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第1篇：生產工藝論文范文

1.1齒輪箱的功能

常規的普通發電機組都需要達到一定的轉速才能試運轉發電，但是風力發電機的轉速由于風力原因顯然不高，所以風力發電機的風輪軸需要經過增速箱增速才能達到發電機的轉速要求，而齒輪箱就是傳遞風輪動力并且使轉速明顯提升的關鍵設備。風輪的轉速越低，齒輪箱的增速比要求也就越高，相應的復雜性、造價都會有很大的提升。所以齒輪箱是希望風輪的轉速越高越好的。但是現在國際上風力發電的基本趨勢是風輪為三葉片，而且葉越來越長，風輪的半徑越來越大，這就要求了齒輪箱的技術越來越復雜與精密。

1.2齒輪箱技術現狀

我國的風力發電機組的相關技術是從國外引進并發展的，但是從國外引進的相關技術中并沒有風力發電齒輪箱的相關制造技術，所以我國的風力發電齒輪箱制造技術沒有實際的技術借鑒，全靠研究人員按照電機組的技術規范自行研究和制造，所以齒輪箱制造技術不算很高。另一個尷尬的現實是，我國對風力發電的技術研究起步很晚，國內缺少對于風力發電技術特別精通的相關專業人才，相關的教育基礎也比較低，種種原因都限制了我國的風力發電齒輪箱制造技術的快速發展。現在的齒輪箱產品離滿足市場需求還有很長的路要走。

2、齒輪箱生產工藝

2.1齒輪箱生產的常見困難

目前我國生產的齒輪箱大多數都會遇到相同的困難，這些常見的困難有：

（1）軸承的使用壽命問題。齒輪箱的軸承屬于高損耗的部件，國內生產的軸承大多數使用壽命低于平均水平，容易過早的疲損。

（2）齒輪箱的設計計算方法拙計。國內的齒輪箱因為成本的考慮大多數使用直齒，而國外先進的生產廠家大多數使用斜齒，而且精度也足夠。

（3）齒輪的原材料問題。國內的材料質量稍遜于國外，而且仿制的齒輪箱在加王銳張旭沈陽鼓風機集團風電有限公司遼寧沈陽110869工水平上也明顯不如原廠。國內的實際情況也決定了從國外引進的技術并不是全部適合，因此齒輪箱的制造必須自主設計研發，包括材料、工藝等。

2.2齒輪箱的生產工藝

2.2.1部件。齒輪箱由多個部件構成，其中的一些關鍵部件嚴重影響齒輪箱的壽命和質量問題，在制造是應該給與一些部件重點關注。首先是齒輪。涉及齒輪的過程中要尤其注意減速傳動和增速傳動的差異，變位系數的選定必須考慮到降低滑差，然后參考實際需要設計齒向和齒廓。內齒圈輪緣厚度要3倍于模數，外齒輪以滲碳淬火配合磨齒，齒輪精度要求不低于6級。另外齒輪的計算問題要尤其重視，齒輪的疲勞強度要參考實際使用時候的載荷譜在經過詳細的計算才能獲得，齒輪的工作載荷很難確定，而且工作中的變化很多，致使計算工作很復雜。然后是軸承。和齒輪類似，因為風力工作環境的不確定性和載荷難以控制的問題，風力發電機軸承非常脆弱。這就要求了齒輪箱在設計的時候要注重軸承的類型選擇以及措施的制定，重點研究提升軸承的使用壽命。

2.2.2工藝改進。傳統的齒輪箱的制造工藝流程分為鍛造、正火、高溫回火、粗加工、去毛刺清洗、滲碳淬火、清理拋丸、磨齒、檢驗等步驟。這種傳統的齒輪箱適合船舶等高安全系數的制造中，但是近些年在一些從國外引進的某些產品或者某些科技前沿的產品中使用時發現了容易失效的問題。而近些年出現了一些改進之后的工藝流程，改進后的工藝流程分為鍛造、正火、高溫回火、較高精度粗加工、去毛刺清洗、預熱、重行奧氏體化滲碳淬火、清理拋丸、少余量緩進給磨齒、檢驗等步。這一工藝流程比較符合國產化的齒輪箱的制造現狀，該工藝過程提高了粗加工精度，增加了滲碳前的預先熱處理工藝，這是為了減少滲碳淬火過程的變形并減少磨削余量。磨削過程中了采用少余量緩進給磨削，使齒面保留較大的壓應力狀態并提高精度與粗糙度。采用重行奧氏體化滲碳淬火工藝能夠提高齒輪的耐磨性和承載能力。

2.2.3工藝參數設計。齒輪的承載能力非常重要，所以工藝參數要仔細選定。滲碳層的含碳量除只有存在嚴重的沖擊載荷時才需要考慮低周疲勞問題。在滲碳工藝中經過對工廠成本和滲層內氧化現象的綜合考慮之后，含碳量應該在0.77到1個百分點之間。表面碳濃度過高可能會導致表面出現大量碳化物和殘余奧氏體的情況，但是低的含碳量卻有可能造成貧碳的非馬氏體組織，這兩種情況都會降低齒輪的接觸疲勞性能。接著，滲碳溫度提高會使齒輪的加工時間變短，既提高生產的效率，也能有效降低成本，但是同時這也可能導致變形加大、滲層不均的問題；但是溫度過低、保溫時間長則會導致成本的提升。淬火溫度的提高則會很明顯的影響表面組織和芯部硬度。淬火溫度和滲碳溫度需要考慮具體的原材料性能來決定才能使效果達到最佳。

3、結語

第2篇：生產工藝論文范文

1.1混合顆粒機機型選擇創新。混合顆粒機一般分成單螺桿混合顆粒機和雙螺桿混合顆粒機2種機型。單螺桿混合顆粒機，對物料變化、產品要求變化等的適應能力較差。威可達公司維生素B12添加劑需要根據客戶需要，生產維生素B12為0.1%－1%不同含量，不同粒度的產品，所以單螺桿混合顆粒機不太適用。威可達公司根據需要，創新地使用雙螺桿混合顆粒機，這樣混合顆粒機使用范圍更寬。由于混合顆粒機兩個螺桿的協助作用，所以在混合顆粒機擠壓過程中物料的走向得到較理想的控制，避免了單螺桿混合顆粒機中出現的逆向隙流，使物料受力均衡，維生素B12添加劑產品顆粒大小均一。而且雙螺桿混合顆粒機兩個螺桿工作時相互清理粘附于螺桿的物料，所以雙螺桿混合顆粒機生產時物料殘留很少，節約了原料的使用。

