45°斜三通管注塑模具設計-抽芯塑料注射模含SW三維及17張CAD圖帶開題

45°斜三通管注塑模具設計-抽芯塑料注射模含SW三維及17張CAD圖帶開題,45,三通,注塑,模具設計,塑料,注射,sw,三維,17,cad,開題 設計翻譯用紙 第 17 頁 共 17 頁 在大塊金屬玻璃鋼板中建模和測量殘余應力 a 凱克實驗室。材料科學學院，加州理工學院，加州1200年東大道，M/C138-78 ， 帕薩迪納加州,CA91125 ，美國 b 工程科學與應用部門，洛斯阿拉莫斯國家實驗室，洛斯阿拉莫斯國家實驗室，新墨西哥州87545 ，美國 c cLiquidmetal Technologies, Lake Forest, CA 92630,美國 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)結構.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) 即時凍結模型，（ ii ）粘彈性模型。第一種承擔了突然之間的過渡和彈性固體液體在玻璃化轉變溫度. 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果. 結果表明， 等金屬對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)生重大應力。裂紋遵從（縱剪）方法，然后在鑲鑄銅模BMG板中用來測量剖面圖的應力.這些剖面圖大致表明，熱回火確實是占主導地位的殘余應力產(chǎn)生機制。然而，巨大的壓力測量（與峰值只有約1.5 ％屈服強度）明顯低于模型的預測.可能原因是所描述的與實際鑄造工藝和材料特性的差異. 極低的殘余應力測量在這些BMG樣本上，加上其高強度和韌性，有助于進一步提高BMGs的優(yōu)勢,超過對應的結晶金屬。 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，處理大量的標本與無定形結構, 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，如很高的彈性應變極限（2%）和屈服強度（2千兆）, 良好的破裂韌性（高達55兆帕貨幣供應量M1=2） ，優(yōu)良的耐蝕 電阻等, 產(chǎn)生的一個重要的問題是大量生產(chǎn)的性質(zhì)和重大處理殘余應力. 在BMG的數(shù)據(jù)處理通常涉及合金鑄造成模具其次是嚴重的淬火. 由于 BMG低導熱系數(shù),這一步驟可能會導致大的熱梯度. 此外，在玻璃轉變的合金展覽品期間,在一個小的溫度范圍內(nèi)大量改變其粘度。所有這些參數(shù)可能會導致’熱回火’,這產(chǎn)生壓縮表面殘余應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：無限金屬板在一個統(tǒng)一的初始溫度從兩邊傳遞冷卻.合成應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. 首先理論利用即時凍結的假設（見，例如[ 2 ] ），推測物質(zhì)行為作為一個非粘性流體高于其玻璃化轉變溫度和線性彈性體下方. 這種方法只需要簡單的玻璃化轉變溫度為流變投入和忽視的細節(jié)，玻璃化轉變的范圍和它的冷卻速度的依賴以及任何應力松弛低于該范圍。最終進化的理論提供必要的材料 功能（例如，放松和結構模[ 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的建模熱回火，還沒有研究系統(tǒng)。出于這個原因，即時凍結的設想先被調(diào)用，首先研究獲得的估計殘余應力產(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，其作為一個平衡粘度隨溫度的變化，被雇用于在BMGs中發(fā)展的第一個粘彈性模型的熱回火。該模型預測后來被用于和從BMG金屬中用裂縫柔度法收集的殘余應力數(shù)據(jù)相比，按作者的理解，這是第一次廣泛理論/試驗研究BMGs中的熱回火。 2 熱回火的建模 2.1 即時凍結模型 熱回火是由一個過程引起的，其中包括供熱玻璃高于其玻璃化轉變溫度（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，導致表面擴張，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力同時放寬粘性流動。