超音波輔助複合擠製成形之研究(III)

行政院國家科學委員會專題研究計畫 成果報告

超音波輔助複合擠製成形之研究(3/3)

計畫類別： 個別型計畫 計畫編號： NSC93-2212-E-009-001- 執行期間： 93 年 08 月 01 日至 94 年 07 月 31 日 執行單位： 國立交通大學機械工程學系(所) 計畫主持人： 洪景華 計畫參與人員： 洪榮崇、蔡宇中 報告類型： 完整報告 處理方式： 本計畫可公開查詢

中 華 民 國 94 年 9 月 15 日

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中文摘要

超音波塑性加工乃將超音波振動能量作用於成形模具上，經由模具對工件進行成形加 工。 本研究計畫預定進行全程三年之研究。在研究中，首先運用有限元素模擬與最佳化 分析之系統整合技術，輔助超音波振動成形設備之設計，並製作完成超音波振動成 形之實驗裝置。 第二年進行超音波輔助壓縮試驗，研究材料於超音波振動下、材料變形應力降低之現 象（Blaha effect）及可能之機制。研究結果顯示，常溫下，附加超音波振動能有效降 低鋁合金之壓縮變形負荷；利用不同應變速率進行壓縮試驗，在變形量大時，超音 波振動之效果會隨應變速率減小而降低。超音波振動使成形力量降低的機制，應是 由應力重疊、差排吸收超音波能量與介面摩擦力降低交互作用產生，非由單一效應 所造成。於修正單軸壓縮實驗中，探討超音波振動於壓縮實驗之摩擦的影響，實驗 結果顯示，在無摩擦條件下，超音波振動同樣能有效降低鋁合金之壓縮變形負荷。 依此推論，超音波振動於壓縮實驗時，材料變形應力降低之機制，實非因介面摩擦降低。 其降低塑流應力之主因，應因超音波振動能量施加，使得材料溫度上升影響而降低塑流應 力。 經上述的基礎研究後，於第三年中應用在超音波輔助鋁線抽拉及鋁合金端面熱壓的製 程上，已獲得顯著的成果。 關鍵詞：超音波振動輔助成形，超音波振動抽拉，有限元素模擬，超音波壓縮試驗

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Abstract

Keywords: ultrasonic-vibration assisted forming, ultrasonic-vibration drawing, fine element analysis, ultrasonic-vibration upsetting

The ultrasonic-imposed metal formation processes use ultrasonic energy to act on die then using die to act on workpiece for forming operation.

This project is scheduled to carry on the research of ultrasonic assisted forming for three years. For the first year, the finite elemental analysis and optimization scheme were used to assist the design of experimental apparatus for ultrasonic-imposed metal formation processes. This apparatus has been completed and tested at this stage.

For the second year, a heating device had been designed and manufactured to extend the high-temperature capacity of the above test apparatus. A series of experiments had been conducted with this apparatus to explore the stress reduce effect (Blaha effect) of ultrasonic assisted forming process. Experimental results indicated that ultrasonic-vibration can considerably reduces the compressive forces during hot upsetting. The reducing effect on compressive forces decreases while the temperature increases. The strain rate does not significantly affect the reducing effect on compressive forces. Moreover, the effect of ultrasonic-vibration on hot upsetting cannot be explained by a simple mechanism, such as the effect of interface friction, or superposition of stress, or the absorption by dislocations of the ultrasonic-vibration energy. On the axial compressive tests, the experimental results indicated that under conditions without friction, ultrasonic vibration could still reduce the compressive force of the aluminium alloy effectively. Therefore, evidences concluded that the material temperature raised by ultrasonic vibration energy is the main cause of reducing the flow stress

After above-mentioned basic research, the results were applied to both ultrasonic-vibration auxiliary drawing of aluminum wire and ultrasonic-vibration on hot upsetting of aluminum alloy

for the third year. Good results were achieved for both applications.

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目 錄

頁 次 中 文 摘 要 … … … . . … … … Ⅰ 英文摘要………..………..……Ⅱ 目 錄 … … … . . … … … Ⅲ 圖目錄… ………..……..………..………Ⅳ 1. 前言……….……….………..……1 2. 研究動機與目的………..………..………2 3. 文獻回顧………..………….…….……….……….…..2 4. 研究方法………..……….………....…….4 5. 結果與討論………..……….……….……5 5.1 放大器之最佳化設計結果……….5 5.2 超音波振動於鋁合金高溫端面壓縮實驗……….5 5.2.1 超音波振動和溫度於端面壓縮之影響………..……...5 5.2.2 超音波振動和應變速率於端面壓縮之影響 ………..………..6 5.2.3 超音波振動於高溫端面壓縮之機制……….………...7 5.3 超音波振動於端面壓縮之摩擦影響……….7 5.4 超音波振動線材抽拉之有限元素模擬分析………9 5.4.1 抽拉速度與抽拉力之影響………..…...9 5.4.2 實驗與有限元素模擬之抽拉速度和抽拉力關係比較………....9 5.4.3 超音波振動的振幅與抽拉力之關係………..….…..9 6. 結論

……….……….……….

