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贮氢合金的吸放氢性能测定 总被引:4,自引:0,他引:4
贮氢合金的吸放氢量,压力组成等温线,以及吸放氢过程的热力学函数变化诸性能的测定,离不开一套适宜的高压一真空实验装置.不少研究者曾报导过较简单的仪器装置[1-4].还有将吸氢装置配以色谱仪和质谱仪来研究合金的吸氢与中毒问.为测定各类贮氢合金的吸氢性能本实验室研制并装配了一种准确实用的实验装置,可在-196℃至+500℃和16MPa-0.0001MPa氢压范围内获得准确的平衡数据.1实验装置与仪器实验装置由阀件、压力表、压力传感数字低压计、真空泵和反应器组成(图1).全部管路为外径rk3mm的不锈钢管.阀件是自行设计的高压微型阀… 相似文献
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研究了富镧混合稀土贮氢合金MlNi5 及加Sn 后对合金的结构、活化性能、吸氢容量和平衡氢压等性能的影响。通过X 射线衍射分析进行物相分析, 测试了298 ,313,333 K 温度下合金的吸、放氢PCT曲线。结果表明,MlNi5 - xSnx 合金(x=0 ~0.4) 为六方晶体结构的单相组织。以Sn 部分取代Ni 改善了MlNi5 的活化特性, 并使平台压力降低, 吸、放氢滞后减小。随着Sn 含量增加, 晶胞体积增大, 平衡氢压降低, 生成热减小, 氢化物稳定性提高。而少量的Sn 对吸氢能力降低较小, 是理想的替代元素。 相似文献
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NdFeB合金吸氢过程的研究 总被引:1,自引:1,他引:1
氢破碎工艺作为烧结钕铁硼永磁体制作过程中铸锭粗破碎的新工艺, 具有使主相破碎成单晶的独特优点. 为了优化氢破碎工艺, 主要研究了铸锭表面积、温度和钕含量对钕铁硼铸锭发生破碎的吸氢孕育期、平均吸氢量和吸氢速度的影响. 结果发现, 表面积增大, 吸氢孕育期缩短. 温度提高, 孕育期缩短, 吸氢速度加快, 平均吸氢量稍有变化, 这主要是因为温度的提高, 增加氢扩散速度所致. 而提高钕含量, 孕育期同样缩短, 吸氢速度加快, 平均吸氢量增大, 这与富钕相的增多有关. 并且, 可以通过吸氢量来计算铸锭中富钕相的含量. 相似文献
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研究了富镧混合稀土贮氢合金MINi5及加Sn后对合金的结构、活化性能、吸氢容量和平衡氢压等性能的影响。通过X射线衍射分析进行物相分析,测试了298,313,333K温度下合金的吸、放氢P-C-T曲线。结果表明,MINi5-xSnx合金(x=0~0.4)为六言晶体结构的单相组织。以Sn部分取代Ni改善了MINi5的活化特性,并使平台压力降低、吸、放氢滞后减小。随着Sn含量增加,晶胞体积增大,平衡氢压 相似文献
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采用NaH和Al为合成原料,镨、钕氢化物为催化剂,通过机械球磨(NaH/Al+6%(摩尔分数)RE-H)(RE=Pr,Nd)复合物的方法并加氢合成NaAlH4络合氢化物,系统研究了催化剂对其吸放氢性能的影响。结果表明,加入PrH2.92和NdH2.27能明显改善NaH/Al复合物的吸放氢动力学性能,有效降低NaAlH4的脱氢温度。(NaH/Al+6%PrH2.92)和(NaH/Al+6%NdH2.27)复合物的120℃吸氢容量分别为3.57%和3.61%(质量分数),170℃放氢容量分别为2.57%和2.95%;且两者均具有较好的吸放氢循环稳定性,但吸(放)氢后样品中均存在少量Na3AlH6相,表明样品的吸(放)氢反应进行得并不彻底,使得其实际吸放氢容量低于理论可逆储氢容量。研究表明,PrH2.92和NdH2.27在球磨、吸/放氢过程中始终稳态存在,起着催化储氢作用;(NaH/Al+6%PrH2.92)复合物的放氢活化能稍低于(NaH/Al+6%NdH2.27)复合物。 相似文献
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钐钴永磁合金因卓越的磁性能、优异的高温性能和耐蚀性得到了广泛应用。随着在航空航天,风力发电等行业对高性能钐钴永磁合金需求加强,开发高性能钐钴永磁合金一直是本领域的研究热点。采用吸氢破碎制备单晶磁粉为制备高性能钐钴永磁合金的发展提供了新思路,同时,为了满足氢气服役环境对钐钴永磁合金高温耐氢能力的要求,开发强耐氢钐钴永磁合金的需求日趋迫切,因此需加强钐钴永磁材料吸放氢动力学与热力学机制的认识与了解,以指导研究钐钴合金吸氢破碎和强耐氢合金。本文首先介绍了合金吸放氢动力学与热力学研究中常用的检测与分析方法,然后综述了SmCo5, Sm2Co7和Sm2Co17合金吸放氢过程中的结构变化和动力学与热力学研究进展,接着对近年来钐钴永磁材料吸氢破碎应用的研究成果进行了总结与讨论,最后对开发易氢破和强耐氢钐钴永磁合金作了展望。 相似文献
