人人文库网 > 图纸下载 > 毕业设计 > 带提手的桶盖注塑模具设计【优秀含9张CAD图纸+塑料模具全套毕业设计】【带三维】

毕业设计译文.doc

带提手的桶盖注塑模具设计【优秀含9张CAD图纸+塑料模具全套毕业设计】【带三维】

资源目录

带提手的桶盖注塑模具设计【优秀含9张CAD图纸+塑料模具全套毕业设计】【带三维】.zip

答辩.ppt---(点击预览)

毕业设计译文.doc---(点击预览)

毕业设计评审表毕业设计任务书.doc---(点击预览)

毕业实习.docx---(点击预览)

开题报告.docx---(点击预览)

带提手的桶盖注塑模具设计.doc---(点击预览)

proe

3d.asm.1

ad.prt.1

admi58a609wo.asm.1

bb.prt.1

bd.prt.1

bdb.prt.1

cc01.prt.1

cc02.prt.1

dz12_00-766.prt.1

dz12_00-796.prt.1

dzdb.prt.1

dzmb.prt.1

manifold_solid_brep_761.prt.1

manifold_solid_brep_762.prt.1

manifold_solid_brep_763.prt.1

manifold_solid_brep_764.prt.1

manifold_solid_brep_765.prt.1

manifold_solid_brep_767.prt.1

manifold_solid_brep_768.prt.1

manifold_solid_brep_769.prt.1

manifold_solid_brep_770.prt.1

manifold_solid_brep_771.prt.1

manifold_solid_brep_772.prt.1

manifold_solid_brep_773.prt.1

manifold_solid_brep_775.prt.1

manifold_solid_brep_776.prt.1

manifold_solid_brep_777.prt.1

manifold_solid_brep_778.prt.1

manifold_solid_brep_779.prt.1

manifold_solid_brep_780.prt.1

manifold_solid_brep_783.prt.1

manifold_solid_brep_785.prt.1

manifold_solid_brep_786.prt.1

manifold_solid_brep_787.prt.1

manifold_solid_brep_788.prt.1

manifold_solid_brep_789.prt.1

manifold_solid_brep_791.prt.1

manifold_solid_brep_792.prt.1

manifold_solid_brep_793.prt.1

manifold_solid_brep_794.prt.1

manifold_solid_brep_795.prt.1

manifold_solid_brep_797.prt.1

manifold_solid_brep_798.prt.1

manifold_solid_brep_799.prt.1

manifold_solid_brep_800.prt.1

manifold_solid_brep_801.prt.1

manifold_solid_brep_802.prt.1

manifold_solid_brep_803.prt.1

manifold_solid_brep_804.prt.1

manifold_solid_brep_805.prt.1

manifold_solid_brep_806.prt.1

manifold_solid_brep_808.prt.1

manifold_solid_brep_809.prt.1

manifold_solid_brep_810.prt.1

manifold_solid_brep_811.prt.1

manifold_solid_brep_812.prt.1

manifold_solid_brep_814.prt.1

manifold_solid_brep_815.prt.1

manifold_solid_brep_816.prt.1

manifold_solid_brep_817.prt.1

manifold_solid_brep_818.prt.1

manifold_solid_brep_819.prt.1

manifold_solid_brep_820.prt.1

manifold_solid_brep_821.prt.1

manifold_solid_brep_822.prt.1

manifold_solid_brep_823.prt.1

manifold_solid_brep_824.prt.1

manifold_solid_brep_825.prt.1

manifold_solid_brep_827.prt.1

manifold_solid_brep_828.prt.1

manifold_solid_brep_829.prt.1

manifold_solid_brep_830.prt.1

