此零件為鍛造品，影響成形負荷的因素有加工溫度、沖頭速度、
摩擦因子、拔模斜度等不同參數，各種不同參數彼此間會互相影響，
除了對成形負荷產生影響外，也會造成成形的外觀有些差異與缺陷。
圖 5- 19 不同溫度與冲頭速度條件下之模擬結果
接著做實驗與模擬的比對，實驗部份選取最佳製程條件，將冲 頭速度固定在 0.9 ㎜/s。這裡以材料為 AZ31 為例，潤滑劑為二硫化 鉬，在 240℃時的實驗負荷為 260 噸，模擬負荷為 248 噸，兩者相差 12 噸，誤差約為 4.62％；在 280℃時的實驗負荷為 214 噸，模擬負荷 為 204 噸，兩者相差 10 噸，誤差約為 4.67％；在 320℃時的實驗負 荷為 185 噸，模擬負荷為 179 噸，兩者相差 6 噸，誤差約為 3.24％；
在350℃時的實驗負荷為 179 噸，模擬負荷為 174 噸，兩者相差 5 噸，
誤差約為 3.04％。由圖 5-20 可得知，實驗與模擬之成形負荷，會隨 加 工 溫 度 的 升 高 呈 現 出 現 性 下 降 的 趨 勢 ， 模 擬 成 形 預 估 負 荷 在
174~248 噸之間，實驗成形負荷在 179~260 噸之間，兩者間之誤差量 為3.04~4.62％，如表 5-6 所示。由上述可知本實驗所使用有限元素軟 體DEFORM 所建立之模擬分析程式在預估含之肋滑車轂鎂合金零件 鍛造負荷方面有相當的準確性。
圖 5- 20 實驗與模擬之成形負荷比較圖
表 5- 6 AZ31 在不同加工溫度最大鍛造負荷模擬與實驗結果比較 加工溫度（℃） 模擬負荷（噸） 實驗負荷（噸） 誤差（％）
240 248 260 4.62 280 204 214 4.67 320 179 185 3.24 350 174 179 3.04
5.4.2 成形外觀結果
鎂合金含肋之滑車轂零件的成形外型受到許多因素影響，在本研 究中將利用有限元素分析軟體DEFORM-3D，探討圓角半徑、拔模斜 角以及潤滑劑的摩擦因子對成品之影響。
首先探討模具圓角半徑對含肋之滑車轂零件成形性之影響，模擬 的材料有 AZ31 及 AZ61，材料加工溫度為 350℃，定剪摩擦因子為 0.18，衝頭移動速度為 0.9 ㎜/s，圓角半徑參數分別為 0、0.1mm、
0.3mm、0.5mm，其模擬結果如表 5-7 所示。圖 5-21 為模具圓角位置 圖。圖 5-22 為不同圓角半徑下之模擬結果圖。
表 5- 7 不同圓角半徑下之模擬結果
材料 速度（mm/s） 圓角半徑（mm） 負荷（噸）
0 130 0.1 127 0.3 122 AZ31 0.9
0.5 114 0 140 0.1 136 0.3 130 AZ61
0.9
0.5 124
圖 5- 21 模具圓角位置圖
圖 5- 22 不同圓角半徑下之模擬結果圖
紅色線條區域為圓角處
由圖 5-22 可發現在不同的圓角半徑下，模穴皆可以被完整填充，
不會有填料不完整的情況發生，此外，較大的圓角半徑，可以增加材 料的流動性，減少塑流應力，降低成形時所需要的負荷。
接著探討改變模具的拔模斜角對含肋之滑車轂零件成形性之影 響，模擬的材料為 AZ31 及 AZ61，材料加工溫度為 350℃，定剪摩 擦因子為0.18，衝頭移動速度為 0.9 ㎜/s，圓角半徑參數為 0mm，拔 模斜角參數分別為0°、1°、2°、3°，其模擬結果如表 5-8 所示。圖 5-23 為拔模斜角位置圖。圖5-24 為不同拔模斜角下之模擬結果圖。
由圖 5-24 可發現在不同的拔模斜角下，模穴皆可以被完整填 充，不會有填料不完整的情況發生，此外，也可觀察出拔模斜角對含 肋滑車轂零件的成形效果影響不大，但是適度的增加模具的拔模斜角 可以使得成品更容易從模具取出，也可以減少成形時材料流動阻力以 降低成形所需之負荷。
表 5- 8 不同拔模斜角下之模擬結果
材料 速度（mm/s） 拔模斜角（°） 負荷（噸）
0 130 1 127 2 122 AZ31 0.9
3 114 0 140 1 136 2 130 AZ61
0.9
3 124
圖 5- 23 模具拔模斜角位置圖
圖 5- 24 不同拔模斜角下之模擬結果圖
拔模斜角
