蓋注塑模（三板式注塑模）模具設(shè)計制造【一模四腔】【說明書+CAD】

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塑料制件之所以能夠在工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應(yīng)用，是由于它們本身具有的一系列特殊優(yōu)點所決定的。塑料謎底小，質(zhì)量輕。這就是“以塑代鋼”的明顯優(yōu)點所在。塑料的比強度高，絕緣性能好，介電損耗低，所以塑料是現(xiàn)代電工行業(yè)和電器行業(yè)中不可缺少的原材料。塑料的化學(xué)穩(wěn)定性最高，減磨耐磨性能好。此外，塑料的減振和隔音性能也很好。許多塑料還具有透光性能和絕熱性能以及防水，防透氣和防輻射等特殊性能。因此，塑料已成為各行各業(yè)中不可缺少的一種重要材料。需求量的日益增加，這些產(chǎn)品的更新?lián)Q代的周期愈來愈短。因此對塑料的品種，產(chǎn)量和質(zhì)量都提出了越來越高的要求。 因此，本工藝規(guī)程課程設(shè)計說明書具有以下的優(yōu)點： 一、本工藝規(guī)程課程設(shè)計說明書本課程設(shè)計計算說明書結(jié)合了塑料模具圖冊的若干圖列，并突出性和實用性的對每一幅模具進(jìn)行詳細(xì)的對比分析與學(xué)習(xí)，然后再結(jié)合相應(yīng)的實踐知識進(jìn)行的設(shè)計計算。 二、本工藝規(guī)程設(shè)計說明書本課程設(shè)計計算說明書主要闡述了塑料注射模具注射成形的整個設(shè)計計算過程，以及每一個組成部的設(shè)計計算，同時較為嚴(yán)密合理的進(jìn)行相應(yīng)的校核與驗證。 三、本工藝規(guī)程課程設(shè)計說明書本課程設(shè)計計算說明書同時也結(jié)合了模具設(shè)計與制造專業(yè)所學(xué)的所有知識，比如塑料模具設(shè)計與制造、機(jī)械制圖，公差與測量技術(shù)、模具工藝與工裝等專業(yè)課的知識。所有的這知識儲備均體現(xiàn)了本課程設(shè)計計算說明書依據(jù)與合理性。 隨著現(xiàn)代工業(yè)的發(fā)展需要塑料制品在工業(yè)、農(nóng)業(yè)、以及日常生活等各個領(lǐng)域應(yīng)用越來越廣，質(zhì)量要求也越來越高。在塑料制品的生產(chǎn)中高質(zhì)量的模具設(shè)計、先進(jìn)的模具制造設(shè)備、合理的加工工藝、優(yōu)質(zhì)的模具材料和現(xiàn)代化成形設(shè)備等都已成為成形優(yōu)質(zhì)塑件的重前提條件。 因此，本工藝規(guī)程課程設(shè)計說明書本課程設(shè)計計算說明說書具有以下的不足之處： 一、由于初步接觸塑料模具設(shè)計與制造知識以及共進(jìn)入機(jī)械行業(yè)，因此對塑料模成型以及成型工藝了得比較浮淺，設(shè)計時困難比較大，設(shè)計也夠準(zhǔn)確。為此本課程設(shè)計計算說明說書也有待進(jìn)一步改進(jìn)。 二、社會實踐經(jīng)驗缺乏，在設(shè)計時有這方面原因從而忽略了很多因素，為此設(shè)計計算中也有許多不嚴(yán)密之處。 本課程設(shè)計主要將學(xué)生學(xué)到的理論與實際醒結(jié)合，突出模具設(shè)計基礎(chǔ)的結(jié)合運用，以提供更準(zhǔn)確，實用，方便的計算方法，正確掌握并運用沖壓工藝參數(shù)和模具工作部分的幾何形狀和尺寸的綜合應(yīng)用，提高自我的模具設(shè)計與制造能力的綜合應(yīng)用。 在以后的生產(chǎn)生活中，研究和推廣新工藝，新技術(shù)提高模具在生產(chǎn)生活中的應(yīng)用，并進(jìn)一步提高模具技術(shù)水平。 實踐證明，理論聯(lián)系實際的學(xué)習(xí)才是最有效的學(xué)習(xí)方法。因此本設(shè)計計算說明書結(jié)合了塑料模具圖冊、塑料模具設(shè)計與制造、機(jī)械制圖，公差與測量技術(shù)、機(jī)械設(shè)計基礎(chǔ)等專業(yè)課知識，再結(jié)合實際生產(chǎn)經(jīng)驗而設(shè)計的。從而充分體現(xiàn)了所學(xué)的專業(yè)知識實際生產(chǎn)的應(yīng)用。 第一章 動模座板工作零件結(jié)構(gòu)工藝性分析 第一節(jié) 熟悉和分析動模座板制定工藝規(guī)程的主要依據(jù) 一 、熟悉和分析動模座板制定工藝規(guī)程的主要依據(jù)，確定零件的生產(chǎn)綱領(lǐng)和生產(chǎn)類型，進(jìn)行零件的結(jié)構(gòu)工藝性分析。 1、動模座板制訂工藝規(guī)程的主要依據(jù)（既原始資料）。 1〉產(chǎn)品的裝配圖樣和零件圖樣（見圖附頁） 2〉產(chǎn)品的生產(chǎn)綱領(lǐng) 3〉產(chǎn)品的生產(chǎn)綱領(lǐng) 現(xiàn)有的生產(chǎn)條件和資料，它包括毛坯的生產(chǎn)條件或協(xié)作關(guān)系，工藝裝備及專用設(shè)備的制造能力，有關(guān)機(jī)械加工車間的設(shè)備和工藝裝備的條件，技術(shù)工人的水平以及各 種工藝資料和標(biāo)準(zhǔn)等。 4〉外國內(nèi)產(chǎn)品的有關(guān)工藝資料等。 2原始資料 1）零件圖樣 如設(shè)計任務(wù)書所示的零件圖及尺寸。（見下圖） 零件圖 2）生產(chǎn)綱領(lǐng) 生產(chǎn)綱領(lǐng)是企業(yè)在計劃期內(nèi)應(yīng)當(dāng)生產(chǎn)的產(chǎn)品質(zhì)量和進(jìn)度計劃，計劃期常定為一年，所以生產(chǎn)綱領(lǐng)也稱年產(chǎn)量。該零件是組成滑輪注塑摸的一個結(jié)構(gòu)零件，一副模具只需要一個此零件即可，所以初步擬訂其生產(chǎn)綱領(lǐng)為100件。 3）生產(chǎn)類型 生產(chǎn)類型是企業(yè)（或車間，工段，班組，工作地）生產(chǎn)專業(yè)化程度的分類，一般分為大量生產(chǎn)，成批生產(chǎn)和單件生產(chǎn)三 種類型。 根據(jù)生產(chǎn)綱領(lǐng)和產(chǎn)品及零件的特征或工作地每月?lián)?fù)的工序數(shù)，查文獻(xiàn)[1]表1—3生產(chǎn)類型和生產(chǎn)綱領(lǐng)的關(guān)系，確定該零件的生產(chǎn)類型為單件小批量生產(chǎn)。 