45°斜三通管注塑模具設(shè)計(jì)-抽芯塑料注射模含SW三維及17張CAD圖帶開題,45,三通,注塑,模具設(shè)計(jì),塑料,注射,sw,三維,17,cad,開題 設(shè)計(jì)翻譯用紙 第 17 頁(yè) 共 17 頁(yè) 在大塊金屬玻璃鋼板中建模和測(cè)量殘余應(yīng)力 a 凱克實(shí)驗(yàn)室。材料科學(xué)學(xué)院，加州理工學(xué)院，加州1200年?yáng)|大道，M/C138-78 ， 帕薩迪納加州,CA91125 ，美國(guó) b 工程科學(xué)與應(yīng)用部門，洛斯阿拉莫斯國(guó)家實(shí)驗(yàn)室，洛斯阿拉莫斯國(guó)家實(shí)驗(yàn)室，新墨西哥州87545 ，美國(guó) c cLiquidmetal Technologies, Lake Forest, CA 92630,美國(guó) 摘 要 最近出現(xiàn)的多組分特殊合金玻璃形成能力，可以處理大量的金屬樣品的非晶態(tài)結(jié)構(gòu).在研究加工這些大塊金屬玻璃(BMG)樣本期間用的兩種模式有可能形成熱回火壓力: (ⅰ) 即時(shí)凍結(jié)模型，（ ii ）粘彈性模型。第一種承擔(dān)了突然之間的過渡和彈性固體液體在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度. 第二種模式考慮了BMG的平衡粘度. 兩種模式雖然使用大量不同的方法但取得了類似的結(jié)果. 結(jié)果表明， 等金屬對(duì)流冷卻具有高傳熱系數(shù)可能在表面平衡和中平面張力中潛在的產(chǎn)生重大應(yīng)力。裂紋遵從（縱剪）方法，然后在鑲鑄銅模BMG板中用來測(cè)量剖面圖的應(yīng)力.這些剖面圖大致表明，熱回火確實(shí)是占主導(dǎo)地位的殘余應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)制。然而，巨大的壓力測(cè)量（與峰值只有約1.5 ％屈服強(qiáng)度）明顯低于模型的預(yù)測(cè).可能原因是所描述的與實(shí)際鑄造工藝和材料特性的差異. 極低的殘余應(yīng)力測(cè)量在這些BMG樣本上，加上其高強(qiáng)度和韌性，有助于進(jìn)一步提高BMGs的優(yōu)勢(shì),超過對(duì)應(yīng)的結(jié)晶金屬。 1 引言 具有極好的玻璃形成能力的多組分金屬合金最近已制出，第一次，處理大量的標(biāo)本與無定形結(jié)構(gòu), 稱為大塊金屬玻璃（ BMGs ）, 這些材料已被證明有令人印象深刻性能，如很高的彈性應(yīng)變極限（2%）和屈服強(qiáng)度（2千兆）, 良好的破裂韌性（高達(dá)55兆帕貨幣供應(yīng)量M1=2） ，優(yōu)良的耐蝕 電阻等, 產(chǎn)生的一個(gè)重要的問題是大量生產(chǎn)的性質(zhì)和重大處理殘余應(yīng)力. 在BMG的數(shù)據(jù)處理通常涉及合金鑄造成模具其次是嚴(yán)重的淬火. 由于 BMG低導(dǎo)熱系數(shù),這一步驟可能會(huì)導(dǎo)致大的熱梯度. 此外，在玻璃轉(zhuǎn)變的合金展覽品期間,在一個(gè)小的溫度范圍內(nèi)大量改變其粘度。所有這些參數(shù)可能會(huì)導(dǎo)致’熱回火’,這產(chǎn)生壓縮表面殘余應(yīng)力與中平面張力的平衡。 類似的現(xiàn)象，有人曾使用硅酸鹽玻璃[ 1 ], 熱回火在這些玻璃中主要是研究在一定初始邊值問題：無限金屬板在一個(gè)統(tǒng)一的初始溫度從兩邊傳遞冷卻.合成應(yīng)力剖面粗略成拋物線,那里壓縮的 表面（s）的內(nèi)部是平衡的. 首先理論利用即時(shí)凍結(jié)的假設(shè)（見，例如[ 2 ] ），推測(cè)物質(zhì)行為作為一個(gè)非粘性流體高于其玻璃化轉(zhuǎn)變溫度和線性彈性體下方. 這種方法只需要簡(jiǎn)單的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度為流變投入和忽視的細(xì)節(jié)，玻璃化轉(zhuǎn)變的范圍和它的冷卻速度的依賴以及任何應(yīng)力松弛低于該范圍。最終進(jìn)化的理論提供必要的材料 功能（例如，放松和結(jié)構(gòu)模[ 3 ]）等任何幾何可處理有限元模型[ 4,5 ] 然而，大多數(shù)粘彈性能的BMGs ，特別是所需要的先進(jìn)的建模熱回火，還沒有研究系統(tǒng)。出于這個(gè)原因，即時(shí)凍結(jié)的設(shè)想先被調(diào)用，首先研究獲得的估計(jì)殘余應(yīng)力產(chǎn)生的這種現(xiàn)象。