因此，產(chǎn)生的壓力在整個截面凝固時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，當中平面最后凝固，粘帶作用停止且材料的彈性實際上跟玻璃板一樣，這時施加的溫度分布線。所有在應力上進一步的改變僅僅確定溫度分布線的變化。當在室溫條件下溫度梯度衰減到常數(shù)，應力產(chǎn)生相反的意思：中平面擴張，表面縮小。對于總是彈性固體的來說，當溫度梯度增長時，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，其中包括開始時應力松弛，兩個類型的應力不相等。換句話說，應力衰變過程中產(chǎn)生的溫度梯度會超過那些最初產(chǎn)生的。由此產(chǎn)生的殘余應力剖面的函數(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 電導率。圖1顯示了在平面殘余應力剖面的板厚度。X和Y是平面坐標系， 當Z是不共平面坐標。對于這種無限平面問題熱回火的殘余應力是分布在X-Y平面上，目前，確切的試驗熱值轉移系數(shù)中發(fā)現(xiàn)BMG加工通常無法處理。為了取得一個粗略的估計，最近的一項處理方法稱為熔體滲透鑄造，從文獻[ 7 ]指出。在這種技術的一個類型中，BMG合金鑄造不銹鋼鋼管，然后熄火在水中。這個方式的冷卻是通過對流層的或者湍流層的流動方式。傳熱系數(shù)為自由對流水（即積水）在室溫下的約900 W/(m2 K) [ 8 ]。當水被迫流動，這個值可以很容易到達2000 -3500 W/(m2 K). 如果水沸騰（如有時發(fā)現(xiàn)熔體滲透處理） ， 這個值高達35 000W/(m2 K)是可能的。為了保守，選擇。h的這個值也屈服于一個時間比例，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（z）的厚度 如第3節(jié)所述時提到鑄造工藝用于此項研究。Eq.（1) 預測，表面壓縮和中平面擴張，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)的計算采用表1列出的。 即間凍結模型預測提出有效的殘余應力由于熱回火效應可產(chǎn)生BMGs。另一個即時凍結模型預測是：當表面壓縮值增加，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）應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。在這個研究中即時凍結模型的應力預測是8.25 mm厚金屬板，以短劃線為記號，這些預測的粘彈性模型通過和指出，粘彈性模型計算在圖4中以進行 圖3：表面和中平面應力的絕對值預測通過即時凍結（IFM）和粘彈性 VFT模式熱回火的8.25 mm厚Vit.1金屬板作為（對流）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是兩種不同的計算. 表1 用于模擬計算[ 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] 。粘彈模型在每個溫度中采用了流變性能的測定平衡液。因此，它取代了笨拙的從非粘性流體跳到線性彈性固體，前者為即時凍結模式的平穩(wěn)變換。粘彈性模型適用于熱流變簡單的一類材料。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)相對比,時間顯示的對數(shù)當溫度改變時只是一簡單的轉變后更改為另一個值。平衡液體的硅酸鹽玻璃（稱為穩(wěn)定玻璃）被證明是事先應用熱流變簡單的分析[9]. 對回火問題，適當?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等人讓假設彈性散裝反應更合理. 因此，就這個問題，粘彈性行為的材料，僅僅在整個溫度范圍內(nèi)得到使用兩種材料職能. 首先是剪切松弛模量測量參考溫度,記為第二個是'改變函數(shù)',負有的溫度依賴性.它在時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，該模型認為，平衡合金粘度在玻璃化轉變和旋轉杯實驗周圍的熔點已被徹底蠕變試驗研究 [ 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)的關系，如下 (2) 其中叫做脆弱性參數(shù)是VFT動力學的凍結溫度=，在最適合的實驗粘度生產(chǎn)數(shù)據(jù)是和. 自穩(wěn)態(tài)流粘度在溫度范圍內(nèi)的利益用蠕變試驗來測量 下面在粘度和松弛模量的關系靠溫度來保持[ 13 ] （3） 從標量粘度數(shù)據(jù)中確定松弛模量是不可能的。