1.2原料入機水分調節的工藝創新。原料進入混合顆粒機時，為了使得維生素B12添加劑易于成型，需要控制進料時的物料水分。物料水分對維生素B12添加劑產量、生產時的耗能、維生素B12添加劑產品質量、混合顆粒機使用壽命及混合顆粒機的工作平穩性等都有影響。維生素B12添加劑原料的水分提高，那么此后的蒸汽成本和干燥成本相應增加。維生素B12添加劑生產原料需要有一定的水分含量，這樣可促使維生素B12添加劑生產原料軟化，降低維生素B12添加劑物料對設備的摩擦阻力，降低對混合顆粒機螺桿的驅動力要求，并減小混合顆粒機易損件的磨損。通過威可達公司技術人員的深入研究，認為維生素B12添加劑物料水分22％－31％，是混合顆粒機的適宜操作參數。

1.3濕法混合工序。維生素B12添加劑的載體一般是玉米淀粉，或者根據客戶要求使用碳酸鈣、磷酸氫鈣、甘露醇作為載體。將玉米淀粉置于混合顆粒機中，然后根據客戶要求的維生素B12含量，加入訂單含量的維生素B12液體，攪拌10分鐘出料，得維生素B12添加劑濕物料后卸出。

1.4干燥工序及工藝創新。維生素B12添加劑從混合顆粒機出來后，一般水分在25%以上。所以離開混合顆粒機后的維生素B12添加劑顆粒必須干燥，去除維生素B12添加劑部分水分。維生素B12添加劑的干燥通常分為兩步進行：熱風干燥，冷風干燥。通過沸騰干燥機進行干燥，以進風口溫度120℃～130℃的熱空氣干燥物料。120℃～130℃范圍內沸騰干燥機干燥效率高，且維生素B12添加劑物料不易焦化。熱風干燥使維生素B12添加劑物料水分降至14％～18％。待出風口溫度到從60℃上升到80℃時，將進風口溫度設定為40℃，繼續引風40分鐘后停引風機，卸出干燥維生素B12添加劑物料。調節原料水分，也是調節維生素B12添加劑產品密度的重要措施之一。威可達公司科研人員認為，減少維生素B12添加劑水分的汽化程度，可以使維生素B12添加劑產品密度增高。在螺膛處調節溫度，加溫促使水分汽化，維生素B12添加劑產品密度下降；在螺膛處用冷卻水降溫，減少汽化強度，可以使維生素B12添加劑產品密度增加。所以可以根據客戶的需求，進行維生素B12添加劑干燥程度的控制。

1.5后處理工序、干混合工序及終篩分。檢查振動篩狀態和篩網情況，根據客戶需要選擇相應目數的篩網，將維生素B12添加劑干物料加入到振動篩內，干物料經粉碎后同篩下的粉末一同混合，混合得維生素B12添加劑中間體。將維生素B12添加劑中間體置于錐形混合機中，根據客戶訂單的要求，加入固體維生素B12配方，攪拌30分鐘后，從混合機底部接出維生素B12添加劑混合后物料。將混合好的成品粉劑，根據客戶需求，使用相應篩網目數的振動篩進行篩分，去除雜物。

1.6包裝及包裝前后的質量控制創新。根據包裝規格，準確稱量維生素B12添加劑并復核，無誤后按包裝要求進行包裝，即雙層聚乙烯袋扎口及鋁箔袋熱封。打包工序對于維生素B12添加劑質量的控制，是至關重要的。無論維生素B12添加劑前序的所有生產工序是否符合維生素B12添加劑加工要求，對維生素B12添加劑打包環節都應該加大力度進行監控。質檢員要對維生素B12添加劑產品進行仔細的檢查，如果發現維生素B12添加劑質量問題，需要及時反饋給維生素B12添加劑生產線上的生產者或控制者，以便對維生素B12添加劑生產工藝進行改進，以保證維生素B12添加劑產品質量。在維生素B12添加劑打包時，當標簽被加入并封口后，必須保證維生素B12添加劑沒有生產失誤問題，維生素B12添加劑粒度符合要求，B12有效含量指標檢測合格，維生素B12添加劑包裝重量在誤差規定范圍之內。

2維生素B12添加劑生產工藝中的質量控制創新

2.1提高與完善維生素B12添加劑設備的性能。機電設備對維生素B12添加劑產品質量有著直接影響。所以混合顆粒機、沸騰干燥機、封口機等設備，決定了維生素B12添加劑產品外觀、均勻度以及封口的好壞。所以在維生素B12添加劑生產設備的管理上，必須責任到人，加強維生素B12添加劑生產設備的維修與維護，提高與完善維生素B12添加劑生產設備的性能，使維生素B12添加劑生產設備能夠有效的投入高質量的維生素B12添加劑生產中。在維生素B12添加劑生產中，要嚴格按照維生素B12添加劑生產工藝要求進行生產。在維生素B12添加劑生產中，要進行合理工藝設計和工藝參數的選擇避免在維生素B12添加劑生產中發生設備故障，減少加工過程物料殘留，更好地生產出合格維生素B12添加劑產品。

第3篇：生產工藝論文范文

高速制罐線是包裝行業發展趨勢，對鍍錫原料長度方向的硬度穩定性要求很高，且食品飲料罐身往往包括縮頸、翻邊工藝，對原料的成形性也有一定的要求。因此鍍錫板T4產品的工藝調整需在改善性能穩定性的同時，還要確保熱軋溫度易于控制且氧化鐵皮壓入缺陷發生量可控，冷軋后批量邊浪缺陷得以消除。

1．1成分體系優化

1．1．1C元素碳作為鋼基體中主要的強化元素，其含量直接影響產品的強度及沖壓性能。隨著C含量的增加，熱軋材料奧氏體－鐵素體相變點隨之降低，有利于熱軋在軋制薄規格產品時，以相對較低的終軋溫度也能夠保證鋼材料在奧氏體區軋制;另一方面，C含量提高后，還可促使在相同的退火溫度下，鋼板的強度增加。梅鋼1422產線軋制2．0mmT4材料時，在確保氧化鐵皮可控的情況下，終軋溫度均值最高能夠控制在865℃。試驗選用不同C含量板坯，經相同熱軋工藝軋制后，觀察帶鋼寬度方向，邊部(距邊部5mm)與中部的晶粒度情況。C含量越高，邊部粗晶現象越少，到C含量達到0．06%以上時，邊部混晶現象已經較少，板寬方向上組織均勻性更好，見表3。考慮到C含量達到0．08%～0．13%會進入包晶鋼范圍［2］，包晶鋼在連鑄凝固過程中發生包晶反應，體積收縮造成裂紋敏感性大幅增加，不利于板坯質量的控制，因此C含量的調整應盡可能避開此區域，最終確定目標C含量為0．07%。