manifold_solid_brep_831.prt.1

manifold_solid_brep_832.prt.1

manifold_solid_brep_833.prt.1

manifold_solid_brep_834.prt.1

manifold_solid_brep_835.prt.1

manifold_solid_brep_836.prt.1

manifold_solid_brep_837.prt.1

manifold_solid_brep_838.prt.1

manifold_solid_brep_839.prt.1

part.prt.1

trail.txt.1

trail.txt.2

下盖板.dwg

动模仁.dwg

动模板.dwg

定模底座.dwg

定模板.dwg

总装配图修改2dwg.dwg

零件图.dwg

齿轮子镶件.dwg

齿轮板.dwg

压缩包内文档预览：

编号：476151 类型：共享资源大小：12.81MB 格式：ZIP 上传时间：2015-09-05 上传人：小*** IP属地：福建

50
积分

版权申诉 word格式文档无特别注明外均可编辑修改；预览文档经过压缩，下载后原文更清晰！ 立即下载

关键词：: 提手桶盖注塑模具设计优秀优良 cad 图纸塑料模具全套毕业设计三维

资源描述：

!【详情如下】【注塑塑料模具课题】CAD图纸+word设计说明书.doc[16000字，39页]【需要咨询购买全套设计请加QQ97666224】.bat

下盖板.dwg

动模仁.dwg

动模板.dwg

定模底座.dwg

定模板.dwg

总装配图修改2dwg.dwg

零件图.dwg

齿轮子镶件.dwg

齿轮板.dwg

proe

设计说明书.doc[16000字，39页]

开题报告.docx

毕业实习.docx

任务书.doc

毕业设计译文.doc

答辩.ppt

摘要

模具制造技术迅速发展，已成为现代制造技术的重要组成部分。如模具的CAD/CAM技术，模具的激光快速成型技术，模具的精密成形技术，模具的超精密加工技术。

本设计介绍了该注塑模具的设计与制造方法。该注射模采用了一模一腔的结构，其中的设计内容有塑件的工艺性分析、塑件的体积和质量计算及注射机参数的确定；结构设计：分型面选择、型腔数确定、型腔的排列方式、浇口设计、侧向分型抽芯机构设计、推出及复位机构方式确定；型芯、型腔尺寸计算；模具加热和冷却系统计算；模具闭合高度确定；注射机有关参数的校核；如此设计出的结构可确保模具工作运用可靠。最后对模具结构与注射机的匹配进行了校核。并用autoCAD绘制了一套模具装配图和零件图。

关键词：塑料注射模具侧向抽芯

　Abstract

The?die making technology rapidly expand, has become the modern technique of??manufacture?the?important?component.?For?example,?mold's?CAD/CAM?technology, mold's laser fast formation technology, mold's precise form technology, mold's ultra precision sizing technology.

This design introduced the injected mold's design and the manufacture method. This injection mold has used 1 mold 1 cavity structures. which is designed as part of the craft-oriented establishment : Plastic Parts of the Process Analysis, Plastic Parts of the size and quality of calculation and the injection parameters set; Structural design : Surface choice cavity determination, Cavity the arrangement, gate design, lateral type pulling mechanism design, launch and reattached body identified; Core, Cavity size calculation; Die heating and cooling system computation; Mold closing high set; Injection machine parameters in the verification; The design of such a structure can be used to ensure reliable die. Finally, the injection mold structure and the matching machine was calibrated. Using a set of auto mapping mold parts and assembly plans.