下一步，唯一可用的在BMG合金上的粘彈數(shù)據(jù)用在這里，其作為一個(gè)平衡粘度隨溫度的變化，被雇用于在BMGs中發(fā)展的第一個(gè)粘彈性模型的熱回火。該模型預(yù)測(cè)后來被用于和從BMG金屬中用裂縫柔度法收集的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)相比，按作者的理解，這是第一次廣泛理論/試驗(yàn)研究BMGs中的熱回火。 2 熱回火的建模 2.1 即時(shí)凍結(jié)模型 熱回火是由一個(gè)過程引起的，其中包括供熱玻璃高于其玻璃化轉(zhuǎn)變溫度（Tg），然后迅速冷卻它。在冷卻期間，首先表面的玻璃板凝固和縮小，導(dǎo)致表面擴(kuò)張，中平面縮小。這一過程同樣將發(fā)生在彈性固體.然而，這一階段的淬火玻璃，其核心仍然是低粘度和中期的平面壓應(yīng)力同時(shí)放寬粘性流動(dòng)。因此，產(chǎn)生的壓力在整個(gè)截面凝固時(shí)低于在其他部位相同的值，但彈性材料與它具有同樣的溫度分布。然而，當(dāng)中平面最后凝固，粘帶作用停止且材料的彈性實(shí)際上跟玻璃板一樣，這時(shí)施加的溫度分布線。所有在應(yīng)力上進(jìn)一步的改變僅僅確定溫度分布線的變化。當(dāng)在室溫條件下溫度梯度衰減到常數(shù)，應(yīng)力產(chǎn)生相反的意思：中平面擴(kuò)張，表面縮小。對(duì)于總是彈性固體的來說，當(dāng)溫度梯度增長(zhǎng)時(shí)，這些將是平等的，與那些在第一階段生產(chǎn)的相反。在玻璃中，其中包括開始時(shí)應(yīng)力松弛，兩個(gè)類型的應(yīng)力不相等。換句話說，應(yīng)力衰變過程中產(chǎn)生的溫度梯度會(huì)超過那些最初產(chǎn)生的。由此產(chǎn)生的殘余應(yīng)力剖面的函數(shù)的距離來自于的金屬板的中心，由即間凍結(jié)模型給出了，如下式： （1） 其中是線性熱膨脹系數(shù)，E是楊氏模量，是泊松比率 ，Tg是玻璃化轉(zhuǎn)變溫度是環(huán)境溫度，衡量冷卻速度，更明確來說，被作為的第一個(gè)根其中是有 h，l，k的Biot數(shù)，定義為傳熱系數(shù)，分別為半厚度鋼板和熱 電導(dǎo)率。圖1顯示了在平面殘余應(yīng)力剖面的板厚度。X和Y是平面坐標(biāo)系， 當(dāng)Z是不共平面坐標(biāo)。對(duì)于這種無限平面問題熱回火的殘余應(yīng)力是分布在X-Y平面上，目前，確切的試驗(yàn)熱值轉(zhuǎn)移系數(shù)中發(fā)現(xiàn)BMG加工通常無法處理。為了取得一個(gè)粗略的估計(jì)，最近的一項(xiàng)處理方法稱為熔體滲透鑄造，從文獻(xiàn)[ 7 ]指出。在這種技術(shù)的一個(gè)類型中，BMG合金鑄造不銹鋼鋼管，然后熄火在水中。這個(gè)方式的冷卻是通過對(duì)流層的或者湍流層的流動(dòng)方式。傳熱系數(shù)為自由對(duì)流水（即積水）在室溫下的約900 W/(m2 K) [ 8 ]。當(dāng)水被迫流動(dòng)，這個(gè)值可以很容易到達(dá)2000 -3500 W/(m2 K). 如果水沸騰（如有時(shí)發(fā)現(xiàn)熔體滲透處理） ， 這個(gè)值高達(dá)35 000W/(m2 K)是可能的。為了保守，選擇。h的這個(gè)值也屈服于一個(gè)時(shí)間比例，它考慮到BMG金屬板從熔體冷卻到室溫， 圖1：一種典型的由于熱回火殘余應(yīng)力剖面厚度的大金屬板：表 面壓縮與中平面張力平衡 ，內(nèi)平面壓力是等雙軸的，僅 僅作用于坐標(biāo)（z）的厚度 如第3節(jié)所述時(shí)提到鑄造工藝用于此項(xiàng)研究。Eq.（1) 預(yù)測(cè)，表面壓縮和中平面擴(kuò)張，金屬板厚度（t）和傳熱系數(shù)（h）分別如圖2或者圖3所示，材料參數(shù)的計(jì)算采用表1列出的。 即間凍結(jié)模型預(yù)測(cè)提出有效的殘余應(yīng)力由于熱回火效應(yīng)可產(chǎn)生BMGs。另一個(gè)即時(shí)凍結(jié)模型預(yù)測(cè)是：當(dāng)表面壓縮值增加，表面層的厚度被局限而減少而中和中平面張力飽和烴（參見圖2 ），這意味著， 薄表面層逐步增加應(yīng)力梯度可形成一定程度的回火增加 圖2，在表面等雙軸（絕對(duì)）應(yīng)力值和中平面大量的Zr41:2Ti13:8Cu12:5Ni10Be22:5(Vit.1)金屬板，作為金屬板厚度的一部分。