1．1．2Mn元素錳在冷軋用鋼中的作用主要是強化和進一步消除S的不利影響。針對T4產品的工藝審視，Mn含量調整目的主要為:在C元素強化效果不足的情況下，增加Mn元素起到補充作用。梅鋼鐵水因含S量較高，必須采用LF爐深脫硫。受爐渣堿度、爐渣氧化性、渣量、吹氬攪拌時間、溫度、爐內還原性氣氛、精煉時間等多重因素的制約，深脫硫對煉鋼成本有較大影響。對鍍錫板來說，后續成型性要求不是特別高(對FeS的熱脆作用不是特別敏感)，選用常規工藝目標S含量即可。梅鋼能夠保證的S含量為0．016%以內，但鋼中S的偏析傾向較大，不利于板坯裂紋控制，一般最低需保證Mn/S比大于10，因此保證Mn含量是很有必要的。本次成分優化，Mn含量的確定需平衡其強化以及固S作用，最終找到平衡點。

1．1．3Al元素Al是在煉鋼過程中作為脫氧劑，同時Al在鋼中還能夠固定一部分的N原子對保證鋼板的抗時效性有利。當鋼中Al含量大于0．015%時才能保證脫氧的效果。但是當Al量過高時，會增加合金成本，另外也會形成過多的脫氧產物Al的氧化物Al2O3夾雜。硬質鍍錫板的抗時效性不是最重要考慮點［3］，具備在確保脫氧效果的基礎上，適當降Al以降低成本的條件，最終確定成分優化方案見表4。

1．2煉鋼工藝路徑調整審視T4產品原煉鋼工藝路徑(脫硫—轉爐—吹氬—LF爐—連鑄)，過LF爐吹氬，僅為了使鋼水夾渣上浮更充分。考慮成本因素，試驗采用煉鋼吹氬直上工藝。相應對煉鋼轉爐、吹氬站工序的工藝要求進行規范管理，確保不出現因吹氬時間短造成板坯夾渣未有效上浮導致冷軋軋薄后缺陷暴露的質量問題。吹氬直上工藝規范后，主要要求為:轉爐保證吹氬站處理溫度;轉爐出鋼采用完全脫氧;吹氬站根據進站成分，在鋁調整結束后根據需要補碳線;鋼水出站前必須保證弱攪拌時間。采用夾雜物分析儀，對過LF爐及吹氬直上兩種板坯進行夾雜物總量(全氧、氮、鋁等)比較，確定夾雜物是否存在裂化趨勢。通過分析，未見吹氬直上工藝對板坯夾雜物有明顯劣化，板坯夾雜物含量未見增加，見表5。具備放量試驗的條件。試驗采用兩種煉鋼路徑各生產3000t，比對產品全流程鋼質類廢次降的情況，同樣也未發現鋼質劣化傾向，見表6。基于實驗室及規模生產試驗，確定煉鋼吹氬直上工藝路徑的可行性。

1．3熱軋軋制溫度調整采用新成分體系，終軋溫度目標值具備下調空間，結合表3的分析，確定終軋溫度設定值為870℃。按此目標，試驗將1422產線精軋入口溫度設置為:1000～1040℃，并將中間坯厚度調整為40mm。結合軋制模型的優化(含加速率增益和最大軋制速度優化)，觀測終軋溫度命中率情況。從試驗情況看，以典型規格2．0mm鍍錫原板為例，溫度命中率達98%以上，并且帶頭局部溫度低點問題也有較大改善，具備了量產能力。

1．4冷軋退火溫度制定梅鋼連退采用引進法國STEIN公司的立式連續退火爐，整個退火工藝可以分為加熱和冷卻兩大過程，加熱部分主要由預熱段、加熱段和均熱段組成。而對鍍錫板性能影響最大的為加熱和均熱兩段，兩段共包括38個道次，帶長759m，均采用的是輻射管加熱，煤氣在輻射管內燃燒，通過輻射管傳到帶鋼表面，此加熱方式溫度控制精度高，實際板溫能夠穩定控制在目標值±5℃范圍內。加熱及均熱段目標溫度的設定直接影響最終鍍錫板的性能，基于改進后的成分及熱軋溫度制度(同一爐板坯、同一熱軋軋制批次)，在退火速度及在爐時間不變的情況下，試驗采用不同退火溫度，利用出口機旁硬度檢測儀測量退火后產品表面硬度情況。在退火速度為630m/min情況時，加熱、均熱段溫度設計為588℃較為適合，低于580℃時，硬度急劇上升，見表7。取樣檢測金相組織，存在明顯的纖維狀鐵素體，見圖4，表明退火不充分。按585℃的溫度組織生產，鍍錫前(連退后)硬度均在61HR30T左右，但鍍錫后硬度均有明顯提高，平均硬度提高量達2．5HR30T，最終產品硬度均值為63．5HR30T，已偏離目標硬度范圍;采用同樣的方法，觀測595℃退火溫度后，最終產品硬度為60．8HR30T。基于此，最優加熱段、均熱段溫度為595℃。

1．5批量驗證按改進后工藝組織批量生產(1．6萬t/月)，統計連續兩月性能及廢次降實績，硬度、屈強比穩定性更佳(見圖5)，在產品平均硬度略有提高的情況下，屈強比下降，有助于材料成型;廢次降有明顯改善，軋后批量邊浪缺陷完全解決，長線狀缺陷發生率也有顯著下降(從最高的16%下降至1．0%左右);另外，制造成本也有40元/t的降幅。

2結語

第4篇：生產工藝論文范文

（1）溶脹反應。當橡膠粉與瀝青在高溫條件下反應表現為橡膠粉顆粒體積的膨脹、瀝青粘度的增加，但在橡膠瀝青的抽提試驗中可以回收部分橡膠粉，所以，在一般的條件下橡膠粉并不會完全溶解在瀝青中。

（2）脫硫反應。在橡膠加工成輪胎的過程中，為了提高其強度和整體性需要采用硫化工藝。硫化是橡膠材料具備高強度、高彈性、高耐磨、抗腐性等優良性能的過程，是橡膠制品的最后一個工藝過程。脫硫工藝主要有化學方面和物理機械方面兩類，化學脫硫是通過高溫、高壓來促使橡膠中的C-S-C中的碳—硫鍵斷裂；物理機械脫硫主要是通過高擠壓、高剪切來破壞碳—硫鍵。橡膠瀝青的加工溫度在180℃以上，最高能達到230，在瀝青介質中橡膠粉保持高溫狀態（1~2h）,同時橡膠瀝青加工過程中采用高剪切設備進行分散，并采用攪拌設備使其保持運動狀態，因此橡膠瀝青的生產過程近乎是橡膠粉的脫硫過程。橡膠粉脫硫以后，硫會以單個物質存在于瀝青中，而且瀝青易于硫元素反應。單質硫的作用能夠改善瀝青的低溫性能和高溫流動性能。同時，橡膠粉脫硫后，橡膠成分能夠完全溶解在瀝青中，能夠顯著改善瀝青的溫度敏感性能，使瀝青更明顯的具有橡膠的一些高溫回彈、低溫柔性和高溫穩定性。因此，采用具有顯著脫硫效果的加工工藝能夠拓寬橡膠瀝青的溫度域范圍，改善瀝青的性能。