Key word: Plastic injection mold side core

1 引言……………………………………………………………………………（1）

2 注塑件的分析…………………………………………………………………（2）

2.1注塑件零件图……………………………………………………………（2）

2.2 HDPE塑料概述 …………………………………………………………（2）

2.3 HDPE收缩率的确定 ……………………………………………………（3）

2.4 塑件的尺寸精度及表面质量……………………………………………（4）

2.5塑结构分析 ……………………………………………………………（5）

3 注塑成型参数确定……………………………………………………………（6）

3.1 注塑成型的工艺参数……………………………………………………（6）

3.2 注塑机的选择……………………………………………………………（7）

3.3 模具在注塑机上的安装尺寸校核………………………………………（8）

4 分型面的确定及行腔数目的定………………………………………………（10）

4.1 分型面的确定…………………………………………………………（10）

4.1.1分型面的选择原则………………………………………………（10）

4.1.2分型面的形式……………………………………………………（11）

4.1.3分型面的设计……………………………………………………（11）

4.2行腔数目的确定…………………………………………………………（11）

4.2.1初步确定行腔数目………………………………………………（11）

4.2.2根据最大注塑量确定行腔数目…………………………………（12）

5 浇注系统的设计………………………………………………………………（13）

5.1交流道设计………………………………………………………………（13）

5.2分流道的设计……………………………………………………………（14）

5.3浇口设计…………………………………………………………………（14）

5.4冷料穴的设计……………………………………………………………（15）

6 模具材料的选择及模架的确定………………………………………………（16）

6.1模具材料的选择…………………………………………………………（16）

6.2模架的确定………………………………………………………………（17）

6.2.1模架的确定………………………………………………………（17）

6.2.2模架的选用………………………………………………………（18）

7 确定主要零件结构设计………………………………………………………（19）

7.1成型零件工作尺寸计算…………………………………………………（19）

7.1.1成型零件尺寸计算的基本内容…………………………………（20）

7.1.2行腔、型芯工作尺寸计算…………………………………………（20）

7.2斜导柱抽芯机构设计……………………………………………………（21）

7.2.1斜导柱的设计……………………………………………………（21）

7.2.2滑块的组合形式…………………………………………………（22）

7.2.3各项尺寸计算与校核……………………………………………（22）

7.3脱模机构设计……………………………………………………………（22）

7.4导向机构的设计…………………………………………………………（23）

7.4.1导柱的设计………………………………………………………（24）

7.4.2导套的设计………………………………………………………（24）

7.5顶出机构的设计…………………………………………………………（24）

8 冷却系统的设计………………………………………………………………（24）

8.1 温度调节对塑件的影响………………………………………………（24）

8.2 对温度调节系统要求…………………………………………………（25）

8.3 冷却系统的设计………………………………………………………（25）

9 模具排气槽的设计……………………………………………………………（26）

10 proe参数化设计……………………………………………………………（26）

11 绪论…………………………………………………………………………（28）

12 参考文献……………………………………………………………………（29）

13 致谢…………………………………………………………………………（30）

14 附录…………………………………………………………………………（32）

附录一塑料制品的公差数值表………………………………………（31）

附录二常用液压机的技术参数………………………………………（32）

附录三部分国产常用注射机的主要技术参数………………………（33）

3D (1).jpg

3D (2).jpg

3D (3).jpg

齿轮板.jpg

齿轮子镶件.jpg

定模板.jpg

定模底座.jpg

动模板.jpg

动模仁.jpg

零件图.jpg

全部文件 (1).jpg

下盖板.jpg

字数统计 (1).jpg

总装配图修改2dwg.jpg

内容简介：: 毕业设计（论文）译文题目名称：带提手的桶盖注塑模具设计院系名称：机电学院班级：机自 073 班学号： 200600314327 学生姓名：张军超指导教师：胡敏 2011 年 3 月 nts中原工学院毕业设计（论文）译文 1 6.3.2 近似分析中的主剪切带虽然在第一剪切带对静应力变化有一个全面的分析，如图 6.8（ b），可能对考虑其形成过程中的可能产生碎片的裂痕是有用的，如果目的只是为了跨越剪切带来预测力的传输（幅度和方向），它可能不是必要的。例如，如果沿平面 OA ，如图 6.9（ a），静应力的变化主要以流动应力的变化为主，而不是靠旋转中的滑移线场，沿着 OA 一个近似的压力分析，而忽略旋转，可能就足够了。这是由奥克斯利发现的方法。图 6.9（ b）结合图 6.8（ b）和 6.9（ a）方面，显示了典型的流场边界，但强调一个狭窄的围绕着平面 OA 的矩形区域。在 A“ 处的流体静应力应该是有一定的 ps 的值，然后，通过与公式（ 2.7）（第 2章）推导类比，假设压力变化沿着 OA (长度为 s)是由 k/s1 主宰，由此得到的力的方向穿过 OA 是被给予 R的大小（与 D，切削深度）是被计算出从奥克斯利介绍了如何对涉及方程右边（ 6.9a）第二任期材料的加工硬化行为，表现为和对 OA 的剪应变率，从方程（ 6.6），以取代方程（ 6.9a）术语 Cn 可能被认为是一个对 PS / KOA 的值的校正， tan(f + l a)将在任何情况下的应变硬化的影响。非唯一性的应变硬化情况已经被考虑在第 6.2节。在那里，图 6.4 给出了一个 tan(f + l a)与 F 组的范围变化对于零前角工具的例子。在他的著作中，奥克斯利制约了非硬化关系允许的范围，提议 nts中原工学院毕业设计（论文）译文 2 这可以从图 6.4 接近允许范围的上边界看出。因此，最后，如图 6.11，低碳钢 0 (o) 和 n ()的变化来源于加工测试，相比压缩试验数据（一）在某种程度上，限制了 ps/kOA 的变化是有效的，方程（ 6.9b）和（ 6.13）可用于研究的应变，应变率和温度在主剪切带的依赖流。