工艺确定（精选九篇）
工艺确定 篇1
PHC管桩在我国已有20余年生产历史,生产企业由当初的一两家到目前的几百家,我国的管桩年产量已是世界第一。但是,目前在管桩生产工艺方面的质量控制还存在不少问题,例如,对于管桩离心成型工艺参数(即离心成型各阶段的转速n和时间t)如何确定,各生产厂家的随意性很大,即使在一些生产规模较大的厂家,一些技术主管也缺少这方面的知识和对实际管桩离心混凝土结构特点的认识,仅停留在通过离心成型使“混凝土密实”就行的一般概念上。因此,出现了当前我国不少厂家离心成型管桩混凝土的结构(宏观和微观)不佳;有些厂家的管桩在壁厚方向的主筋内侧已看不到“混凝土层”,主要是“砂浆层”;有的厂家管桩混凝土的内、外分层(又称内、外分离,内、外离析)十分严重。最终造成了即使是同样混凝土强度的管桩,其力学性能、耐久性、施工时施打性能等相差很大。
如果说管桩生产中使用的混凝土配比是合理的,使用的原材料(包括砂、石、水泥、外掺料和外加剂)是合格的,混凝土混合料的搅拌质量也是合格的,那么我们应怎么来确定管桩离心成型各阶段的工艺参数呢?以下做简要叙述。
1 离心成型速度
1.1 慢速
要满足管桩混凝土混合料在离心成型时不塌落,其临界状态是:离心力=重力(向心力),即:m Rω2=mg。
式中,R—制品半径,cm;
g—重力加速度,981cm/s2;
ω—角速度。
式中,n—转速,r/min;
式中,n临界—临界状态下转速,r/min。n慢=k·n临界
式中,n慢—慢速时的转速,r/min;
k—系数,又称经验系数。
关于系数k值的取值问题:对于管桩,实际上该过程的n慢又分为两个阶段,n慢的第一个阶段,现称为n慢1,在此阶段混凝土混合料由于布料不均匀,要使混合料在管桩长度方向“左右游动”和起“再分配”作用,目的是在管桩长度方向混凝土混合料均匀分布;另外,由于管桩在合模时部分混凝土混合料被“压死”,必须让其松解,否则该部分混凝土混合料成型后有可能会出现“蜂窝”现象;再者,离心成型的管桩混凝土混合料已出现坍落度损失,严重的甚至会出现“假凝现象”(特别是在高温季节),因此,必须要使混凝土混合料起“再活化”、“再搅拌”作用,让其基本恢复到原坍落度水平,由于这三方面的原因,所以,对管桩而言,n慢的第一阶段n慢1的取值应≤1,以解决管桩布料不均、让混合料松解及恢复坍落度等问题。以生产覫400mm管桩为例:
同理算得:覫500mm管桩n慢1≤60r/min
n慢的第二阶段,现称为n慢2,主要是解决布料后,离心成型时使混凝土混合料贴向钢模内壁,考虑到此时离心过程中的振动冲击等因素,此时k取值为1.5~2.0,同样以覫400mm和覫500mm管桩为例,则n慢2为:
Ø400mm管桩,n慢2=k·n临界=100~300r/min
Ø500mm管桩,n慢2=90~120r/min
有学者研究了n慢、混凝土强度R28和坍落度S三者之间的关系(图1),其规律值得我们借鉴和思考。
1.2 快速
利用快速阶段的快速旋转产生的离心密实压力,是管桩密实成型的主要手段和重要阶段,要求得合理的n快,首先要弄清楚此阶段作用在单位管桩上的密实压力,见图2。
从图2中先取旋转中管桩混凝土的一块微元体dm分析,则此微元体dm产生的压力为:
式中:γ—混凝土密度,kg/cm3;
h—管桩单位长度,现取h=1;
因此,作用在管桩单位长度上的总压力P为
作用在管桩模内壁处单位离心密实压力为(管桩单位长度h取1):
式中,n快—r/min;p0—kg·f/cm2;A—cm2。
举例:覫500mm×100mm管桩,n快=400 r/min,则p0=89.4×10-10×4002·A=0.7kg·f/cm2,目前国内外能做到的p0约为0.5~1.0kg·f/cm2,如p0太低,影响混凝土的密实性,反之,如太高,会影响设备及安全性。
同理,如希望p0在0.5~1.0kg·f/cm2;仍以覫500mm×100mm管桩为例,这时。
如用离心加速度(g)来计算和表示,则
仍以覫500mm×100mm管桩n快=400 r/min为例,则
1.3 中速
有学者通过对中速的研究认为:(1)必须要有中速,这样有利于排挤出管桩混凝土混合料中的水和减少管壁混凝土的内外分层现象,合理的中速还可以提高混凝土强度3%~4%;(2)最佳中速与n快有相关性,其关系为:最佳中速,例如当n快为400r/min,则。
2 离心成型时间
2.1 慢速时间
前面已述,对于管桩生产,此过程的n慢应分为n慢1和n慢2两个阶段。各厂家应根据原材料品质、混凝土配比、搅拌质量、混凝土混合料坍落度、气温条件和设备情况来确定n慢1和n慢2的时间。根据我国目前大多数厂家的实际条件,较为适合的n慢1在2~3 min,n慢2为1.5~2min,并可在此时间范围内作适当调整。
有学者研究得出,慢速阶段的离心时间t和混凝土混合料坍落度S、混凝土强度R28三者之间有如图3关系,其规律同样也值得我们借鉴。
2.2 快速时间
快速离心时间对不同的离心混凝土制品,其需要的离心时间相差较大,例如,我们熟悉的离心成型排水管、三阶段预应力混凝土压力管,一般需要15~25min;对于PHC管桩,随着国内外技术的进步(例采用高效高性能减水剂、掺加外掺料等),目前的管桩快速离心时间有所缩短和减少,目前对覫300mm~覫600mm管桩一般采用5~8min。口径大、管壁厚的管桩的快速时间尚需适当延长;快速离心时间过长和过短,均会对管桩混凝土强度、结构和性能产生不利的影响。需要指出的是,目前有些管桩生产企业为了提高产量和节能,存在着快速离心时间不足的情况。
有学者对快速离心时间、混凝土强度和快速速度三者关系做过系统的研究,尽管此研究不是专门针对管桩离心混凝土的,其试验条件、试件尺寸和离心管桩也不尽相同,但其揭示的规律对混凝土管桩生产者来说有所启发,可作参考和借鉴,见图4。
2.3 中速时间
中速离心时间和中速速度一样,在管桩离心成型中十分重要,合理的中速时间最终能改善管桩结构和获得较高的混凝土强度。目前对覫300mm~覫600mm管桩,一般控制在2~5min的中速时间。
同样有学者对中速时间、混凝土强度和中速离心时间三者揭示了如图5的关系。
3 离心成型时的振动作用
从前面离心密实压力计算中可知,一般管桩的离心密实压力小于1kg·f/cm2,大多数在0.5~1kg·f cm2之内,应当说,仅有这样的离心密实压力是不足以密实混凝土的,但实际上不仅密实了,而且其密实度比一般混凝土还好,管桩混凝土的密度(容重)为2.5~2.6g/cm3。这主要原因还是依靠离心过程中管桩模的“振动”作用,也就是说管桩离心成型严格来讲是离心力+振动力的复合,离心成型过程中管模的振动频率一般每min达数千次。这里需要强调的是,离心成型过程中管模合理的振动是十分有益的,重要的是离心转动时管模的振幅要控制在mm级,管模不能“跳动”,当管模“跳动”时,其振幅达cm级,会引起管桩混凝土结构破坏,严重时管桩混凝土壁不能成型,离心结束时管桩混凝土塌落或偏心。
