DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 在5356铝合金熔炼中采用超声波熔体净化处理技术，研究超声波处理的温度、时间和功率对5356铝合金组织和性能的影响。利用光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪等研究5356铝合金的显微组织，采用拉伸和冲击实验法测试5356铝合金的力学性能。结果表明：超声波处理能够显著细化晶粒，提高力学性能；超声波处理温度为660℃，处理时间为2~3 min，输出功率为1300 W时，超声波处理效果最佳，5356铝合金组织最细化，力学性能最好。 关键词 :5356铝合金，超声波处理，细化晶粒，力学性能 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 5356铝合金属于5xxx系变形铝合金，是一种非热处理强化型铝合金 [ 1 ] ，具有适中的强度、较好的加工性能和耐腐蚀性，在动车车厢、铝制运动器材、化工设备、兵工装备、航空航运等行业广泛应用 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 。熔炼是5356铝合金生产的初始工艺，很大程度上决定着5356铝合金的质量。熔炼效果差会导致5356铝合金在后续加工过程中容易出现性能不佳，难以满足行业发展的需要 [ 7 ] 。这是由于5356铝合金熔炼过程中夹杂的氧化杂质含量高，晶粒细化效果不佳，枝晶偏析，使得铝合金的塑性和韧性大为降低 [ 1 ] [ 8 ] [ 9 ] 。超声波熔体净化处理技术是一种新型低成本的环保处理工艺，主要利用超声波在金属熔炼中形成的空化效应、声流效应、机械效应的综合作用来改变金属的除气、凝固过程，最终改善金属材料的熔体状态和凝固行为，使金属材料获得优良的组织和优越的性能 [ 10 ] 。本文将超声波熔体净化处理技术应用在5356铝合金熔炼过程中，研究在不同的温度、时间、功率条件下超声波处理对5356铝合金组织和性能的影响，分析5356铝合金的凝固行为和净化除气机理，掌握超声波处理对5356铝合金的影响规律，得到超声处理的最佳工艺参数，为超声波处理在铝合金焊丝生产中的应用提供依据。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 实验材料 高纯铝锭(99.99%)、AlMg 20 中间合金、AlMn 20 中间合金、AlCr 2 中间合金、AlTi 10 中间合金、精炼剂C 2 Cl 6 、覆盖剂(KCl， MgCl 2 ， CaCl 2 ， CaF 2 )、耐火涂料(ZnO， Na 2 SiO 3 )。 2.2. 实验方法 采用两个坩埚电阻炉，选用石墨粘土坩埚。一个电阻炉温度设置为700℃，坩埚随炉放置；另一个温度设置为超声处理温度，超声波发生器预热至超声处理温度，超声实验方案如表1所示。 按照5356铝合金化学成分 [ 11 ] (见表2)配料，熔炼温度为700℃~750℃。待精炼除气后用热电偶插入铝液，接触坩埚内壁测温，当温度即将降到超声处理温度时，放入另一个熔炼炉中，保温5 min，进行超声处理，扒渣，浇入模具(Φ18 mm × 130 mm)，再切割成Φ18 mm × 10 mm。 采用Zeiss显微镜和Phenom ProX扫描电镜观察显微组织，通过MIAPS-M软件来分析晶粒度和多相面积的测定。 运用X射线衍射仪测定相的组成。测试参数为Cu靶，石墨单色器，2θ为20˚~80˚，扫描速度为10˚/min， 扫描电压40 KV，电流为50 mA。 按照室温拉伸标准(GB/T 228.1-2010)，加工拉伸试样如图1所示。在万能材料试验机进行实验，拉伸速度为2 mm/min。 按照GBT229-2007金属材料夏比摆锤冲击试验方法的要求，设计冲击试样尺寸如图2所示。
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user: 4. 结论 1) 对5356合金熔体施加超声波处理，由于空化效应和声流效应，形成了树枝晶碎片和空化气泡，起到了晶粒细化的作用，并改善合金中Mg的显微偏析； 2) 由于热效应的存在，5356合金的超声波处理效果随温度、功率、时间增加都呈现先增后减的趋势，最佳处理参数处理温度：660℃、处理时间：2~3 min、输出功率：1300 W。
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user: 摘 要 川中地区寒武系发育有目前国内单体规模最大的海相碳酸盐岩大气田——安岳气田，近年来，勘探热度在不断增加。结合四川盆地寒武系区域地质资料以及安岳气田近年来的勘探和研究成果，以戴金星院士提出的大气田成藏理论为指导，分析川中地区寒武系气田的成藏特征，探讨成藏主控因素。研究表明：安岳气田具有低层生气中心、晚期成藏以及古构造聚气滞后等特征。大气田的形成不仅需要裂陷-隆起构造系统奠定优越的物质基础，形成筇竹寺组、龙王庙组等优越的地质条件；还需要时间与空间的有机配置，空间上为下生上储，时间上为晚期聚气成藏，有机质接力生烃；最后在特殊的古环境因素(即寒武纪初期气候变热，冰川消融，海平面发生变化等)催化下，安岳气田才能最终形成并得以保存。 关键词 :安岳气田，低层生气中心，晚期成藏，古构造聚气滞后，裂陷–隆起系统，接力生烃 Copyright © 2017 by authors， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 四川盆地是一个经历了多期次构造沉积演化，发育了多套烃源岩、多类型储集层以及多变的生储盖组合的叠合盆地，油气分布具有多层系富集、发育多个勘探“黄金带” [ 1 ] 的特点。自20世纪60年代以来，先后发现了震旦系威远、石炭系五百梯、二叠系–三叠系普光等大气田，并于近年在川中磨溪–高石梯地区寒武系发现了我国单体规模最大的海相特大型气田——安岳气田 [ 2 ] 。 川中地区的油气勘探可追溯到20世纪40年代，在经历“三上威远”后，终于在1964年发现了新中国成立以来的第一个大气田——威远气田。然而，其后的40年里，川中震旦系-寒武系油气勘探始终未取得重大突破，在经历了持续探索阶段(1965~2005年)、风险勘探阶段(2006~2011年)，于2012磨溪-高石梯地区寒武系龙王庙组获得高产气流。截至2013年底，磨溪区块龙王庙组气藏探明储量为4404 × 10 8 m 3 ，可采储量为3082 × 10 8 m 3 ，含气面积达800 km 2 ，气藏埋深为4600~5000 m，气层平均厚度为36 m，储量丰度为5.5 × 10 8 m 3 ，开发井单井平均产量为172.57 × 10 4 m 3 /d，气藏具有气质好、开发效果好的特点 [ 3 ] 。川中地区寒武系龙王庙组气藏的勘探地位也逐渐由“兼探”转向主攻。 四川盆地寒武系发育比较完整，也是天然气开发的重点层位。笔者主要针对川中地区勘探“黄金带”，寒武系形成的安岳气田成藏特征及成控因素进行深入探讨。目前，学者对安岳气田的研究成果较多，提出的理论也较多，但是仍有一定的问题亟待解决，例如高–过成熟烃源岩如何继续大量生烃，古隆起现今构造斜坡及低部位能否规模富集等。笔者以戴金星院士提出的大气田成藏理论为指导，结合安岳气田的实际勘探情况，进一步总结其成藏特征，从成藏必备物质基础、关键成藏条件以及外界辅助因素综合分析大气田的成藏主控因素，以期提高对安岳特大型天然气藏形成规律的认识，为进一步勘探提供重要的理论指导。