史蒂文森和奥克斯利（ 1969-70， 1970-1971）进行了切削实验对 0.13 C 钢其切割速度可达 300 米 /分钟，并进行了量具力和剪切面角度测试。他们计算 n从方程（ 6.l3），假定 C = 5.9。他们计算 KOA 从方程（ 6.9b），并乘以 3 到 OA 上获得同等流量压力，他们计算在 OA上的等效应变，假设它是总应变的一半，最后得出 S0（方程（ 6.10）。他们还计算了在 OA“ 上的应变率和温度。图 6.11 显示了应变速率和温度的变化，他们导出了 s0 and n ，应变率和温度组合成一个单一的功能，被称为变温速度， TMOD (K): nts中原工学院毕业设计（论文）译文 3 有材料科学的理由（第 7章）为什么应变速率和温度可能以这种方式结合起来。 n是一个常数，取为 0.09，而 e 0应变率的参考，取为 1。该图还显示了数据从一个类似的碳素钢压缩试验中的得到的和进一步的数据（应力强度）第二剪切流的分析报告，这将在 6.3.3 节中讨论得出的数据确定。机加工和压缩试验的数据是不定量协议，但有一个质的相似性在他们的变化与变温速度中，支持这一观点，至少具有切割速度变化的加工力和剪切面角度的有些部分是由于流动与应变，应变率和温度应力变化。在刚才所说的一些程序中显然有一个假设，在 (f + l a) 中所有的变化是由于在 n 中的变化；这平行双面剪切带模型是足够的（在实践中会有所不同应变率从切削边缘到自由面，剪切带的实际宽度可变） ; 及的 C 实际上是加工过程中的常数。在以后的工作中，奥克斯利调查了他的造型灵敏度 C 的一个变化。 A变更到 C 造成了静水压力梯度沿剪切面和从而在切削工具的尖端的正常接触应力， sn,O 的变化。添加 sn,O 来自主剪切面造型约束应被视为是相同的，从第二剪切建模（第 6.3.3 节），他的结论是同一钢，他最初给出的值 C = 5.9，但在更广泛的进给，速度和前角切削条件下 C可能在 3.3和 7.1之间变化。有兴趣的读者可以参考法案（ 1989年）。 6.3.3 第二剪切带的流动随着对部分例外的低速切削试验像罗斯和奥克斯利（图 6.8），可视塑性研究从来没有准确充分的给出信息关于在第二剪切带中应变率和应变分布在具有同等水平的详细揭示了主剪切带。当然，在高速切削中，内部网或其他标记必要的流后完全被毁。也没有任何办法，相当于运用方程在主要区域（ 6.13）中推导在第二剪切带流应变的硬化指数 n。所以，即使流动应力可推导出材料在那里，一个 S0 值（方程（ 6.10）和一个 TMOD 的估计值的提取可能被认为是不切实际的。然而，图 6.11 包含， TMOD 的应力强度变化，例如塑性流动应力变化的信息。使这个数据将提交的见解和假设是值得考虑的。奥克斯利法案明确提出，在第二剪切带应变硬化将超过 1.0 的应变可以忽略不计。这使得他从方程 (6.10) 和 e= 1 中去识别 s0 和 s.。这是在材料的加工建模中的主要问题，返回到 7.4 章 -确定流动应力事实上如何在二次切变产生的高应变应力变化。奥克斯利然后建议 S 是与应力强度一至或 3tav，在那里 tav 是在芯片 /工具的接触面上的平均摩擦应力（除以接触面积测量摩擦力获得）。假如有一个微不足道的弹性接触的地，区从加工中的摩擦条件（第 2 章）考虑这是合理的。奥克nts中原工学院毕业设计（论文）译文 4 斯利认为在他的（罗斯和奥克斯利， 1972 年）低速观察的基础上这事事实，但观察图 6.5 是不支持的。为了确定 TMOD 的值，他估计在第二剪切带中具有代表性的温度和应变率。对于应变速率 eint 他认为第二剪切带的平均宽度 dt2，而在这个宽度上芯片的速度从前刀面为 0 到其体积值 Uchip。因而他把代表温度认为是在刀面上的平均温度，计算其方式类似于方程（ 2.18），但是考虑到随温度变化的热性能和对那些在二次剪切热产生的现象并不完全平面而是通过二次分配剪切带（黑斯廷斯等。， 1980）。在这本书的，方程（ 2.18）是被修改被一项因子 c 如图 6.11 计算 (sint, TMOD)的数据结果从这些假设中得出。他们遵循了预计从提供了一些支持这些观点的独立机机械测试的变化。有一个假设，因为它需要特别有意思的返回：那就是在芯片 /工具界面滑动速度为零。这强烈地影响着双方的应变率的计算，和对温度 c 的计算校正的需要。该滑移线场模拟不支持这样的芯片运动的严重下降。如图 6.2，例如，只有在某些情况下和然而仅接近于前端，显示的滑动速度才降低到零。解决在这些变流动应力和滑移线场上前刀面滑动速度观点上的冲突，导致对在在高速（温度影响）加工前刀面的状况有了深入的了解。在他的工作，奥克斯利在最接近刀面上确定了两个二次剪切带，一个较宽的一个和一个较窄的一个。这窄区也已经被确定被特伦特大学，特伦特大学描述它为流区，当它的发生是由于区域中扣押之间的芯片和工具（遄达， 1991 年）发生。图 6.12（ a）表明了在狭窄区域奥克利斯的测量厚度，为切割速度和进给的范围，为 0.2 C处打开 -5 刀具前角（其他结果钢的例子为 0.38 C处，钢和+5 刀具前角，也可以被证明）。流区是越薄有越大的切割速度和越低的进给。如果假定的接触长度 L 等于芯片厚度 t, 发生在方程式（ 6.16）是与 t（ kworkl / nts中原工学院毕业设计（论文）译文 5 Uchip）一致的。实验结果位于在一个平均坡度 0.2 的线性带里。流区位于图 6.12 在进给量（ mm）为 0.5 (), 0.25 (+)和 0.125 (o)；随着（ a）切割速度流区厚度的变化。奥克斯利指出，该流区的温度将会降低它的厚度通过因子 C（方程（ 6.16），并认为其应变率会增加稀释（方程（ 6.15）。对应变速率和温度这些厚度影响将导致作为一个有厚度的正变温的速度将是最大的，和剪应力最小流量。他建议将采取的厚度，将 TMOD 的价值最大化。这提供了带标记的价值理论在图 6.12（ b）那预测的波段大约 50%位于观察一之上，给予足够接近有效性的建议。在第 2 章（图 2.22（ a）项），直接测量出的随着前刀面温度摩擦系数 m 的变化已提交，为了车削 0.45 C 钢。流区的厚度并没有被测量在这些测试中。但是，如果实验关系如图 6.12（ b）的假设是成立的，图 2.22（ a）的数据可转化为3mk (或者 sint)在 TMOD 上的一个依赖。图 6.13 显示了结果，并且被奥克斯利比较它和 0.45 C 钢的使用价值。那两组数据之间的融洽是更好的比在图 6.11的，但并不完美。注：文章来源 Metal_Machining。 