在這個(gè)研究中即時(shí)凍結(jié)模型的應(yīng)力預(yù)測(cè)是8.25 mm厚金屬板，以短劃線為記號(hào)，這些預(yù)測(cè)的粘彈性模型通過和指出，粘彈性模型計(jì)算在圖4中以進(jìn)行 圖3：表面和中平面應(yīng)力的絕對(duì)值預(yù)測(cè)通過即時(shí)凍結(jié)（IFM）和粘彈性 VFT模式熱回火的8.25 mm厚Vit.1金屬板作為（對(duì)流）傳熱系數(shù)的一 部分。該VFT數(shù)據(jù)顯示在圖4中使用和1是兩種不同的計(jì)算. 表1 用于模擬計(jì)算[ 6 ]的材料參數(shù) 2.2 粘彈性模型 2.2.1介紹 從歷史上看，這是第二種模式制定量化熱回火硅酸鹽玻璃[9] 。粘彈模型在每個(gè)溫度中采用了流變性能的測(cè)定平衡液。因此，它取代了笨拙的從非粘性流體跳到線性彈性固體，前者為即時(shí)凍結(jié)模式的平穩(wěn)變換。粘彈性模型適用于熱流變簡(jiǎn)單的一類材料。這樣的材料，蠕變函數(shù)，松弛模量和任何其他典型粘彈性描繪的函數(shù)相對(duì)比,時(shí)間顯示的對(duì)數(shù)當(dāng)溫度改變時(shí)只是一簡(jiǎn)單的轉(zhuǎn)變后更改為另一個(gè)值。平衡液體的硅酸鹽玻璃（稱為穩(wěn)定玻璃）被證明是事先應(yīng)用熱流變簡(jiǎn)單的分析[9]. 對(duì)回火問題，適當(dāng)?shù)恼硰椥怨δ苁羌羟兴沙谀Ａ亢鸵欢ǖ臏囟萒,記為.通常散裝放松比剪切松弛更遲鈍,Lee等人讓假設(shè)彈性散裝反應(yīng)更合理. 因此，就這個(gè)問題，粘彈性行為的材料，僅僅在整個(gè)溫度范圍內(nèi)得到使用兩種材料職能. 首先是剪切松弛模量測(cè)量參考溫度,記為第二個(gè)是'改變函數(shù)',負(fù)有的溫度依賴性.它在時(shí)間算法中將參考函數(shù)改變?yōu)榧捶潘赡Ａ康睦鏈囟? 2.2.2. 粘彈性模型的大塊金屬玻璃 作者不知道任何在等溫測(cè)量剪切松弛模量上不同溫度的的確切數(shù)據(jù).因此，該模型認(rèn)為，平衡合金粘度在玻璃化轉(zhuǎn)變和旋轉(zhuǎn)杯實(shí)驗(yàn)周圍的熔點(diǎn)已被徹底蠕變?cè)囼?yàn)研究 [ 10-12] 。粘度數(shù)據(jù)包涵了一套數(shù)量為14的命令，并成功地符合Vogel–Fulcher–Tammann(VFT)的關(guān)系，如下 (2) 其中叫做脆弱性參數(shù)是VFT動(dòng)力學(xué)的凍結(jié)溫度=，在最適合的實(shí)驗(yàn)粘度生產(chǎn)數(shù)據(jù)是和. 自穩(wěn)態(tài)流粘度在溫度范圍內(nèi)的利益用蠕變?cè)囼?yàn)來測(cè)量 下面在粘度和松弛模量的關(guān)系靠溫度來保持[ 13 ] （3） 從標(biāo)量粘度數(shù)據(jù)中確定松弛模量是不可能的。因此，對(duì)松弛時(shí)間范圍作為一個(gè)參數(shù)研究的分析是必要的。換言之，就要考慮一組具有不同光譜松弛模量對(duì)殘余應(yīng)力的計(jì)算，這樣他們滿足方便涉及范圍廣泛的松弛時(shí)間譜，為是松弛模量假定的 (4) 其中是伸展指數(shù)，是在溫度下的即時(shí)剪切模量，對(duì)應(yīng)于Debye 松弛，當(dāng)下降時(shí)光譜拓寬 。如下代入和計(jì)算. (5) 在范圍內(nèi)，在量的有組織的遞增0.05對(duì)值的進(jìn)行計(jì)算 首先，對(duì)剪切模量的溫度依賴是被忽視的，同時(shí)它的室溫值是被利用的。這是一個(gè)由Narayanaswamy[3]在他對(duì)硅酸鹽玻璃鋼化的分析中提出的假設(shè)，后來Kurkjian，s在玻璃剪切模量作為其溫度接近玻璃過渡區(qū)的數(shù)據(jù)[14]中注釋中顯示≈15%的增長(zhǎng)。研究殘余應(yīng)力對(duì)這種變化的剪切模的靈敏度，第二個(gè)組計(jì)算是假設(shè)一個(gè)線性變化的剪切模量從在室溫轉(zhuǎn)變?yōu)樵谙碌?。這些為了傳熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果表明，就最后的所關(guān)心的殘余應(yīng)力值剪切模量隨隨溫度的變化幾乎可以忽略不計(jì)（變化小于0.25%）。因此，這一影響在下面的討論被排除了. 粘彈性模型計(jì)算用有限元方法計(jì)算和細(xì)節(jié)描述在下一節(jié)。從即時(shí)凍結(jié)和粘彈性模型展示的比較結(jié)果在圖3 ?？梢灶A(yù)測(cè)殘余應(yīng)力的對(duì) Kohlrausch 因子，考慮的范圍（）值是相當(dāng)敏感的。在中平面張力和表面壓縮的變化范圍分別低于1.6%和1.3%（當(dāng)從0.5變化到1，計(jì)算的應(yīng)力增長(zhǎng). 