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user: 2. 区域地质概况 川中地区位于四川盆地的腹部，地理位置上包括南充、遂宁和安岳等地，构造上位于川中古隆中斜平缓带 [ 4 ] (图1)。研究区寒武系保存较好，岩相变化具有规律性，自下而上分别发育麦地坪组、筇竹寺组、沧浪铺组、龙王庙组、高台组以及洗象池群 [ 5 ] 。下部麦地坪组和筇竹寺组主要为一套巨厚的暗色泥页岩；中部发育的沧浪铺组主要由砂岩及粉砂岩组成，龙王庙组则以灰色白云岩、粉砂质白云岩为主；而上部的高台组和洗象池组岩性组合与中部相似，分别发育红色碎屑岩和灰黑色结晶白云岩。同时，寒武系作为蒸发岩最重要的层位之一，在龙王庙组和高台组均有膏盐岩发育(图2)。
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user: 3. 大气田成藏特征 3.1. 低层生气中心 生气中心是指生气强度最大区，同时也是烃源岩厚度以及有机质类型、丰度和成熟度的综合体现。戴金星院士提出，高丰度的气源往往来源于生气中心及其周缘地区，且由于油气运移距离较短，可以最大程度地避免天然气的散失。根据生气中心烃源岩与储集层位的相互关系将其分为3类：① 同层生气中心，烃源层与大气田处于同一地层；② 低层生气中心，烃源层生成的天然气向上运移，聚集在上覆地层；③ 高层生气中心，天然气聚集在下伏地层中。从生储盖组合方式看，上述3类中心又可分别与自生自储型、下生上储型以及上生下储型组合相对应 [ 6 ] 。 川中寒武系安岳气田天然气主要源于麦地坪组和筇竹寺组。黄籍中等 [ 7 ] 统计下寒武统156块样品总有机碳质量分数(w (TOC))平均为0.97%，杜金虎等 [ 8 ] 统计筇竹寺组409个样品的w (TOC)介于0.5%~8.49% (平均为1.95%)，有机质丰度高。相关钻井资料例如高科1井筇竹寺组黑色页岩w (TOC)为0.40%~1.58% (平均为0.99%)，硫质量分数为0.93%~1.58% (平均为1.26%)，两者均较高，适合生烃；高石17井麦地坪组烃源岩分析测试也表明w (TOC)较高，介于0.52%~4.00% (平均为1.68%)，为较好烃源岩 [ 9 ] 。麦地坪组干酪根碳同位素分布在−36.4‰~−32.0‰之间(平均为−34.3‰) (图3)，属于典型的腐泥型烃源岩；筇竹寺组烃源岩的显微组分也显示以腐泥型为主，但上述2套烃源层有机质成熟度均较高，处于高-过成熟阶段。整体情况表明，麦地坪组和筇竹寺组在盆地内具有分布广、厚度大、有机质丰度高的特点，是研究区的生气中心。 作为储集层的龙王庙组在沉积期整体位于水下隆起，处于古隆起高部位——斜坡地带，发育大面积的颗粒滩，储集空间以次生的孔、洞、缝为主，主要的储集类型有粒间(溶)孔、晶间(溶)孔、溶洞、溶蚀缝等 [ 10 ] 。由此可看出，麦地坪组与筇竹寺组生烃后，油气可向上运移到龙王庙组的优质储层得到保存，属于低层生气中心。 图1. 川中地区构造位置图(据文献 [ 4 ] ) 图2. 川中地区寒武系地层划分柱状图 图3. 高石17井寒武系地球化学综合剖面图(据文献 [ 3 ] ) 3.2. 晚期成藏 晚期成藏对大气田的形成具有重要的作用，甚至优于大油田。从微观上来看，天然气的分子小、质量轻且易扩散 [ 11 ] ，因此，天然气形成后是不断向上运移和扩散的，如果在运移的过程中有很多扩散通道，储量会不断减少，甚至消失殆尽，使得大气田的形成更加困难。所以，成藏时间上越晚就会减少天然气的散失，相对于油田的形成来说，晚期成藏显得更为重要。 赵文智等 [ 12 ] [ 13 ] 提出，主生气期距今越近或者主要生气层位越新，对形成大气田更为有利。宏观上来看，四川盆地发生过多次大的构造运动，具有多旋回性。志留纪末期，川中古隆起定型，在古隆起的顶部地区，由于埋深较浅，热演化程度相对较低，R o 一般小于0.7%，处于未成熟–低成熟阶段，斜坡及凹陷区，R o 达0.9%左右，进入成熟阶段，有机质开始生成液态烃。随后，由于加里东期的抬升作用，烃源岩埋深变浅，生烃基本处于停滞状态。从二叠纪开始，下寒武统烃源岩再次开始生烃，古隆起顶部处于低成熟阶段，而斜坡及凹陷为生油高峰阶段。侏罗纪末，除古隆起顶部小部分区域处于高成熟阶段，盆地其他区域都进入过成熟生干气阶段 [ 8 ] (图4)。喜马拉雅期，四川盆地下寒武统烃源岩全部进入生干气阶段。总体看来，古隆起高部位烃源岩的热演化明显滞后于凹陷区，安岳气田的生气高峰在三叠纪，相对于烃源层和储集层要晚，生气层位较新，在一定程度上降低了多旋回性对天然气保存带来的损害。 3.3. 古构造聚气滞后 古构造聚气滞后是指聚气成藏作用发生在古构造运动之后 [ 14 ] ，安岳气田就是由该种方式形成的重要 图4. 川中古隆起顶部与斜坡凹陷有机质成熟度变化图 实例之一。川中古隆起圈闭位于成气区内，并且能够作为长期接受天然气聚集的有利场所。近年来，随着钻探井位的增加以及地震资料品质的提高，对古隆起的地质结构以及构造演化有了全新的认识。 通过对区域构造分析以及钻井、地震资料的深入研究表明，在四川盆地腹部的德阳-安岳大型克拉通内裂陷主要受张性断裂控制，呈NNW向展布，南北长320 km、东西宽50~300 km。克拉通内裂陷于震旦纪发生活化并于晚震旦世灯影组沉积期开始活动，早寒武世早期活动增强，区域拉张强烈，导致裂陷槽内部和两侧台地差异沉积，并于东侧台地发育高石梯-磨溪的古地貌高地，西侧发育威远-资阳古隆起，构成了川中古隆起的雏形。早寒武世沧浪铺期内裂陷逐渐消亡，与此同时，两侧隆起地貌合并成了一个统一的古隆起，并且规模不断扩大，一直持续到志留纪，古隆起定型 [ 15 ] 。之后志留纪末期，加里东运动使得地层抬升剥蚀，而聚气成藏作用主要发生在三叠纪，明显晚于成气区内重大地质构造运动之后，属于古构造聚气滞后型(图5)。