nts中原工学院毕业设计（论文）译文 6 6.3.2 Approximate analysis in the primary shear zone Although a complete analysis of hydrostatic stress variations in the primary shear zone, asin Figure 6.8(b), might be useful in considering the possible fracture of chips during theirformation, it might not be necessary if the objective is only to predict the force transmission(the magnitude and direction) across the shear zone. If, for example, along the plane surface OA in Figure 6.9(a), variations of hydrostatic stress are dominated by flow stress variations rather than by rotations in the slip-line field, an approximate analysis of stress along OA, neglecting rotations, might be sufficient. This is the approach developed by Oxley. Figure 6.9(b) combines aspects of Figures 6.8(b) and 6.9(a), showing the boundaries of a typical flow field but emphasizing a narrow rectangular region around the plane OA.The hydrostatic stress at A is supposed to have some value ps. Then, by analogy with the derivation of equation (2.7) (Chapter 2), and after assuming pressure variations along OA(of length s) are dominated by k/s1, the direction of the resultant force R across OA is given by The size of R (with d, the depth of cut) is found from Oxley showed how to relate the second term on the right-hand side of equation (6.9a) to the work-hardening behaviour of the material, expressed as and to the shear strain-rate on OA, from equation (6.6), in order to replace equation (6.9a) by nts中原工学院毕业设计（论文）译文 7 The term Cn may be thought of as a correction to the value ps/kOA that tan(f + l a) would have in the absence of any strain hardening effects. The non-uniqueness of the nonhardening circumstance has already been considered in section 6.2. There, Figure 6.4 gives a range for the variation of tan(f + l a) with f, for the example of a zero rake angle tool. In his work, Oxley constrained the range of allowable non-hardening relations, to propose that This can be seen in Figure 6.4 to be close to the upper boundary of the allowable range.Then, finally, Fig. 6.11 Variations of 0 (o) and n () for a low carbon steel, derived from machining tests, compared with compression test data () To the extent that constraining the variations of ps/kOA is valid, equations (6.9b) and (6.13) may be used to investigate the strain, strain-rate and temperature dependence of flow in the primary shear zone. Stevenson and Oxley (196970, nts中原工学院毕业设计（论文）译文 8 197071) carried out turning tests on a 0.13%C steel at cutting speeds up to around 300 m/min, measuring tool forces and shear plane angles. They calculated n from equation (6.l3), assuming C = 5.9. They calculated kOA from equation (6.9b), and multiplied it by 3 to obtain the equivalent flow stress on OA; they calculated the equivalent strain on OA, assuming it to be half the total strain; and finally derived s0 (equation (6.10). They also calculated the strain rate and temperature on OA. Figure 6.11 shows the variations with strain rate and temperature they derived for s0 and n. Strain rate and temperature are combined into a single function, known as the velocity modified temperature, TMOD (K): There are materials science reasons (Chapter 7) why strain rate and temperature might be combined in this way. n is a material property constant that was taken to be 0.09, and e0 is a reference strain rate that was taken to be 1. The figure also shows data derived from compression tests on a similar carbon steel and further data (sint) determined from the analysis of