因此，對松弛時間范圍作為一個參數(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殘余應力的計算，這樣他們滿足方便涉及范圍廣泛的松弛時間譜，為是松弛模量假定的 (4) 其中是伸展指數(shù)，是在溫度下的即時剪切模量，對應于Debye 松弛，當下降時光譜拓寬 。如下代入和計算. (5) 在范圍內(nèi)，在量的有組織的遞增0.05對值的進行計算 首先，對剪切模量的溫度依賴是被忽視的，同時它的室溫值是被利用的。這是一個由Narayanaswamy[3]在他對硅酸鹽玻璃鋼化的分析中提出的假設，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。研究殘余應力對這種變化的剪切模的靈敏度，第二個組計算是假設一個線性變化的剪切模量從在室溫轉變?yōu)樵谙碌?。這些為了傳熱系數(shù)進行計算。結果表明，就最后的所關心的殘余應力值剪切模量隨隨溫度的變化幾乎可以忽略不計（變化小于0.25%）。因此，這一影響在下面的討論被排除了. 粘彈性模型計算用有限元方法計算和細節(jié)描述在下一節(jié)。從即時凍結和粘彈性模型展示的比較結果在圖3 。可以預測殘余應力的對 Kohlrausch 因子，考慮的范圍（）值是相當敏感的。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%（當從0.5變化到1，計算的應力增長. 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簡單熱流變學假設。簡單熱流變學允許的溫度變化是無效的。過分復雜的計算阻礙現(xiàn)有的計算方法的使用。此外，在上解具有極其微弱的依賴性; 用它的溫度變化調(diào)整這個缺點。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（例如，剪切減薄）材料[ 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有限元軟件對粘彈性模型計算。一維模型的建立（見 圖4 ），代表一個無限板。原理是：沿板厚方向（Z）性的兩個垂直方向X和Y對無限板執(zhí)行相容性條件，首先，正方向節(jié)點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。在最表面通過應用對流換熱產(chǎn)生了冷卻鋼板。在ABAQUS中簡單熱流變學被定義為松弛函數(shù)。即在KWW形式中通過瞬時值標準化松弛模量為。這樣一來，使用溫度依賴性剪切模量使得簡單熱流變學對松弛模量而不是松弛函數(shù)是無效的，不構成任何額外困難。計算松弛函數(shù)和在參考溫度中輸入程序而且轉移下面給定的函數(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)顯示對于Vit.1金屬板的值（厚=8.25mm）應用在下，用這個模型去獲得下面表面縮小和中平面擴張的值：和，這些結果同樣在圖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力。金屬板名義上要長為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的詳細資料。通過真空援助在低壓下將合金熔體輸入銅模。在母模表面，當熔融合金流入到模具時Vit.1的固體皮膚很可能形成，皮膚厚度像預期那樣與金屬板厚度成反比的，厚度的熱質(zhì)饋入模具，填滿模具估計花2-3s的時間。考慮到金屬板的有效凝固，進刀壓力再保持10s，以致它能在鑄模型腔中保留。當這個過程由于BMG高于其 玻璃化轉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算的圖解。當金屬板半厚 度一直伸延到Z時通過對稱原理（在X和Y中）描繪無限金屬板， 在右側元素（或者節(jié)點）要求沿X方向均勻移動。 4.用裂紋柔度法測量殘余應力 在BMGs中, 殘余應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)場應力[ 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，為了獲取應力剖面內(nèi)所需的空間分辨率,機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，在殘余應力下依靠的樣本干擾力矩平衡。樣本的形變是當它達到一個新的平衡。