摘要：提出了当前我国管桩离心成型工艺存在的问题,论述了离心成型工艺参数(各阶段的离心速度n和离心时间t)确定的计算方法。
关键词：管桩,离心成型,工艺参数,离心速度,离心时间
参考文献
[1].同济大学等合编,混凝土制品工艺学,中国建筑工业出版社,1981
工艺流程卡管理规定(确定稿) 篇2
编号：：ZTHX/Z01-12-2014 编制： 审核： 会签： 批准：
中特华星电缆股份有限公司 技术质量部
二零一四年八月
产品工艺流程卡管理的规定
为进一步加强产品质量管理，规范产品工艺流程卡的制作、发放、填写、保管等管理工作，特制订本规定。
一、适用范围
本规定适用于生产制造部各工序（包括拉丝、束丝、绞线、绝缘挤出、配线、成缆、铠装、编织、内护层及外护层挤出等各道生产工序）和各道工序半成品检验、成品检验过程的产品工艺流程卡的管理。
二、相关职责
1、操作工应对本工序生产的产品按照《半成品检验规范》进行自检，各工序生产班组负责本工序“工艺流程卡”的填写，“工艺流程卡”应有操作工签名，日期标识,自检不合格的应在工艺周转卡上注明缺陷的情况及位置；填写人员应注意复核该电缆卡片所示的型号、规格、工艺内容是否与实际相符；签字应清晰，统一使用宋体，签字大小应适合流程卡上表格要求，不允许采用个性化签名。
2、半成品检验员应按照《半成品检验规范》对半成品进行每道工序检验，除拉丝、铜丝退火工序外检验时应首先查看上道工序在“工艺流程卡”相应位置上操作工和半成品检验员签字情况，不符合要求的应立即按照第“4”款要求通知相关人员；半成品检验员负责本班检验工序“检验情况”一栏的填写，检验合格的应填写“合格”及日期；检验不合格的应在流程卡上注明该工序质量缺陷情况，并负责不合格品的处置工作（填写并悬挂不合格品黄色标识牌、填写不合格品报告、按不合格品报告批示通知生产车间进行处置，不合格品处置过程中负责人员应将处置情况在流程卡背面注明，并由处置人签字、半成品检验员签字）；填写人员应注意复核该电缆卡片所示的型号、规格、工艺内容是否与实际相符；签字应清晰，统一使用宋体，不许采用个性化签名。
3、“工艺流程卡”上应有成品印字包装工序，成品印字包装人员负责本工序“工艺流程卡”的填写，“工艺流程卡”应有操作工签名，日期标识，自检不合格的应在工艺周转卡上注明缺陷的情况及位置；填写人员应注意复核该电缆卡片所示的型号、规格、工艺内容是否与实际相符；签字应清晰，统一使用宋体，签字大小应适合流程卡上表格要求，不允许采用个性化签名。
4、“工艺流程卡”在工序生产结束后如果没有操作工和检验员的全部签字确认或签字确认的结果为存在质量缺陷的，该产品一律不允许转入下道工序生产，即：相关车间主任对该电缆不允许向生产班组下生产任务单、相关班组不允许私自进行生产、半成品检验员发现时应负责阻止相关生产班组和车间私自进行生产并及时向主管领导（质检主任或制造部经理）反映情况。
5、成品检验员应按照《成品检验规范》对成品进行检验，检验时应首先查看各工序在“工艺流程卡”相应位置上操作工和半成品检验员的签字情况，不符合要求的应立即按照第“4”款要求通知相关人员处理，处理结束后方可进行成品检验；成品检验员负责在印字包装工序“检验情况”一栏填写成品检验结果，并标注成品外径，检验合格的应填写“合格”及日期；检验不合格的应在工艺周转卡上注明质量缺陷情况，并负责不合格品的处置工作（填写并悬挂不合格品黄色标识牌、填写不合格品报告、按不合格品报告批示通知生产车间进行处置，不合格品处置过程中负责人员应将处置情况在流程卡背面注明，并由处置人签字、半成品检验员签字）；成品检验员应注意复核该电缆卡片所示的型号、规格、工艺内容是否与实际电缆生产情况相符，如不相符应立即向质检主任或生产部经理反馈；成品检验员在“工艺流程卡”上的签字应清晰，统一使用宋体，不许采用个性化签名。
6、负责合格证与检验报告的质检人员在按照规定出具检验报告之前应首先检查“工艺流程卡”的填写情况，凡有工序（包括各生产工序、半成品检验工序、印字包装工序、成品检验工序）未按照要求填写“工艺流程卡”的，一律不允许出具产品合格证、产品检验报告及产品质量保证书，直至该产品“工艺流程卡”由相关部门整改到符合本规定的要求为止。生产制造部负责各生产工序的整改责任，技术质量部负责半成品检验员和成品检验员的整改责任。特殊情况下由生产制造部经理、技术质量部经理或公司副总以上领导签字并经技术质量部成品检验员确认成品合格后方可出具。
7、技术质量部成品检验员负责对各生产工序和检验工序“工艺流程卡”填写不符合要求的情况进行登记汇总，对不符合填写要求且流转到负责合格证与检验报告的质检人员处的“工艺流程卡”，发现人员应进行扫描存档。技术质量部会同生产制造部每周对不符合填写要求的“工艺流程卡”按本规定的要求对相关责任人进行处罚。
8、产品按照生产实际情况相同产品进行合并生产时“工艺流程卡”必须分别进行填写，每张工艺流程卡填写都要符号本规定要求。
9、生产制造部负责“工艺流程卡”在各道工序中的流转过程中的制作、发放和保管。
10、技术质量部负责工艺流程卡的存档工作。
三、罚则
1、各生产班组或生产责任人（包括印字包装工序）未按要求填写本工序“工艺流程卡”的，每发现一次处以罚款5元，未进行本工序“工艺流程卡”填写的每发现一次罚款10元。
2、半成品检验员在工序检查过程中未按要求填写检查的工序“工艺流程卡”的，每发现一次处以罚款5元；半成品检验员未进行检验的工序“工艺流程卡”填写的每发现一次罚款10元。
3、上道工序未填写“工艺流程卡”，生产车间主任盲目安排本车间进行生产或生产车间员工私自进行生产的，每发现一次对责任人处以罚款20元。
4、成品检验员未在成品检验前首先查看各工序在“工艺流程卡”相应位置上操作工和半成品检验员签字情况，进行成品检验并签署检验意见的，每发现一次处以罚款10元。
5、负责合格证与检验报告的质检人员未按照规定在出具检验报告之前首先检查“工艺流程卡”的填写情况，导致给未按照要求填写“工艺流程卡”的成品出具产品合格证、产品检验报告及产品质量保证书的，每发现一次处以罚款20元。
6、技术质量部和生产制造部未能每周对上周不符合填写要求的“工艺流程卡”按本规定的要求进行汇总并对相关责任人进行处罚的，每出现一次对相关部门经理处罚30元，对相关分管领导处罚50元。