secondary shear flow, which will be discussed in Section 6.3.3. The data for machining and compression tests are not in quantitative agreement, but there is a qualitative similarity in their variations with velocity modified temperature that supports the view that at least some part of the variation of machining forces and shear plane angles with cutting speed is due to the variation of flow stress with strain, strain rate and temperature. There are clearly a number of assumptions in the procedures just described: that all the variation in (f + l a) is due to variation in n; that the parallel-sided shear zone model is adequate (strain rates in practice will vary from the cutting edge to the free surface, as the actual shear zone width varies); and that C really is a constant of the machining process. In later work, Oxley investigated the sensitivity of his modelling to variations of C. A change to C causes a change to the hydrostatic stress gradient along the primary shear plane and hence to the normal contact stress on the tool at the cutting edge, sn,O. Adding the constraint that sn,O derived from the primary shear plane modelling should be the same as that from secondary shear modelling (Section 6.3.3), he concluded for the same steel for which he had initially given the value C = 5.9, but over a wider range of feed, speed and rake angle cutting conditions that C might vary between 3.3 and 7.1. The interested reader is referred to Oxley (1989). nts中原工学院毕业设计（论文）译文 9 6.3.3 Flow in the secondary shear zone With the partial exception of slow speed cutting tests like those of Roth and Oxley (Figure 6.8), visioplasticity studies have never been accurate enough to give information on strain rate and strain distributions in the secondary shear zone on a par with the level of detail revealed in the primary shear zone. Certainly at high cutting speeds, grids or other internal markers necessary for following the flow are completely destroyed. Nor is there any way, equivalent to applying equation (6.13) in the primary zone, of deducing the strain hardening exponent n for flow in the secondary shear zone. So, even if a flow stress could be deduced for material there, the extraction of a s0 value (equation (6.10) and the estimation of a TMOD value for it might be thought to be impractical.Yet Figure 6.11 contains, in the variation of sint with TMOD, such plastic flow stress information. The insights and assumptions that enabled this data to be presented are worth considering. Oxley explicitly suggested that in the secondary shear zone strain-hardening would be negligible above a strain of 1.0. This allowed him, from equation (6.10) with e= 1, to identify s0 with s. It is a major issue in materials modelling for machining and is returned to in Chapter 7.4 to determine how in fact flow stress does vary with strain at the high strains generated in secondary shear. Oxley then suggested that s is the same as sint, or 3tav, where tav is the average friction stress over the chip/tool contact area (obtained by dividing the friction force by the measured contact area). This is reasonable, from considerations of the friction conditions