4）生產(chǎn)組織形式 生產(chǎn)類型不同，零件和產(chǎn)品的生產(chǎn)組織形式，采用的技術(shù)措施和達(dá)到的技術(shù)經(jīng)濟(jì)效果也會不同，因為該零件是單件小批量生產(chǎn)，所以其生產(chǎn)組織形式查文獻(xiàn)[1]表1-5的各種生產(chǎn)類型的 二、動模座板的工藝特征有其生產(chǎn)組織形式 1零件的互換性：有修配法，鉗工修配，缺乏互換性。 毛坯的制造方法與加工余量，木模手工造型或自由鍛造毛坯精度低，加工余量大。 2機(jī)床設(shè)備及其布置形式：通用機(jī)床，按機(jī)類別采用機(jī)群式布置。 3工藝裝備：大多采用通用夾具，標(biāo)準(zhǔn)附件，通用刀具和萬能量具，標(biāo)準(zhǔn)附件，通用刀具和萬能量具，靠劃線和試切法達(dá)到精度要求。 4對工人的技術(shù)要求：需技術(shù)水平較高的工人。 5工藝文件：有工藝路線卡和關(guān)鏈工序工序卡。 6成本：較高。 結(jié)合上述分析對現(xiàn)有條件作出合理的調(diào)整使得該零件的加工更能體現(xiàn)“質(zhì)優(yōu)價廉”。 第二節(jié) 動模座板零件的結(jié)構(gòu)工藝性分析 一、動模座板零件的結(jié)構(gòu)工藝性分析 熟悉動模座板零件圖，了解零件的性能，用途，工作條件及其所在模具中的作用。 1）動模座板零件的性能：具有較高的強度，硬度和韌性，適用于小型復(fù)雜的塑料模具。 2）動模座板零件的用途：固定模具零件，并與它發(fā)生直接聯(lián)系用的零件，在模具打開時帶動成型零部件向下移動，確保塑件與成型機(jī)構(gòu)的分離，保證模具的順利打開和合模。 3） 動模座板工作條件：安裝在滑輪注塑模的動模座板上，與其他零部件結(jié)合使用，適合滑輪注塑模的工作條件。 4）動模座板零件在模具中的作用：該零件在模具中與導(dǎo)滑板，凹模劃塊和彎銷等配合成滑輪的注塑成型機(jī)構(gòu)，起固定和定位作用。 二、了解動模座板零件的材料及其力學(xué)性能 1動模座板材料 該零件材料為45鋼，它是碳素結(jié)構(gòu)鋼，具有較高的強度和硬度，耐磨性好且熱處理變形小，制品一般用于淬，適用于制品批量生產(chǎn)的熱塑性塑料的成型模具零件。 1材料的力學(xué)性能 查文獻(xiàn)[3]表7-5優(yōu)質(zhì)碳素鋼牌號，成分及性能（GB699—88）可知45鋼的力學(xué)性能為： бb/MPa бs/MPa δs×100 Ψ×100 Ak/J ≥600 ≥355 ≥16 ≥40 ≥39 推薦的熱處理溫度 正火：830℃ 淬火： 840℃ 回火： 600℃ 硬度： 未處理：229HBS 退火鋼：197HBS 分析：45鋼在退火，正火及調(diào)質(zhì)狀態(tài)下的力學(xué)性能為： 狀態(tài) бb /MPa б5×100 AK/J HBS 退火 650～700 15～20 32～48 ～180 正火 700～800 15～20 40～64 163～220 調(diào)質(zhì) 750～850 20～25 64～96 210～250 正火后鋼的強度，硬度，硬度，韌性都比退火后的高，且塑件也好，操作方便，生產(chǎn)周期短，能量耗費少，則在條件允許下，應(yīng)優(yōu)先考慮，采用正火處理，可作為零件的預(yù)先熱處理。 調(diào)質(zhì)處理后鋼的強度較高，而且塑件與韌性更顯著高于正火狀態(tài)，其硬度較低，便于切削加工，并能獲得較低的表面粗造度值，故也可作為表面淬火和化學(xué)熱處理前改善鋼件原始組織狀態(tài)的預(yù)先熱處理。 三、分析選擇該動模座板的熱處理為調(diào)質(zhì)。 1動模座板結(jié)構(gòu)形狀分析 該零件從形體上分析其總體結(jié)構(gòu)為六面體，上表面有2-Φ15的型芯孔，并且側(cè)面有4-M30螺釘孔，2-Φ21導(dǎo)柱孔擴(kuò)孔為Φ30。因此其結(jié)構(gòu)形狀較為簡單，屬于加工成形。 故其結(jié)構(gòu)形狀工藝性合理。 2動模座板尺寸 該零件的外形尺寸為246mm×207mm×21mm，且一部分孔的加工可在與其配合的零件加工時保證，因而該零件的加工尺寸較小，減化了加工工序，降低了加工難度，可保證加工質(zhì)量。 故其尺寸工藝性較為合理。 3動模座板精度 為了滿足塑件尺寸精度和表面粗造度的要求，根據(jù)塑件精度等級（精度等級為IT4～I(xiàn)T5級）確定模具制造精度為IT6～I(xiàn)T7級。 4動模座板熱處理 為了消除毛坯在加工后的缺陷，改善其工藝性能，且為后續(xù)工序作出組織準(zhǔn)備和提高工件的使用性能及使用壽命采用 調(diào)質(zhì)方式進(jìn)行熱處理。 綜合上述分析可知該零件的加工較容易，可采用先進(jìn)的，高效率的工藝方法進(jìn)行加工制造，但使其加工成本較高，為了降低其加工成本，可適當(dāng)調(diào)整加工設(shè)備采用一般工藝方法進(jìn)行加工 第二章 設(shè)備與工藝裝備的選擇 第一節(jié) 設(shè)備的確定 一、設(shè)備確定 因為該零件采用組織集中工序，所以選擇通用設(shè)備，即：C41—250型空氣錘，加熱爐，銑床，刨床，磨床，鉆床，鉸床，坐標(biāo)磨床等。 二、工藝裝備的選擇 1夾具的選擇 單件小批量生產(chǎn)首先采用各種通用夾具，也可采用組合夾具，結(jié)合實際生產(chǎn)條件可知該零件選擇四爪卡盤，虎鉗，畫線平臺，平行夾頭，火鉗和組合夾具等。 2刀具的選擇 一般優(yōu)先采用標(biāo)準(zhǔn)刀具根據(jù)該零件的工藝性及實際條件確定其刀具為：剪板機(jī)，平面刨刀，圓柱銑刀；端面銑刀，平行砂輪，劃針，樣沖，立銑刀，鉆頭，絲錐，擴(kuò)刀，砂輪等。 3 量具的選擇 依據(jù)量具的精度必須與加工精度相適應(yīng)，則該零件應(yīng)優(yōu)先采用通用量具，即：鋼尺、游標(biāo)卡尺、直角尺、內(nèi)卡鉗、百分表。 三、擬訂工藝路線 綜合上述分析最終擬訂兩條工藝路線如下： 工藝路線一： 工序號 工序名稱 0 備料 5 鍛造 10 退火 15 銑（刨）平面 20 磨平面 25 鉗工劃線 30 銑工 35 熱處理 30 鉗工精修 45 磨削 50 檢 驗 55 入 庫 工藝路線二： 工序號 工序名稱 0 備料 5 鍛造 10 退火 15 銑（刨）六方 20 磨平面加工精基準(zhǔn)面 25 鉗工劃線 30 銑工 35 熱處理 40 鉗工精修 45 磨削 50 檢驗 四、工藝路線方案的比較與分析 以上兩種工藝路線方案想比較，第二種方案有以下幾個優(yōu)點： 1. 