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采用高能球磨法制备了3NaBH4/ErF3复合储氢材料, 并研究了其相结构和储氢性能. X射线衍射(XRD)显示, NaBH4和ErF3在球磨过程中未发生反应; 同步热分析(TG-DSC)测试结果表明, 3NaBH4/ErF3体系在420℃开始放氢, 比相同测试条件下纯NaBH4的放氢温度降低了约100℃, 放氢量为3.06%(质量分数). 压力-成分-温度(Pressure-Composition-Temperature, PCT)性能测试结果显示, 3NaBH4/ErF3复合储氢材料在较低的温度(355~413℃)及平台氢压(<1 MPa)下即拥有良好的可逆吸放氢性能, 最高可逆吸氢量可达到2.78%(质量分数), 吸氢后体系重新生成了NaBH4相. 计算得吸氢焓变仅为-36.8 kJ/mol H2; 而放氢焓变为-180.8 kJ/mol H2. NaBH4在ErF3的作用下提高了热动力学性能, 并实现了可逆吸放氢. 相似文献
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在22-60℃范围内研究了贮氢合金MnNi3.55Co0.75Mn0.44Al0.3(Mn为富铈混合稀土金属)在a和α+β相区恒温吸氢动力学过程。研究结果表明,合金在α相区吸氢受化学反应控速,动力学规律不受氢初压的影响,在整个α+β相区吸氢过程中,受氢在合金氢物中的扩散控速,得到相应的速率方程和表观活化能。 相似文献
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应用高能球磨法制备Mg-x%Mg1.8La0.2Ni(x=10、20和30)纳米复合储氢材料.X射线衍射(XRD)、透射电镜(TEM)和选区电子衍射(SAED)测试表明,该复合材料具有纳米晶和非晶态混合结构的性质,吸氢温度降低,较好的吸放氢动力学性能,在423K,2.5MPa氢压的条件下,50s内即可达到最大吸氢量. 相似文献
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LaNi5合金的吸氢动力学 总被引:2,自引:0,他引:2
研究了LaNi_5-H体系的吸氢反应动力学。在吸放氢可逆反应同时考虑的情况下, 求得了速度方程的解析解。在α相区20—50 ℃的温度范围内, 吸氢速度常数k_α为0.08—0.41 s~(-1); 脱氢速度常数k_d为4.8—25 MPa·s~(-1)。吸氢反应的表观活化能E_α为35 kJ(mol H_2)~(-1)。在α+β相区的吸氢较α相区慢得多。起始阶段吸氢速度对氢压为一级, 反应受氢化物表面上氢分子解离控制。随着吸氢反应深度的增大, 吸氢速度变为固相中的界面反应控制。速度常数受温度的影响很小。α+β相区的压力平台前半段和后半段有着不同的吸氢速度。 相似文献
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Mg-20%(RE-Ni)(RE=La,Y,Mm)复合材料储放氢性能研究 总被引:1,自引:0,他引:1
通过磁悬浮熔炼和反应球磨相结合的方法成功制备出Mg-20wt%(RE-Ni)(RE=La,Y,Mm)复合储氢材料,主要研究了材料的物相结构和储放氢性能.结果表明.Mg-20wt%(RE-Ni)(RE=La,Y,Mm)复合储氢材料,具有相似的物相结构和吸放氢热力学性能,吸氢相均为MgH2和Mg2Ni,在同一温度下,合金只有一个放氢平台,表明两相具有良好的协同放氢效应.在复合体系中,Mg-20wt%(Y-Ni)具有最佳的综合储氢性能,表明Y具有最佳的催化效果,其在293 K,3.0 MPa H2,10 min的吸氢量和573 K,对0.1 MPa,15 min的放氢量可分别达到3.92%和4.75%,实现了室温快速大量吸氢和较温和条件下的快速放氢. 相似文献
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丙酸在乙醇-水介质中热力学性质的研究董国(辽宁师范大学化学系大连116029)关键词丙酸乙醇热力学Bhatacharyya和合作者用氢电极和银-氯化银电极组成的电池,测试了丙酸在含有不同乙醇含量的乙醇-水介质中的离解常数和热力学参量[1]。由于氢电... 相似文献
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化学法合成的金属间化合物,其表面状态与冶金法合成的样品不同,使其吸、放氢动力学有较大改进。本文研究了化学法合成的富镧MMNi_5(MM为混合稀土金属)在初始压力2.33~5.57MPa,温度20~60℃范围内的吸氢过程动力学行为,及在20~60℃范围内放氢过程的动力学行为。实验结果表明,吸氢量与时间、初始氢压的关系(1gn-1gt;1g△n—1gP)均为直线关系,并求得吸、放氢初期表观激活能分别为5.23和16.95kJ/molH_2。初步判定MMNi_5在两相区的吸氢过程中,不同吸氢阶段,速率限制性环节不同。吸氢初始阶段和初始氢压较低时,表面过程为限制性环节,为一级反应。当吸氢量逐渐增大或初始氢压较高时,速率限制性环节转化为扩散控制,反应转为0.5级。MMNi_5氢化物在两相区的放氢反应是一级反应,速率限制性环节是氢原子向固体表面的扩散过程。 相似文献