微雙杯擠製及微前後向擠製模具設計概念為將母模置於模座及上模塊間，並利用各元件間的滑動 配合來定位，模具架構包含沖頭、模塊、母模和頂出沖頭等元件，兩種擠製實驗所用之模具示意圖與
實體圖分別顯示於圖 4-5。擠製作動方式為機台主軸下壓沖頭並擠壓胚料，使得胚料在模穴內產生塑
性流動。沖頭及頂出沖頭材質選用 SKH9 高速鋼，母模設計為嵌入式母模，將碳化鎢嵌入模具鋼 JIS SKD11 內部，此設計可以給予碳化鎢塊預應力(向內)以抵銷成形時產生的向外應力，提高模具壽命。
而上模塊因考量壽命及配合故採用SKD11 模具鋼。
1mm
1mm 1mm
1mm
1mm
1mm 原始試片 壓縮深度 60% 壓縮深度 90%
圖4-3 C2600 之真實應力-應變曲線與
冪次線 圖4-4 簡單壓縮試驗成品外觀
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圖4-5 黃銅微擠製用模具實體圖與示意圖
實驗利用不同表面形貌之球狀沖頭進行微雙杯擠製與微前後向擠製實驗，以觀察不同製程參數對
擠製時摩擦效應與材料流動的影響。沖頭材質皆採用SKH9 高速鋼，由於雙杯擠製及前後向擠製所用
沖頭外型為半球形，且直徑僅0.55 及 0.8 mm，如果以一般車床方式加工會造成沖頭球狀成形區精度 不佳，故本實驗所用沖頭皆以微放電加工機製作(圖 4-6)，利用定位精度達±1 m 之微放電加工機搭配 線放電研磨機構(Wire Electro-Discharge Grinding，WEDG)如圖 4-7 所示，以直徑 0.1 mm 之黃銅線對沖 頭進行加工，可得高精度成品。
微前後向擠製沖頭表面形貌分別以研磨、線放電研磨、拋光及微放電加工四種製程製作，分別以 研磨(ground)、放電(EDMed )、拋光(polished)與溝槽(grooved)表示，而微雙杯擠製所用之沖頭為研磨、
放電及拋光三種。圖 4-8 為不同製程所製作出沖頭外觀。研磨方法為將加工完成沖頭置於旋轉夾頭上
依序以砂紙研磨至 1200 號，完成具有類似車床刀痕之表面特徵。拋光方法為將研磨後沖頭再以粒徑
上沖頭
模塊
模仁
下沖頭 胚料
上沖頭
模塊
模仁
頂出 沖頭
胚料
(a) 微雙杯擠製模具 (b) 微前後向擠製模具
圖4-6 微放電加工機 圖4-7 線放電研磨機構(WEDG)
0.1 m 鑽石膏進行拋光，完成鏡面之表面形貌。微放電加工是在研磨後沖頭表面以小能量進行放電加 工，在沖頭表面加工出特殊形貌。
圖4-8 不同加工法之沖頭表面形貌 4.3 黃銅微雙杯擠製
4.3.1 黃銅微雙杯擠製模擬
微雙杯擠製試片的直徑與高度皆為1.1 mm，沖頭直徑為 0.55 mm，由於不考慮彈性問題，故母模 及沖頭設為剛體，工件假設為剛塑性(rigid plastic)材料，模擬架構如圖 4-9 所示。由於進行雙杯擠製時 胚料杯高比值對於摩擦力的大小非常敏感，而擠製時的摩擦界面有上、下沖頭與胚料、母模與胚料兩 種，理論上由於上下兩沖頭的摩擦值相同，所以只有母模的摩擦變化會影響材料流動行為，為了觀察 沖頭摩擦變化對於杯高比值的影響。本研究除了改變母模與胚料間的摩擦值 m=0.02、0.1、0.2、0.3、
0.4 以及 0.5，也改變沖頭摩擦值分別為 m=0.02 與 0.7 進行模擬，觀察不同界面摩擦下材料的上下杯高 比值變化。模擬時所設定的基本參數如表4-1 所示。
圖4-9 黃銅微雙杯擠製模擬架構圖
(a) 研磨加工 (b) 放電加工 (c) 拋光加工 (d) 溝槽加工
沖頭 (剛體)
胚料 (塑性體)
母模 (剛體)
表4-1 黃銅微擠製模擬參數表 設定值
網格數 13000
沖頭速度
(mm/sec) 0.01 沖頭行程
(mm) 0.8
定剪摩擦因子
沖頭 0.02、0.7 模仁 0.02、0.1、0.2、
0.3、0.4、0.5
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4.3.2 黃銅微雙杯擠製實驗
本研究利用C2600 黃銅胚料進行微雙杯擠製實驗，並和模擬之摩擦校正曲線比對，預估成形時的