工序內(nèi)容簡單，工序連接緊密，有利于組織流水生產(chǎn)。第一種方案中工序之間相互脫節(jié)，造成加工困難，另一面，這樣增加時間，生產(chǎn)率降低，不夠經(jīng)濟(jì)。 2. 定位基準(zhǔn)的選擇 定位基準(zhǔn)的選擇將直接影響加工精度的高低，同樣作為定位基準(zhǔn)的部位加工質(zhì)量的好壞也影響的定位的準(zhǔn)確性和加工質(zhì)量，使安裝誤差和定位誤差增大，從而對加工精度有很大影響，零件上的各個表面間的位置精度，是通過一系列工序加工后獲得的，這些工序的順序和原始尺寸的大小，標(biāo)注方式和零件圖上的要求直接有關(guān)，第一種方案中，工序45不找正直接加工，易使工件偏斜，位置精度不準(zhǔn)確，給下面的工序的位置精度，定位基準(zhǔn)帶來一定困難。第二方案中工序之間的采用互為基準(zhǔn)原則的，其作用是加工時的余量均勻，并使加工后的表面位置度較高，能順利加工。 第二節(jié) 機(jī)床的選用 一、機(jī)床的選用 機(jī)床的選用，主要考慮零件加工的經(jīng)濟(jì)性，應(yīng)該充分運用現(xiàn)有設(shè)備，不增加零件的成本。第一套方案中，較多的使用了專用機(jī)床，第二套方案中可使用普通機(jī)床。降低了加工成本，但是精度不能滿足。另外在機(jī)床的選擇上，也必須考慮以下因素： ①機(jī)床的工作精度和工序的加工精度相適應(yīng) ②機(jī)床的工作尺寸應(yīng)和工件的輪廓尺寸或夾具的尺寸相適應(yīng) ③機(jī)床的功率與剛度的性質(zhì)相適應(yīng)，另外，機(jī)床的加工用量范圍應(yīng)和工件要求的合理切削用量相適應(yīng) ④刀具的選擇 刀具的耐用度問題也的批量生產(chǎn)中的重要問題，刀具耐用度的提高，不僅可以節(jié)約輔助工作時間，又可降低刀具的費用。合理選擇刀具的提高刀具耐用度的關(guān)鍵。第二套方案中，工序30鉆，擴(kuò)φ20孔深19±0.2采用兩把車刀，分別采用合適的幾何角度和材料來完成粗，精加工，這樣大大減少了刀具的磨損。 二、工藝路線方案確定 經(jīng)過多方面的分析，第二套工藝路線方案從安排工序依據(jù)的原則，定位基準(zhǔn)的選擇，加工經(jīng)濟(jì)性和刀具的耐用度等方面均比第一套合理，因此用第二套工藝路線作為加工方案。 第三章 確定毛坯的類型及其制造加工方法 一、動模座板毛坯的形狀和特征 毛坯的形狀和特征，在很大程度上決定著模具制造過程中工序的多少，機(jī)械加工的難易程度，材料的大小及模具的質(zhì)量與壽命。 毛坯類型有鑄，鍛，壓制，沖壓，焊接，型材和板材等。 二、動模座板毛坯的形狀和特征分析 鍛造后，工件的力學(xué)性能比鑄件好，使零件材料內(nèi)部組織細(xì)密，碳化物分布和流線分布合理，從而提高模具的質(zhì)量和使用壽命，鑄造能夠生產(chǎn)形狀復(fù)雜的毛坯，適應(yīng)性廣，能節(jié)省金屬材料和機(jī)械加工的工作量且成本較低，但鑄造生產(chǎn)存在著工序復(fù)雜，鑄件的力學(xué)性能低于鍛件，勞動條件較差；沖壓的生產(chǎn)效率高，易于實現(xiàn)機(jī)械與自動化生產(chǎn)，制品的尺寸精確，互換性好，節(jié)約金屬，操作方便，但是模具制造復(fù)雜成本較高，適用于大量生產(chǎn)，焊接可節(jié)省材料與工時，減輕結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，焊接接頭的致密性好，可以制造密封容器，以及雙金屬結(jié)構(gòu)件，生產(chǎn)效率高，便于機(jī)械化，自動化生產(chǎn)，但由于焊接的過程是局部加熱與冷卻的過程，容易產(chǎn)生焊接應(yīng)力，變形及焊接缺陷，有些金屬的焊接要求比較復(fù)雜的工藝措施才能保證焊接質(zhì)量。 經(jīng)分析并結(jié)合該零件工藝分析可確定其毛坯為鍛件（即鍛坯）。 毛坯圖 第四章 擬定動模座板工藝路線 一確定工藝路線原則 1.制定工藝路線的依據(jù) 應(yīng)使零件的各尺寸精度，位置精度，表面粗糙度和各向技術(shù)要求能得到保證，在一定生產(chǎn)條件下以最快的速度，最少的工作量和最低的成本，安全可靠的加工出符合零件的工作擬定工藝路線一般應(yīng)遵循工藝過程劃分加工階段的原則。當(dāng)加工質(zhì)量要求不高，工件的剛性足夠，毛坯質(zhì)量高，加工余量小時可以不劃分加工階段。在數(shù)控機(jī)床上加工零件以及某些運輸，裝夾困難的重型零件，也不劃分加工階段，而在一次裝夾下完成全部表面的粗，精加工，對重型零件可在粗加工之后將夾具松開以消除加緊變形，然后再用較小的夾緊力重新夾緊，進(jìn)行精加工，以利于保證重型零件的加工質(zhì)量，對于精度要求高的重型零件，仍需劃分加工階段，并適時進(jìn)行時效處理消除內(nèi)應(yīng)力。該零件的表面質(zhì)量要求較高，且需多次裝夾，所以其工藝路線需劃分加工階段完成。 2制定動模座板工藝規(guī)程時應(yīng)注意的問題 1)技術(shù)的先進(jìn)性 2)經(jīng)濟(jì)上的合理性 3)使用上的安全性由于該零件生產(chǎn)綱領(lǐng)確定了成批生產(chǎn)，因此采用工序集中原則使，用普通 3動模座板加工順序由以下原則確定 機(jī)床配以專用夾具，可降低生產(chǎn)成本，以獲得好的經(jīng)濟(jì)效益加工順序由以下原則確定： 先粗加工，后精加工，先加工基準(zhǔn)面，后加工其他面，先加工主要面，后加工次要面，后加工孔，并且應(yīng)遵基準(zhǔn)重合原則，基準(zhǔn)統(tǒng)一原則，自為基準(zhǔn)原則，互為基準(zhǔn)原則。 1)擬定工藝路線一般應(yīng)遵循工藝過程劃分加工階段的原則 當(dāng)加工質(zhì)量要求不高，工件的剛性足夠，毛坯質(zhì)量高，加工余量小時可以不劃分加工階段。在數(shù)控機(jī)床上加工零件以及某些運輸，裝夾困難的重型零件，也不劃分加工階段，而在一次裝夾下完成全部表面的粗，精加工，對重型零件可在粗加工之后將夾具松開以消除加緊變形，然后再用較小的夾緊力重新夾緊，進(jìn)行精加工，以利于保證重型零件的加工質(zhì)量，對于精度要求高的重型零件，仍需劃分加工階段，并適時進(jìn)行時效處理消除內(nèi)應(yīng)力。