然后監(jiān)測并且用這個信息反過來計算殘余應力。在這篇文章中選擇裂紋遵守方法[ 19,20 ]作研究，因為在測量方向上它可以準確地測定具有良好的空間分辨率的完全穿厚側面圖。在此方法中，壓力測量的狹縫是逐步穿過一個樣本。假設應力松弛切割狹縫是彈性的，從所測的壓力中計算原始側面圖的殘余應力。圖5說明了裂紋柔度測量和定義術語。裂縫的介紹，和它在Z方向的深度是逐步擴大。該測試常常通過樣本的厚度來確定。采用兩個應變儀。頂端應變儀，放近切口，用來確定近表面區(qū)域的應力。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算應力. 圖5。裂縫柔度法術語（從文章[19]中改編） 用級數(shù)展開的方法測量張力來確定原來的殘余應力 [ 19,21 ]，這是在實驗應變數(shù)據(jù)中能容忍的噪聲和錯誤。它首先是假定未知的應力變化為一個函數(shù)，穿厚坐標可以表示為一個級數(shù)展開。 (7) 其中代表未知級數(shù)系數(shù)，這項研究，因為對于Legendre多項式擴展超過金屬板厚 度，通過排除第0個和第一個多項式，由此產(chǎn)生的應力分布能保證滿足壓力和 力矩的平衡。在級數(shù)中，每一項計算切口深度時測量壓力。這叫做屈從函數(shù)。利用疊加，通過級數(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，使壓力測量屈服于（通過Eq.(7)加強壓力）并且記為 （9） 在這項研究中，頂端應變儀柔度函數(shù)是用數(shù)值計算，整體力法解是插槽在半無限固體[22]中用一些改進的數(shù)值解[23]。后退應變儀的柔度函數(shù)的計算是通過在金屬板中的二維有限元裂縫計算。在最后的張力預測的不確定性是基于標準誤差傳播公式應用于上述方程在衡量和計算之間的使用差異（Eq.（ 8 ）），當作張力的測量不確定度[ 24 ]。在Eq.(7)中n的順序利用率太低，擴展的結果不適合很好的測量壓力，因此，導致在壓力中的大量不確定性。相反，一個順序使用過高的導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)于機械切割的。將機器調(diào)到‘skim cut’，在切割中設置最小感應應力。必須指出的是樣本的尺寸精度不是完美的，因為他們是從一大塊金屬板中提取的。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上用光學顯微鏡從樣本兩側測量. 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方向穿厚度應力測試的7個樣本是,同樣的在X方向測試4個樣本是.金屬板的一個表面當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稱性應力剖面故意留下狹縫. 退火樣樣本A1是在290 ° C下進行2小時解除殘余應力。這溫度高得足以讓快速應力松弛[ 26 ]無顯著改變Vit.1的結構. 非晶結構的A1熱處理后證實與X -射線衍射, 對樣品要求是長為25.4mm，寬為12.7mm。樣本的長要足夠長以便根本上保留在測量方向剖面上的原始殘余應力[27].同樣寬b的尺寸也要足夠大以符合平面應變使用計算中的假設 [ 27 ] 。雖然早些時候的測試是采用0.006英寸(0.150mm)直復徑線,在后來的測試使用0.004英寸（ 0.100mm）直徑線(見圖6關于每個樣本的分布). 插槽被切入誤差是在0.254mm. 在前幾個步驟這個值減少到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)平面應力,其它 的命名為等.用于測量. 5.實驗結果 在一些早期的測試, 頂端指標沒有取得可靠的數(shù)據(jù)，這是由于窮盡依附和涂料的估計阻止其的防水安裝。電火花加工機用于這些試驗采用了水射流對保持線工件地區(qū)在介質(zhì)流體中吞沒。幸運的是，來自回衡量大部分數(shù)據(jù)（從10 ％至90 ％的厚度樣本）和最高指標不是絕對必要的。因此，幾乎完整的應力剖面，可只用回衡量數(shù)據(jù)。缺點是在這種情況下在近表面壓力的精確度降低和頂端計量器的穩(wěn)定作用下解丟失。然而，不確定性分析正確解決這些問題。在這項研究中,可以準確的看到中平面應力仍然十分好并且應力剖面的擴展也得到了充分的解決另一方面,從數(shù)據(jù)的估計和從前四個樣本中獲得結果類似于所有其他鑄標本說明樣本和.的測試是成功的。 從所有樣本中的后應變剖面力距在圖7中顯示了. 