摩擦因子變化。實驗試片利用直徑1.1 mm 黃銅線材經線切割機台切割成長度 1.1 mm 之圓柱胚料，試 片皆以1200 號砂紙研磨表面，並經由超音波清洗機清潔表面，胚料平均表面粗糙度為 Ra 0.165 m，
並在實驗過程中搭配無潤滑、機油潤滑兩種潤滑情況，以研磨沖頭在擠製速度0.01 mm/sec，下擠行程 0.8 mm 進行微雙杯擠製實驗。實驗後成品剖面圖如圖 4-10 所示，擠製後成品以夾具固定於微放電加 工機上，以機器精密的靠邊功能(±1.0 m)，量測成品上、下杯之杯緣高度，杯高比值量測結果顯示於 表4-3 ，並與模擬所建立之校正曲線比較，即可預估摩擦因子大小，實驗與模擬比對結果如圖 4-11 所 示。
圖 4-11 C2600 黃銅母模摩擦因子預估
由以上實驗結果可以得知，擠製初期C2600 黃銅經添加機油潤滑之摩擦值明顯低於無潤滑胚料，
但隨著擠製行程增加，潤滑劑逐漸失效導致摩擦因子值皆有明顯上升的趨勢，且有、無添加潤滑劑對
於杯高比值無明顯影響。根據實驗結果，輸入DEFORM 2D 進行前後向微擠製模擬時，母模所設定之
摩擦因子值m=0.4。
壓縮行程 30％
壓縮行程 60％
壓縮行程 100％
無潤滑
機油潤 滑
圖4-10 研磨沖頭微雙杯擠製成品
表4-3 黃銅微雙杯擠製杯高比值 潤滑條件
行程百分比(％) 無潤滑 機油潤滑
30 3.629 2.327
60 3.455 3.312
100 3.128 3.292
預估之摩擦因子
m 值 0.4
4.4 黃銅微前後向擠製 4.4.1 黃銅微前後向擠製模擬
微前後向擠製模擬之元件分別為沖頭、胚料與母模(如圖 4-12 所示)。由於不考慮模具的彈性變形，
故將沖頭及母模設定為剛體，胚料則為剛塑性體，擠製溫度設定為 25 oC，由於成品形狀為軸對稱，
所以僅建構 1/2 模型，並設定適當邊界條件，摩擦效應以定剪摩擦模式表示，母模之摩擦因子值根據
微雙杯擠製實驗結果設定為0.4，沖頭之摩擦因子分別以 0.02、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6 與 0.7 進 行模擬，微前後向擠製所採用之模擬參數如表4-4 所示。
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圖4-13 微前後向擠製沖頭設計圖及實體圖 10。
0.1
0.7
0.8
五、結果與討論 5.1 微逆向擠製
圖5-1 為成品壁厚 0.2 mm、0.1 mm 與 0.05 mm 對不同成形溫度與晶粒大小之負荷曲線。實驗結 果顯示，在常溫時晶粒細化材料比晶粒粗大材料負荷來的高，且壁厚越大這種趨勢越明顯，但隨著成 形溫度升高，各晶粒尺寸材料因為產生再結晶現象，成形負荷皆明顯降低，尤其以晶粒細化材料最為 明顯。提高成形溫度有助於負荷降低，且增加材料的流動性。
圖5-1 微逆向擠製三種壁厚之成形負荷 (a) 壁厚 0.2 mm 之成形負荷
(行程 1.2 mm)
(b) 壁厚 0.1 mm 之成形負荷 (行程 1.1 mm)
(c) 壁厚 0.05 mm 之成形負荷 (行程 1.0 mm)
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不同成形條件下壁厚0.05 mm 之圓杯成品外形顯示於圖 5-2。將不同晶粒尺寸與成形溫度之圓杯 成品進行壁厚差及杯高差之量測，其量測示意圖如圖5-3 所示。量測結果顯示於圖 5-4 與 5-5。經觀察 不同條件之成品外形與量測結果可得知，在成形溫度較低時，晶粒細化材料明顯可改善材料成形性，
但隨著成形溫度升高至400 ºC 時，各晶粒尺寸材料間之差異變得較不明顯。
(a) 成形溫度 25 ºC
(b) 成形溫度 200 ºC
(c) 成形溫度 400 ºC
圖5-2 微逆向擠製壁厚 0.05 mm 之成品外形 (由左至右為晶粒尺寸 4、36、62 μm )
圖5-3 微逆向擠製壁厚差(Δt)及杯高差(Δh)示意圖
圖5-4 微逆向擠製三種壁厚之圓杯壁厚差 R Δh
L
Δt = |R – L|
(a) 壁厚 0.2 mm 之壁厚差 (b) 壁厚 0.1 mm 之壁厚差
(c) 壁厚 0.05 mm 之壁厚