2橡膠瀝青的質量控制

橡膠瀝青的生產工藝主要有干法和濕法兩條技術路線，干法是指橡膠粉與集料先拌合后再噴入瀝青拌制的混合料；濕法是橡膠粉與瀝青混合作為粘結劑再與礦料混合。本項目采用的是濕法生產。橡膠瀝青的質量直接關系到瀝青路面的路用性能，所以控制好橡膠瀝青質量是我們研究的重點，橡膠瀝青的質量主要與橡膠粉質量、摻量基質瀝青和加工工藝密切相關。本文主要分析加工工藝對橡膠瀝青的影響。本項目采用的橡膠粉為“長大華礎”廢胎膠粉，細目為40目，摻加量為18%（內摻），基質瀝青為埃索90#A級道路石油瀝青。

（1）反應溫度的影響。反應溫度是影響膠粉和瀝青反應效果的一個重要參數，他直接影響到最終生產的橡膠瀝青的性能。瀝青的溫度越高，瀝青的黏度越小，膠粉在瀝青中的分散效果越好，膠粉越容易溶脹和進行脫硫反應，橡膠瀝青的黏度變高，低溫性能、溫度敏感性和彈性等指標更好；但溫度太高，瀝青的老化越嚴重，硫化更充分，黏度開始減小。下面是不同的加工溫度對黏度的影響。

（2）反應時間的影響。除反應溫度外，反應時間是影響橡膠瀝青性能的另一個非常重要的參數。在高溫下橡膠瀝青反應時間過長，橡膠瀝青的高溫性能會降低。詳見橡膠瀝青各項指標與反應時間關系表2。

3結束語

第5篇：生產工藝論文范文

1．1焊接熱裂紋問題由于銅與雜質形成多種低熔點共晶，如熔點為326℃的(Cu+Pb)共晶、熔點為1064℃的(Cu2O+Cu)共晶以及熔點為1067℃的(Cu+Cu2S)共晶等，因此易導致熱裂紋的產生。應嚴格限制母材及焊絲中S、P等雜質元素的含量，同時焊前磨去母材坡口氧化膜、用丙酮清洗焊絲及母材表面的油污。

1．2焊接變形由于銅-鎳合金線膨脹系數及收縮率偏大，為減少變形及焊縫殘余應力，同時保證單面焊雙面成型，因此宜采用鎢極氬弧焊，采用窄焊道、不宜留過大的焊縫間隙。對于直徑偏大的管子應采取對稱焊工藝。

1．3氣孔銅焊接時極易出現氣孔，主要是氫氣孔和水蒸氣氣孔。氫氣孔產生的主要原因是由于氫在銅中的溶解度在液態轉在固態時有急劇變化，在熔池的快速冷卻的作用下，氫來不及逸出形成氣孔［2］。水蒸氣氣孔產生主要原因是由于在高溫時銅與氧有很大的親和力而生成氧化亞銅，它在1200℃時析出，隨溫度下降，其析出量也隨之增大，與溶解在液態銅中的氫發生下列反應。所形成的水蒸氣不溶于銅，在熔池的快速冷卻的作用下，水蒸氣來不及逸出形成氣孔。因此在焊接時應該控制氫的來源，保護氣體應選用純度為99．9%的氬氣，應減緩熔池的冷卻速度，增長氣體逸出的時間。由于銅-鎳合金冷卻速度相對于銅慢，氣孔敏感性與純銅相比有很大的改善，有較充足的時間使氣孔逸出，這對于減少氫氣孔十分有利。同時，焊前應去除母材坡口表面的氧化膜，以減少氧元素的來源，可以起到減少水蒸氣氣孔及熱裂紋的傾向。

1．4接頭性能下降由于銅-鎳合金無同素異構轉變，在液相轉變為α相時易生成大量的柱狀晶，導致接頭塑性、韌性下降。宜采用適當的工藝方法進行減少柱狀晶、細化晶粒。因此，對于壁厚偏厚的管子需采用多層多道工藝，減少單層、單道熔敷金屬厚度，以改善接頭力學性能。銅合金的耐蝕性能是依靠其合金元素而獲得的，但是采用熔化焊方法必然會有合金元素氧化燒損，耐蝕性能會下降。因此，在選擇填充材料時應當考慮補充合金元素，即選擇含鎳量更高的焊絲。

2焊接工藝及接頭形式

2．1焊接工藝由于考慮銅-鎳合金的焊接性、管子焊接需采用單面焊雙面成形工藝、同時考慮車間生產實際情況、以及海水冷卻管路總量并不多。最適宜焊接方法確定為TIG焊。焊接設備選用逆變300A焊接電源，保護氣體為99．9%氬氣，鎢極選用WC20鈰鎢極。在選用焊絲時應考慮焊接接頭的耐腐蝕性，選擇含鎳量為30%的焊絲，牌號為TIG－CuNi(B30)，AWSA5．7ERCuNi，生產廠商為遼寧錦州特種焊條廠。

2．2接頭形式根據設計要求，海水冷卻管均在管子車間內生產，管子零件端頭均安裝有松套法蘭，整個管系無焊接支管、無需冷加工，均采購成品彎頭及三通，管子零件生產完成后運輸至船上，在船上安裝時采用螺栓連接法蘭把管子零件連接，再與設備連接即可，整個安裝過程無需焊接。因此焊接接頭形式只有管對接焊，焊接位置僅設計為1G(水平滾動焊)即滿足生產要求。根據詳細設計中海水冷卻系統管徑及壁厚，選擇不同的坡口形式，壁厚大于2．5mm采用鈍邊0～1mm“V”形坡口，壁厚小于等于2．5mm采用“I”形坡口，焊縫間隙均控制在0～1mm。坡口形式見圖1。

3焊接試驗

3．1試驗材料下料及焊前準備在試驗材料下料前，首先應參考設計圖紙中管徑的規格，選擇合適的管子外徑及壁厚尺寸，并參照船級社規范，選擇認可范圍能夠全面覆蓋實際生產的管子規格。對試驗管外徑小于或等于25mm的管子，認可范圍可以達到0．5D～2D的管子;當試驗管外徑大于25mm，認可范圍可以達到0．5D以上，最低范圍外徑不小于25mm。根據以上設計原則，最終選擇了直徑×壁厚為219mm×3．5mm(A)和38mm×1.5mm(B)兩種規格的管子作為試驗材料。其中A管采用機械加工方式開坡口，坡口角度見圖1。裝配前打磨坡口表面氧化膜及坡口兩邊20mm范圍，并用丙酮擦拭，保證坡口干凈、無油污等其它有害于焊接的附著物。設備及工具準備內容:逆變300A焊接電源采用直流正接法(DCEN)、氬弧焊水冷焊槍、直徑2．4mm鈰鎢極、純度為99．9%氬氣2瓶、氬氣表、直徑2．4mm焊絲TIG－CuNi(B30)、鋁箔膠帶、焊接面罩、鋼絲刷等焊工必備工具。