該零件的表面質(zhì)量要求較高，且需多次裝夾，所以其工藝路線需劃分加工階段完成。 2) 動模座板面加工方法的選擇 當(dāng)模具零件的表面加工精度要求較高時，可根據(jù)不同工藝方法所能達(dá)到的加工經(jīng)濟(jì)精度和表面粗糙度等因素。首先確定被加工表面的最終加工方法，然后再選定最終加工方法，然后再選定最終加工方法之前的一系列準(zhǔn)備工序的加工方法和順序，以便通過逐次加工達(dá)到設(shè)計要求。 二、動模座板平面加工方法確定各表面的加工方法 選擇加工方法時常常根據(jù)經(jīng)驗或查表法來確定，在根據(jù)實際情況或通過工藝是試驗進(jìn)行修改。依據(jù)各表面加工要求和各加工 要求和各個加工方法能達(dá)到的經(jīng)濟(jì)精度查文獻(xiàn)[1]表1—11孔的加工方法和表1-12平面加工方法確定各表面的加工方法如下要求和各個加工方法能達(dá)到的經(jīng)濟(jì)精度查文獻(xiàn)[1]表1—11孔的加工方法和表1-12平面加工方法確定各表面的加工方法如下： 通過零件分析可分為以下幾部分。 ①：2個φ21和2個φ30的階梯孔。銑——半精銑——精銑； ②：4個M30的螺紋孔，銑——半精銑——精銑； ③：2個φ9和2個φ15的階梯孔。銑——半精銑——精銑； 三、零件的外輪廓表面 零件的外輪廓表面： 粗銑——半精銑——磨削。 1動模座板工藝階段的劃分 工藝路線按工序性質(zhì)一般分為粗加工階段，半精加工階段和精加工階段。對于那些加工精度和表面質(zhì)量要求特別高的表面在工藝過程中還應(yīng)安排光整加工階段。 具體的工藝階段劃分祥見該零件的工藝規(guī)程卡片中各工序的介紹。 2動模座板工序的劃分 根據(jù)所選定的表面加工方法和各加工階段中表面的加工要求，可以將同一階段中各表面的加工組合成不同的工序，在劃分工序時可以采用工序集中或分散的原則。 由于模具加工精度要求高，且多屬于單件或小批量生產(chǎn)，為了簡化生產(chǎn)組織工作，則多采用組織集中劃分工序 3加工順序的安排 四、動模座板加工工序的安排 1動模座板切削加工的安排 模具零件的被加工表面切削加工應(yīng)遵循 ① 先粗后精； ② 先基準(zhǔn)后其他 ③ 先主要后次要 ④ 先平面后內(nèi)孔 ⑤內(nèi)外交叉，具體祥見加工工藝規(guī)程路線表卡片。 2動模座板熱處理工序的安排 熱處理工序在工藝路線中的安排，主要取決于零件熱處理的目的為了改善金屬組織和便于加工則必須使該零件在粗加工前安排調(diào)質(zhì)熱處理。 為了提高零件硬度和耐磨性，則必須在該零件光整的工序前安排淬火熱處理。 3動模座板輔助工序的安排 為了保證該零件質(zhì)量和及時去除廢品，防止工時浪費，并使責(zé)任分明，則必須在該零件重要工序加工前后和零件加工結(jié)束安排檢驗工序。 綜合上述分析：該零件機(jī)械加工的順序是：加工精基準(zhǔn)面——粗加工主要面——精加工主要面——光整加工主要面。 第五章 確定動模座板工序的加工余量 第一節(jié) 確定動模座板加工余量的方法 一、常用加工余量的方法 確定加工余量的方法有三種：查表法、分析計算法、經(jīng)驗估計法。 1查表法是根據(jù)個工廠的生產(chǎn)實踐和試驗研究積累的數(shù)據(jù)，先制成各種表格，再匯集成手冊確定加工余量是查閱這些手冊，再結(jié)合工廠的實際情況進(jìn)行適當(dāng)修改后確定。經(jīng)驗估計法是根據(jù)實際經(jīng)驗確定加工余量。一般情況下，為防止因余量過小而產(chǎn)生廢品，經(jīng)驗估計的數(shù)值總是偏大。因此其法常用于單件小批量生產(chǎn)。 2分析計算法是根據(jù)確定加工余量的相關(guān)公式和一定的試驗資料，對影響加工余量的各項因素進(jìn)行分析，并計算確定加工余量。這種方法比較合理，但必須有比較全面和可靠的試驗資料。因此當(dāng)前只在材料十分貴重以及軍工生產(chǎn)或少數(shù)大量生產(chǎn)的工廠中采用。 3模具加工中常用經(jīng)驗估計法確定加工余量。則該零件的加工余量確定，由查表法和經(jīng)驗估計法結(jié)合確定。其相關(guān)加工余量查文獻(xiàn)［6］表8－27有平面第一次粗加工余量為：1.5mm～2.5mm; 表8－28有平面粗刨后精銑加工余量為：0.7mm～0.9 mm; 表8－29有銑平面的加工余量為；1.2mm;表8－30有磨平面的加工余量為0.3mm;表8－31有銑及磨平面的厚度公差為：粗銑（IT12～I(xiàn)T13），－0.21mm～0.33mm；半精銑－0.13mm（IT11），精磨（IT8～I(xiàn)T9），－0.033 mm～－0.062mm；表8－33有凹模的加工余量及公差為：寬度余量①粗銑后半精銑4.0mm；②半精銑后磨1.0mm；寬度公差①粗銑（IT12～I(xiàn)T13）+0.35mm～+0.54mm , ②半精銑（IT11）+0.22mm；表8－34研磨平面的加工余量為：0.024mm ～0.030mm;表8－35磨孔和鉸孔的加工余量為：磨孔時，粗：0.2mm,精0.1mm, 熱處理（粗）0.5mm ,熱處理（半精）0.4 mm；鉸孔時0.15mm. 二、確定動模座板加工余量 綜上分析本模具采用經(jīng)驗估計法確定加工余量。 第二節(jié) 確定主要工序的技術(shù)要求及檢驗方法 1零件圖中未注公差尺寸的極限偏差按GB／T1804－2000《公差與配合 未注公差尺寸的極限偏差》。 2零件圖中未注形為公差按GB／T1184－1996《形狀和位置公差 未注公差的規(guī)定》，其中直線度、平面度、同軸度的公差等級均按C級。 3板類零件的棱邊均須倒鈍。 4零件圖中螺紋的基本尺寸按GB196－1981《普通螺紋基本尺寸（直徑1～600mm）》的規(guī)定，其偏差按GB197－1981《普通螺紋公差與配合》（直徑1～355mm）的3級。 5零件圖中砂輪越程槽的尺寸按JB／T3－1959《砂輪越程槽》的規(guī)定。 6零件材料允許代用，但代用材料的機(jī)械性能不得低于規(guī)定材料的要求。 7零件表面經(jīng)目測不允許有銹斑裂紋，夾雜物、凹坑氧化斑點和影響使用的劃痕等缺陷。 8零件的材料和熱處理硬度按GB／T699－1999《模具設(shè)計指導(dǎo) 模具成型零件材料及硬度》的規(guī)定選取。 9模具零件的幾何形狀、尺寸精度、表面粗糙度等應(yīng)符合圖樣要求。 10如對零件有其他技術(shù)要求，可依據(jù)實際條件協(xié)調(diào)決定。 第三節(jié) 檢驗 一、 檢驗方法： 1利用卡鉗和鋼尺配合使用測量零件孔的具體數(shù)據(jù)，保證零件表面質(zhì)量。 