7、因“工艺流程卡”填写管理不善，造成不合格产品到客户并给公司造成经济损失的，应按照公司公共管理制度另行予以处罚。
8、因“工艺流程卡”制作不符合产品生产技术要求导致产品返工、返修给公司造成经济损失的按照公司公共管理制度予以处罚。
9、因发放、保管不当造成“工艺流程卡”丢失的，每发现一次对相关责任人处以罚款10元，找不到责任人的由发现“工艺流程卡”丢失的车间或部门承担。
10、在每月的工艺纪律检查中，发现有上述的违规情况，一律按本规定进行处罚。
四、实施时间
微曝氧化沟工艺运行参数的确定 篇3
【关键词】工艺参数；溶解氧；经验值
0.前言
肇庆第一污水处理厂采用微孔曝气氧化沟工艺，处理量5万吨/日，由于进水水质有时高于设计值，有时远远又低于设计值，故不得不对原工艺参数进行调整。经过多年的实践运行，已逐步摸索出一套适合本厂水质特点的污水处理方法，总结出几个主要工艺参数的经验值，并把它们应用生产管理中，取得一定成效。
1.工艺运行的几个主要参数
影响微曝氧化沟工艺参数有很多，下面就几个主要参数溶解氧（DO）、混合液污泥浓度（MLSS）、混合液回流比（r）进行了长期的试验和比较。
1.1反应池各段DO
本厂建厂以来进水水质浓度较设计值偏低，进水BOD平均值多年停留在70mg/l左右，但由于本厂进水中工业废水占有一定比例，最多时达30%，故进水BOD值突然上升的情况屡有发生。而BOD5需要五天时间才能完成测定，不能及时地依据水质变化指导生产。即使用COD的测定来估计BOD值，亦需几个小时，而且准确度不高。
由于DO的测定简单、快捷，可以及时发现问题从而解决问题，本人从DO的问题入手，结合长期的实际运行数据，而推出适合本厂工艺的生物反应池各段的DO的常规值，并将这些数据运用到生产中去“验算”，得出尽可能接近生产需要的经验值。本厂现场有DO在线测试仪，可以测定每时每刻的DO值。只要在巡视过程中发现污泥颜色转黑或DO值突然下降而风机设备又正常运转时，便判断到很可能出现有冲击负荷，使曝气池中微生物的需氧量大于供氧量，这时便要提高该池的溶解氧水平以满足活性微生物的需要，相反，如果DO太高，就要降低供氧量，以免影响缺氧池的硝酸氮被还原成氮气。
微曝氧化沟生物反应池分为厌氧段、缺氧段、好氧段，根据生物除磷脱氮的机理，把厌氧段的DO定为0-0.2mg/l且不得大于0.4mg/l， 缺氧段的DO定为0.2-0.5mg/l且不得大于0.7mg/l。这两段的DO已作为经验运转多年，已得到共识，而好氧段的DO值的选定则经过较长时间的生产实践和研究，才能得统一。本厂把好氧段分为前、中、后三段来控制，不但可以大量氧化分解有机污染物质、降解BOD，而且可以为反硝化脱氮除磷创造条件。好氧段的控制特别是末段的控制，是影响除磷效果的关键。由于聚磷菌属于兼性细菌，在厌氧的条件下，它会吸收污水中的极易生物降解的有机物质，同时将体内存贮的聚磷酸盐以PO3-4—P的形式释放出来。在好氧状态下，聚磷菌将污水中的PO3-4—P超量吸收至体内，通过排放剩余污泥而达到脱磷目的。本厂由于进水BOD值偏高，令好氧末段的DO急剧下降，活性污泥常处于厌氧状态，严重影响总磷的去除效果。在本厂试运行初期，由于缺少经验，反应池末段平均DO值达0.2mg/l，因而导致总磷去除效果极低，后来把DO控制在0.8mg/l左右，除磷效果才有了明显提高。
经过几年的生产实践，我们把厌氧段、缺氧段DO保持在原来数值，而把好氧段三段分别控制在：前段0.9-1.2mg/l、中段2.0mg/l、末段0.5-0.8mg/l，并用此三段的数据来指导生产，得到较好的出水水质，表1是2013年10月份的数据统计。
1.2 MLSS值
控制好反应池各段的DO 值，不仅要靠调整总风量和池面各个出气阀，还要控制好池里MLSS的值。在其它工艺条件不变的情况下，如果排泥不及时而导致反应池MLSS值变高，即混合液中需氧微生物增多，为维持它们的正常生长，必须加大供氧量才能保持系统的稳定。本厂原先考虑到氧化沟工艺要求有较低的BOD污泥负荷率及较低的泥龄，故MLSS取值较常规活性污泥法要低，通常取2-3g/l，甚至更低。但经过长期运行发现，适当把MLSS值降低亦能使反应池保持有足够的微生物量，为证明这一点，本厂进行了三种方案试验。
从运行结果中得出：三种方案均能有效地去除BOD，出水各项指标合格。但方案（2）即MLSS为2.2-2.8g/l时，反应池及二沉池面漂浮的“死泥”增多，方案（3）则更多“死泥”，而且SS出水偏高。这是由于本厂进水水质有时偏高，进入系统的有机污染物质（食料）超过了微生物的需要，导致DO缺少而“死泥”漂浮。另一方面，肇庆全年低温时间短，微生物在大多时间内活性较强，适当减少微生物的数量成为可行，从而也可降低能耗。鉴于此，本厂采用方案（1）的经验值，即MLSS控制为1.5-2.2g/l。
1.3 r值
根据脱氮公式n=（r+R/Q+r+R）×100%，单从上面计算公式来理解，提高r可以得到较高的脱氮效率。在最初投产试运行阶段我厂把r选定为400%，但是经过长时间运行实践证明，无论如何调整其他运行参数，脱氮率始终在88%左右，除磷效果也一直在80%左右，除磷脱氮效率处在一个较低的水平上。但当我们把r选定为200%，脱氮率从88%提高到97%，除磷效果从80%提高到90%，除磷脱氮率取得较高的效果。
这是因为，混合液回流比（r）过高，则通过内回流自好氧段带至缺氧段的DO越多，反而会干扰反硝化的进行使总脱氮率下降。另外，r太高，还会使污水在缺氧段实际停留时间缩短，同样也能使脱氮率降低。
当然，除了上述几个工艺参数外，有机负荷（F/M）、泥龄（SRT）、回流比（R）、气水比等工艺参数也很重要，它们之间联系密切，任一参数的变化往往都会影响到其它参数。
2.小结
（1）氧化沟工艺生物反应池各段的DO浓度必须严格控制，尤其是好氧段，采用分为前、中、后三段来控制较为合适。
（2）以实际运行为基础，适当降低MLSS，既可提高出水水质又能节省一定能耗。
（3）本厂把r从400%降到200%比较适合实际进水水质所需，达到较高的除磷脱氮效果。
总之，城市污水处理厂经过多年运行实际经验，确定影响工艺的各个参数的经验值，既为及时发现问题从而及时解决问题提供了依据，但同时应注意千万别盲目相信经验值，尤其不能凭单个参数经验值作出轻率判断，而应综合考虑各项参数和水质数据，并持续地对现有经验数据进行反复验证和根据实际情况作出相应调整，这样才能保质保量完成污水处理任务。 [科]
【参考文献】
[1]肇庆第一污水处理厂工艺运行情况值班记录本，2013，7，12.
