锥阀与滑阀在高压水除鳞系统中的应用

高压水除鳞阀主要用于冶金行业轧钢线上的高压水除鳞系统中.文中介绍了两种除鳞阀的结构和使用情况,并对这两种除鳞阀的结构特点及性能进行了阐述.     

关于高压水除鳞系统设计的计算研究

本文详细介绍了整个高压水除鳞系统设计的过程，其中重点讲述了除鳞箱核心即除鳞集管的设计计算，除鳞泵站设计选型以及详细参数的计算，除鳞系统的控制系统设计必备的电气设备的选型和详细的控制逻辑要求。     

粗轧机除鳞导卫装置研究

介绍热连轧及中厚板生产线中粗轧机除鳞导卫装置的结构特点及功台邑探讨除鳞导卫中高压水除鳞射流参数对除鳞打击力的影响。     

除鳞箱

1、粗轧除鳞 (1)除鳞箱的用途 粗轧除鳞安装在加热炉和E1大立辊之间的除鳞辊道上。用来清除进加热炉而产生的一次氧化铁皮。 由于它远离E1立辊轧机布置,被高压水冲掉的氧化皮不致堆积在立辊附近,从而改善了立辊的工作条件。 (2)除鳞箱的结构 除鳞箱是一个基本封闭的箱体(图246)。箱内上下各装有两排集水管,上除鳞     

韶钢热轧宽板厂高压水鳞效果分析与改进

简要介绍了韶钢热轧宽板厂高压水除鳞系统的特点,根据其除鳞系统存在的问题进一步阐述了影响高压除鳞效果的各种设备因素及相应解决方案,从而达到了理想的除鳞效果。对类似的高压水除鳞系统使用、改造具有一定借鉴作用。     

热连轧厂高压水除鳞泵组节能改造及系统优化研究应用

济钢热连轧生产线除鳞泵站能耗大,除鳞压力低,氧化铁皮清除不彻底,设备故障率高,制约生产的稳定运行。通过对高压水除鳞泵组进行节能改造,对除鳞箱、除鳞集管及管路进行优化,降低了能源消耗,提高了除鳞效果,保证了钢板表面质量。     

2800mm中板轧机高压水除鳞系统扩容改造

为配合酒泉钢铁集团公司中板生产线的产能升级,需要对现有高压水除鳞系统进行扩容改造,在比较分析除鳞系统2种供水方式特点的基础上,提出了采用高压离心泵+变频器+蓄能器组的供水方式,取代了原有柱塞泵组+蓄能器组的供水形式。详细介绍了除鳞点的设计、除鳞系统的参数计算以及除鳞设备的选型等方面的内容,可为同类型除鳞系统改造提供参考。     

热轧生产中精除鳞设备简介

以1500mm热轧线上的精除鳞箱为例,介绍了除鳞机结构组成、工作原理和特点,并在除鳞喷嘴的安装选型方面应遵循的原则做了简述。     

中厚板高压水一次除鳞系统优化

针对轧材厂高压除鳞箱一次除鳞能力不足的情况,在现有设备基础上,对除鳞箱集管的相关参数进行设计改造,增强一次除鳞效果,保证钢板的表面质量。     

大H型钢轧机高压水除鳞装置的设计

介绍大H型钢轧机高压水除鳞装置的主要结构和除鳞喷嘴的布置.     

液压型风力发电机组并网冲击抑制研究

以液压型风力发电机组为研究对象,针对其并网冲击问题,建立了风力发电机数学模型、定量泵-变量马达液压调速系统数学模型、同步发电机与励磁系统数学模型,推导了并网过程的冲击电流与冲击转矩数学模型。以数学模型为基础,提出了液压型风力发电机组并网冲击抑制方法,即通过发电机稳速控制、励磁电压控制和准同期监控相结合对机组并网冲击进行抑制。以30kV·A液压型风力发电机组实验台为仿真和实验基础,对机组并网冲击抑制展开研究。仿真和实验结果表明,所提出的并网冲击抑制方法对并网冲击转矩和冲击电流具有较好的控制效果,基本实现了机组柔性并网。     

正面碰撞试验用50%假人胸部刚度研究

通过对50%假人胸部标定试验的研究,指出假人胸部可看作弹性结构,在指定的条件下,具有特定的刚度。通过对胸部在不同安全带作用下的刚度表现进一步研究,指出普通安全带作用下胸部刚度为300N/mm,预紧限力式安全带作用下胸部刚度为200N/mm。     