2利用游標(biāo)卡尺直接測量工件的內(nèi)表面、外表面和深度，確保其個表面精度。 3利用分厘卡尺測量孔外徑、內(nèi)徑、深度、螺紋孔的尺寸精度。 4利用百分表檢驗工件的形狀誤差、位置誤差和安裝工件與刀具時的精密找正，其測量精度為0.01 mm。 第六章 確定動模座板工序的切削用量和時間定額 因為該零件為單件小批量生產(chǎn)，所以在工藝文件上一般不規(guī)定切削用量，而由工作者根據(jù)實際情況自行決定。 一、時間定額 時間定額是在一定的生產(chǎn)條件下，規(guī)定生產(chǎn)一件產(chǎn)品或完成一道工序所需消耗的時間合理的時間定額能調(diào)動生產(chǎn)者的積極性，促進(jìn)生產(chǎn)者技術(shù)水平的提高。制定時間定額應(yīng)注意調(diào)查研究，有效利用生產(chǎn)設(shè)備和工具，以提高生產(chǎn)效率和產(chǎn)品質(zhì)量。 二、時間定額計算 時間定額計算公式為： T c=Ta+Tb+Ts+Tr+Te／n在大量生產(chǎn)中，由于n的數(shù)值很大， 即Te／n=0,可忽略不計。 式中： Tc：該零件的時間定額。 T b ：基本時間 。 Ta : 輔助時間。 Ts: 布置工作地時間。 Tr： 休息與生理需要時間。 Te: 準(zhǔn)備與終結(jié)時間。 N： 生產(chǎn)批量（個）。 具體數(shù)值可查閱相關(guān)資料代入上式計算即可確定出確切時間定額時間。 第七章 動模座板加工的技術(shù)文件 一、進(jìn)行技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析，選擇最佳方案。 因為該零件屬單件小批量生產(chǎn)，所以對其可不進(jìn)行技術(shù)分析。依據(jù)現(xiàn)有條件及工人工作經(jīng)驗做適當(dāng)調(diào)整即可。 二、填寫工藝文件。 因為該零件屬單件小批量生產(chǎn)，所以一般只填寫機(jī)械加工工藝過程卡片。根據(jù)設(shè)計任務(wù)要求該零件還需填寫機(jī)械加工工序卡片。 機(jī)械加工工藝過程卡片以工序為單位簡要說明產(chǎn)品活 或零件、部件加工（裝配）過程，它以工序為單位列出了零件加工的工藝路線，（包括毛坯，機(jī)械加工和熱處理等）。 機(jī)械加工工序卡片具有工藝簡圖，和該工序的每個工步的加工（或裝配）內(nèi)容，工藝參數(shù)，操作要求以及所用設(shè)備和工藝裝備等具體見該零件的工藝文件。 三、動模座板加工工藝規(guī)程 見下工藝卡片 第八章 參考文獻(xiàn) ⒈ 鄭修本主編，機(jī)械制造工藝學(xué)，北京.機(jī)械工業(yè)出版社.1999-5. 2. 張龍勛主編，機(jī)械制造工藝學(xué)課程設(shè)計指導(dǎo)書及習(xí)題.北京.機(jī)械工業(yè)出版社.1999—11。 3. 王運炎. 葉尚川主編，機(jī)械工程材料.北京.機(jī)械工業(yè)出版社.2000-5.2版. 4. 王孝達(dá)主編，金屬工藝學(xué).北京.高等教育出版社.1997. 5. 侯維芝.樣金風(fēng)主編.北京高等教育出版社.2005—7. 6. 張耀良主編，機(jī)械加工工藝設(shè)計手冊.北京.航空工業(yè)出版社出版.1987—12第2版. 7. 李永增主編，金工實習(xí).北京.高等教育出版社.1995. 8. 史鐵梁主編，模具設(shè)計指導(dǎo).北京.機(jī)械工業(yè)出版社.2003-8. 25 International Journal of Machine Tools Stereolithography; Rapid tooling; Injection moulding techniques are improving and are becoming increasingly process 10. It has shown that SL injection mould tooling (Fig. 1). The back-filled mixture added strength to the inserts and allowed heat to be conducted away from the mould. The modular steel mould bases were two standard ARTICLE IN PRESS C3 Corresponding author. base plates machined with a cylindrical pocket to fit the steel frames and the inserts 12. The SL tools were then tested in a 50ton Battenfeld production moulding machine 0890-6955/$-see front matter r 2006 Elsevier Ltd. All rights reserved. doi:10.1016/j.ijmachtools.2006.09.022 E-mail address: (S. Rahmati). 1 Professor (b) Flexural failure; (c) Shear failure. Tools & Manufacture 47 (2007) 740747 application of computational fluid dynamics (CFD) and finite element method (FEM), which will combine the fluid and stress analysis to model the SL tool. 5.2. Crack propagation and fatigue Flexural stresses can also induce a fatigue type process, spanning a number of moulding cycles. In this situation, the cube pivots as in Fig. 8(b) without being fractured but a crack is initiated at the intersection between the face of the cube in tension due to flexural stresses, and the core