[2]肇庆第一污水处理厂水质检验报告，2013，10.
数控加工工艺的设计过程确定 篇4
一、设计数控加工工艺前的准备
1. 选择并确定被加工对象是否适合数控加工。
对于普通机床难加工或无法加工, 或者质量那以保证的, 并且在普通机床上加工生产效率低劳动强度大的, 优先选择进行数控加工。比如: (1) 精度要求较高的回转体零件。 (2) 表面粗糙度值小的零件。 (3) 表面形状复杂的回转体零件。 (4) 带特殊螺纹的回转体零件。但数控车床不适宜车削装夹困难的零件和车削加工很不稳定的零件。
2. 对被加工零件图纸进行数控加工工艺分析。
首先, 要审查与分析零件图中构成的几何元素是否充分。因为在自动变成编程时, 要对构成轮廓的所有几何元素进行定义, 手工编程时要计算出每一个点的坐标, 无论哪一点不明确或者不确定, 编程都无法进行。其次, 审查与分析定位基准的可靠性。数控加工工艺特别强调用同一个基准定位, 否则很难保证两次定位安装加工后两个面上的轮廓位置及尺寸协调。所以, 如零件本身有合适的孔, 最好就用它做定位基准孔。再次, 要审查与分析零件图中的尺寸标注方法是否适应数控加工的特点。对数控加工来讲, 最倾向于同一基准引注尺寸或直接给出坐标尺寸。这种标注方法, 即便与编程, 也便于尺寸之间的相互协调。由于零件设计人员往往在尺寸标注中较多考虑装配等实用性能, 而不得不采取局部分散的标注方法, 这样会给工序安排与数控加工带来诸多不便。最后, 审查与分析零件所要求的加工精度、尺寸公差是否可以得到保证尽管数控机床比普通机床精度高, 但在加工过程中也会遇到受力变形的干扰, 特别是对于薄壁件、刚性差的零件, 一定要注意被加工部位的刚性。
3. 零件毛坯的工艺分析和进给路线的安排。
数控车削加工工序的划分方法有: (1) 按安装次数划分工序。 (2) 按加工部位划分工序。 (3) 按所有刀具划分工序。加工顺序的安排原则是: (1) 先粗后精的原则。 (2) 先近后远的原则。 (3) 内外交叉的原则。 (4) 基面先行的原则。 (5) 同一把刀连续加工原则。
选择正确的进给路线, 要首先根据已定工步顺序确定各表面加工进给路线的顺序, 寻求最短的加工路线来提高工作效率。选择在加工时工件变形最小的路线, 对横截面小的细长工件或薄壁零件应采用多次走刀, 采用对称去余量法安排进给路线。同时应注意的问题是, 在安排一刀或多刀的精加工进给路线时, 工件的完工轮廓应由最后一刀连续加工而成, 正确选择切入、切出及接刀点的位置, 巧用切刀点。
二、数控机床的类型选择
不同类型的零件应在不同的数控机床上加工, 要根据零件的形状和使用特征选择机床。数控车床适于加工形状比较复杂的轴类零件和由复杂曲线回转形成的轮廓。数控立式镗铣床和立式加工中心适于加工箱体类零件和平面凸轮类零件, 以及样板和形状复杂的平面或立体零件的内外型腔。数控卧式镗铣床和卧式加工中心适于加工各种复杂的箱体类零件、泵体、阀体、壳体等零件。多坐标联动的卧式加工中心还可用于加工各种复杂的曲线、叶轮、模具等零件。
三、加工方法的选择与加工方案的确定
1. 加工表面的加工精度和表面粗糙度能否达到标准要以加工方法的选择原则为前提。
由于获得同一级精度及表面粗糙度的加工方法一般有许多, 因而在实际选择时, 要结合零件的形状、尺寸大小和热处理要求等全面考虑。例如, 对于IT8级精度的孔采用镗削、铰削、磨削等加工方法均可达到精度要求, 但箱体上的孔一般采用镗削和铰削而不采用磨削。一般小尺寸的箱体孔选择铰削, 当孔径较大时则选择。
2. 加工余量的选择。
其选择应按以下原则进行: (1) 采用最小加工余量原则, 以求缩短加工时间, 降低零件的加工费用。 (2) 应有充分的加工余量, 特别是最后的工序。加工余量应能保证达到工件图样上所规定的要求。
3. 加工方案确定的原则。
零件上比较精密表面的加工, 常常是通过粗加工、半精加工和精加工逐步达到的。确定方案时, 首先应根据主要表面的精度和表面粗糙度的要求, 初步确定为达到这些要求所需要的加工方法。例如, 对于孔径不大的IT7级精度的孔, 最终加工方法取精铰时, 则精铰前通常要经过钻孔、扩孔、和粗铰孔等加工。
四、对刀点与换刀点的确定
对刀点是数控加工中刀具相对工件运动的起点。巧妙选择不仅可以节省加工过程的执行时间, 还能减少不必要的刀具损耗和机床运动部件的磨损。在编程时无论是刀具相对工件移动, 还是工件相对刀具移动, 都是把工件看成静止, 刀具在运动。通常把对刀点称为程序原点, 它可以设在被加工零件上, 也可以设在与零件定位基准有固定尺寸关系的夹具上的某一位置。其选择原则应该以找正容易、编程方便、对刀误差小、加工时方便可靠。多刀加工的机床编程而设置的, 因为换刀点位置要适当, 太远时调刀空行程太长, 生产效率低;太近则可能在刀具转位时, 使刀具和工件发生碰撞。
五、切削用量的确定
切削用量包括切削深度、主轴转速、进给量。对于不同的加工方法, 需要选择不同的切削用量, 并应编入程序单内。
合理选择切削用量的原则是:粗加工时一般以提高生产效率为主, 但应考虑经济性和加工成本;半精加工和精加工时, 应在保证加工质量的前提下, 兼顾切削效率、经济性和加工成本。具体数据应根据机床说明书、切削用量手册, 并结合经验确定。
六、数控加工的技术文件编程
编写数控加工技术文件是数控加工工艺设计的内容之一。是数控加工的重要步骤。用数控机床对零件进行加工时, 首先对零件进行工艺分析, 以确定加工方法、加工路线、正确的选择数控机床刀具和装夹方法;然后, 按照加工工艺要求, 根据所用数控机床的指令代码及程序格式, 将刀具的运动轨迹、位移量、切削参数及辅助动作 (换刀、主轴正转或反转、切削液开或关) 编写成加工程序单, 传送或输入到数控装置中, 从而驱动机床加工零件。
数控车床的加工工艺是指令性文件, 加工程序相对普通机床有较大区别, 设计者应根据生产实践中总结出来的一些综合性工艺原则, 结合实际生产条件, 提出几种方案, 通过对比分析, 从中选取最佳方案, 让数控加工发挥它的更大优势, 为人们带来丰硕的价值。
参考文献
串接集油工艺技术界限的确定 篇5
杜火驱现状分布座计量接转站, 地面系统采用井口计量接转站-联合站的大二级布站方式, 个别井口采用井口-计量站-计量接转站-联合站的三级布站方式。集输系统采用双管掺水工艺, 即井口采出液与采出气混输至计量接转站 (或计量站) , 计量接转站来水输至井口进行掺水生产。