值得考慮的是所有樣本的剖面,在X和Y方向的測試(除應力解除格A1), 即使其中的一些測試, 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, 該應力剖面具有弱的坐標(空間)的信賴,同時也表明這種應力狀態(tài)大約是等雙軸的.注意,如果樣本的應力剖面僅僅是相互之間的倍數(shù)才考慮,應變邊距和標準化數(shù)據(jù)相比將成用應力剖面幅度的直線規(guī)格. 另一方面，最高估計數(shù)據(jù)無法直接比較, 其價值會取決于插槽估計的距離。典型的應力剖面圖從圖8(a)所示樣本的回衡量數(shù)據(jù)中取得. 這些試驗產(chǎn)生了特別清晰的數(shù)據(jù)和直截了當?shù)目s小應力剖面圖.在圖8(b), 的測試和退火樣本A1相比較. 自從在測試,最上表面應力的頂端估計工作也被呈現(xiàn)了.在圖8的誤差被認為遠小于觀察應力剖面.更重要的是,目前在退火樣本(A1)中的應力變化表明在內(nèi)裂紋柔度法的應力解。 注意到僅僅應力值被重要的描繪。這包括不包括若干在上表面附近點，其中回估計反應太弱（頂端估計的測試并不能正常工作）和一些點關閉整個樣本厚度使得應力不再提供良好的殘余應力估計。當殘余的韌帶（在圖5中的）變小，幾個因素（例如，樣本的重量和在引入線的張力）通過回應變儀測量應力造成殘余韌帶的彎曲的扭力的貢獻越來越大。在小樣本這類從估計涂層中附加的剛度當殘余韌帶變小時也可以影響應變指數(shù)。殘余韌帶變小的凈影響是當切口接近背割面實驗測量的應力變得奇異。見圖7，而當反表面在切口附近沒有這些影響的接近應變有限值（表面應力除以平面應變彈性模量）。在這些樣本中，在之后奇數(shù)影響變得重要；因些，應力超過它的厚度是不記錄的。 圖7 后應力與樣本（a）標準化厚度數(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)計算應力剖面圖與標準化厚度數(shù)據(jù)的比較。 （b）從頂端的后測量儀器獲得應力剖面圖。 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)點被刪除。后來人們認識到，變化的原因是流動的電介質(zhì)，并估計表面形成泡沫時作為EDM線進入樣本。這僅僅發(fā)生在幾個樣本中,因為蠟涂層壓力表的樣本顯示的是粗糙的表面,這就造成復雜的流態(tài).如在圖8的一些樣本通常是非常穩(wěn)定的.當從未定的應變數(shù)據(jù)中轉化應力應當小心謹慎,因為擬合的噪音將導致波形剖面圖,而不是簡單的’表面縮小,中平面擴展’分配.下一個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（有一個新的應力狀態(tài)）可以改寫切割表面, 這尤其影響到頂端估計數(shù)據(jù)，而邊距相對不敏感.這些數(shù)據(jù)來自測試的退火樣本，通過邊距非常小的壓力測量和大小不一的大測試值從頂部的估計，確認EDM影響的可能性。底部的一致性測試估計結果都取得了0.004和0.006 英寸,直徑電線也證實說距數(shù)據(jù)沒有受到影響。在[25],一個詳細的EDM校正被用于頂端壓力估計, 以獲得應力分布圖,如圖8(b)所示.剖面圖的應變是一個切割厚度的函數(shù),這是由EDM影響引起的,是由殘余應力引起的完全不同的剖面圖. 它可以分析的估計和從應變測試中分離出來. 在這些測試中幾個因素結合起來使得EDM影響成一個爭論點,但它通常是微不足道的[ 25 ] 。主要的因素是殘余應力在測試樣本中是很低的.當實施輕微切割時,由應變引起的EDM影響通常是獨立于的殘余應力規(guī)模的一個固定小值, 因此,它們通常包括一些測試應變的微不足道的部分,并且沒有明顯的結果影響.當應力非常低時,在記錄方面,EDM應變能在測量數(shù)據(jù)方面做出重大貢獻 ,因此,影響結果. 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力和低導熱系數(shù),這兩個條件被BMG樣本采用. 即便如此, 如果有較高的殘余應力，EDM的影響將是微不足道的。 6.討論 圖2和3呈現(xiàn)的是即時凍結和粘彈性模型兩個預測。盡管方法大不相同和每一個使用獨立的數(shù)據(jù)，他們的相似性還是顯著的。比如，應力的形狀和圖3的傳熱系數(shù)幾乎是相同的。但該模型的預測明顯不同于實驗結果。最初假定的對流冷卻傳熱系數(shù)是，從自由牽引表面遍及整個BMGs的生產(chǎn)過程，顯示一個合理的估計[6]。因為猜測Vit.1的對流冷卻從熔體到室溫持續(xù)一段時間，大約接近冷卻期的實際鑄造工藝（ ～10s）。