注意，在上面參數(shù)的研究，依賴于Kohlrausch因子的任何可能的溫度都是不加以考慮的。這樣做的目的是維護(hù)簡(jiǎn)單熱流變學(xué)假設(shè)。簡(jiǎn)單熱流變學(xué)允許的溫度變化是無效的。過分復(fù)雜的計(jì)算阻礙現(xiàn)有的計(jì)算方法的使用。此外，在上解具有極其微弱的依賴性; 用它的溫度變化調(diào)整這個(gè)缺點(diǎn)。最后，上述提出的BMG合金熱穩(wěn)定性的所有參數(shù)遍及整淬火工藝，相位分離[10,11]的現(xiàn)象不加以考慮。此外，非線性粘性反應(yīng)（例如，剪切減?。┎牧蟍 16 ]由于高剪切率也被忽視了. 2.2.3.啟用大塊金屬玻璃粘彈模型 用ABAQUS有限元軟件對(duì)粘彈性模型計(jì)算。一維模型的建立（見 圖4 ），代表一個(gè)無限板。原理是：沿板厚方向（Z）性的兩個(gè)垂直方向X和Y對(duì)無限板執(zhí)行相容性條件，首先，正方向節(jié)點(diǎn)受到限制變形為一條線。其次，與正規(guī)的平面變形原理不同的是在Y向的位移僅設(shè)置為零，一般的平面變形原理是在出平面方向Y許使用均勻形變。沿Z方向長(zhǎng)度的原理是有偏頗的，以致網(wǎng)格朝有較高的溫度梯度的表面變細(xì)。在最表面通過應(yīng)用對(duì)流換熱產(chǎn)生了冷卻鋼板。在ABAQUS中簡(jiǎn)單熱流變學(xué)被定義為松弛函數(shù)。即在KWW形式中通過瞬時(shí)值標(biāo)準(zhǔn)化松弛模量為。這樣一來，使用溫度依賴性剪切模量使得簡(jiǎn)單熱流變學(xué)對(duì)松弛模量而不是松弛函數(shù)是無效的，不構(gòu)成任何額外困難。計(jì)算松弛函數(shù)和在參考溫度中輸入程序而且轉(zhuǎn)移下面給定的函數(shù)都是用戶定義的子程序執(zhí)行的 (6) 在表1的材料數(shù)據(jù)顯示對(duì)于Vit.1金屬板的值（厚=8.25mm）應(yīng)用在下，用這個(gè)模型去獲得下面表面縮小和中平面擴(kuò)張的值：和，這些結(jié)果同樣在圖2顯示。另外，在保持金屬板的厚度在8.25mm（圖3）下，傳熱系數(shù)(h)是不同的。 3 試樣制備 在這里研究金屬板是衡量回火引起的殘余應(yīng)力。金屬板名義上要長(zhǎng)為150mm，寬為100mm，厚為8.25mm。這是在室溫下利用大型造銅模鑄塑。由于加工的自然專利，這里只討論與出版物有關(guān)的詳細(xì)資料。通過真空援助在低壓下將合金熔體輸入銅模。在母模表面，當(dāng)熔融合金流入到模具時(shí)Vit.1的固體皮膚很可能形成，皮膚厚度像預(yù)期那樣與金屬板厚度成反比的，厚度的熱質(zhì)饋入模具，填滿模具估計(jì)花2-3s的時(shí)間?？紤]到金屬板的有效凝固，進(jìn)刀壓力再保持10s，以致它能在鑄模型腔中保留。當(dāng)這個(gè)過程由于BMG高于其 玻璃化轉(zhuǎn)變和模具較低的初始平均溫度的熱收縮，金屬板表面可能從母模表面脫離。最后通過在水中的淬火模具冷卻到室溫。由于銅熱膨脹系數(shù)大于Vit.1（ 低于它的玻璃化轉(zhuǎn)變[17]），模具可能在淬火期間可以壓在金屬板上。 圖4。有限元模型中使用的粘彈性模型計(jì)算的圖解。當(dāng)金屬板半厚 度一直伸延到Z時(shí)通過對(duì)稱原理（在X和Y中）描繪無限金屬板， 在右側(cè)元素（或者節(jié)點(diǎn)）要求沿X方向均勻移動(dòng)。 4.用裂紋柔度法測(cè)量殘余應(yīng)力 在BMGs中, 殘余應(yīng)力通過非破壞性方法是不能便利的確定的. 加工過程中光彈性可用于硅酸鹽玻璃衡量殘留和剖面的現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)力[ 1 ] ，BMGs的不透明度阻止使用這種方法。由于BMGs是無定形的,散射同樣不適用. 因此，為了獲取應(yīng)力剖面內(nèi)所需的空間分辨率,機(jī)械松弛方法仍然是唯一的選擇，這些方法用特定的方式消除材料，在殘余應(yīng)力下依靠的樣本干擾力矩平衡。樣本的形變是當(dāng)它達(dá)到一個(gè)新的平衡。然后監(jiān)測(cè)并且用這個(gè)信息反過來計(jì)算殘余應(yīng)力。在這篇文章中選擇裂紋遵守方法[ 19,20 ]作研究，因?yàn)樵跍y(cè)量方向上它可以準(zhǔn)確地測(cè)定具有良好的空間分辨率的完全穿厚側(cè)面圖。在此方法中，壓力測(cè)量的狹縫是逐步穿過一個(gè)樣本。假設(shè)應(yīng)力松弛切割狹縫是彈性的，從所測(cè)的壓力中計(jì)算原始側(cè)面圖的殘余應(yīng)力。