最後探討不同定剪摩擦因子對含肋滑車轂零件肋厚度成形性之 影響，模擬的定剪摩擦因子參數分別為 0.18、0.3、07，加工溫度為 350℃、沖頭速度為 0.9mm/s。模擬中所使用之肋為未經拔模及圓角 半徑為0 mm。圖 5-25 為模擬之肋厚度位置圖。其模擬結果如表 5-9 所示。表 5-10 為模擬後之負荷及成形與否之結果，表中說明肋厚度 對不同定剪摩擦因子下之成形負荷與及可完整成形之區域。圖 5-26 為不同定剪摩擦因子下含肋之滑車轂零件可成形區模擬結果。
圖 5- 25 模擬之肋厚度之位置圖
肋厚度
表 5- 9 模擬後之統計表
表 5- 10 含肋之滑車轂零件之可成形之肋厚及其負荷
溫度（℃） 定剪摩擦因子（m） 可成形之肋厚（mm） 成形負荷（噸）
0.18 1.5~2.5 152~113 0.3 1.3~2.7 206~163 350℃
0.7 1~3 237~181
圖 5- 26 不同定剪摩擦因子下含肋之滑車轂肋可成形肋厚之模擬結果
以圖5-27為例，此成品定剪摩擦因子為0.18，含肋之滑車轂零件 肋厚度為2.6mm，大於2.5mm之可成形區間所產生之缺陷。
圖 5- 27 定剪摩擦因子 0.18，肋厚度 2.6mm 時產生之缺陷
由圖表可觀察出，含肋之滑車轂鎂合金零件肋厚度之可成形區間 跟摩擦因子有顯著的關係，肋厚度可成形區間會隨著摩擦因子增加而 變大，但是可成形區間有ㄧ定之限制，假如超過不同摩擦因子下肋厚 度之最大及最小限制，材料將無法填滿模穴，肋的表面會產生破裂，
含肋滑之車轂零件也會因此無法完全成形。另外也可得知較大厚度之 肋所需成形負荷較小，較小厚度之肋所需成形負荷較大，這是因為較 大厚度之肋容易成形，材料較易填滿模穴，因此所需負荷較小，滑車 轂就可完全成形；較小厚度之肋不易成形，材料不易填滿模穴，因此 需要較大的負荷才能將材料填滿模穴，滑車轂才能完全成形。
圖 5-28 為預期之成品示意圖。實驗結果與模擬結果之材料充滿 模穴後之尺寸如圖 5-29 所示，由圖中可知實驗成品與模擬結果之外 徑尺寸皆為 40mm，肋部份之深度為 4mm 與 4.1mm，厚度尺寸分別 為13mm 及 12.8mm 。圖 5-30 為將胚料加工溫度提升至 350℃ ，其
含肋之滑車轂零件實驗成品與模擬結果之比較，由圖中可看出，在外 觀形狀與肋的填充度方面，皆有很高的相似度，由此可驗證本文所建 立之模擬分析模式有很高的精準度。
圖 5- 28 預期之成品示意圖
（a）模擬結果尺寸
（b）實驗成品尺寸
圖 5- 29 含肋之滑車轂零件實驗與模擬結果斷面比較圖
（單位：mm）
圖 5- 30 加工溫度提升至 350℃之實驗成品與模擬結果圖 5.5 鎂合金自行車零件組之鍛造
5.5.1 成形負荷結果分析
本節針對在材料充滿模穴的條件下，來探討不同材料加熱溫度在 不同沖頭速度對於成形負荷的影響，其模擬結果以AZ31 為例，如表 5-11 所示。
ψ40
12.8
4.1
表 5- 11 AZ31 不同冲頭速度之模擬結果 溫度 定剪摩擦因子 沖頭速度 負荷
0.3 ㎜/s 56.2 tons 0.9 ㎜/s 68.0 tons 240°C 0.3
1.5 ㎜/s 75.2 tons 0.3 ㎜/s 46.8 tons 0.9 ㎜/s 55.8 tons 280°C 0.3
1.5 ㎜/s 62.2 tons 0.3 ㎜/s 36.2 tons 0.9 ㎜/s 45.8 tons 320°C 0.3
1.5 ㎜/s 51.0 tons 0.3 ㎜/s 29.3 tons 0.9 ㎜/s 40.2 tons 350°C 0.3
1.5 ㎜/s 45.3 tons
在實驗與模擬之結果的比較方面，以AZ31鎂合金為例，在240℃
時的實驗負荷為69.7噸，模擬負荷為68噸，相差1.7噸約為2.5％；在 280℃時的實驗負荷為57噸，模擬負荷為55.8噸，相差1.2噸約為2.15
％；在320℃時的實驗負荷為48.2噸，模擬負荷為45.8噸，相差2.4噸 約為5.24％；在350℃時的實驗負荷為43.3噸，模擬負荷為40.2噸，相 差3.1噸約為7.71％。將此等資料整理成圖則如圖5-31中所示，由圖之 結果可知實驗與模擬的成形負荷，都隨著成形溫度的升高成線性下降 的趨勢。實驗與模擬所得之成形溫度與誤差量，如表5-12所示。