in machining (Chapter 2), provided there is a negligible elastic contact region. Oxley argued that this was the case, on the basis of his (Roth and Oxley, 1972) low speed observations, but the observations of Figure 6.5 do not support that. To determine a TMOD value, he estimated representative temperatures and strain rates inthe secondary shear zone. For the strain rate eint he supposed the secondary shear zone tohave an average width dt2, and that the chip velocity varied from zero at the rake face toits bulk value Uchip across this width. Then He took the representative temperature to be the average at the rake face, calculated ina manner similar to equation (2.18), but allowing for the variation of nts中原工学院毕业设计（论文）译文 10 work thermal properties with temperature and for the fact that heat generated in secondary shear is not entirely planar but is distributed through the secondary shear zone (Hastings et al., 1980). In the notation of this book, equation (2.18) is modified by a factor c The calculated (sint, TMOD) data in Figure 6.11 result from these assumptions. That they follow the variations expected from independent mechanical testing gives some support to these insights. There is one assumption to which it is particularly interesting to return: that is, that the sliding velocity at the chip/tool interface is zero. This strongly influences both the calculated strain rate and the need for the correction, c, to the temperature calculation. The slip-line field modelling does not support such a severe reduction of chip movement. Figure 6.2, for example, shows sliding velocities reduced to zero only in some circumstances and then only near to the cutting edge. Resolving the conflict between these variable flow stress and slip-line field views of rake face sliding velocities leads to insight into conditions at the rake face during high speed (temperature affected) machining. In his work, Oxley identified two zones of secondary shear, a broader one and a narrower one within it, closest to the rake face. This narrower zone has also been identified by Trent who describes it as the flow-zone and, when it occurs, as a zone in which seizure occurs between the chip and tool (Trent, 1991). Figure 6.12(a) shows Oxleys measurements of the narrower zones thickness, for a range of cutting speeds and feeds, for the example of a 0.2%C steel turned with a 5 rake angle tool (other results, for a 0.38%C steel and a +5 rake tool, could also have been shown). The flow-zone is thinner the larger the cutting speed and the lower the feed. In Figure 6.12(b), the observations are replotted against t(kwork/(Uwork f). This is the same as (kworkl/Uchip), which occurs in equation (6.16)

温馨提示:
1: 本站所有资源如无特殊说明，都需要本地电脑安装OFFICE2007和PDF阅读器。图纸软件为CAD,CAXA,PROE,UG,SolidWorks等.压缩文件请下载最新的WinRAR软件解压。
2: 本站的文档不包含任何第三方提供的附件图纸等，如果需要附件，请联系上传者。文件的所有权益归上传用户所有。
3.本站RAR压缩包中若带图纸，网页内容里面会有图纸预览，若没有图纸预览就没有图纸。
4. 未经权益所有人同意不得将文件中的内容挪作商业或盈利用途。
5. 人人文库网仅提供信息存储空间，仅对用户上传内容的表现方式做保护处理，对用户上传分享的文档内容本身不做任何修改或编辑，并不能对任何下载内容负责。
6. 下载文件中如有侵权或不适当内容，请与我们联系，我们立即纠正。
7. 本站不保证下载资源的准确性、安全性和完整性, 同时也不承担用户因使用这些下载资源对自己和他人造成任何形式的伤害或损失。

人人文库网所有资源均是用户自行上传分享，仅供网友学习交流，未经上传用户书面授权，请勿作他用。