三角牌YBW60—100A电压力锅主板电路检修

三角牌YBW60—100A电压力锅,面板如图1所示,其主板电路实绘图如图2所示。下面列举几例常见故障,供参考。 例1：整机无反应。 分析检修：依据现象分析,故障部位一般在电源中。拆开后发现,整块控制电路板安置在塑料盒内,由于过热导致整个塑料盒严重变形,电路板也跟着变形扭曲,用万用表测量温度保险导通,正常。     

直接碳化技术制备碳化钨粉的研究

本文以两种不同形貌的氧化钨和炭黑为原料,采用加酒精湿磨配炭制取混合料,再经干燥,在中频电炉中,于1 000℃、1 250℃、1 400℃直接碳化,分析碳化产物的相成份、形貌、粒度、炭含量、氧含量。研究发现,不同原料在相同温度直接碳化,碳化产物形貌完全不同;薄片状氧化钨所制得的碳化钨在低倍扫描电镜下观察几乎没有超过50μm的团聚颗粒;在高倍扫描电镜下观察是许多小颗粒的团聚体,并且聚集得很紧密。针状氧化钨原料制得的碳化钨在低倍扫描电镜下观察团粒较多,而且保持着原APT的伪晶形貌,在高倍扫描电镜下观察呈松散的细颗粒聚集体。当直接碳化温度达到1 250℃,反应基本完全,化合碳接近碳化钨理论含碳量。碳化钨粒度随温度的升高而增大。     

某纸厂综合楼挡土墙的优化设计

介绍某综合楼挡土墙结构设计特点，即通过设置减压平台而达到受力合理、大大降低造价的目的，取得较好的经济效益及社会效益，探讨交流设计经验。     

Fe_(73.5)Cu_1Nb_3Si_(13.5)B_9非晶合金的晶化动力学

用差热分析(DTA)结合X射线衍射(XRD),研究了Fe_(73.5)Cu_1Nb_3Si_(13.5)B_9非晶合金的晶化动力学。结果表明:温度在0～700℃范围内,该合金的晶化相为α-Fe和Fe_2B;α-Fe相晶化表观激活能为452.39kJ/mol,Fe_2B相的晶化表观激活能395.23kJ/mol;两相在晶化初期激活能最小,随晶化量X_c的增加而迅速增大,在α-Fe的体积分数为30％～80％,Fe_2B的体积分数为40％～80％时,呈现极大值。     

W、Nb对Fe76.5Cu1Si13.5B9非晶合金晶化行为的影响

用热分析法结合ＸＲＤ、ＴＥＭ研究了添加元素Ｗ、Ｎｂ对Ｆｅ７６．５Ｃｕ１Ｓｉ１３．５Ｂ９非晶合金晶化行为的影响。结果表明,Ｗ或Ｎｂ的加入都降低了Ｆｅ－Ｃｕ－Ｓｉ－Ｂ非晶合金反应的Ａｖｒａｍｉ指数ｎ;并且添加元素Ｎｂ更有利于该合金获得较小的ａ－Ｆｅ（Ｓｉ）晶粒。     

网络控制系统的最优通信和控制的协同设计

本文研究网络控制系统的最优化通信和控制的协同设计问题．在传感器存取通信媒质的p–to–w通信序列和执行器存取通信媒质的m–to–w通信序列下,网络控制系统的被控对象是一个周期时变的系统．采用提升技术将线性周期时变的系统变换为线性时不变系统,将线性周期时变系统的线性二次型性能指标变换为线性时不变系统的线性二次型性能指标．给出了通信和控制协同设计的网络控制系统的最优状态反馈控制律和最优输出反馈控制律．     

Fe73.5Cu1Mo3Si13.5B9微晶软磁合金的结构及其对磁性的影响

对Ｆｅ７３．５Ｃｕ１Ｍｏ３Ｓｉ１３．５Ｂ９微晶软磁合金的结构及其对合金磁性的影响了研究，结果表明，在最佳磁性能下，晶相点阵常数ａ＝０．２８４３ｎｍ，相当于Ｆｅ（Ｓｉ）固溶体中含Ｓｉ％（ｍｏｌ／ｍｏｌ）：１８－２０，体积百分数Ｖ＝７４．８％，晶粒尺寸Ｄ＝１４．６ｎｍ；残余非晶层厚度δ＝１．２３ｎｍ；当Ｔ退火≥５６０℃时明显有Ｆｅ－Ｂ化合物析出。Ｆｅ７３．５Ｃｕ１Ｍｏ３Ｓｉ１３．５Ｂ９合金的磁性不仅与     

Fe_（76．5－x）Cu_1Nb_xSi_（13．5）B_9纳米晶合金的结构和磁性研究

本文研究了Ｆｅ（７６．５－ｘ）Ｃｕ１ＮｂｘＳｉ（１３．５）Ｂ９纳米晶合金中Ｎｂ含量的变化（ｘ＝１－７）对结构和磁性的影响。结果表明，随ｘ值的增高，α－Ｆｅ（Ｓｉ）纳米晶相的尺寸减小，体积分数，含Ｓｉ量及其ＤＯ_３有序度降低。Ｎｂ含量对残余非晶相的结构有影响。合金的饱和磁致伸缩系数（λｓ）随ｘ值的增加而增大，在ｘ＝３时，合金的起始磁导率（μｉ）最大，矫顽力（Ｈｃ）最小。     

浅谈PACS建设的前期准备及其应用

随着PACS系统的建设、应用和发展,如柯建设医学影像PACS系统已经成为现代化大型综合性医院数字化建设的核心任务.不同规格和级别的医院,对PACS系统的建设和要求也各不相同,其前期准备工作也各异.本文仅就我院PACS系统建设的前期准备工作作一些简单的介绍和认识仅作引玉之砖.     

集中荷载作用下钢筋混凝土连续梁抗剪强度的试验研究

鉴于制订我国“钢筋混凝土超静定结构考虑内力重分布计算规程”的需要,对集中荷载作用下的钢筋混凝土连续梁的抗剪强度进行了试验研究。本文介绍连续梁、约束梁抗剪强度的研究概况,并对各国设计规范中的抗剪计算公式作了比较,描述了八根钢筋混凝土两跨连续梁的试验和破坏情况,证实我国规范(TJ10—74)中的抗剪计算公式不适用于连续梁,证实连续梁的抗剪能力低于简支梁,并根据搜集到的187根连续梁、约束梁的试验数据,提出两个计算连续梁、约束梁抗剪强度的公式。