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user: 4. 大气田成控因素 大气田的形成并不是某一因素单独促进形成，而是多因素综合影响的产物，对于川中寒武系安岳气田来说，有学者从古裂陷或者古隆起出发，分析大气田的成控因素，也有提出比较综合的观点，例如：四古“古裂陷、古丘滩体、古隆起、古圈闭” [ 3 ] [ 15 ] 。笔者从大气田的必备物质基础、关键成藏因素以及外界辅助因素共同探讨了安岳气田的成藏条件。 图5. 川中内裂陷、古隆起构造演化(据文献 [ 3 ] ，略修改) 4.1. 裂陷–隆起系统奠定必备的物质基础 大地构造从宏观上把控大气田的形成，古隆起和古裂陷的形成密不可分，属于一个整体的构造系统，为烃源层和储集层的形成奠定了重要的基础。 上述克拉通内裂陷强烈活动期时，内部沉积了2套厚度较大的优质烃源岩(麦地坪组和筇竹寺组)，暗色泥页岩发育，控制了川中寒武系的生烃中心，是烃源岩层形成的重要前提。龙王庙期古隆起的高部位沉积了颗粒白云岩和晶粒白云岩，可以作为油气储层，由于后期加里东运动造成古隆起抬升剥蚀，溶蚀作用改善了储层的物性，发育了龙王庙组的优质储层。所以，古裂陷和古隆起的形成发育互为继承，裂陷-隆起的构造系统为大气田的形成奠定了必备的物质基础。 4.2. 生储盖层在时空上的有机配置是成藏的关键因素 安岳气田的生储盖组合在空间上属于下生上储型，下部巨厚且生烃潜力较好的麦地坪组、筇竹寺组暗色泥页岩与中上部沧浪铺组、高台组2套红色碎屑岩和龙王庙组、洗象池群2套厚层白云岩互夹发育，整体上构成良好的生储盖组合，并且辅以膏盐岩的高效封堵性，使得大气田在空间上具有良好的配置。 在时间上，大气田晚期成藏，于三叠纪到达生气高峰，而其后新生代发生的喜马拉雅运动使得川中古隆起西段发生强烈变形，但是东段高石梯–磨溪构造稳定，也是安岳气田得以保存的重要条件之一。 对于麦地坪组与筇竹寺组的优质烃源岩有机质成熟度均较高的问题，赵文智等 [ 12 ] [ 13 ] 在2005年提出有机质的“接力生气”模式，认为烃源岩进入“液态窗”规模排烃后，仍有相当数量的液态烃滞留于烃源岩内部，而当该部分尚未排出的分散液态烃再次达到生烃条件后会大量裂解生气，并且可能远远大于第一次干酪根降解形成的天然气。如果用时间线来解释，在凹陷和斜坡地区，麦地坪组与筇竹寺组烃源岩在志留纪末期进入低成熟阶段，开始生成液态烃，但之后由于加里东运动的抬升，使得生烃过程停止，烃源岩内滞留部分液态烃，接着古隆起一直埋深，直到二叠纪开始“接力生烃”，此后，构造稳定，形成大气田。 总体上，只有空间和时间上有机配置才是大气田成藏的关键因素。 4.3. 特殊的古环境有利于大气田的形成 寒武纪的气候变化影响海平面变化，具体表现在早寒武世早期，冰块迅速消融，海平面迅速上升，发生了寒武纪最大的一次海侵，在克拉通内裂陷槽内沉积了范围广、厚度大的麦地坪组和筇竹寺组海相泥质烃源岩。早寒武世中期，发生大规模海退，形成沧浪铺组碎屑滨岸相沉积和三角洲相沉积，可作为油气向上运移储集的通道。早寒武世晚期，龙王庙期发生第2次海侵，形成局限台地相、开阔台地相，发育颗粒滩等优质储层，并且此时海平面较低，海水咸度增加，加上气候干热，沉积物中的胶结物相对匮乏，孔隙得以大量发育，对储集层的形成多起到建设性的成岩作用，同时可形成部分膏盐岩沉积，作为良好的储盖层。中寒武世发生第2次海退，形成了高台组的局限台地相，砂泥坪扩大，膏盐岩继续发育，晚寒武世第3次海侵，形成洗象池群局限台地相，与龙王庙组类似，可以看出，油气运移和保存的场所增加，从而有利于形成大气田 [ 16 ] 。 4.4. 讨论 大气田的形成是多因素综合控制的，同样川中地区安岳气田的形成还有一些可能的影响因素，例如膏盐岩和古洋流的影响。 4.4.1. 膏盐岩对油气成藏的影响 膏盐岩层可作为优质的储盖层，从定性角度看，有利于形成异常压力封盖油气；又具有一定的流动性，不仅隆起过程中使周围岩石产生裂缝等作为油气运移通道，盐丘也可以作为油气聚集的场所，有利于大气田的形成；并且当膏盐岩被埋深到一定程度会脱水变成硬石膏，水中富有有机酸，具有一定的溶解作用，从而有利于次生孔隙的发育，改善储层的物性，但是如果硬石膏未能被溶解，堵塞在孔隙中，反而会使物性变差。有学者曾经提出，在蒸发环境中，水体盐度增加可以使生物大量死亡沉积在水底，膏盐岩迅速沉积有利于隔绝有机质，形成烃源层 [ 17 ] [ 18 ] 。但如果膏盐岩深埋脱酸可能会渗入烃源层对有机质产生腐蚀。所以，关于膏盐岩的形成机理及影响的定性理论较多，还需从定量角度加以佐证。 4.4.2. 古洋流对烃源岩的影响 上升洋流富磷、镁、铁等营养元素，会增加有机质的生产力。已有研究证明，现代洋流也是烃源岩发育的一个重要因素，但是上升洋流并不稳定，有时会变为下降流，对于古洋流的恢复就显得更加困难。虽然有通过古纬度恢复方法拟合烃源岩发育位置与上升洋流出现位置是否相当，但也仅是定性地证明上升洋流可能与烃源岩的发育有关 [ 19 ] 。
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user: 5. 结论 1) 川中地区寒武系大气田具有低层生气中心，晚期成藏以及古构造聚气滞后的特点，下部麦地坪组和筇竹寺组2套优质烃源岩生烃后向上部龙王庙的优质储层运移和扩散，由于盆地内多期次的构造运动，三叠纪到达生气高峰，聚气成藏时间明显晚于或者层位新于烃源层和储集层，且古隆起高部位区的生烃演化要滞后于凹陷及斜坡区。 2) 裂陷-隆起的构造系统为烃源层和储集层的发育提供良好的先决条件，德阳-安岳克拉通内裂陷与川中古隆起相继发育活动，裂陷槽内沉积麦地坪组与筇竹寺组烃源岩，古隆起高部位发育龙王庙组颗粒滩作为储层，并且加里东运动对古隆起的抬升使得储集层遭受溶蚀，从而进一步改善储集层物性。 3) 安岳大气田不仅在空间上具有良好的生储盖配置，在时间上晚期成藏，有机质得以“接力生烃”，同时避免油气因为构造运动的影响而逸散，从而保证了气田的产量。 4) 寒武纪初期气候干热、冰川消融、海平面上升，共发生3次海侵，分别为早寒武世早期、早寒武世晚期以及晚寒武世，进而控制了筇竹寺组、龙王庙组等沉积相的演化，对大气田的形成起到不可或缺的辅助作用。而关于膏盐岩对大气田的成藏目前还缺乏相关的定量证据，古洋流对于大气田的成藏是否起到明确的控制作用也还需要更多的证据加以佐证。
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user: 摘 要 以氧化锌烟灰为原料，采用NH 3 -NH 4 Cl溶液浸出，浸出液采用FeCl 3 作为除砷剂进行除砷，采用CaCl 2 作为除氟剂进行除氟，再经锌粉置换除杂和活性炭吸附处理后，采用浓盐酸调节pH进行沉锌、进而进行二次加水水解转化和煅烧以制备活性氧化锌。研究结果表明，在NH 4 Cl浓度4mol/L、NH 3 ·H 2 O浓度2mol/L、浸出温度50℃、浸出时间1h的浸出条件下，锌的浸出率达到98%以上。当n Fe /n As = 5时，FeCl 3 作为除砷剂除砷率达到99.7%；当n Ca /n F = 1时，CaCl 2 作为除氟剂除氟率达到98.5%。采用浓盐酸调节pH至6.70时，Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 沉淀的析出率达到最大，为82.85%。Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 沉淀物经一次水解转化得到Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 ，经二次水解转化得到Zn(OH) 2 ，再经500℃煅烧2h后可得活性氧化锌，产品质量均达到HG/T2572-2012标准指标，锌的直收率达80%以上。 关键词 :氧化锌烟灰，浸出，除砷氟，水解，氧化锌 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 氧化锌烟灰中氟、砷的去除一直是冶金工作者关注的热点问题 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。目前国内外许多厂家采用多膛炉和回转窑焙烧除氟 [ 5 ] ，也有研究报道采用水洗法或碱洗法脱氟 [ 6 ] ，碱洗法的氟脱除效果较好，然而物料经碱洗后还需进行水洗脱碱，废水量大。此外，有研究报道在湿法浸出液中除氟，如魏昶 [ 7 ] 等采用萃取法除溶液中的氟，谢维新 [ 8 ] 采用氟化钙沉淀法去除硫酸锌电解液中氟。 含砷氧化锌烟灰中脱砷的方法主要有焙烧脱砷 [ 9 ] 和浸出脱砷 [ 10 ] 。焙烧法中砷在高温下以三氧化二砷的形态挥发从而实现分离，该方法原料适用范围小、对环境污染严重。浸出脱砷是烟灰在浸出剂中选择性溶出，使砷从固相转化为液相，最后在液相中加以脱砷的方法。常用的脱砷剂有硫化钠 [ 11 ] 、硫酸亚铁 [ 12 ] 和偏钛酸 [ 13 ] 等。 本研究提出采用氨-氯化铵溶液浸出氧化锌烟灰，氯化铁作为除砷剂，氯化钙作为除氟剂，经净化除杂、加酸沉锌、水解转化和煅烧等工序制备活性氧化锌，以期获得高的锌直收率和高品质的活性氧化性，为从氧化锌烟灰中生产活性氧化锌提供了一种新的工艺路线。
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user: 2. 实验 2.1. 原料和试剂 本研究所采用的主要原料是某冶炼厂的氧化锌烟灰，其主要化学组成见表1。实验所用到的试剂主要有氯化铵、氨水、盐酸、三氯化铁、锌粉、氯化钙和粉末状活性炭。 2.2. 实验流程及方法 图1为从氧化锌烟灰制取活性氧化锌的工艺流程。该工艺流程主要包括浸出过程，采用FeCl 3 除砷、CaCl 2 除氟、锌粉置换除杂和活性炭吸附等四段净化过程，净化液加酸沉锌以及沉锌物两次水解转化和煅 Table 1 The main chemical composition of zinc oxide fume dust 组成 Zn Pb Cu Fe Cd As Cl S F WT% 59.78 9.07 0.30 0.19 0.24 0.99 2.24 0.78 1.80 表1. 氧化锌烟灰的主要化学组成 图1. 从氧化锌烟灰制取活性氧化锌的工艺流程 烧等过程。工艺流程中的净化液加酸沉锌母液和一次水解转化母液经蒸发浓缩可返回浸出，二次水解转化母液经适当处理即可达标排放。 浸出过程系将一定量的浸出剂加入反应烧杯中，加热至50℃，加入氧化锌烟灰进行浸出，搅拌时间1 h后过滤，得到浸出液和浸出渣。 除砷过程则按不同的铁砷摩尔比向浸出液中加入FeCl 3 ，在室温下搅拌反应30 min，除去浸出液中的As；过滤后进行除氟，除氟过程是在滤液中加入一定量的氯化钙，在室温下搅拌反应1 h，除去浸出液中的F。过滤后进行锌粉置换除杂，在40℃下，锌粉投加量为5 g/L，搅拌反应1 h，置换除去浸出液中Pb、Cu、Cd等重金属杂质离子；过滤后进行下一步活性炭吸附有机物，即在滤液中加入3 g/L的活性炭，在室温下搅拌吸附1 h，以除去溶液中残留的有机物，过滤所得滤液进入下一步加酸沉淀过程。 加酸沉淀过程系在室温下在除氟液中缓慢加入12 mol/L的盐酸，以调节溶液的pH为6.7进行加酸沉淀，搅拌一段时间后过滤。滤渣经洗涤、干燥后得到Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 。滤液返回浸出使用。 水解转化分为两步进行，一次水解转化系将Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 和水按5:1液固比进行水解转化，反应温度为80℃，反应时间为1 h。经过滤、洗涤、干燥得到Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 。二次水解转化系将Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 和水按5:1液固比进行水解转化，反应温度为80℃，反应时间为1 h。经过滤、洗涤、干燥得到Zn(OH) 2 。将Zn(OH) 2 置于马弗炉中，500℃煅烧2 h，得到活性氧化锌。一次水解转化滤液经蒸馏浓缩后返回浸出，馏出液返回水解转化用。 2.3. 分析方法 采用X射线荧光光谱仪(XRF)测定氧化锌烟灰和浸出渣的主要化学组成；采用EDTA滴定法测定浸出液中锌的含量；采用X射线衍射仪(XRD)测定浸出渣、沉淀产物、水解转化产物和煅烧产物的物相；采用ICP-OES测定净化前后溶液中Pb、Cu、As、Cd、F杂质元素的含量。
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 浸出过程 图2、图3分别为NH 4 Cl和NH 3 ·H 2 O浓度对烟灰中Zn、Cd、Cu、Pb、F浸出率的影响。从图2可以看出，Zn、Cd、Cu、Pb浸出率随着NH 4 Cl浓度的增大而升高，当NH 4 Cl浓度大于2 mol/L时，Zn浸出率变化不大，均能达到90%以上，当NH 4 Cl浓度大于4mol/L时，Pb浸出率才开始增加；而F浸出率随着NH 4 Cl浓度的增大则逐渐降低。从图3可以看出，随着NH 3 ·H 2 O浓度的增加，烟灰中Zn、Cd、Cu、F浸出率随之提高，而Pb浸出率随之降低；当NH 3 ·H 2 O浓度大于2 mol/L时，Zn浸出率变化不大。故本研究选择NH 3 ·H 2 O浓度为2 mol/L，NH 4 Cl浓度为4 mol/L。 表2为氧化锌烟灰在NH 4 Cl浓度4 mol/L、NH 3 ·H 2 O浓度2 mol/L、浸出温度50℃、浸出时间1 h的浸出条件下浸出渣的化学组成，浸出渣率为20.09%。由表2可知，浸出渣主要由Pb、Cl、Zn等元素组成。对比表1与表2，大部分Zn进入到浸出液中，同时少量Pb、Cu、F、As、Cd等杂质也进入到了浸出液中。图4为浸出渣的XRD图谱，其物相主要为Pb(OH)Cl和少量的Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 。 3.2. 净化过程 图5为FeCl 3 除砷时铁砷摩尔比(n Fe /n As )对除砷率的影响。