3．2裝配及焊接A管在裝配時控制焊縫間隙在0～1mm，并采用3個焊點固定，同心度控制在0．5mm以內。點焊時采用不填絲技術，熔化母材并熔合形成焊點。再使用鋁箔膠帶將管子兩頭封閉，一頭插入軟管通入氬氣進行反面氣體保護，另一頭保留一個排氣小孔。充氣氣體流量根據管子直徑確定，打底焊時氣體流量應調節至25～30L/min，再用鋁箔膠帶將管子圓周接縫進行局部封閉，封閉部分占整個環形接縫的75%～80%，焊接時可先焊接未封閉的部分，再將局部封閉的部分慢慢拆下，再焊接剛剛拆下的部分，以此類推。焊接時可采用最合適的焊接位置，即平焊或有一定角度的立焊位置進行焊接。A管在打底焊時采用不填絲技術，熔化母材形成熔池，當液態金屬不足時可填一滴焊絲焊滴。當焊接到點焊位置時，應減慢焊接速度，將焊點熔化并熔合后再繼續焊接。當焊縫接近焊完時，應減小流量或關閉反面氣體保護，以免使管內氣體壓力過高，造成反面成型變為“凹”形，或熔滴噴出的現象。在收弧時可填充一滴焊絲熔滴，以保證弧坑填滿。經過試驗，管徑越大的管子在焊接過程中越容易出現反面成型不良、大范圍氧化的現象。主要原因就是反面氣體保護不好，有大量空氣混入。因此，對于大直徑的管子焊接，更應該重視反面氣體保護的工作。經過試驗，采用不填絲技術能夠更有效地控制反面成型，而且，銅-鎳管對接接頭打底焊不填絲技術也在有關研究資料中得到應用［3-4］。打底焊完成后應使用鋼絲刷刷掉表面氧化部分，層間溫度需控制在150℃以下。蓋面時管子內部仍需通入氬氣，以保證焊縫不被氧化，氬氣氣體流量可有所降低，調節至15～20L/min即可。蓋面焊接速度需減慢，以保證焊絲熔化完全填充坡口。焊接參數見表3。B管在裝配時與大直徑管子裝配方法基本相同，僅管子反面保護氣體流量調節至7L/min即可。焊接時邊焊接邊填絲，一次成型。由于管徑較小，反面充氣保護比較容易，不易有空氣混入，因此反面成型比較容易保證。焊接參數見表4。表4B管焊接參數(采用TIG法、電源極性為DCEN)采用以上工藝參數以及操作方法，焊縫內、外表面成型優良，未產生劇烈氧化、氣孔、咬邊等表面焊接缺陷，允許進行下一步無損探傷及力學性能試驗。B管焊接熔敷順序及效果見圖2。

4無損探傷及力學性能試驗

根據船級社規范，焊接工藝試驗焊縫無損探傷需進行100%滲透檢驗和100%拍片檢驗，所有焊接試管對接縫檢驗均未發現表面裂紋或開口型缺陷，且拍片檢驗時均評為I級片。力學性能試驗結果完全符合要求。

5車間內預制管的生產

焊接工藝經過認可以后，更重要的工作就是能夠高質量且穩定、高效率地生產。因此，還需要以焊接工藝為基礎，研究預制管零件圖紙，進行仔細分析、精心組織、細化生產流程。以每一道工序為單位，場地固定、人員定編的流水線式生產，以達到高效生產的目的。下料時可采用砂輪切割機或等離子切割機，切口必須修整光順，并清除毛刺，下料長度誤差控制在±1mm。壁厚＞2．5mm的管子宜采用多道焊技術，需開坡口，坡口角度為70°，裝配間隙0～1mm。焊接工序是銅-鎳合金預制管生產的最重要工序，所有的焊工必須經過培訓并考試合格后方可進行施工，必須保證所有的工具及設備齊全、氣體純度達標、焊絲牌號正確。檢查坡口及坡口兩邊20mm范圍內不得有油污、雜物、氧化皮及其他對焊接質量有影響的附著物。焊前將管子兩頭封閉，向管子內通入氬氣，氣體流量需根據管子直徑及打底焊及蓋面焊有所區分，同時將管子上未焊接的環縫采用鋁箔膠帶包裹起來，焊一條、拆一條，直至管子完全焊完。管子零件生產完成后需進行水壓試驗。試驗壓力為0．4MPa，檢驗合格后在法蘭位置打上驗收合格鋼印。如有泄露應進行返修，采用砂輪機打磨泄露處，打磨出“U”形坡口后再進行補焊，補焊時同樣需要在管子內部通入氬氣。驗收合格的管子零件需在兩頭用塑料封板封閉，管子外側用三防布嚴密包裹后方可裝箱發貨，起吊時需采用吊帶，不得使用鋼絲繩。

6管系安裝

銅-鎳合金管質地比較軟，在安裝時應特別仔細、小心，嚴禁亂扔，防止管子變形或損壞。管子在分段預裝結束、進行噴砂處理之前，應進行良好的保護，以免鋼砂損壞管子。海水冷卻系統管路安裝完全結束后更應該注意保護，以免在機艙內進行焊接、切割等交叉作業時損壞管子。安裝在人員活動頻繁位置的管子應考慮防碰撞保護，采用三防布包裹后，再使用鉛絲和軟木條包扎在管子周圍，待機艙內所有工種施工完成后再拆除所有防護。

7結束語

第6篇：生產工藝論文范文

為了研究材料的組織遺傳性，對材料中間退火后的金相組織進行了觀察，如圖2。

2中間退火后材料的性能

新型3×××合金材料中間退火后的力學性能列于表2。可見，退火狀態下兩種厚度材料的性能相差不太大，其中0．21mm厚度材料退火后的強度稍高，伸長率稍低。拉伸試樣斷口的掃描電鏡觀察如圖3所示。可以看出，其斷口有較深較大的韌窩，呈現明顯的韌性斷裂特征［2］，大而深的韌窩是在應力作用下，變形集中在粗大的第二相周圍，導致粗大第二相脫落形成的。