圖 5- 31 AZ31 實驗與模擬成形負荷比較圖
表 5- 12 AZ31 實驗與模擬之成形負荷比較
成形溫度(℃) 模擬負荷(ton) 實驗負荷(ton) 誤差(％) 240 68.0 69.7 2.50 280 55.8 57.0 2.15 320 45.8 48.2 5.24 350 40.2 43.3 7.71
在金屬塑性加工製程中，潤滑條件影響材料之成形甚鉅，在這裡 會針對材料充滿模穴之條件下，探討不同的材料加熱溫度、不同定剪 摩擦因子對於成形負荷的影響，其模擬結果如表5-13及表5-14所示。
模擬之材料溫度分別為240℃、280℃、320℃及350℃，潤滑條件為乾 摩擦、使用二硫化鉬及使用石墨時其定剪摩擦因子分別為0.7、0.3及 0.18，冲頭速度設定為0.9㎜/s。其模擬結果如圖5-32及圖5-33所示。
圖中可以明顯的看出不同定剪摩擦因子在不同的溫度之下，隨著溫度 的增加，負荷隨之降低，隨著定剪摩擦因子的下降，負荷也隨之降低，
並且在低溫時其負荷差距較大，高溫時其負荷差距較小。在加熱溫度 為240℃時的成形負荷，定剪摩擦因子為0.7（乾摩擦之條件）時，
AZ31鎂合金成形的成形負荷為96噸，定剪摩擦因子降低為0.3及0.18 時，則AZ31鎂合金負荷分別為68噸及59.7噸，可減少之負荷為28及 36.3噸。在加熱溫度為350℃時的成形負荷，定剪摩擦因子為0.7時的 成形負荷為60.8噸，定剪摩擦因子降低為0.3及0.18時，其負荷分別 為40.2噸及35噸，可減少之負荷為20.6噸及25.8噸。由上述之結果比 較可知在隨著成形溫度的提高，不同定剪摩擦因子間之成形負荷之差 距愈小。
表 5- 13 AZ31 不同定剪摩擦因子之模擬結果
圖 5- 32 AZ31 不同定剪摩擦因子之模擬結果圖
圖 5- 33 AZ61 不同定剪摩擦因子之模擬結果圖
5.5.2 成形外觀結果
本節針對材料充滿模穴後之成品剖面進行觀察，探討上緣自由端 面之外形變化，觀察區域如圖 5-34 所示。模擬時之參數設定，其衝 頭速度為 0.9mm/s，摩擦因子固定為 0.3。由於端面所受之成形阻力 較小故流速較快，變形量也較其他區域大，以不同之成形溫度下來觀 察其端面流動之情形，如表中5-15 及表 5-16 所示。由表可以明顯的
看出，在成形溫度不同時，成品之自由端面落差程度也有所差異。
AZ31 鎂合金在成形溫度 240°C 時，自由端面的差距為 1.1mm，將成 形溫度升高至320°C，其自由端面差距為 2.2mm，由此可以看出當材 料加熱溫度越高其自由端面落差越大，材料加熱溫度越高使得在管壁 外側之材料流動性提升，因此自由端面落差隨著溫度不同而有所差 異。由圖 5-35 可以觀察出 AZ61 材料端面落差程度較 AZ31 高，因 AZ61 材料比 AZ31 材料多含有 3%的鋁，故其硬度較高，而所受到的 阻力為大。
圖 5- 34 成品自由端面觀察之剖面圖
兩端點落差 觀察
表 5- 15 不同成形溫度之端面落差比較(AZ31) 溫度（℃） 沖頭速度 定剪摩擦因子 端面
240°C 0.9 ㎜/s 0.3
280°C 0.9 ㎜/s 0.3
320°C 0.9 ㎜/s 0.3
表 5- 16 不同成形溫度之端面落差比較(AZ61) 溫度（℃） 沖頭速度 定剪摩擦因子 端面
240°C 0.9 ㎜/s 0.3
280°C 0.9 ㎜/s 0.3
320°C 0.9 ㎜/s 0.3
1.1mm
1.3mm
2.2mm
1.3mm
1.5mm
2.6mm
圖 5- 35 AZ31 及 AZ61 鎂合金自由端面比較圖
另一方面，探討不同定剪摩擦因子對於自由端面成形的影響，模 擬之參數設定為成形溫度固定在280°C，定剪摩擦因子分別為 0.18、
0.3、0.7。其模擬結果如表 5-17 及表 5-18 所示。
表 5- 17 不同定剪摩擦因子之端面落差比較(AZ31)
表 5- 17 不同定剪摩擦因子之端面落差比較(AZ31)