face perpendicular to it. During subsequent cycles, the crack propagates through the base of the cube eventually resulting in failure. Failure analysis of the SEM images has revealed that the crack propagates through the cubes prior to the ultimate failure. Micro- scopic pictures of mouldings numbered sequentially indicate that the crack has started well before the ultimate flexural failure. Fig. 10 is a picture taken of the cross section of a moulding before the actual failure happened, where subsequent injection mouldings have exhibited a positive flaw corresponding to the inverse of the crack generated. Fig. 11 shows the flexural failure of a similar cube to that seen in Fig. 10, after a number of shots. Crack initiation in SL tools occurs predominately at stress concentrations, such as sharp corners or at stair steppings (an inherent property of SL parts). Crack Fig. 10. Moulding showing the attached plastic of crack before failure. ARTICLE IN PRESS MachineS. Rahmati, P. Dickens / International Journal of formation may also result from flaws or microscopic defects created during photo-polymerisation process due to material discontinuities 15. Sharp corners, stair stepping, voids or flaws are a cause or source of crack initiation. Fatigue failure can be minimised by introducing fillets at the sharp corners in order to reduce the stress concentration and crack propagation. Evidence of the crack failure as shown in Fig. 12, can be seen on the fracture surface in the form of striations, where each one of these marks represents crack growth. At the tip of the crack and in a small region near the tip, the yield strength of the material is exceeded. In this region, plastic deformation occurs and the stresses are limited by yielding 17. After each cycle, the crack grows in the same manner until a critical crack length is reached. At this point, the crack tip can increase in velocity and spread all the way across the cube resulting in failure. Fig. 11. Flexural failure as a result of crack propagation. Fig. 12. SEM observation revealing striation marking on the fractured surface. 5.3. Shear failure During shear failure, the feature is sheared off in the direction of the melt flow. Fig. 13, shows the cross section of a sheared SL cube. Notice that the SL cube has been pushed across by the flow of plastic. The shear stress at a point in a section is given by 18: t VQ Ia , (2) where V is the shear force at the given section, Q is the first moment of the area about the neutral axis, I is the moment of inertia of the cube section with respect to the neutral axis, and a is the width of the cross-section. As the shear stress calculation results show in Table 2, the maximum shear stresses produced in the SL tool during operation are below the shear strength of the SL tool. Moreover, the SL Fig. 13. SL cube being sheared off during injection moulding process. Tools & Manufacture 47 (2007) 740747 745 tool can survive at injection temperatures beyond 401Cas shown in the last column of the Table 2. Fig. 14, shows the maximum shear stresses at various points of the cube base versus the average shear stress. The plot of the maximum shear stresses at various points results in a parabolic curve. 