所以選擇了這個值。正如圖2，即時凍結模型預測金屬板的厚度是8.25mm，表面縮小是-217MPa，中平面擴展是+85MPa，同時使用粘彈性模型，同樣應力在表面上的估計是-230MPa，內(nèi)部是+90MPa。注意，尤其是表面壓縮值高度依賴于h，而，實驗結果在中平面擴展是+10到+13MPa，表面壓縮是-25到-30MPa，這和預測模型相比都是非常小的。這種差異可能是因為界定熱回火問題的兩個成分：試樣制備工藝和材料特性。 上述論點目前的想法是：雖然實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原理一樣。換言之，在模型中的溫度曲線圖進化計算和在實際樣本中建立的可能不同。對流冷卻問題所考慮的生產(chǎn)指數(shù)下降，余弦高階項迅速衰變的計算[ 6 ]。實際淬火已實現(xiàn)通過最初在室溫下傳導到大型銅塊是更復雜的。了解新一代熱回火殘余應力驅(qū)逐熱梯度的溫度變化是至關重要的，或更簡單來說，表面和中期平面的溫度差距。低程度壓力測量指出了在鑄造Vit.1關于玻璃轉變過程相對平穩(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間，這和可能保持在相對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。這將導致妨礙傳熱，特別是在低溫條件下。這些結果指出，實驗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，這項工作目前正在進行中。 即時凍結模型和粘彈性模型這兩種模型忽視玻璃行為的一個的重要組成部分：其在熱力學平衡中從穩(wěn)非晶態(tài)固體到過冷液體的結構松弛[ 10,11 ] 。在此過程中，過多的自由體積通過短程原子運動導致的密度，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)粘彈行為在每個溫度被采用. 這意味著，當達到力平衡時,結構松弛已經(jīng)完成，因此，僅僅從粘度的角度來看，這項研究中粘彈性模型的采用超過更先進的結構模型回火應力的預期估計，這可以在結構松弛期間準確地考慮暫態(tài)效應。不幸的是，在BMGs中沒有存在可靠的數(shù)據(jù)應用于結構模型，并獲得一個更實際的估計回火引起的殘余應力。目前在加州理工學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，值得一提的事實是，在BMGs中缺乏高回火應力不一定是不利的。常規(guī)（結晶）金屬通常有殘余應力的大約是25-50 ％的屈變力[ 27,30 ] 。這種應力有助于斷裂故障，軟化，應力腐蝕分解，和其他應力驅(qū)動程序[ 31 ] 。這些壓力也是一個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 ]消除應力通常是昂貴的，而且往往不可能的，因為它可以大幅度降低機械性能。相比之下，在本研究中測量BMGs殘余應力峰值只相當于約1.5 ％的屈變力。從失真和機械故障的角度來看，如此低的壓力可以有效地被忽視。 7.結論 這項熱回火引起的殘余應力在一個厚BMG金屬板中研究的有兩個前提：（ i ）在BMG金屬板中樣本精確地測量殘余應力，（ ii ）用理論對結果進行適當?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力分布的。該方法適用于在公平電導率BMGs有優(yōu)勢的 EDM線切割。雖然測量應力程度比較低，但是產(chǎn)生了良好的技術解決。 即時凍結模型和粘彈性模型在這項研究中都被采用了估計過高的殘余應力。這種差異是由于缺乏關于細節(jié)處理條件的信息（例如，在表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的確切值） ，以及缺乏適當關于BMG合金的法定的結構關系。BMGs的粘彈性和結構性能都必須考慮到一個熱回火更準確的描述。在明確界定的條件和材料試驗下，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 這項研究得到美國加洲理工學院的結構非晶態(tài)金屬中心的支持（陸軍研究辦公室授予號.DAAD19 - 01 - 0525 ） 參考文獻 [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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