3生產工藝對箔材組織性能的影響

對于退火態箔材，冷軋變形量是影響箔材再結晶開始溫度及完全再結晶所需時間主要因素。在相同退火制度下，箔材冷軋變形量不同，晶粒度就不同。將冷軋變形量為97．4%、41．9%和14．3%的箔材分別進行成品退火制度試驗研究。97．4%冷變形量的成品箔材經不同退火制度處理后的組織如圖4所示，可以看出，新型3×××鋁合金箔材隨著退火溫度的提高，晶粒組織沒有明顯的變化，晶粒尺寸在30μm～60μm范圍。41．9%冷變形量成品箔材經不同退火制度處理后的組織如圖5所示。可以看出，41．9%冷變形量時新型3×××鋁合金箔材的偏光組織與97．4%冷變形量的有相同的趨勢，即隨著退火溫度的提高晶粒組織沒有明顯的變化。但是前者的晶粒尺寸為60μm～90μm，與97．4%冷變形量的相比較其晶粒有所增大。14．3%冷變形量的成品箔材經不同退火制度處理后的組織如圖6所示。可以看出，14．3%冷變形量的新型3×××鋁合金箔材隨退火溫度升高，晶粒尺寸變化不大;但14．3%冷變形量的箔材晶粒尺寸比97．4%和41．9%冷變形量的大得多，在120μm～180μm之間。可見，冷軋變形量對箔材的晶粒尺寸起到決定性的作用。為了研究退火保溫時間對成品箔材組織的影響，以41．9%冷變形量的箔材為例，對箔材在420℃保溫0．5h～15h退火試驗，結果如圖7。可見，隨著退火保溫時間的延長箔材的晶粒不斷變大，保溫時間12h以后再延長保溫時間其組織沒有發生明顯變化，表明此時組織已完全再結晶并且晶粒已充分長大。對于這樣組織的箔材在更高的溫度下其組織也不會發生明顯的變化，亦即晶粒大小比較穩定，所以在生產中，為了保證成品質量，確定新型3×××鋁合金箔材成品的退火制度確定為420℃12h。

4箔材的高溫性能和承壓能力試驗

新型3×××鋁合金箔材在610℃0．5h高溫情況下的變形情況如表3。通過試驗后把14．3%冷變形量的新型3×××鋁合金箔材(0．18mm厚)送給用戶委托進行釬焊打壓試驗，打壓五次，平均承壓能力22．8MPa。表明0．18mm厚的新型3×××鋁合金箔材的承壓值遠遠超過0．20mm厚度常用3003鋁合金箔材的承壓能力(17MPa)，其冷加工性能也能夠滿足用戶的加工需要，用戶表示非常滿意，從而解決了換熱器翅片厚度減薄、承壓能力提高的問題。

5結論

第7篇：生產工藝論文范文

與國際先進工藝接軌，國內開發了鋼筋籠全自動生產工藝和相應設備。鋼筋籠自動化成型機的基本結構如圖3所示。主筋原料架包括原料臺和動力喂料系統，主筋旋轉支架包括旋轉導向及防撞系統，盤筋放線架包括矯直機構和箍筋導向機構，固定旋轉盤包括全自動焊接系統，移動旋轉盤包括行走系統和雙向移動安全保護系統，起落架包括液壓系統，在固定旋轉盤旁還有電控及操作系統。鋼筋籠成型前需做如下幾項準備工作：主筋定尺剪切下料，并放置到主筋喂料架上；支撐環彎弧成型，并放到固定旋轉盤附近；盤條箍筋上料、解捆；確定鋼筋籠的直徑、主筋的直徑、主筋的數量、盤筋的直徑及盤筋間距;在固定盤上根據鋼筋籠規格排布套管，用扳手固定；根據固定盤套管分布順序，在移動盤上同樣的位置安裝固定管；調整盤筋的導向，按要求抬高或降低盤筋矯直機構；按下移動盤尋參按鈕，使移動盤小車回到零位。準備工作結束后開始生產制作，自動化成型主要工藝如圖4所示。將鋼筋籠的主筋穿過固定旋轉盤模板圓孔，在移動旋轉盤圓孔中固定后，經過去應力矯直的箍筋端頭先在主筋上焊2～3圈；同步轉動兩個旋轉盤，移動盤邊旋轉邊后移，主筋同時在縱向和圓周兩個方向運動，拖動箍筋在主筋上纏繞，形成螺旋箍筋，焊頭對箍筋與主筋的交叉處進行點焊定位，從而形成鋼筋籠。按下移動盤順轉按鈕，移動盤繼續前進，直到主筋尾部離開固定盤0.5m左右。使用扳手松開所有的鋼筋端部緊定螺栓。再按下盤順轉按鈕，移動盤繼續前進，直至鋼筋籠從移動盤上卸下。按下支撐落下按鈕，將成品鋼筋籠下降卸載。如果沒有安裝卸載裝置，可以使用橋式起重機和足夠的纜繩將鋼筋籠提升、吊運到儲存區域。此次生產結束，檢查設備各部分恢復初始狀態，按下移動盤尋參按鈕讓移動盤小車回到零位，開始下一次生產。根據鋼筋籠的剛度情況，支撐環可在固定旋轉盤處人工焊接上去，間距由程序設置；也可以在鋼筋籠成型并卸到地面后再焊接。自動化成型工藝通常采用如下技術：控制部分采用變頻器和PLC控制，箍筋間距無級可調，加密段、中間段及過渡段箍筋間距均由程序設置，加工速度無級可調，根據焊接能力合理調整旋轉和移動速度；采用觸摸式液晶顯示屏,可在屏幕上監控各種技術參數,并可通過觸摸方式對之進行修改；焊接模式有手工焊、自動焊、隔點焊三種選擇，根據不同的鋼筋籠成型要求靈活處理；采用三軸伺服系統驅動：兩盤旋轉同步精度控制在±0.1°以內，鋼筋籠無扭轉變形，主筋、纏繞箍筋的間距均勻，鋼筋籠直徑一致。因此，在手工生產鋼筋籠時工程監理幾乎每天都到加工現場進行檢查，而使用自動化工藝加工后，鋼筋籠基本可實行“免檢”；箍筋不需搭接，較之手工作業節省材料1%，降低了施工成本；由于主筋在其圓周上分布均勻，多個鋼筋籠搭接時很方便，節省了吊裝時間；操作維修也簡單，僅一名操作人員就能夠完成操作。

2創新工藝

在發達國家鋼筋籠生產工藝的基礎上，集合我國現實國情，形成了具有中國特點的創新工藝，主要在3個方面不同于國外。1）將設備分為喂料、成型和下料3個模塊，可快速拆解、運輸、安裝及移機，滿足國內大量工程現場加工鋼筋籠的需要。如圖5所示，一輛車即可運送一整臺鋼筋籠成型機，只需拆裝16條螺栓就可以分解和組合各模塊，設備在工地間周轉非常方便。2）參數環的設計采用，節約了大量的模具費用，并顯著縮短了模具更換周期，提高了成籠效率。如圖6所示，更換鋼筋籠規格時只需更換對應參數環，無須人工均布過線套。參數環連接牢固，主筋位置準確，輕便靈活，成本低；而國外設備更換鋼筋籠規格時，要拆下分料傳動軸，再拆掉參數盤，更換難度大、時間長，參數盤重量大、成本高。3）鋼筋籠螺紋連接工藝的突破，則把從鋼筋主筋螺紋加工開始到鋼筋籠對接后入樁孔的成套技術有機結合起來，解決了鉆孔灌注樁快速施工中的關鍵問題。主筋預加工連接螺紋，自動成型和吊運存儲過程中，連接螺紋始終處于預設位置，吊裝入孔時對位準確，采用分體套筒快速連接，其連接速度是焊接工藝的5倍以上，降低了樁孔垮塌現象出現的概率（圖7）