6. Conclusions SL tools have been successfully tested where failures were observed after 500 shots. SL tool failure mechanisms have been investigated and different scenarios have been demonstrated. Using a thermoplastic with a melting temperature of 2003001C in epoxy SL tooling which has a Glass transition temperature (T g ) of about 60901C, seems unrealistic or impossible. However, the key point to the success of this technique is the very low thermal conductivity of the SL tool and the short injection time (Fig. 15). These two factors are the key to the success of the SL injection mould tooling, which are overlooked by many. ARTICLE IN PRESS stress Machine Table 2 Shear stresses acting on the SL cubes Shear area A S (mm 2 ) Shear force V (N) Shear Cube 1 36 421.64 11.71 Cube 2 30 421.64 14.05 Cube 3 24 421.64 17.57 Cube 4 18 421.64 23.42 0 S. Rahmati, P. Dickens / International Journal of746 Although epoxy has a very low tensile or shear strength at high temperatures, during the first few seconds of injection in which the maximum pressure is exerted on the tool, the heat has not been able to penetrate. Therefore, the tool strength is still maintained and low conductivity of the epoxy works in favour of the process initially. It can be concluded that the tool must be cooled down in each cycle to as low as 40501C before the next injection is made. Tool cooling can be achieved either through free convection, which takes 45min or through forced convection by means of an air jet which reduces the cycle time to 1, 2min. The results of the work can be summarised as follows: 1/4 N.A. 1/2 0 Fig. 14. Distribution of the shear stresses 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 0 1020304050 Pressure (psi) Time (sec) Fig. 15. Plot of temperature and pressure C15 C15 C15 C15 versus average shear stress 24.3 55.9 24.3 46.4 t ave (Mpa) Shear strength at 401C (Mpa) T MAX (1C) 24.3 65.3 24.3 61.5 Tools & Manufacture 47 (2007) 740747 More than 500 parts were produced using the epoxy SL core and cavity using external air jet to cool the tool to 451C. Tool failure during injection is independent of the plastic temperature. Failure during injection may occur either at low tool temperature when tool toughness is not sufficient, or at high tool temperature (above epoxy T g ). As experience and theoretical calculations confirm, flexural stresses during the injection process are the most probable cause of failure. Reducing the features aspect ratio of tool decreases the chances of flexural failure. shear stress at 1/4 fron