圖5說明了裂紋柔度測(cè)量和定義術(shù)語(yǔ)。裂縫的介紹，和它在Z方向的深度是逐步擴(kuò)大。該測(cè)試常常通過樣本的厚度來確定。采用兩個(gè)應(yīng)變儀。頂端應(yīng)變儀，放近切口，用來確定近表面區(qū)域的應(yīng)力。反向行程限位器放在與切口相反方向，通過樣本的殘余部分計(jì)算應(yīng)力. 圖5。裂縫柔度法術(shù)語(yǔ)（從文章[19]中改編） 用級(jí)數(shù)展開的方法測(cè)量張力來確定原來的殘余應(yīng)力 [ 19,21 ]，這是在實(shí)驗(yàn)應(yīng)變數(shù)據(jù)中能容忍的噪聲和錯(cuò)誤。它首先是假定未知的應(yīng)力變化為一個(gè)函數(shù)，穿厚坐標(biāo)可以表示為一個(gè)級(jí)數(shù)展開。 (7) 其中代表未知級(jí)數(shù)系數(shù)，這項(xiàng)研究，因?yàn)閷?duì)于Legendre多項(xiàng)式擴(kuò)展超過金屬板厚 度，通過排除第0個(gè)和第一個(gè)多項(xiàng)式，由此產(chǎn)生的應(yīng)力分布能保證滿足壓力和 力矩的平衡。在級(jí)數(shù)中，每一項(xiàng)計(jì)算切口深度時(shí)測(cè)量壓力。這叫做屈從函數(shù)。利用疊加，通過級(jí)數(shù)展開的壓力可寫成： (8) 用最小二乘法擬合，盡量減少Eq.(8)式的壓力誤差，使壓力測(cè)量屈服于（通過Eq.(7)加強(qiáng)壓力）并且記為 （9） 在這項(xiàng)研究中，頂端應(yīng)變儀柔度函數(shù)是用數(shù)值計(jì)算，整體力法解是插槽在半無限固體[22]中用一些改進(jìn)的數(shù)值解[23]。后退應(yīng)變儀的柔度函數(shù)的計(jì)算是通過在金屬板中的二維有限元裂縫計(jì)算。在最后的張力預(yù)測(cè)的不確定性是基于標(biāo)準(zhǔn)誤差傳播公式應(yīng)用于上述方程在衡量和計(jì)算之間的使用差異（Eq.（ 8 ）），當(dāng)作張力的測(cè)量不確定度[ 24 ]。在Eq.(7)中n的順序利用率太低，擴(kuò)展的結(jié)果不適合很好的測(cè)量壓力，因此，導(dǎo)致在壓力中的大量不確定性。相反，一個(gè)順序使用過高的導(dǎo)致更多的不可逆矩陣求逆，Eq.(9)，同樣在壓力在有更大的不確同樣在壓力在有更大的不確定性。因此，最理想的適合順序是選擇是裝將不確定性減到最小。 切口是使用鋼絲電火花加工（EDM）而成的優(yōu)于機(jī)械切割的。將機(jī)器調(diào)到‘skim cut’，在切割中設(shè)置最小感應(yīng)應(yīng)力。必須指出的是樣本的尺寸精度不是完美的，因?yàn)樗麄兪菑囊淮髩K金屬板中提取的。在不同切割平面中樣本厚度大多數(shù)樣本都小于0.1mm切割深度和厚度值在精密量度的基礎(chǔ)上用光學(xué)顯微鏡從樣本兩側(cè)測(cè)量. 圖6,是大概的規(guī)模,顯示從金屬板中提取樣本的原來定位件.在Y方向穿厚度應(yīng)力測(cè)試的7個(gè)樣本是,同樣的在X方向測(cè)試4個(gè)樣本是.金屬板的一個(gè)表面當(dāng)作頂端被除選擇并且除之外的所有樣本都被保留,和從檢查的一方到對(duì)稱性應(yīng)力剖面故意留下狹縫. 退火樣樣本A1是在290 ° C下進(jìn)行2小時(shí)解除殘余應(yīng)力。這溫度高得足以讓快速應(yīng)力松弛[ 26 ]無顯著改變Vit.1的結(jié)構(gòu). 非晶結(jié)構(gòu)的A1熱處理后證實(shí)與X -射線衍射, 對(duì)樣品要求是長(zhǎng)為25.4mm，寬為12.7mm。樣本的長(zhǎng)要足夠長(zhǎng)以便根本上保留在測(cè)量方向剖面上的原始?xì)堄鄳?yīng)力[27].同樣寬b的尺寸也要足夠大以符合平面應(yīng)變使用計(jì)算中的假設(shè) [ 27 ] 。雖然早些時(shí)候的測(cè)試是采用0.006英寸(0.150mm)直復(fù)徑線,在后來的測(cè)試使用0.004英寸（ 0.100mm）直徑線(見圖6關(guān)于每個(gè)樣本的分布). 插槽被切入誤差是在0.254mm. 在前幾個(gè)步驟這個(gè)值減少到0.127mm，以獲得在附近的上表面更高的分辨率 圖6.金屬板被切割之前的定位件.金屬板尺寸規(guī)格是:150mm× 100mm×8.25mm. 在每個(gè)樣品中切割的鋼絲直徑注明英寸,在鑄 造期間BMG熔化的流動(dòng)方向也顯示.樣本是12.7mm×25.4mm.通 過X指定的方向被用于確定沿X方向的內(nèi)平面應(yīng)力,其它 的命名為等.用于測(cè)量. 5.