3結語

第8篇：生產工藝論文范文

自然凝固天然橡膠（z-NR)的制備：取一定量新鮮天然膠乳，將其調節至干膠含量為25％，在室溫下自然凝固7~12d，將凝固后的膠片進行壓片，清水漂洗，然后將濕膠片分成兩部分，一部分進行70℃熱風干燥7~12h至膠片完全呈透明狀為止，得到生膠片z-NR-r，另外一部分進行自然風干7~12d，得到生膠片z-NR-z。微波凝固天然橡膠（w-NR）的制備：取一定質量新鮮天然膠乳，將其調節至干膠含量為25％，取200mL左右膠乳與燒杯中，加入膠乳質量分數2％的醋酸銨，完全溶解均勻，放入XHMC-1型微波合成反應儀（簡稱微波儀，北京祥鵠科技發展有限公司生產）中，調節溫度和功率，在10min左右后，膠乳完全凝固，取出、壓片、漂洗，將濕膠片分成兩部分，一部分進行70℃熱風干燥7~12h至膠片完全呈透明狀為止，得到生膠片w-NR-r，另外一部分進行自然風干7~12d，得到生膠片w-NR-z。微生物凝固膠（m-NR）的制備：取一定質量新鮮天然膠乳，將其調節至干膠含量為25％，在室溫條件下，加入一定質量的蔗糖和蛋白酶，攪拌均勻，待凝固并熟化一段時間后壓片，淋洗，晾片7~15d，再在空氣干燥箱中用70℃熱風干燥至膠片呈沒有白點為止，得到生膠片m-NR。天然橡膠硫化膠的制備：使用的純膠配方為NR100g，硬脂酸0.5g，促進劑M0.5g，氧化鋅6g，硫磺3.5g。在JTC-T52型開放式煉膠機上，按常規混煉法將NR混煉，將混煉膠置于QLB-D型平板硫化機中制備NR硫化膠。性能測試天然橡膠理化性能的測試：天然橡膠的雜質含量、灰分含量、氮含量、揮發分含量、塑性初值P0，抗氧指數PRI，分別按GB/T8086、GB/T3510、GB/T3517、GB/T8088、GB/T6737和GB/T4496標準測定。天然橡膠硫化膠臭氧作用下物理力學性能的測試：將已裁好的硫化膠片按照放入型號為YCY-100臭氧老化試驗箱（深圳市宇泰試驗設備有限公司）中，按照GB/T7762-2003將硫化膠片處于20％的拉伸狀態下，且環境處于40℃、濕度65％、臭氧濃度50pphm/100pphm中老化8h。老化前后的硫化膠的300％定伸應力、拉伸強度、扯斷伸長率GB/T528-92測定，撕裂強度按GB/T528-91測定。天然橡膠熱重分析：在海南大學測試中心采用美國TA儀器公司Q600型TG/DTA320熱重/差熱分析儀對硫化膠進行熱分析，每個樣品重約10mg，以空氣為載氣，流速為50mL/min，升溫速率為10℃/min，由室溫升到600℃，記錄得到TG曲線和DTG曲線。天然橡膠FTIR分析：在海南大學測試中心采用傅立葉紅外光譜(FTIR)分析，型號為TENSOR27(德國Bruker)，用衰減全反射附件(ATR)進行紅外掃描測試。

2結果與分析

2.1理化性能的比較

凝固和干燥是天然橡膠生膠片生產的兩個重要環節，不同的凝固和干燥方式對NR理化性能的影響如表1所示。從表1可見，微生物凝固工藝的雜質在所有工藝中灰分最低，雜質含量、揮發物處于中間，氮含量最低，P0達到55，PRI接近最高值；該工藝由于酶與膠乳中蛋白質相互作用，消耗了大量蛋白質，其氮含量降低，同時由于粒子表面蛋白質減少，使得橡膠烴分子之間相互作用增強，其流動性變差，其P0、PRI偏高。在相同干燥情況下，自然凝固的雜質和灰分含量最高，微波凝固雜質最低，酸凝固的灰分含量最低。微波凝固的氮含量最高，酸凝固次之，自然凝固最低；微波凝固屬于全乳凝固過程，在凝固時，膠乳中的蛋白質被包裹在膠粒中，其氮含量最高，而自然凝固過程中，膠乳中的蛋白質與空氣中微生物及其自身酶相互作用而減少一部分，其氮含量較低。微波凝固的P0與PRI都是最高，酸凝固的P0最低，自然凝固的RPI最低，微波凝固后的NR加工性能和耐老化性能最好，自然凝固的NR耐老化性能最差。然而，在相同凝固方式、不同干燥方式條件下，自然風干后NR的雜質、灰分、P0均高于熱風干燥，但是其揮發物以及氮含量、PRI低于熱風干燥后NR。自然風干過程中，空氣中的少量變價金屬離子附著在其表面，影響NR的生膠片的耐老化性能，PRI變小。

2.2天然橡膠硫化膠物理力學性能

不同工藝NR硫化膠臭氧老化(臭氧濃度為50pphm)前后的物理機械性能變化如表2所示。從表2可以看出，在臭氧老化前，相同干燥方式時，微波凝固和自然凝固的300％定伸應力相差不大，但高于酸凝固；自然凝固拉伸強度和拉斷伸長率最高，微波凝固次之，酸凝固最差；微波凝固撕裂強度最高，自然凝固次之，酸凝固最小。在相同凝固方式時，熱風干燥的300％定伸應力、拉伸強度、拉斷伸長率均高于自然風干，其撕裂強度小于自然風干。在臭氧老化后，相同凝固方式下，自然凝固的拉伸強度變化率為11.2，酸凝固次之，微波凝固最大；但是在相同干燥方式下，自然風干拉伸強度變化率要小于熱風干燥，最低達到10.1％。而微生物凝固除了拉斷伸長率略小于自然風干的自然凝固工藝，其他性能的均高于其他工藝，其老化后的拉伸強度變化率最小。這可能是由于降蛋白過程中橡膠粒子緊密結合，NR分子間的相互作用增強[16]，并且再晾干過程中，促進了分子間的交聯作用，所以其拉伸性能與撕裂性能高于其他工藝。

2.3不同工藝條件下NR硫化膠臭氧老化后的熱重分析

由圖1可以看出，不同工藝NR的TG是一條平滑的曲線，只有1個明顯的臺階，其DTG也只有一個明顯的峰，這說明NR硫化膠在氮氣氛圍中的熱分解反應為1步反應。表3給出的是其降解的特征溫度T0、Tp和Tf。由表3可以看出，m-NR的T0、Tp和Tf均高于其他工藝下的NR。這可能是因為m-NR工藝中有一個降蛋白的過程，過多的蛋白質導致為分子間或分子內的部分鍵能降低，適量的蛋白質可以促使橡膠分子內和分子間的結合更加緊密。再由于在氮氣氣氛的絕氧條件下，氧化斷鏈作用不易發生，交聯鏈的斷裂反應占主導作用，所以m-NR表現出更優越的熱穩定。