杜火驱油气集输系统在充分利用已建计量接转站基础上, 采用串接集油工艺, 29座计量接转站优化合并为17座接转站。集中处理站来污水输至各接转站, 经掺水汇管输至各单井计量和平台计量装置, 计量后掺入单井集油管线, 提高采出液温度和含水率, 并通过集油汇管串接进站。
2 掺水量的确定
根据《管道输送含水原油表观粘度简明计算公式》公式, 计算原油在不同含水率下原油的表观粘度。
由图1分析可知, 含水原油表观粘度在含水55~60%时, 达到最大值, 当含水率达到80%时, 含水原油表观粘度值趋于稳定。
技术界限确定:工程上宜将单井采出液掺水至含水80%以上, 减小采出液粘度, 降低井口回压。
3进站温度的确定
(1) 原油粘度与温度的关系
根据表2-1, 绘制不同含水率原油粘度随温度的变化曲线, 见图3-1。
由图2分析可知, 当原油含水高于75%时, 含水原油粘度低于纯油粘度。油样在同一含水率下, 粘温曲线呈现先快速下降后渐缓的趋势, 拐点温度为40℃。拐点前粘温曲线较陡, 油品粘度对于温度变化敏感, 拐点后乳状液表观粘度受温度的影响较小, 油品粘度随着温度变化不明显。
(2) 原油凝点与进站温度的关系
根据室内试验研究结果, 高凝原油集输最低温度主要由失流点温度决定, 而高粘原油凝点附近粘度大, 挂壁现象严重, 最低集输温度主要由粘度决定, 宜高于粘温曲线拐点输送。
杜66 火驱原油属普通稠油, 凝点附近原油粘度高, 集输压降大。D89单井管线集输压降见表1。
由表1 可知, 在凝点附近集输, D89 单井管线100m压降最高达到1.17MPa。
(3) 技术界限确定
根据原油粘度与温度的关系, 以及原油凝点与进站温度的关系分析, 杜66火驱原油属普通稠油, 为满足串接集油、增大集输半径、降低井口回压要求, 井口采出液进站温度宜不低于粘温曲线拐点温度 (40℃) 。
4 集油掺水半径的确定
针对单井集油管线与集油支线, 计算不同输送液量下管线沿线温降。确定以下技术界限:
(1) 输送液量越低, 管线沿线温降越大。确定计量装置集油半径为150m, 沿线温降<5℃;集油支线半径850m, 沿线温降<5℃。
(2) 掺液量越低, 管线沿线温降越大。本工程确定掺液支线半径为850m, 温降<5℃;单井管线掺水半径为150m, 温降<5℃。
5结语
5.1 含水原油表观粘度在含水55~60%时, 达到最大值, 当含水率达到80%时, 含水原油表观粘度值趋于稳定, 工程上宜将单井采出液掺水至含水80%以上, 减小采出液粘度, 降低井口回压。
5.2 稠油区块井口采出液进站温度不宜低于粘温曲线拐点温度。
5.3 确定单井集油掺水管线集输半径为150m, 沿线温降<5℃;集油掺水汇管集输半径为850m, 沿线温降<5℃。
工艺确定 篇6
半固态成形技术由于综合了铸造技术和锻造技术的优点, 即易于实现近净成形且成形件力学性能优良, 是本世纪很有发展前景的成形技术[1]。欧美日发达国家在轻合金, 特别是铝合金和镁合金领域的半固态成形已经实现工业化, 半固态成形方法在汽车零部件、电器等工业生产中得到广泛运用[1]。
隧道风机主要运用在铁路、地铁等大型工程的隧道施工中。其叶片是风机中重要零部件, 曲面相对复杂, 目前国内外有采用机加工和铸造两种方法来生产。机加工的叶片精度高, 性能好, 耐腐蚀, 但是加工成本较高, 效率低下。而铸造的方法虽然成形效率高, 但是由于铸件容易存在缺陷, 导致叶片性能不稳定, 并且难以实现近净成形, 后续需要一定的机加工。本文提出半固态成形的方法进行风机叶片的成形, 该方案具有容易实现近净成形, 机加工量小, 成形件力学性能好等优点[2]。为了获得半固态成形风机叶片的合理工艺参数, 本文利用铸造软件Procast2008, 利用其自带的半固态黏度模型进行数值模拟。
1 风机叶片的半固态成形的有限元模型的建立
在半固态成形过程中, 与传统的成形工艺不同的是, 其具有流动剪切变稀的特点, 即随着浆料的剪切速率的增加, 其黏度会变小, 流动阻力也相应变小。半固态浆料的流动模型主要有近似单相模型和两项模型。近似单相模型将半固态浆料中的液相和固相看为一个整体, 不考虑两者之间的隔离现象。本文选用近似单相模型对隧道用风机叶片进行半固态成形模拟。采用Procast2008软件自带的半固态成形模块中的Power law cut-off (PLCO) 模型来进行数值模拟。
半固态黏度模型PLCO的本构方程如下:
式中:T为温度;μ为浆料表观黏度;μ0 (T) 为依赖温度的基本黏度; 为剪切速率; 为截止剪切速率值;n (T) 为剪切变稀指数。
PLCO模型能够很好地模拟半固态成形过程中, 半固态浆料的剪切变稀的特性, 即随着剪切速率的增加, 半固态浆料的黏度下降, 流动性变好。
隧道风机叶片的模型如图1 (a) 所示, 其材料为Al Si9Mg铝合金。该材料的化学成分和热特性是从Procast2008软件的数据库里面提取, 如表1和图1 (b) 所示。
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半固态浆料的浇注温度TJ、冲头速度VC、模具温度TM3个工艺参数对隧道风机叶片的半固态成形过程有很大影响, 因此本文主要以这3个参数进行研究[3]。3个参数的初始值确定如下:TJ=565~580℃ (相应固相分数范围为0.80~0.20) 、VC=0.5~2 m/s、TM=200~300℃[3]。本文采用虚拟模具, 模具与铸件之间传热系数为h=1 500 W/ (m2·K) 。
2 模拟结果与分析
隧道风机叶片的半固态成形模拟可以分为充填和凝固两个过程。
2.1 充填过程模拟
图2为冲头速度1 m/s、浇注温度575℃, 模具温度200℃时的模具型腔的充填过程, 从图2上可以看出充填过程平稳, 流动呈现层流状态。而且从图上还可以看出, 由于充填时间较短 (0.2s) , 温度变化也很小, 模具充填效果较好。
图3为冲头速度1 m/s、浇注温度575℃、模具温度200℃时的模具型腔充填过程的速度场分布。从图3可以看出, 风机叶片在充填过程中速度较小 (小于4 m/s) , 且分布较为均匀, 充填过程流动呈层流状态, 这样铸件不容易出现氧化和卷气缺陷[3]。