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圖5-5 微逆向擠製三種壁厚之圓杯杯高差
胚料經過微逆向擠製圓杯實驗後，將微型圓杯經冷鑲埋處理，以 200 號至 5000 號砂紙研磨與絨 布配合0.1 m 氧化鋁粉拋光之後，使用蝕刻液對試片表面進行蝕刻。而本研究以壁厚 0.1 mm 之微型 圓杯為觀察晶粒流線之對象，其成品剖面觀察區域如圖 5-6 所示。圖 5-7 顯示冷擠時晶粒粗大之材料 被擠壓至0.1 mm 壁厚時，晶粒被擠壓成細長扁平狀態，而 ECAE 處理之材料，具有細化晶粒，於受 擠壓時能均勻地流入壁厚中，且與圓杯底部的晶粒差異不大。熱擠時，晶粒有再結晶現象，使三種晶 粒有再成長之情形，尤其以ECAE 製程之晶粒細化材料最為明顯。
圖5-6 微逆向擠製金相觀察區域示意圖
(a) 壁厚 0.2 mm 之杯高差 (b) 壁厚 0.1 mm 之杯高差
(c) 壁厚 0.05 mm 之杯高差
(a) (b)
晶粒尺寸 4 m
晶粒尺寸 36 m
晶粒尺寸 62 m
成形溫度 25 ºC
成形溫度 200 ºC
成形溫度 400 ºC
圖5-7(a) 微逆向擠製壁厚 0.1 mm 之金相顯微圖 晶粒尺寸
4 m
晶粒尺寸 36 m
晶粒尺寸 62 m
成形溫度 25 ºC
成形溫度 200 ºC
成形溫度 400 ºC
圖5-7(b) 微逆向擠製壁厚 0.1 mm 之金相顯微圖
硬度量測採用維克氏硬度測試進行，所選用之負荷等級為50 g，壓印時間為 15 秒。原始材料量 測顯示，經過800 ºC 與 580 ºC 溫度退火後晶粒成長導致材料軟化，平均硬度值為 53 與 57，而經過 ECAE 處理之材料，因為晶粒細化關係，能使材料強度增加，其平均硬度為 75。
硬度量測針對壁厚0.1 mm 之圓杯進行，圖 5-8(a)為微逆向擠製圓杯剖面之量測位置示意圖。從圖
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度值越小。在25 ºC 與 200 ºC，圓杯底部(位置 H)變形較少，所以硬度值較位置 A 至 G 來的低。然而，
在成形溫度400 ºC 中，A 至 H 位置之硬度值介於 60 至 80 Hv 之間，這表示材料有再結晶軟化現象。
圖5-8 微逆向擠製壁厚 0.1 mm 硬度分佈圖 A
B
C D E
F G
H
(a) 硬度分佈示意圖 (b) 硬度分佈圖
5.2 微前後向擠製
比較各階段溫度下，不同晶粒尺寸胚料的擠製成形荷重，如圖 5-9 所示。根據不同壁厚、不同溫
度所得到的實驗結果可發現，在較低的成形溫度下，晶粒細化後純銅胚料之擠製負荷，無論壁厚大小，
成形所需荷重皆較退火後胚料高。隨著製程溫度升高至400 ºC，各條件之擠製成形負荷皆有明顯降低
的趨勢，尤其以晶粒細化材料最為明顯。
圖5-9 微前後向擠製之成形負荷
圖5-10 為三種不同晶粒尺寸之胚料，在三種不同成形溫度下，壁厚 0.1 mm 的成品外觀圖。觀察 成品外形得知，較粗的晶粒尺寸會使壓縮後成品有不規則外形，晶粒細化材料的外形較為圓滑。但是，
隨著成形溫度提高，材料的流動被改善，可明顯的改善各晶粒尺寸之成品外形。
(a) 壁厚 0.2 mm (b) 壁厚 0.1 mm
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(a) 成形溫度 25 ºC
(b) 成形溫度 200 ºC
(c) 成形溫度 400 ºC
圖5-10 微前後向擠製壁厚 0.1 mm 之成品外形 (由左至右為晶粒尺寸 4、36、62 m )
量測實驗後胚料後向擠製圓杯之兩側壁厚差(Δt)及杯高差(Δh)(示意圖如圖 5-11)，以探討不同製程
參數對材料成形性的影響。壁厚差量測結果如圖5-12 所示，在常溫下無論壁厚大小，晶粒細化材料之
壁厚差值皆較退火材料小。隨著成形溫度提高至400 ºC，無論晶粒尺寸大小，胚料兩側壁厚差值均有
明顯改善，由此結果可得晶粒細化和提高製程溫度，可以改善材料流動行為。圖5-13 為各成形溫度下，
明顯改善，由此結果可得晶粒細化和提高製程溫度，可以改善材料流動行為。圖5-13 為各成形溫度下，