从图5中可以看出，除砷率随着n Fe /n As 增 图2. NH 4 Cl浓度对烟灰浸出率的影响，反应温度50℃，反应时间1 h Table 2 The main chemical composition of leaching residu 组成 Pb Cl Zn F Fe Cu As Cd WT% 40.67 9.42 6.85 5.44 0.93 0.58 0.11 0.09 表2. 浸出渣的主要化学组成 图3. NH 3 ∙H 2 O浓度对烟灰浸出率的影响，反应温度50℃，反应时间1 h 图4. 浸出渣的XRD图 大而增大。当n Fe /n As = 2时，除砷率大于90%，溶液中残余砷浓度为58 mg/L；当n Fe /n As = 5时，除砷率达到99.7%以上，溶液中残余砷浓度为2.3mg/L；继续增大n Fe /n As 对除砷率影响不大。 图6为CaCl 2 除氟时钙氟摩尔比(n Ca /n F )对除氟率的影响。从图6中可以看出，随着氯化钙加入量的增加，除氟率显著升高。当n Ca /n F = 0.5时，除氟率为89.2%，溶液中残余氟离子浓度为71.1 mg/L；当n Ca /n F = 1时，除氟率达到98.5%以上，溶液中残余氟离子浓度为9.5 mg/L；继续增加氯化钙的加入量，溶液中氟离子浓度的降幅不大。 图5. 铁砷摩尔比对除砷率的影响，反应温度25℃，反应时间30 min 图6. 钙氟摩尔比对除氟率的影响，反应温度25℃，反应时间1 h 表3为浸出液经除砷、除氟以及锌粉置换除杂和活性炭吸附等净化工序后溶液中杂质的浓度。由表3可知，本研究采用的净化工艺可有效地除去浸出液中Pb、Cu、Cd、As、F等杂质，有利于后续制备高品质氧化锌。 3.3. 沉淀过程 图7为经净化处理后的浸出液加酸沉淀产物的XRD图谱。从图7中可以发现几乎所有的峰都对应于Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 的特征峰，没有其他明显的杂峰，说明产物为单一物相Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 。从沉淀过程的试验现象可以看出，当溶液的pH降低至8.0时，开始析出沉淀；继续降低溶液的pH，沉淀析出量快速增加；当pH接近中性时，沉淀析出量增加幅度逐渐减缓；当溶液的pH = 6.70时，Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 沉淀的析出率达到最大，约占溶液中总锌的82.85%，即可将溶液中82.85%的锌得到有效的分离。当继续降低溶液的pH时，沉淀物快速溶解；当溶液的pH = 5.75时，Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 沉淀完全溶解消失。 Table 3 The concentration of impurities in the solution after purifications (mg/L 含量 Pb Cd Cu As F 净化后 0.14 0.44 0.35 2.30 9.20 表3. 净化后溶液中杂质的浓度(mg/L) 图7. 沉淀产物的XRD图 图8. 一次水解转化产物的XRD图，液固比 = 5:1， 反应温度80℃，反应时间1 h 3.4. 水解转化制备氧化锌 图8为Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 在液固比5:1、反应温度80℃、反应时间1 h的水解条件下一次水解转化产物的XRD图。从图8中可以看出，一次水解转化产物中未出现明显Zn(NH 3 ) 2 Cl 2 的特征峰，其物相主要为Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 。图9为在液固比5:1、反应温度80℃、反应时间1 h的水解条件下对Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 进行二次水解转化产物的XRD图。从图9中可以看出，Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 已完全转化为Zn(OH) 2 ，其中还出现了少量ZnO的特征峰，这可能是由于Zn(OH) 2 脱水分解为ZnO所致。 图9. 二次水解转化产物的XRD图谱，液固比= 5:1， 反应温度80℃，反应时间1 h 图10. 活性氧化锌的XRD图，煅烧温度500°C，煅烧时间2 h 图10为二次水解转化产物经500℃煅烧2 h后所得活性氧化锌的XRD图。从图10中可以看出，其衍射峰与氧化锌的特征峰完全一致，说明本工艺制备的活性氧化锌纯度很高，无杂质相存在。 表4为所制备的活性氧化锌产品指标和HG/T2572-2012标准指标的比较。由表4可知，本研究所制备的产品质量各项指标均达到标准指标。
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user: 4. 结论 采用氯化铵和氨水浸出氧化锌烟灰，浸出液经四段净化后，通过加酸沉锌、水解转化和煅烧，制备得到活性氧化锌。浸出反应最佳条件：氯化铵浓度4 mol/L，氨水浓度2 mol/L，浸出温度50℃，浸出时间1 h，Zn浸出率达到98%以上；净化反应最佳条件：铁砷摩尔比5:1，钙氟摩尔比1:1；加酸沉锌最佳pH为6.7，得到Zn(NH 3 ) 2 Cl 2(s) 。水解转化反应最佳条件：一次水解转化液固比5:1，反应温度80℃，反 Table 4 The comparison of active zinc oxide product indexes prepared by experiment with standard indexe 项目指标 标准指标 产品指标 氧化锌(ZnO) w/% 95.0~98.0 96.5 105°C挥发物w/%≤ 0.8 0.6 水溶物w/% ≤ 1 0.4 灼烧减量w/% 1~4 2.1 盐酸不溶物w/% ≤ 0.04 ≤0.01 铅(Pb) w/% ≤ 0.008 ≤0.001 锰(Mn)w/% ≤ 0.0008 ≤0.0001 铜(Cu)w/% ≤ 0.0008 ≤0.0001 镉(Cd)w/% ≤ 0.004 ≤0.001 筛余物(45μm试验筛) w/% ≤ 0.1 ≤0.1 比表面积/(m 2 /g) ≥ 45 48 表4. 实验制备的活性氧化锌产品指标与标准指标的比较 应时间1 h，得到Zn(OH) 1.6 Cl 0.4 ；二次水解转化液固比5:1，反应温度80℃，反应时间1 h，得到Zn(OH) 2 ，经干燥，500℃煅烧2 h，得到活性氧化锌，产品质量各项指标均达到HG/T2572-2012标准指标，锌的直收率达80%以上。此工艺为从氧化锌烟灰中生产活性氧化锌提供了一种新的工艺路线，有关氨浸出液加酸沉淀机理和水解转化机理，还需进一步深入研究。