图4是在浇注温度为575℃、模具温度为200℃时, 冲头速度分别为0.5 m/s、1 m/s、2 m/s时模具型腔充填的情况。从图4 (a) 可以看出, 当冲头速度太慢时, 模具型腔不能完整充填。这是由于充填速度慢, 导致充填过程中浆料温度下降太多, 与温度相关的初始黏度加大, 浆料流动困难而造成的。从图4 (b) 和图4 (c) 的比较可以看出, 当冲头速度加快时, 充填过程变得不均匀。这是由于半固态浆料的剪切变稀的性质引起的, 冲头速度太大时, 剪切速率很快, 浆料黏度变小, 容易导致紊流的发生。从模拟的结果来看, 风机叶片的充填速度因控制在1 m/s左右为好。
图5为冲头速度为1 m/s、模具温度为200℃的情况时, 不同浇注温度情况下风机叶片的充填情况。图5 (a) 是浇注温度为570℃时充填的最终状态。从图上可以看出, 模具型腔并不能完全充填完整, 这是由于浇注温度较低导致浆料初始黏度较大, 流动困难导致的。模拟还发现当浇注温度在565℃时, 由于黏度过大, 充填过程不能开始。图5 (b) 为浇注温度在580℃时充填的时间, 与图4 (b) 比较可以看出, 随着浇注温度的升高, 初始黏度下降, 流动阻力减小, 充填过程中浆料的流动变得紊乱。另一方面浇注温度增高, 会使已经形成的球状晶溶化, 且凝固使时间加长, 影响最终成形件的微观组织, 进而影响成形件的性能[4]。因此浇注温度不能太高, 从模拟的情况来看应该在575℃左右为好。
2.2 凝固过程模拟
图6为浇注温度575℃, 冲头速度1 m/s, 模具温度200℃时, 成形件的凝固时间和缩松缩孔的情况。从图6 (a) 可以看出, 风机叶片呈现顺序凝固, 浇注口位置最后凝固, 这样有利于补缩。从图6 (b) 也可以看出, 由于基本实现顺序充填, 铸件基本不出现缩松缩孔[5]。
图7为浇注温度为575℃, 冲头速度1 m/s的情况下, 铸件凝固时间和模具温度的关系。从图上可以看出, 随着模具温度的升高, 铸件的凝固时间明显加长, 并且呈现出加快增长的趋势。由于凝固时间加长会导致晶粒长大, 影响成形件的力学性能, 在不发生因为模具过冷而产生的冷隔现象的前提下, 尽量选择较低的模具温度。根据模拟的结果选择200℃左右的模具温度较为合适。
3 结论
1) 通过数值模拟可以得出, 采用半固态成形工艺可以实现隧道风机叶片的半固态成形。对比传统的液态铸造, 有效地降低了成形温度, 从而使成形件的热收缩更小。
2) 浇注温度、冲头速度和模具温度是3个影响隧道风机叶片半固态成形的主要工艺参数, 通过模拟得到了合理的成形工艺参数为:浇注温度575℃左右、冲头速度1 m/s左右, 模具温度200℃左右。在这个工艺参数条件下, 充填过程平稳、凝固时间较短, 有利于获得质量优良的成形件。
参考文献
[1]Hirt G, Kopp R.Thixoforming:Semi-solid Metal Processing[M].Weiheim:Willey VCH, 2009.
[2]赖国胜, 钱娜, 刘艳华.半固态流变挤压铸造研究现状[J].热加工工艺, 2011, 40 (5) :68-72.
[3]陶文琉, 赵升吨, 林文捷.工艺参数对汽车用盒形件半固态压铸过程的影响[J].特种铸造及有色合金, 2011, 31 (8) :687-690.
[4]Kirkwood D H, David H.Semi-solid processing of alloy[M].New York:Springer, 2009.
工艺确定 篇7
关键词：抽采孔,疏通,水射流系统,工艺参数
在煤矿井下作业中, 综合考虑安全性、作业效率以及工况适应性等因素, 采用水射流疏通堵塞的抽采孔是非常合适的选择。众多新型破岩方法中, 效率最高、最有潜力的破岩方式当属高压水射流。基于冲蚀理论模式的拉伸- 水楔破岩理论将水射流冲击力视为作用在岩石半空间弹性体平面上的集中力, 剪应力和拉应力超过岩石的抗剪强度和抗拉强度时, 岩石中形成裂隙, 在水射流进入裂隙充当楔子作用下裂纹进一步扩展直至岩石破碎。该理论只定性说明岩石中应力场的性质, 没有指出裂隙发生的位置和方向。
1 水射流系统压力与流量的确定
这些研究极大地丰富了高压水射流破煤的机理研究, 但对煤岩体在高压水射流作用下的破碎强度还有待深入研究。本文以球形空腔膨胀理论为指导, 煤体在水射流冲击下的动态响应分为破碎区、裂纹区、弹性区, 在此基础上得出高压水射流冲击下煤体的破碎强度计算式[1]:
此压力能由喷嘴前的压力大小来决定, 高压水泵的额定压力通过水射流系统到达喷嘴前产生很大的压力损失, 压力降约为20%[2], 并且喷嘴处的能量损失也不可忽视。目前高压喷嘴多使用锥形喷嘴, 所以其碰撞损失和转向损失均很小, 涡流损失是喷嘴局部损失的主要原因, 并可通过进出口压力反映。
对连续的水射流, 在喷嘴出口截面内外两点间应用伯努利方程。选取喷嘴作为高度计算基准轴, 故可忽略两点间的高度差。有下式:
水射流破煤属于非淹没射流, 水射流单位体积内的流体所携带的动能即动压为:
根据流体流动的Bernoulli理论, 高压水射流着靶动压Pt大于煤体破碎强度参数Rt时破煤开始发生。此处是抽采孔的修复, 水射流冲击煤体之前煤体已有一定程度的破碎, 且修复过程中水射流靶距较小, 可忽略水射流出口到煤体之间的能量耗散, 喷嘴出口动压P0约等于Rt, 可得Pi为19.44MPa, ν0为189.31m/s。
乳化液泵的工作压力应为破煤有效压力、局部阻力损失以及沿程阻力损失三部分之和。取局部阻力损失与沿程阻力损失之和占系统压力的20% 计算, 泵站处的工作压力大约为:Pi/ (1-20%) =24.30MPa (2.7)
本文泵站选择往复式柱塞泵, 其流量脉动小, 效果更好。泵站额定压力应比工作压力大50%[4], 进一步参考MT/T 188.2-2000 标准, 考虑留有一定的系统压力富余量, 并进一步圆整可取40MPa。