實(shí)驗(yàn)結(jié)果 在一些早期的測(cè)試, 頂端指標(biāo)沒有取得可靠的數(shù)據(jù)，這是由于窮盡依附和涂料的估計(jì)阻止其的防水安裝。電火花加工機(jī)用于這些試驗(yàn)采用了水射流對(duì)保持線工件地區(qū)在介質(zhì)流體中吞沒。幸運(yùn)的是，來自回衡量大部分?jǐn)?shù)據(jù)（從10 ％至90 ％的厚度樣本）和最高指標(biāo)不是絕對(duì)必要的。因此，幾乎完整的應(yīng)力剖面，可只用回衡量數(shù)據(jù)。缺點(diǎn)是在這種情況下在近表面壓力的精確度降低和頂端計(jì)量器的穩(wěn)定作用下解丟失。然而，不確定性分析正確解決這些問題。在這項(xiàng)研究中,可以準(zhǔn)確的看到中平面應(yīng)力仍然十分好并且應(yīng)力剖面的擴(kuò)展也得到了充分的解決另一方面,從數(shù)據(jù)的估計(jì)和從前四個(gè)樣本中獲得結(jié)果類似于所有其他鑄標(biāo)本說明樣本和.的測(cè)試是成功的。 從所有樣本中的后應(yīng)變剖面力距在圖7中顯示了. 值得考慮的是所有樣本的剖面,在X和Y方向的測(cè)試(除應(yīng)力解除格A1), 即使其中的一些測(cè)試, 表現(xiàn)顯著相似的形狀和規(guī)模, 例如和 取得一些低質(zhì)量的數(shù)據(jù). 這表明,首先, 該應(yīng)力剖面具有弱的坐標(biāo)(空間)的信賴,同時(shí)也表明這種應(yīng)力狀態(tài)大約是等雙軸的.注意,如果樣本的應(yīng)力剖面僅僅是相互之間的倍數(shù)才考慮,應(yīng)變邊距和標(biāo)準(zhǔn)化數(shù)據(jù)相比將成用應(yīng)力剖面幅度的直線規(guī)格. 另一方面，最高估計(jì)數(shù)據(jù)無法直接比較, 其價(jià)值會(huì)取決于插槽估計(jì)的距離。典型的應(yīng)力剖面圖從圖8(a)所示樣本的回衡量數(shù)據(jù)中取得. 這些試驗(yàn)產(chǎn)生了特別清晰的數(shù)據(jù)和直截了當(dāng)?shù)目s小應(yīng)力剖面圖.在圖8(b), 的測(cè)試和退火樣本A1相比較. 自從在測(cè)試,最上表面應(yīng)力的頂端估計(jì)工作也被呈現(xiàn)了.在圖8的誤差被認(rèn)為遠(yuǎn)小于觀察應(yīng)力剖面.更重要的是,目前在退火樣本(A1)中的應(yīng)力變化表明在內(nèi)裂紋柔度法的應(yīng)力解。 注意到僅僅應(yīng)力值被重要的描繪。這包括不包括若干在上表面附近點(diǎn)，其中回估計(jì)反應(yīng)太弱（頂端估計(jì)的測(cè)試并不能正常工作）和一些點(diǎn)關(guān)閉整個(gè)樣本厚度使得應(yīng)力不再提供良好的殘余應(yīng)力估計(jì)。當(dāng)殘余的韌帶（在圖5中的）變小，幾個(gè)因素（例如，樣本的重量和在引入線的張力）通過回應(yīng)變儀測(cè)量應(yīng)力造成殘余韌帶的彎曲的扭力的貢獻(xiàn)越來越大。在小樣本這類從估計(jì)涂層中附加的剛度當(dāng)殘余韌帶變小時(shí)也可以影響應(yīng)變指數(shù)。殘余韌帶變小的凈影響是當(dāng)切口接近背割面實(shí)驗(yàn)測(cè)量的應(yīng)力變得奇異。見圖7，而當(dāng)反表面在切口附近沒有這些影響的接近應(yīng)變有限值（表面應(yīng)力除以平面應(yīng)變彈性模量）。在這些樣本中，在之后奇數(shù)影響變得重要；因些，應(yīng)力超過它的厚度是不記錄的。 圖7 后應(yīng)力與樣本（a）標(biāo)準(zhǔn)化厚度數(shù)據(jù)在Y方面，（b）在X方向 的與退火樣本A1比較。見圖6在金屬板上的原始樣本位置。 圖8 （a）僅僅從邊距壓力數(shù)據(jù)計(jì)算應(yīng)力剖面圖與標(biāo)準(zhǔn)化厚度數(shù)據(jù)的比較。 （b）從頂端的后測(cè)量?jī)x器獲得應(yīng)力剖面圖。 正如圖7所見,特別是樣本和不遵循一般的光滑剖面. 他們的數(shù)據(jù)顯示尷尬變化斜率和一些特別糟糕的數(shù)據(jù)點(diǎn)被刪除。后來人們認(rèn)識(shí)到，變化的原因是流動(dòng)的電介質(zhì)，并估計(jì)表面形成泡沫時(shí)作為EDM線進(jìn)入樣本。這僅僅發(fā)生在幾個(gè)樣本中,因?yàn)橄炌繉訅毫Ρ淼臉颖撅@示的是粗糙的表面,這就造成復(fù)雜的流態(tài).如在圖8的一些樣本通常是非常穩(wěn)定的.