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user: 摘 要 全液压式开口机由于结构紧凑、功能强大、性能稳定、开口高效以及对出铁口保护能力强等优点，在大型高炉生产中具有广阔的应用前景。结合宝钢4#高炉全液压式开口机应用实践，比较详细地分析了全液压式开口机6大液压执行机构，给出了开口机液压控制系统结构设计模式，并提出高炉炉前特殊环境下开口机液压系统两种维护模式，为大型高炉炉前使用液压式开口机提供借鉴。 关键词 :开口机，高炉，液压，炉前设备 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在高炉冶炼生产中，开口机(也称开铁口机)负责打开出铁口或疏通出铁口任务。通常与泥炮、移盖机以及摆动流嘴一起统称为高炉炉前设备。开口机按照结构形式大概可以分为6种：吊挂式、框架式、斜座式、高挂立柱式、矮座式以及折叠式；按照钻削原理可分为4种：单冲式、单钻式、冲钻联合式以及正反冲钻联合式；按照动力源也可以分为6种：电动式、气动式、液动式、电气结合式、气液结合式以及电液结合式 [ 1 ] 。对于各种动力源的开口机，全液压式开口机由于钻削开口功率大，工作性能稳定、可靠，结构紧凑，相比电动、气动开口机而言，全液压式开口机打开出铁口速度明显加快，开出孔道平直光滑 [ 2 ] 。它可以与全液压矮身泥炮配合使用，不仅可以结构上互利，而且可以共用炉前液压泵站。对高炉冶炼而言，全液压式开口机在大型高炉生产中的优势更加明显，对大型高炉长寿顺行、稳定高产具有重要作用。 宝钢4#高炉是在1#、2#、3#大型高炉建设、生产实践基础上，建成的又一座超过4000 m 3 的大型高炉 [ 3 ] 。宝钢4#高炉设有4个出铁口，矩形双出铁场分南北对称布置，采用三口出铁制 [ 4 ] ，如图1所示。 每个出铁口配备有独立的开口机、泥炮、移盖机以及摆动流嘴等炉前重要设备。宝钢4#高炉炉前设备全部采用液压传动，其中开口机是从德国引进的全液压式STB200开口机。这种开口机属于高挂立柱式结构，安装在矮身泥炮上方，集冲击、钻削于一体，具有结构紧凑、功能强大以及自退避保护能力强等优点。STB200全液压式开口机主要技术参数如表1所示。 自宝钢4#高炉投以来，这种全液压开口机在高炉生产过程中实现稳定高产、高炉长寿以及设备维护等方面具有明显优势。
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user: 2. 液压开口机工作流程 在高炉炉前设备运行过程中，开口机运行工况是最复杂的。开口机在完成一次打开出铁口或疏通出铁口任务过程中，开口工作流程如图2所示。开口机一个工作流程大概需要完成12种动作，包括钻杆前端抱紧与松开、大臂向前与向后旋转、大梁升降、钻机小车前进与后退、钻杆旋转、钻杆正向、反向冲击。这12种动作之间有相互独立按先后顺序执行的，如钻杆前端抱紧与松开，大臂向前旋转与大臂向后旋转以及钻机小车前进与后退等；也有复合动作，如钻机前进、钻进旋转、钻机冲击三个动作交互进行。
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user: 3. 开口机液压执行机构 在开口机完成一次工作任务过程中，开口机执行的12种动作是由6套液压执行机构来承担。这6套液压执行机构的主要液压执行元件在开口机上的分布位置如图3所示。 3.1. 大臂旋转机构 开口机大臂旋转机构通常采用立柱高挂安装，下面可以配备矮身泥炮。大臂旋转机构主要功能是驱 Table 1 Basic Parameter of STB200 Hydraulic Taphole Dril 参数 指标 参数 指标 总进给 5500 mm 冲击压力 200 bar 可调开口角度 8˚~11˚ 正向冲击能量 555 Nm 进给力度 40 kN 反向冲击能量 472 Nm 进给速度(最大) 1 m/s 正向冲击频率 1765次/分 钻杆旋转压力 205 bar 反向冲击频率 1666次/分 钻杆旋转扭矩 850 Nm 转动速度 450转/分 旋转半径 4565 mm 旋转角度 140˚ 大梁升降行程 516 mm 总重 大约16，350 kg 表1. STB200液压开口机主要参数 图1. 宝钢4#高炉出铁口分布图 图2. 液压开口机工作流程图 图3. 开口机液压执行元件分布示意图 动开口机大臂旋转，其向前旋转可以推动开口机机架从停机位置运行到出铁口正前方、主沟正上方，而向后旋转相反，大臂旋转角度为140˚，旋转半径为4565 mm。大臂旋转机构液压执行元件由两台油马达并联组成，两台油马达都属于双向定量马达，在液压控制回路中采用了电液比例控制技术，可以控制大臂旋转转速和转矩。大臂向前、向后旋转时马达额定流量为25升/分，额定转速10度/秒。 3.2. 钻杆抱紧机构 钻杆抱紧机构位于开口机大梁前端，其液压执行元件采用可调双向缓冲式单杆液压缸。目前很多开口机没有配备钻杆抱紧机构，STB200开口机配置钻杆抱紧机构体现出在炉前设备、高炉寿命以及经济性方面协同效应。在开口机打开铁口过程中，钻机抱紧机构与中心钩小车、钻机夹具一起构成三个支点固定钻杆，其中钻杆抱紧机构位于前端，通过抱紧钻杆，避免钻杆径向振动过大，影响开口角度，保护高炉出铁口，对延长高炉寿命具有重要意义。液压缸在工作过程中驱动执行机构抱紧钻杆时，额定流量为10升/分，执行时间为2秒；在驱动执行机构松开钻杆时，额定流量为6升/分，执行时间为2秒。 3.3. 大梁前端升降机构 开口机大梁前端升降机构采用四连杆机构，其液压执行元件采用可调双向缓冲式单杆液压缸，液压缸和活塞杆两端分配固定在连杆机构上。大梁升降机构的主要功能是控制大梁前端升降，当液压缸活塞杆伸出时，开口机大梁前端抬起，直到大梁处于水平位置，额定流量为90升/分，执行时间为3秒；当液压缸活塞杆收缩时，开口机大梁前端下降，额定流量为44升/分，执行时间为3秒，其大梁前端下降角度在8˚~11˚可调，最大下降距离为516 mm。 3.4. 钻杆冲击机构 钻机冲击机构与钻杆旋转机构集成在一台钻机内部，位于钻机前端，具有正向、反向双向冲击功能，其液压执行元件有冲击装置组成，包括冲击缸、活塞杆、冲击环等液压元件。钻机冲击机构通过液压油驱动活塞杆往复运动实现正向、逆向冲击钻杆，在系统压力为180 bar时，正向冲击频率为1765次/分，冲击能量为554 Nm，冲击功率为16.3 kW，冲击油耗为155升/分；反向冲击频率为1666次/分，冲击能量为472 Nm，冲击功率为13.1 kW，冲击油耗为146升/分。在钻机冲击机构两侧配备有两个氮气压力蓄能器，在靠近钻机旋转马达一侧蓄能器设定标准氮气充填压力为6 bar左右；在相对应另一侧氮气充填压力为65 bar左右。 3.5. 钻杆旋转机构 钻机旋转执行位于钻机后端，其液压执行元件采用双向定量油马达，具有正向、反向双向旋转功能。一般情况下，液压驱动油马达安装在钻机外侧，在液压系统压力为205 bar时，油马达最大转速为450转/分，输出最大扭矩为850 Nm，油耗为75升/分。在钻机旋转液压控制回路上采用了电液比例控制技术，可以控制油马达的输出转速和转矩。 3.6. 钻机小车进给机构 钻机小车进给机构位于开口机大梁尾部，其液压执行元件采用双向定量油马达，通过链条驱动钻机小车前进、后退。钻机小车进给机构上配置有旋转编码器，小车最大进给距离是5500 mm，最大进给速度为1 m/s，最大进给力为40 kN。在钻机小车进给液压控制回路中采用了电液比例控制技术，可以通过比例溢流阀调节回路工作压力为30~200 bar，可以通过双向比例换向阀可以调节油马达的输出转速和转矩。
