放氢过程的影响，比较了优化操作参数和基准操作参数下的放氢性能。并对优化操作参数下放氢反应过程特征进行了分析。模拟结果表明：换热管附近床层区域的换热效果更好，放氢反应进行得更快。当换热流体温度从313.15K升高到353.15K时，放氢时间从17100s降低到了6700s。虽然提高换热流体平均流速可以缩短反应器的放氢反应时间，但其强化效果是很有限的。当换热流体流速超过3m/s时，氢化物床与换热管壁之间的接触热阻成为整个传热过程的主要热阻，增加流速的强化效果已不明显。优化后的操作参数为：氢气排出压力为0.3MPa、换热流体温度为353.15K、换热流体平均流速为3m/s。与基准操作参数相比，放氢反应时间缩短了约56%，对操作参数的优化能够显著地提高反应器的放氢速率。Ti0.95Zr0.05Mn1.55V0.45Fe0.09合金的放氢反应过程仅仅在前4s内主要受氢气压力的控制，而随后的反应过程主要是受传热过程控制。