N.A. shear stress at N.A. 11.71 MPa 13.18 MPa 17.57 MPa 13.18 MPa across the largest cube base. 6070 809010 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 Temperature (Deg C) Pressure Temperature time during injection cycle. C15 Shear stress failure during injection is less likely than flexural failure in particular when the SL tool is warmed to over 401C prior to injection. References 1 D. Chen, F. Cheng, Integration of product and process development using rapid prototyping and work cell simulation technology, Journal of Industrial Technology 16 (1) (2000). 2 J.A. McDonald, C.J. Ryall, D.H. Wimpenny, Rapid Prototyping Casebook, Professional Engineering Publishing, UK, 2001. 3 M.A. Evans, R.I. Campbell, A comparative evaluation of industrial design models produced using rapid prototyping and workshop- based fabrication techniques, Rapid Prototyping Journal 9 (5) (2003). 4 A. Venus, S. Crommert, Manufacturing of Injection Molds with SLS Rapid Tooling, Rapid Prototyping, vol. 2 (2), Dearborn, USA, 1996. 5 Y. Li, M. Keefe, E.P. Gargiulo, Studies in Direct Tooling by Stereolithography, Sixth European Conference on Rapid Prototyping and Manufacturing, Nottingham, UK, July 1997, ISBN:0-9519759-7- 8, pp. 253266. 6 P. Decelles, M. Barritt, Direct AIM Prototype Tooling, 3D Systems, 1996 P/N 70275/11-25-96. 7 T. Greaves, (Delphi-GM), Case study: using stereolithography to directly develop rapid injection mold tooling, TCT Conference, 1997. 8 P. Jacobs, Recent Advances in Rapid Tooling From Stereolitho- graphy, A Rapid Prototyping Conference, Oct. University of Maryland, USA, 1996. 9 S. Rahmati, P.M. Dickens, Stereolithography injection moulding tooling, Sixth European Conference on Rapid Prototyping and Manufacturing, Nottingham, UK, ISBN:0-9519759-7-8, 1997, pp. 213224. 10 S. Rahmati, P.M. Dickens, Stereolithography injection mould tool failure analysis, Eighth Annual Solid Freeform Fabrication, Texas, 1997, pp. 295305. 11 S. Rahmati, P.M. Dickens, C. Wykes, Pressure effects in stereo- lithography injection moulding tools, Seventh European Conference on Rapid Prototyping and Manufacturing, Aachen, Germany, 1998, pp. 471480. 12 G. Menges, P. Mohren, How to make injection molds, Hanser, Munich, ISBN:0-02-947570-8, 1986. 13 G.C. Ives, J.A. Mead, M.M. Riley, in: R.P. Brown (Ed.),Handbook of Plastics Test Methods, second ed, London, ISBN:0-7114-5618-6, 1981. 14 R.A. Douglas, Introduction to Solid Mechanics, Sir Isaac Pitman & Sons Ltd., London, 1989. 15 R.W. Hertzberg, J.A. Manson, Fatigue of Engineering Plastics, Academic, New York, 1980. 17 J.W. Dally, F.R. William, Experimental Stress Analysis, 3rd ed, McGraw-Hill, ISBN 0-07-015218-7, 1991. 18 F. Cheng, Statistics and Strength of Materials, 2nd ed, McGraw-Hill, ISBN 0-07-115666-6, 1997. ARTICLE IN PRESS S. Rahmati, P. Dickens / International Journal of Machine Tools & Manufacture 47 (2007) 740747 747