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user: 4. 开口机液压控制系统 在高炉炉前设备布置上，通常开口机与泥炮位于出铁口主沟一侧，开口机安装在矮身泥炮上方，移盖机单独位于出铁口主沟另一侧。大型高炉炉前特殊的工作环境，如高温、粉尘以及腐蚀性气体等，对炉前设备液压系统设计、使用以及维护都提出了更高的要求。在炉前设备液压系统设计上，系统稳定性对炉前设备运行效率有直接影响，液压系统结构合理性对液压系统稳定性、经济性有直接关系。开口机液压系统可以与炉前泥炮液压系统、移盖机液压系统三者之间可以共用液压泵站，每个出铁口开口机液压系统控制阀组可以与泥炮、移盖机液压控制阀组共用一个液压阀站的阀台，两个出铁口炉前设备开口机、泥炮、移盖机的液压阀台可以共用一个液压阀站，四个出铁口开口机本体液压系统之间相互独立，如图4所示，开口机液压系统三层结构设计模式。 4.1. 开口机液压泵控制系统 第一层是开口机液压泵控制系统，属于炉前泵站系统子系统，为四台开口机液压系统提供动力源。在这一层液压系统中，开口机与泥炮、移盖机共用一套液压泵站系统，采用南场、北场两组双油箱六台液压马达并联组成。炉前液压系统通常安装在大型高炉出铁场平台下面。液压泵站系统为炉前设备液压系统提供动力源，分别向1#、2#炉前液压阀站输送三路动力油路，其中泥炮油路压力为315 bar，开口机与移盖机油路压力为220 bar，控制油路压力为40 bar~45 bar。 4.2. 开口机液压阀控制系统 第二层是开口机液压阀控制系统，四台开口机液压阀控制系统之间采用相互独立液压控制阀组。每台开口机液压阀组与泥炮、移盖机液压阀组之间共用一个液压阀台。两个出铁口开口机液压阀控制系统位于一个炉前液压系统阀站内，可以共用一个液压动力油路。 4.3. 开口机本体液压系统 第三层是开口机本体液压系统，主要有开口机本体上的液压执行元件(如液压油缸和油马达)和部分液压执行元件现场控制阀组件。开口机本体液压系统之间完全相互独立。 图4. 开口机液压系统结构示意图
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user: 5. 开口机液压系统维护 大型高炉炉前环境比较恶劣，开口机工况又比较复杂，而且使用频率比较高，采取有效的液压系统维护方式对开口机运行稳定性、效率有直接影响。对于开口机液压系统维护来说，可以根据实际需要采取两个维护模式。 5.1. 开口机液压系统高温高尘下的使用和维护模式 针对高炉炉前特殊工作环境，建立开口机液压系统高温高尘下的使用和维护模式。首先，分析炉前高温高尘环境对开口机液压系统的影响，集中体现在：1) 液压油的黏度降低，液压泵容积效率下降；2) 油膜强度降低，润滑性能下降；3) 油液加速氧化，寿命降低；4) 高温使得元件发热变形，配合精度变差；5) 高温使得密封件寿命缩短；6) 灰尘很容易经过通气孔、加油口、油缸活塞杆以及管路连接处等侵入系统内部，引起液压油污染等。针对高温高尘下工作的液压系统特点，要求用尽可能大的油箱，靠油箱的自然散热来满足系统对温度的要求，有条件的可以采用冷却器。要注意防止泄漏，防止烟尘对液压系统的污染。为了防止液压油泄漏引发火灾，应选用抗燃或不燃液压油。主要措施如下：1) 定期更换液压油。2) 定期更换密封件。3) 短程大缸径的油缸密封件尽可能选用比理论设计大一号的密封槽及密封件，可以有效提高油缸的抗泄漏能力。4) 加强对液压系统的管理。安排专人定期检查液压系统各管接头，对已发现有泄漏的两接合面(如法兰接头)，应及时更换密封件，防患于未然。为了防止烟尘对液压系统污染，尽可能将液压系统泵站置于远离烟尘处，如地下。同时对所有油缸活塞杆安装防尘圈，并及时更换老化的防尘圈。 5.2. 开口机液压系统运行不同阶段故障特征维护模式 针对大型高炉炉前开口机液压系统不同运行阶段的故障特征有针对地进行重点维护，建立开口机液压系统运行不同阶段故障特征维护模式。1) 开口机液压系统运行初期。主要故障包括：管接头松脱；密封件泄漏；压力和速度不稳定；由于负荷大或外界环境散热条件差，使油温过高引起泄漏，导致压力和速度变化。在这个阶段主要是开口机调试阶段未出现的故障暴露出来，因此应加强管理不放过任何一场现象，及时处理并做好详细记录。特别注意设备初期的第一次换油，以后要定期清洗过滤网、过滤芯，定期对油液进行取样检测，及时查明油液污染的原因，消除污染渠道，使故障率降到最低。2) 开口机液压系统运行中期。在这个阶段，开口机液压系统故障率最低，系统处于最佳运行状态。在维护过程中，特别注意防止油液污染，并结合液压系统的随机表现，将故障控制在萌芽状态。对工作频繁的元件要进行定期检查，如开口机冲击液压回路元件。3) 开口机液压系统运行后期。在这个阶段，液压元件因工作频率和负荷差异，易损件先后出现正常的超常磨损。此阶段开口机液压系统故障率较高，泄漏增加，效率降低。在维护过程中，加强设备点检管理，定期对元件进行全面检验，对已失效元件应立即进行修理或更换，减少被迫停机时间。
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user: 6. 总结 通过分析STB200全液压式开口机在宝钢4#高炉上的应用，深入探讨了全液压式开口机液执行机构、液压系统结构以及炉前特殊环境下液压系统维护等，可以归纳为以下几个方面： 第一，全液压式开口机同其它动力源的开口机相比，具有结构紧凑，功能强大，开口效率高，以及开口效果好等优点，并对高炉出铁口具有良好的保护能力，特别适用于大型高炉炉前使用，具有广阔的应用前景。 第二，全液压式开口机液压执行机构通常包括6个部分，即大臂旋转机构、钻杆前端抱紧机构、大梁前端升降机构、钻杆冲击机构、钻杆旋转机构以及钻机小车进给机构。一般来说，钻杆冲击机构与钻杆旋转机构集成在一台钻机内部。 第三，全液压式开口机液压系统可以与炉前泥炮、移盖机液压系统联合起来统一设计。开口机可以与炉前泥炮、移盖机共用一个液压泵站，每个出铁口的开口机、泥炮、移盖机三者可以共用一个液压阀台，三者的液压控制阀组相互独立。两个出铁口的开口机、泥炮以及移盖机可以共用一个液压阀站。 第四，全液压式开口机液压系统维护必须考虑高炉炉前特殊的工作环境，可以采取高温高尘下液压系统的使用和维护模式与液压系统运行不同阶段故障特征维护模式两种模式相结合，从而可以有效降低开口机液压系统故障率。 总之，全液压式开口机在大型高炉生产中，具有比较独特的优势，将会受到越来越多高炉冶炼生产厂家的青睐。