當(dāng)從未定的應(yīng)變數(shù)據(jù)中轉(zhuǎn)化應(yīng)力應(yīng)當(dāng)小心謹(jǐn)慎,因?yàn)閿M合的噪音將導(dǎo)致波形剖面圖,而不是簡(jiǎn)單的’表面縮小,中平面擴(kuò)展’分配.下一個(gè)誤差原因適用于所有的樣本,叫做”EDM影響”. 在EDM切割，一層薄薄的材料（有一個(gè)新的應(yīng)力狀態(tài)）可以改寫切割表面, 這尤其影響到頂端估計(jì)數(shù)據(jù)，而邊距相對(duì)不敏感.這些數(shù)據(jù)來自測(cè)試的退火樣本，通過邊距非常小的壓力測(cè)量和大小不一的大測(cè)試值從頂部的估計(jì)，確認(rèn)EDM影響的可能性。底部的一致性測(cè)試估計(jì)結(jié)果都取得了0.004和0.006 英寸,直徑電線也證實(shí)說距數(shù)據(jù)沒有受到影響。在[25],一個(gè)詳細(xì)的EDM校正被用于頂端壓力估計(jì), 以獲得應(yīng)力分布圖,如圖8(b)所示.剖面圖的應(yīng)變是一個(gè)切割厚度的函數(shù),這是由EDM影響引起的,是由殘余應(yīng)力引起的完全不同的剖面圖. 它可以分析的估計(jì)和從應(yīng)變測(cè)試中分離出來. 在這些測(cè)試中幾個(gè)因素結(jié)合起來使得EDM影響成一個(gè)爭(zhēng)論點(diǎn),但它通常是微不足道的[ 25 ] 。主要的因素是殘余應(yīng)力在測(cè)試樣本中是很低的.當(dāng)實(shí)施輕微切割時(shí),由應(yīng)變引起的EDM影響通常是獨(dú)立于的殘余應(yīng)力規(guī)模的一個(gè)固定小值, 因此,它們通常包括一些測(cè)試應(yīng)變的微不足道的部分,并且沒有明顯的結(jié)果影響.當(dāng)應(yīng)力非常低時(shí),在記錄方面,EDM應(yīng)變能在測(cè)量數(shù)據(jù)方面做出重大貢獻(xiàn) ,因此,影響結(jié)果. 其他EDM影響因素是，其他參數(shù)相同, 更大的材料具有較高的屈服應(yīng)力和低導(dǎo)熱系數(shù),這兩個(gè)條件被BMG樣本采用. 即便如此, 如果有較高的殘余應(yīng)力，EDM的影響將是微不足道的。 6.討論 圖2和3呈現(xiàn)的是即時(shí)凍結(jié)和粘彈性模型兩個(gè)預(yù)測(cè)。盡管方法大不相同和每一個(gè)使用獨(dú)立的數(shù)據(jù)，他們的相似性還是顯著的。比如，應(yīng)力的形狀和圖3的傳熱系數(shù)幾乎是相同的。但該模型的預(yù)測(cè)明顯不同于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。最初假定的對(duì)流冷卻傳熱系數(shù)是，從自由牽引表面遍及整個(gè)BMGs的生產(chǎn)過程，顯示一個(gè)合理的估計(jì)[6]。因?yàn)椴聹y(cè)Vit.1的對(duì)流冷卻從熔體到室溫持續(xù)一段時(shí)間，大約接近冷卻期的實(shí)際鑄造工藝（ ～10s）。所以選擇了這個(gè)值。正如圖2，即時(shí)凍結(jié)模型預(yù)測(cè)金屬板的厚度是8.25mm，表面縮小是-217MPa，中平面擴(kuò)展是+85MPa，同時(shí)使用粘彈性模型，同樣應(yīng)力在表面上的估計(jì)是-230MPa，內(nèi)部是+90MPa。注意，尤其是表面壓縮值高度依賴于h，而，實(shí)驗(yàn)結(jié)果在中平面擴(kuò)展是+10到+13MPa，表面壓縮是-25到-30MPa，這和預(yù)測(cè)模型相比都是非常小的。這種差異可能是因?yàn)榻缍峄鼗饐栴}的兩個(gè)成分：試樣制備工藝和材料特性。 上述論點(diǎn)目前的想法是：雖然實(shí)際的鑄造工藝并沒有類似在熱回火情況下考慮模具，大多數(shù)殘余應(yīng)力仍然由于熱回火。然而，盡管壓力產(chǎn)生的原理是一樣的，但熱的問題并不是跟這個(gè)原理一樣。換言之，在模型中的溫度曲線圖進(jìn)化計(jì)算和在實(shí)際樣本中建立的可能不同。對(duì)流冷卻問題所考慮的生產(chǎn)指數(shù)下降，余弦高階項(xiàng)迅速衰變的計(jì)算[ 6 ]。實(shí)際淬火已實(shí)現(xiàn)通過最初在室溫下傳導(dǎo)到大型銅塊是更復(fù)雜的。了解新一代熱回火殘余應(yīng)力驅(qū)逐熱梯度的溫度變化是至關(guān)重要的，或更簡(jiǎn)單來說，表面和中期平面的溫度差距。低程度壓力測(cè)量指出了在鑄造Vit.1關(guān)于玻璃轉(zhuǎn)變過程相對(duì)平穩(wěn)的溫度曲線。這樣的溫度分布有兩種可能的來源，第一，金屬板和模具表面的接觸過程中可能損耗一些時(shí)間，這和可能保持在相對(duì)較低的溫度的大銅模相比將造成較大的熱收縮（尤其是上面的玻璃化轉(zhuǎn)變）。