乳化液泵的额定流量取值可依据煤的坚固性系数f确定:f ≤ 0.5时, 可取120。L/min;f ≥ 0.5 时, 可取200L/min[4]。在抽采孔中的碎煤主要是原生结构煤和碎裂煤, f值均大于0.5, 故本文选取额定流量为200L/min, 并且可加快水力输送孔内煤渣的速度, 提高作业效率。综上所述, 系统选用公称压力为40MPa、公称流量为200L/min的柱塞泵。
系统输送高压水选用钢丝编织高压胶管, 耐压应不小于乳化液泵的额定压力。为减少管路压力损失, 应优先选择内径为32mm或25mm的高压胶管。本文选择32mm的高压胶管, 将管路压力损失降到最低。此时单位长度内的管路压力损失为[5]:
Q——水射流流量, L/min;D——管路内径, mm;L——管路长度, m。
2 喷嘴参数的确定
喷嘴的性能对射流效率有极大的影响, 设计出最佳喷嘴使之与系统匹配, 将能大幅提高射流效率。水射流喷嘴的类型很多, 可按形状、孔数、压力分类, 本文选择出口带圆柱段的锥形收敛型喷嘴, 属于圆柱形、单孔、低压喷嘴。出口段为圆柱段, 将薄壁孔口出流变为短管出流, 速度系数和流量系数都大幅提高, 利于提高射流效率。
参照标准系列可取喷嘴直径为5mm。此时推荐流量为210L/min, 与使用值差异很小, 可满足要求。圆锥收敛性喷嘴的收缩角α=13°时有效靶距最大, 喷嘴的效率较高;同时l/d为2 ~ 4 时为最佳值, 本文取l/d=3;L ≥ (5 ~ 7) d, 取L=6d。
3 结语
通过计算得出水射流系统的压力和流量分别为40MPa、200L/min, 圆锥收敛性喷嘴出口直径为5mm。为提高水射流疏通抽采孔的作业效率, 建议可改用三维旋转水射流喷嘴, 如带叶轮导向角喷嘴和加旋流槽喷嘴, 还能大幅降低破煤门限压力, 节约泵站能量的浪费。
参考文献
[1]穆朝民, 吴阳阳.高压水射流冲击下煤体破碎强度的确定[J].应用力学学报, 2013, 3 (30) :451-456.
[2]陈玉凡.高压水射流清洗系统中喷嘴能量的转化和利用[J].清洗世界, 2010, 26 (01) :1-3.
[3]薛胜雄等.高压水射流技术工程[M].合肥:合肥工业大学出版社, 2006:225-226.
[4]王耀锋.三维旋转水射流扩孔与压裂增透技术工艺参数研究[J].煤矿安全, 2012, 43 (07) :4-7.
非工艺性损耗在材料定额中的确定 篇8
1 材料定额的概念以及非工艺性损耗的计算公式
1.1 材料定额的概念
材料消耗定额作为企业经济技术指标的重要衡量指标, 为各生产部门的采购、发料、报价、成本核算提供重要的依据, 是企业实行成本控制的关键内容, 当今, 在诸多企业中不同程度的存在着作业效率低, 准确性低、调控能力差、大库存、短期不配套的现象, 这些特点都极易造成非工艺性损耗。
1.2 非工艺性损耗的计算公式
工艺性损耗与非工艺性损耗的主要差别是产品的损耗是否是用于在生产制造之中, 原材料的总体消耗包括工艺性损耗和非工艺性损耗两个方面, 即原材料的消耗=工艺性损耗+非工艺性损耗。非工艺性损耗的产生主要是由于生产技术水平过低、管理组织工作不善、物资供应不符合要求和其他人为因素造成的超过合理物资损耗界限的那一部分物资损耗。因此非工艺性消耗属于不合理损耗, 是无效损耗, 不能包括在定额中。
2 非工艺性损耗对材料定额的影响和解决的措施
2.1 非工艺性损耗对材料定额的影响
2.1.1 废品率对于材料消耗定额的影响
生产过程中, 非工艺性损耗表现在各道工序原料投入与产品产出数量上。由于各方面的因素, 会有一些达不到质量要求的废品产生, 这就导致了非工艺性损耗。废品的产生主要是有以下两种原因:一是由于生产过程中由于操作人员的疏忽, 没有严格按照技术要求生产, 导致不合格产品产生, 对于这种情况, 需要加强对工人的技术培训, 帮助其建立起严格的责任心和产品质量意识;二是由于工艺技术不够成熟, 无法保证产品达到要求的质量标准, 对于这种情况, 需要在生产中及时的发现问题, 对现有技术进行改进、升级, 降低废品率。
2.1.2 新材料、新设备对材料定额的影响
新材料与新设备的出现可以有效的降低降低材料损耗成本, 在产品生产过程中企业应大力推进科技创新技术, 推进新材料、新设备的开发, 以新技术推动节材降耗目标的实现, 改变利用率较低的方法, 改造耗能较大的设备, 引进或开发新材料新设备予以取代。在实际工作中依托实际材料消耗情况, 对定额指标进行不断的调整, 让材料消耗定额从以往的静态指标便成为动态化的管理模式, 对于管理过程中发现的问题, 及时的进行反馈和修正, 不断提高生产效率和效益。
2.1.3 原材料供应对消耗定额的影响
为了叙述方便, 作者以飞机类零件生产为例, 对非工艺性损耗问题进行说明, 分析其对材料定额的影响, 并提出相应的解决措施。制作飞机类零件原材料的质量优劣将直接影响到产品的价格定位, 所以原材料的选择必须要以保证高效生产为前提, 并且在实际生产过程中严格依据标准进行, 否则出现不合格的废品将直接增加非工艺性损耗的量。
举一个例子, 某工厂要制作一批飞机零件。零件的规格是650CM×650CM×1.5尺寸, 但是采购部购置回来的钢板原材料尺寸是1000CM×1000CM×1.5, 如果单独为了制作这款零件, 将会导致350CM×350CM×1.5的钢板浪费, 浪费的这些钢板将直接被算作为非工艺性损耗之中, 并导致企业的巨大损失, 即1000CM×1000CM×1.5 (原材料) =650CM×650CM×1.5 (生产工艺) +350CM×350CM×1.5 (非工艺性损耗) 。为了确保产品质量和节省企业的成本, 降低非工艺性, 在实际的运用过程中, 需要对材料进行裁剪, 倘若在产品对距离差别不是很大情况下, 可以将钢板裁剪为500CM×500CM×1.5钢板。如若不能够满足进行这样的裁剪, 就尝试是否能够进行焊接缝合。在焊接师傅的水平高超的情况下, 就能够达到以下的计算方法。1000CM×1000CM×1.5 (原材料) ×2=650CM×650CM×1.5 (生产工艺) ×2+50CM×50CM×1.5 (非工艺性损耗) 。从以上例子中可以了解到, 在原材料使用过程之中, 应想尽办法来节省, 降低非工艺性损耗率。
2.2 非工艺性损耗的降低措施
设备在更新, 技术在变革, 这个时代需要在保证产品质量的前提下, 让原料达到最省, 这是一门很深的学问。作者认为, 非工艺性损耗的降低, 需要从以下几个方面入手:
2.2.1制定和修订材料定额, 建立一套包括原材料定额管理体系、考评考核制度, 并严格执行材料消耗定额的相关制度, 及时的进行考核、分析与总结。在原材料的使用上, 相关工作人员要充分了解生产计划安排和零件生产量, 根据企业生产设备、工艺的实际情况, 对原材料的消耗情况进行一个综合性的分析, 采取相应的措施, 减少材料的浪费, 保证原材料的充分使用。
2.2.2严格的材料定额制度, 对于生产过程中的各个环节, 由于材料定额是一个静态的指标, 对于其他造成非工艺性损耗的因素, 如材料化验、试车用料等, 这些因素往往无法通过材料定额来控制, 这就需要建立健全各项规章制度, 如材料代用制度, 残余材料保管制度, 使得生产过程中涉及到的材料管理程序化, 对于不完善的定额也要进行现场编制。
2.2.3在生产中, 可以通过员工自发的或者制定各种临时的措施和方案来进行节约成本和降低风险。例如, 在生产过程中, 往往会产生一些边角废料, 可以把这些材料进行综合利用与废品回收, 从而降低损耗;通过各种激励手段, 让员工保持积极性, 鼓励他们自主创新, 研究新的方法和技术, 从而让企业的损耗才能达到最省的状态。
3 结束语
综上所述, 非工艺性损耗产生的各个因素并不是单一存在, 没有联系的, 其实各个因素之间都在互相影响, 因此, 在分析非工艺性损耗时, 需要工作人员协调企业各部门, 协同配合, 从整体综合治理, 节材降耗, 从企业的整体管理出发, 对原材料合理分配, 在生产的整个过程中, 各部门间及时沟通交流, 尽可能提高生产过程中原材料的使用率, 实现科学化、高效化管理, 对于生产过程中出现的损耗问题, 及时解决, 对于具体问题应具体分析, 对症下药, 只有这样才能够保证企业的健康可持续发展, 实现企业利益的最大化。
参考文献
[1]余开朝, 候开虎.我国制造业管理现状与ERP[J].昆明理工大学学报, 1999 (4) .
[2]吕卫梅.非工艺性损耗在材料定额中的确定[J].科技资讯, 2008 (3) .
[3]康伟.金属材料非工艺性损耗与定额管理[J].科技论坛, 2007 (4) .
工艺确定 篇9
1 HXD1C大功率电力机车轮对驱动系统的结构形式 (如图1)
2 HXD1C轮对压装工艺难点
(1) HXD1C车轮在压装前已经精加工到位, 不通过镟轮来保证轮对内侧距和滚动圆直径差, 因此压装时需保证车轮一次到位。
(2) HXD1C机车轮对压装再抱轴箱组装、电机组装、齿轮箱组装、驱动装置空转试验后完成, 总重量达五吨, 原压装设备和压装工艺是轮对驱动装置悬空, 这时很难保证车轴水平, 再加上车轮的自重, 容易造成车轴和车轮拉伤。
(3) HXD1C机车轮对压装需保证车轴两端防尘座端面到车轮内侧轮辋面尺寸C1、C2两值之差的绝对值, 即轮位差不大于1 mm。原压装设备以车轴轴端定位, 压装虎口深度保证车轴轴端到车轮外侧轮毂的距离, 这种工艺很难保证C1、C2的尺寸要求。
3 HXD1C轮对压装设备
3.1 轮对压装设备
为满足HXD1C机车轮对压装工艺要求, 特采用了泰格自动化有限公司生产的TG0101J/500型微机控制轮对压装机。
该轮对压装机由主机、测量系统、轮对支撑输送系统、液压系统、曲线记录输出系统、控制系统等构成。主机采用立式框架结构, 由主立副立柱、下横梁、主压头及副压头通过销钉连接构成稳定的平行四边形框架结构。测量系统由侧尺及侧尺位移传感器组成, 压装过程中实时检测待压装车轮位置, 为压装控制提供准确数据。轮对支撑、输送系统通过左右螺旋副的结构调整工件的支撑高度, 保证轮对的轴线与压装缸高度一致。
3.2 压装设备尺寸控制原理
从图2的尺寸链中可以看出, 要保证轮对压装后内侧距L1的尺寸和轮位差│C1-C2│≤1, 需测量出车轴长度L和两侧轴颈长度L2、L3, 再通过简单的数学计算, 其中车轴长度L是通过设备本身检测出来的, L2和L3则是操作者用深度尺测量输入压装设备, 轮对压装时测量系统上的各位移传感器保证车轮在车轴上的位置。在设备实际操作过程中还需定期用人工测量的L1和│C1-C 2│值对设备的压装修正系数进行调整, 以保证高的一次性压装合格率。
4 HXD1C轮对压装参数确定
HXD 1C轮对压装过油槽前采用冷压过油槽后采用注油压装, 注油压装时在车轴的轮座和车轮的毂孔之间注入高于它们接触应力的高压油, 使之形成油膜, 随着轮座和毂孔接触面积的增加, 高压油不断渗透, 使整个轮对压装过程处于油膜隔开的情况下进行。由于油膜的作用, 显著降低了摩擦阻力, 最终压入力不高于196 kN。
要在车轴和车轮间形成有效的油膜注油压力就必须高于轮轴配合面上的接触应力, 在材料的弹性范围内, 接触应力可按以下公式计:
其中:δ为过盈量, HXD1C轮轴过盈量为0.27~0.327, 这里取δ的最大值0.327mm;
E为弹性模量, 取E=2.0×105MPa;
Da为车轮外圆直径, 取滚动圆直径Da=1250 mm;
Df为车轮内孔直径, 取Df=252 mm;
可计算出PK=128 MPa, 注油油压Pm应大于接触应力PK, 根据经验注油压力Pm=P×1.1=140.8 MPa, 实际在压装过程中, 我们一般控制注油压力在140 MPa左右。
5 结语
HXD1C轮对先进行驱动单元组装和空转试验后再进行轮对压装的工艺是未来电力机车轮对驱动装置发展的趋势, 它可以减少因空转试验不合格而退轮的风险, 但也增加了轮对压装的风险, 通过对轮对压装难点分析, 及工艺设备和工艺参数的研究, 可很好的解决压装过程中的拉伤、尺寸不合格等现象, 大大提高了轮对压装一次合格率。
摘要：本文介绍了HXD1C大功率电力机车轮对驱动系统整体压装的工艺难点, 并对压装的工艺设备、压装原理和压装参数进行详细的介绍, 为实际压装提供了很好的借鉴。
关键词：HXD1C大功率电力机车,压装工艺难点,工装设备,压装参数
参考文献
[1]周建斌, 陈国胜, 晋军辉, 等.HXD1型机车转向架轮对驱动系统[J].电力机车与城轨车辆, 2008, 6 (1) :9-13.
[2]郑铁飞.东风7G-C型机车轮对注油压装工艺开发[J].机车车辆工艺, 2008, 6 (4) :18-19.
[3]TB/T1463-2006, 电力机车轮对组装技术条件[S].