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user: 摘 要 应用近似动态规划方法解决三轴卫星姿态最优轨迹规划问题，首先使用三轴卫星的动力学和运动学模型，对于给定的始末姿态，选取姿态机动能量消耗最少作为待优化的性能指标。文中根据自适应动态规划结构，分别利用评价网络来近似性能指标函数和执行网络来逼近控制变量，龙格库塔法求解状态变量，并给出了适合该类问题的一种效用函数的具体表达式。仿真结果表明应用近似动态规划解得的三轴卫星最优轨迹，能够较好地满足各种约束条件，而且计算精度高、速度快，具有很好的实时性。 关键词 :姿态控制，近似动态规划，三轴卫星，最优控制，神经网络 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 从1957人类第一颗卫星上天到最近我国天宫二号载人航天的成功发射，航天技术一直是世界各国重点发展的尖端技术。经过几十年的快速发展，航天技术日臻完善，卫星也因此广泛应用在通信，导航，气象，军事等各个领域。在卫星执行空间任务的过程中，经常会需要使姿态从某一状态旋转到另一状态，这要求卫星姿态控制系统必须根据初末端状态给出期望的控制力矩指令。本文根据三轴卫星姿态机动消耗的能量最少作为待优化的目标提出了近似动态规划方法求解该优化问题。 近似动态规划结合了动态规划、强化学习、神经网络等方面的内容，是一种智能优化控制方法。因此近似的方法早在1950年后期就被认可，近似动态规划是一类启发技术，其通过搜索合适的近似来求解代价函数。特别是，近似动态规划方法应用强化学习的思想来获得代价函数的在线近似而不需要使用系统动态的知识。近年来，国际控制与智能计算领域的许多学者对近似动态规划进行了研究，但多数是关于算法和仿真的研究，也有一些文献谈到近似动态规划的理论问题，如收敛性和最优性等，但主要是针对线性系统和特殊非线性系统。文献 [ 1 ] 按照ADP的结构变化、算法的发展和应用三个方面介绍ADP方法，总结了当前ADP方法的研究成果，并对该领域仍需解决的问题和未来的发展方向作了进一步的展望；文献 [ 2 ] 提出了一种基于ADP方法的有限时域最优控制方法，该方法通过迭代求解最优控制策略，使得系统的代价函数在 范围内无限接近其最优值，并可以求出最优控制步数；文献 [ 3 ] 展示了基于ADP方法的在线无模型自适应评价策略求解对于线性系统的离散时间和连续时间域的最优控制问题，并用在电力系统的仿真验证了两种算法的有效性；文献 [ 4 ] 提出的不确定连续时间非线性多项式系统GADP方法，它不需要使用神经网络去近似，并能通过在线学习得到全局自适应次优稳定的控制策略；文献 [ 5 ] 对连续时间线性系统的无模型在线ADP求解无限范围线性二次型最优控制；文献 [ 6 ] 通过2D平面机器人举例说明ADHDP强化控制；文献 [ 7 ] 提出了两个无模型ADP方法，但是需要用到值函数对状态的导数信息；文献 [ 8 ] 提出ADP方法用于一类非线性系统有限范围最优跟踪控制，文中用到迭代HDP算法；文献 [ 9 ] 提出了迭代自适应算法用于带有约束输入的未知非线性离散时间系统的最优控制，文中用到一个神经网络辨识未知动态系统，两个基于GDHP方法的神经网络逼近性能指标及其导数和控制律；文献 [ 10 ] 介绍了通过神经网络实现的基于ADP的自学习控制方法，并从强化学习与自适应评价设计两个方面研究了ADP的发展状况；文献 [ 11 ] 提出新型策略迭代方法用于找出带有完全未知系统动态的线性连续时间系统的在线自适应最优控制器，该方法根据状态与输入的在线信息，利用ADP技术迭代求解代数黎卡提方程；文献 [ 12 ] 提出对于一类未知非线性动态系统使用SN-DHP技术的神经最优控制，该方法需要先辨识未知的动态系统，然后采用单网络DHP求解最优控制问题；文献 [ 13 ] 提出针对离散时间HJB系统的基于三角形隶属度函数的模糊HDP算法的收敛性分析与应用；Jennie Si在通过联系与强化的在线学习控制中提了神经动态规划方法，并在讨论与总结中提到自组织映射(SOM)网络在解决带有多变量的复杂系统可以降低计算复杂度 [ 14 ] ；魏庆来等提出了基于策略迭代的稳定的Q学习算法实现非线性神经最优跟踪控制 [ 15 ] 。国内关于三轴卫星姿态控制的研究很早就开始了，文献 [ 16 ] 对卫星动力学、卫星姿态控制等进行了深入研究；文献 [ 17 ] [ 18 ] 对三轴稳定卫星分别采用了Legendre伪谱法和Gauss伪谱法进行姿态机动最优控制；文献 [ 19 ] 介绍了控制参数辨识RBF神经网络滑模自适应控制。 以上对于三轴卫星的控制方法中的伪谱法是基于插值近似的，插值点的个数以及初始值的选择都会对最终结果产生较大影响；基于控制参数辨识的RBF神经网络滑模自适应控制，用参数辨识的方法在线调整控制参数，使系统按照设定的模态运行，所谓的自适应是向给定模型逼近已达到某种性能指标。关于近似动态规划在卫星姿态最优控制方面的应用还没有人研究，近似动态规划则是通过神经网络学习逼近最优控制的，不需要按照给定的控制模型去近似，是一种智能的控制方法。本文通过近似动态规划方法求解三轴卫星姿态机动问题，使用增广状态方程将三轴卫星的动力学方程与运动学方程合并为一个状态方程，在此基础上分析了卫星的三轴姿态机动与单轴姿态机动的近似动态规划最优控制并与同为智能算法的遗传算法的结果进行比较。
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user: 2. 三轴卫星姿态机动最优控制问题 2.1. 卫星动力学方程及卫星运动学方程 应用修正罗德里格参数与方向余弦矩阵的关系式，可得修正罗德里格参数描述方式下的卫星运动方程 [ 17 ] 。 (1) 其中 式中 为欧拉转角， 为姿态相对惯性参考坐标系的转速， 为斜对称阵。 卫星姿态动力学方程 (2) 式中 为三轴卫星的惯量矩阵， 为外部作用力矩， 为斜对称阵。 2.2. 最优控制问题的一般形式 最优控制问题的三要素是，系统的运动方程，物理约束条件，性能指标。根据最优控制问题的三要素，可以将一个一般的最优控制问题描述如下 被控系统的状态方程及初始条件为 (3) 其中， 为状态向量， 为状态向量的容许集； 为控制向量， 为控制向量的容许集。试确定容许的最优控制 和最优状态轨迹 ，使得系统实现从初始状态 到目标 (4) 的转移，同时使得性能指标 (5) 达到极值。 2.3. 卫星姿态机动能量最优控制问题的数学描述 针对2.1节描述的卫星动力学及卫星运动学方程，结合2.2节给出的最优控制问题的一般形式，此处给出三轴稳定卫星姿态机动的能量最优控制问题的一般形式 针对三轴稳定卫星的系统方程 (6) (7) 初始条件 终端约束 性能指标 (8) 控制约束 由于上述最优控制问题，具有强非线性和耦合性，无法通过极小值原理或HJB方程等方法求得解析解，因此需要通过数学方法变换为一类参数优化问题，再通过优化算法求解。