在這之后的分離，傳熱從板到真空模腔將大大減少。第二，更加明顯，在金屬板中，平坦溫度分布曲線的溫度提高的一種可能是來源于銅塊。這將導(dǎo)致妨礙傳熱，特別是在低溫條件下。這些結(jié)果指出，實(shí)驗(yàn)儀器鑄造過程中有必要的知道確切BMG的溫度分布可在原位監(jiān)測(cè)，這項(xiàng)工作目前正在進(jìn)行中。 即時(shí)凍結(jié)模型和粘彈性模型這兩種模型忽視玻璃行為的一個(gè)的重要組成部分：其在熱力學(xué)平衡中從穩(wěn)非晶態(tài)固體到過冷液體的結(jié)構(gòu)松弛[ 10,11 ] 。在此過程中，過多的自由體積通過短程原子運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致的密度，粘性固體被困在松懈材料中. 粘彈性理論，平衡物質(zhì)的數(shù)據(jù)粘彈行為在每個(gè)溫度被采用. 這意味著，當(dāng)達(dá)到力平衡時(shí),結(jié)構(gòu)松弛已經(jīng)完成，因此，僅僅從粘度的角度來看，這項(xiàng)研究中粘彈性模型的采用超過更先進(jìn)的結(jié)構(gòu)模型回火應(yīng)力的預(yù)期估計(jì)，這可以在結(jié)構(gòu)松弛期間準(zhǔn)確地考慮暫態(tài)效應(yīng)。不幸的是，在BMGs中沒有存在可靠的數(shù)據(jù)應(yīng)用于結(jié)構(gòu)模型，并獲得一個(gè)更實(shí)際的估計(jì)回火引起的殘余應(yīng)力。目前在加州理工學(xué)院的研究涉及這里具體BMGs研究的這些數(shù)據(jù)的產(chǎn)生。 最后，值得一提的事實(shí)是，在BMGs中缺乏高回火應(yīng)力不一定是不利的。常規(guī)（結(jié)晶）金屬通常有殘余應(yīng)力的大約是25-50 ％的屈變力[ 27,30 ] 。這種應(yīng)力有助于斷裂故障，軟化，應(yīng)力腐蝕分解，和其他應(yīng)力驅(qū)動(dòng)程序[ 31 ] 。這些壓力也是一個(gè)昂貴的變形加工過程到最后確定中造成的問題的重要來源[32]，在常規(guī)金屬中通過熱處理或冷加工[ 18,33 ]消除應(yīng)力通常是昂貴的，而且往往不可能的，因?yàn)樗梢源蠓冉档蜋C(jī)械性能。相比之下，在本研究中測(cè)量BMGs殘余應(yīng)力峰值只相當(dāng)于約1.5 ％的屈變力。從失真和機(jī)械故障的角度來看，如此低的壓力可以有效地被忽視。 7.結(jié)論 這項(xiàng)熱回火引起的殘余應(yīng)力在一個(gè)厚BMG金屬板中研究的有兩個(gè)前提：（ i ）在BMG金屬板中樣本精確地測(cè)量殘余應(yīng)力，（ ii ）用理論對(duì)結(jié)果進(jìn)行適當(dāng)?shù)谋容^，并獲得處理方法和材料性能的洞察力。首先是通過使用裂紋柔度方法可以完成，它是能夠屈從穿厚應(yīng)力分布的。該方法適用于在公平電導(dǎo)率BMGs有優(yōu)勢(shì)的 EDM線切割。雖然測(cè)量應(yīng)力程度比較低，但是產(chǎn)生了良好的技術(shù)解決。 即時(shí)凍結(jié)模型和粘彈性模型在這項(xiàng)研究中都被采用了估計(jì)過高的殘余應(yīng)力。這種差異是由于缺乏關(guān)于細(xì)節(jié)處理?xiàng)l件的信息（例如，在表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的確切值） ，以及缺乏適當(dāng)關(guān)于BMG合金的法定的結(jié)構(gòu)關(guān)系。BMGs的粘彈性和結(jié)構(gòu)性能都必須考慮到一個(gè)熱回火更準(zhǔn)確的描述。在明確界定的條件和材料試驗(yàn)下，鑄造的儀表化到產(chǎn)生粘彈性的BMG數(shù)據(jù)適用于更先進(jìn)的熱回火模型所必需的是全面了解這一BMGs現(xiàn)象。 謝詞 這項(xiàng)研究得到美國(guó)加洲理工學(xué)院的結(jié)構(gòu)非晶態(tài)金屬中心的支持（陸軍研究辦公室授予號(hào).DAAD19 - 01 - 0525 ） 參考文獻(xiàn) [1] R.Gardon,in:D.R.Uhlmann,N.J.Kreidl(Eds.),Glass Science and Technology,Elasticity and Strength in Glasses,vol.5,Academic Press,New York,1986,p.146. 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