齿轮传动中啮合冲击的计算分析

在文献[1]所建立的齿轮传动啮合冲击动力学模型的基础上,通过理论分析并编制相应的分析程序,计算了渐开线直齿轮传动中啮入冲击力、冲击速度的变化情况,分析了传动比、模数、载荷等对齿轮传动中冲击力的影响情况。结果表明：(1)随着传动比的增大,齿轮传动中的冲击力随之降低;(2)模数增大,使得轮齿之间的冲击力增大;(3)在其他条件不变时,载荷增大将导致冲击力增大;(4)载荷和速度相比,速度对冲击力的影响较大。     

齿轮传动中啮合冲击的理论分析

根据渐开线齿轮传动的特点 ,应用机械动力学理论 ,建立了考虑轮齿受载变形后齿轮传动过程中的有关几何量与其啮入冲击速度、最大冲击力之间的定量关系表达式。据此初步分析了齿宽、传动比、轮齿受载变形、工况、齿轮结构等对传动过程中啮合冲击的影响情况。     

冲击机械能量传递研究

冲击机械是一种广泛运用于工程领域的产品,具有结构紧凑,能量密度大的特点,冲击机械在工作过程中能量传递的效率至关重要。文章运用冲击动力学理论,介绍了冲击系统能量传递效率的定义,主要的冲击元件模型特性,以及在矩形波和指数衰减形波作用下能量传递效率的计算方法及计算公式,并给出了一个算例。结果表明：冲击系统的能量传递效率叩只与匹配参数β有关,而β是由岩石的性质、冲击速度和冲击钻具波阻决定的;矩形波的能量传递效率比指数衰减形更高：     

高压水除鳞喷嘴的分析

在高压水除鳞系统中喷嘴的喷射冲击力的大小及布置是否合理直接影响除鳞效果,因此,在选取喷嘴时要综合考虑影响喷射冲击力的各要素,使冲击力得到最大,并且在安装时确保各射流相互不干扰,抵消,使系统功能发挥最佳     

基于FBC传感器的冲击损伤定位

针对复合材料冲击损伤,提出了一种基于光纤布拉格光栅(fiber bragg grating, 简 称FBG)网络的定位方法,该方法仅依据冲击期间FBG测得最大应变和FBG的相对位置,即可对 被测结构进行损伤定位,并在某飞机使用的复合材料层板上进行了试验验证。试验结果表明, FBG监 测的位置和实际冲击位置的最大定位绝对误差约为３．３４ cm,5个冲击点的平均定位误差 仅为126　cm。该损伤定位方法所需参数少、快速且简便易行,其识别精度满足工程实际 要求。     

交变气动冲击锤瞬态冲击特性分析

应用一维瞬态应力波特征线法对交变气动冲击锤的冲击系统进行理论分析,研究冲击部件之间瞬态波的传播及撞击接触面撞击力的变化规律。重点利用非线性动力学分析软件LS-DYNA对交变气动冲击锤的冲击系统模型进行仿真计算,并与理论分析结果对比,验证了仿真模型具有较高的可靠性。研究中计算分析活塞初始冲击速度、工作介质性质对撞击接触面撞击力和活塞冲击反弹速度的影响,得出了活塞瞬态动力特性与活塞初始冲击速度和工作介质性质的关系。研究结果表明,不同物理特性的工作介质对应的气动冲击锤瞬态冲击特性也不同。研究结论为进一步研究气动冲击锤以活塞的冲击特性来判断工作对象的性质提供了理论依据和实际参考。     

冲击压路机的冲击轮运动浅析

冲击压路机的主要特点在于其多棱形压实轮,其工作原理不同于传统的压路机,它将夯击碾压技术和非圆滚轮压实技术相结合,低频大振幅冲击压实基础,笔者分析了冲击压路机冲击轮的运动特性.根据相对运动原理,得到了冲击轮质心的位移公式,为冲击轮运动进一步分析和整机设计提供了理论基础.     

Characterization of erosion of gas pipelines by dry sand

In oil and gas industry, the economic considerations determine the selection of low cost materials, in general, carbon steel, for pipelines. However, another type of deformation that is not well understood is its erosion resistance. The objective of this study was to investigate the factors affecting the erosion of carbon steel in a dry sand stream. In this work, a laboratory built test rig was used to erode representative carbon steel plates with accelerated sand streams. The results revealed that the normal incidence sand stream of larger particles and higher impact velocities causes more erosion of the carbon steel. The highest erosion rate of 6.75 ± 0.16 was predicted at an impact angle of 90°, which was three times higher than the erosion rate at impact angle of 30°. Similarly, the erosion caused by the smaller particles was not as severe as the larger particles. The cross-section profiles revealed that the crater depth was increased from 7° to 32.8° with an increase in sand size from 200 µm to 600 µm. The deepest crater of 32.8° was induced by the largest sand size of 600 µm.