2.4天然橡膠的臭氧龜裂

不同工藝NR硫化膠在臭氧濃度為100pphm的臭氧老化儀中觀察其開始龜裂的時間如表4所示。由表4可知，微生物凝固的臭氧出裂時間最久可以達到945min，自然風干的NR整體耐臭氧老化性能較好，微生物凝固耐老化性能比較優異。微生物凝固過程中，由于酶與蛋白質相互作用，加快了蛋白質的分解；而蛋白質包裹在膠粒表面，蛋白質的減少以及晾片過程，使橡膠粒子間距離減少，其相互作用增強，分子間更加緊密，分子間運動減少；另外，蛋白質的分解產物有耐老化作用，固微生物凝固工藝要較其他工藝更加耐臭氧老化。

2.5天然橡膠的FTIR-ATR分析

由于m-NR在理學性能和老化前后機械性能均表現出優異的特性，其FTIR-ATR譜圖如圖2所示。由圖2可見，m-NR硫化膠隨著臭氧老化時間的增加，m-NR在1715cm-1處的C=O伸縮振動峰一直在增強，在834cm-1處C-H變形振動不斷減弱，這是由于隨著老化時間的增加，臭氧不斷與C=C雙鍵反應生成羰基，1715cm-1處為飽和醛、酮、羧酸的C=O伸縮振動吸收峰。1538cm-1、1598cm-1為酰胺中的N-H變形振動吸收峰，其吸收譜帶不斷減弱，這是由于蛋白質在與臭氧不斷反應生成氨基酸，對應的在1025～1200cm-1處胺中的C-N伸縮振動吸收峰。1375cm-1為m-NR中甲基變形振動吸收峰，1449cm-1為亞甲基變形振動吸收峰。從圖中可以看出1538cm-1、1598cm-1為酰胺中的N-H變形振動吸收峰以及在1025～1200cm-1處胺中的C-N伸縮振動吸收峰，在臭氧老化前期過程中變化很大，但在后期變化相對緩慢，這可能是由于在臭氧老化前期臭氧主要在硫化膠表面，蛋白質與臭氧在膠料表面形成一層薄薄的氧化膜阻礙臭氧與C=C的作用；在硫化膠臭氧龜裂以后，在834cm-1處C-H變形振動吸收峰相對前期變化增強，這可能是因為臭氧進入分子鏈中更加容易，加快了與C=C雙鍵作用形成醛、酮、羧酸等羰基化合物。

3討論與結論

第9篇：生產工藝論文范文

從2000-2013年，河南省產業結構不斷調整優化，其結構類型逐漸由“二、一、三”轉變為“二、三、一”的結構類型。第一產業產值比重呈逐年下降趨勢，第二產業仍是河南省經濟發展的重要推動力量，而河南省產業結構調整方向重點在第三產業。產業結構升級的另一個重要標志就是就業人口的非農業化，表現為第一產業就業比重下降，第二、三產業就業比重上升。2004-2010年，河南省加工貿易的發展呈現出平穩較快增長態勢，但加工貿易在河南省外貿總額中所占比重呈下降趨勢：2011年至今，加工貿易在河南省外貿總額中所占比重大幅上升至近40%，而2013年增長到98.6%，增速達到了360%，其中有15.7個百分點是加工貿易拉動的。筆者發現，這一大幅增長時間與富士康等一批企業入駐河南時間吻合：2011年，富士康入駐河南半年之后，其進出口合計94.7億美元，占全省進出口總值的29.0%。經測算，2011年全省進出口增幅中有52.6個百分點由富士康集團拉動。河南省進出口貿易總額不斷擴大，加工貿易所占比重偏小的趨勢得到明顯改變，發展勢頭良好，但是，其存在的一些問題，仍不能忽視。

2.加工貿易對河南省產業結構升級的影響機制

近年來河南省進出口貿易額的增長絕大部分來源于中間品貿易的迅速增長。本文著重從就業結構升級效應和技術溢出效應來闡述這兩種效應是如何影響河南省產業結構升級的。

2.1就業結構升級效應

就業結構升級對產業結構升級的影響主要體現在就業結構能夠通過對勞動力消費習慣的影響進而對產業結構產生反作用。從第一產業轉移到第二、三產業的勞動者，其勞動生產率和收入水平明顯提高，因此造成社會需求結構、居民消費結構發生變化。此外，不同生產部門其生活方式差異較大，這些變化都要求供給結構做出相應調整。

2.2技術溢出效應

加工貿易企業通過以下幾種方式產生技術溢出的效應：示范效應、產業關聯、技術人員流動。第一，加工貿易通過示范效應對其當地競爭者產生技術示范作用。通過復制、模仿與逆向工程，本土加工貿易企業在反復的拆分產品中反向推導出產品中所包含的設計技巧、組成成分，間接獲得生產該產品的技術，再結合當地需要重新改造，這種活動需要的投入資源更少，更容易提高本土企業勞動生產率。第二，加工貿易通過產業關聯對當地企業擴散了技術。加工貿易正是通過產業關聯效應對產業升級產生積極影響，主要表現在對配套企業的采購訂貨要求和對配套企業的技術援助兩個方面。當地采購率越高、最終產品的技術含量越高、內資企業配套體系越健全，加工貿易企業對相關配套產業升級的作用越大。第三，加工貿易通過技術人員的流動促進技術溢出。加工貿易企業一般比當地企業有著較高的技術、質量與管理水平，其員工在生產經營活動中了解和熟悉了產品的生產工藝、技術標準和操作技巧，在“干中學”中積累了大量的產品信息和豐富的經驗。

3.相關政策建議

3.1積極承接東部加工貿易轉移，實現區域優勢互補

隨著東部加工貿易的升級換代，產業升級和產業轉移勢在必行，低附加值、勞動密集型的加工貿易必然會像中西部地區轉移。河南省承接加工貿易產業轉移應堅持可持續發展和發揮比較優勢為原則、以市場為導向，有序可行地貫徹實施。發達國家和我國東部地區產業轉移有助于河南省充分利用自身優勢，并與國內外產業轉移所輸入的先進的技術、資本、管理經驗等形成優勢互補，推動加工貿易更高更快更強發展。

3.2加大加工貿易本土采購率，推動配套產業的發展

發展河南省內配套產業，加大加工貿易的本土采購是加工貿易帶動當地產業成長、實現產業結構升級換代的關鍵。河南省加工貿易的主體仍為外商投資企業，這不利于充分發揮加工貿易的產業升級作用。大力培養加工貿易的其他微觀主體，如國有企業和民營企業，從政策上引導扶持其快速發展，逐步發展成為加工貿易的主導力量。

3.3促進高新技術產業發展，提高加工貿易產品檔次