10 7. 參考文獻……….………..12 8. 計畫成果自評……….………. 27 附錄………...…29

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圖 目 錄 頁次

圖 1 超 音 波 加 工 原 理 示 意 圖 … . . … … … . 1 3 圖 2 各 種 形 狀 的 喇 叭 … . … … … . … … 1 3 圖 3 超 音 波 振 動 降 低 塑 流 應 力 比 較 圖 … … … . … … . 1 3 圖 4 振 動 方 向 降 低 摩 擦 力 實 驗 裝 置 示 意 圖 … … … . … … . . … … … . 1 4 圖 5 階 級 形 放 大 器 之 雙 變 數 最 佳 化 振 幅 放 大 因 子 收 斂 圖 … … … . . . … . 1 4 圖 6 階 級 形 放 大 器 之 雙 變 數 最 佳 化 設 計 變 數 收 斂 圖 … … … . . … … … . … … . 1 4 圖 7 階 級 形 放 大 器 理 論 近 似 解 曲 線 … … … . … … … … . . . … . . … … 1 5 圖 8 超 音 波 振 動 高 溫 壓 縮 實 驗 設 備 … … … . … … … 1 5 圖 9 溫 度 2 5o

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， C U 與 A U U 之 實 驗 結 果 圖 … … … . . … … . … 1 6 圖 1 0 溫 度 1 0 0o

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， CU 與 AUU 之負荷位移圖……….………..…16 圖 11 溫 度 200o

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， CU 與 AUU 之負荷位移圖………..…16 圖 1 2 溫 度 2 5 0o

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， CU 與 AUU 之實驗結果圖………..……….17 圖 1 3 CU 加熱與 AUU 實驗結果比較圖……….…..18 圖 1 4 各 溫度下 CU 與 AUU 實驗結果比較圖………...19 圖 1 5 溫 度 2 5o

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， 不 同 速 率 下 C U 與 A U U 之 實 驗 結 果 圖 … … … 1 9 圖 1 6 溫 度 2 5 0o

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，不同速率 CU 與 AUU 之實驗結果圖………..……19 圖 1 7 C U 在 不 同 速 率 ， 壓 縮 力 相 差 值 與 位 移 比 較 圖 … … . … … … . . . . 2 0 圖 1 8 A U U 之 壓 縮 力 相 差 值 與 位 移 比 較 圖 … . … … … . … . . … 2 0 圖 1 9 單 軸 壓 縮 試 驗 產 生 桶 狀 外 型 示 意 圖 … … … . . . . … … … . … … 2 0 圖 20 修正單軸壓縮試片實體圖，（a）壓縮試片實體（b）壓縮負荷為 1100kg 之超音波壓縮 實 驗 結 果 （ c ） 同 負 荷 1 1 0 0 k g 之 無 超 音 波 壓 縮 實 驗 結 果 . 2 1 圖 2 1 單 軸 壓 縮 試 驗 之 端 點 效 應 修 正 圖 … … … 2 1 圖 2 2 傳 統 與 超 音 波 振 動 修 正 單 軸 壓 縮 實 驗 結 果 比 較 圖 … … … . … . . … 2 2 圖 2 3 傳 統 單 軸 壓 縮 不 同 直 徑 高 度 比 之 真 應 力 - 應 變 比 較 圖 … … … 2 2 圖 2 4 超 音 波 振 動 單 軸 壓 縮 不 同 直 徑 高 度 比 之 真 應 力 - 應 變 比 較 圖 … … … . . . 2 2 圖 2 5 有 限 元 素 模 擬 傳 統 抽 拉 （ C D ） 之 抽 拉 力 結 果 圖 （ 振 幅 1 µ m ） . … … … 2 3

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圖 26 有限元素模擬軸向振動抽拉（AUD）之抽拉力結果圖（振幅 1µm）.………..23 圖 27 有限元素模擬軸向振動抽拉（AUD）之抽拉力結果圖（振幅 1µm）…………..24 圖 28 有限元素模擬 CD、AUD 和 RUD 之抽拉速度與抽拉力關係圖………24 圖 29 AUD 不同抽拉速度之模擬分析抽拉力的結果圖（振幅 10 µm）………..……25 圖 30 AUD 不同抽拉速度之模擬分析抽拉力的結果圖（振幅 10 µm）………....25 圖 31 CD、AUD 和 RUD 之抽拉速度與抽拉力模擬結果關係圖（振幅 10 µm）…..26

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1. 前言

技術發展，在於因應新工程上要求與新材料應用而進步。新的工程要求，如 IC 封裝用 超細線、玻璃骨架用線的製程；新材料，如鈦合金、金屬間化合物等，這些新應用與新材 料通常難以加工成形，發展新的製程克服這些難加工成形問題是需要的。超音波加工即是 這些有潛力的新製程中，值得開發的一個課題。 超音波加工乃利用頻率產生器內部的振盪電路產生超音波頻率信號，此振盪信號經換 能器將電能轉換為機械能，以產生超音波頻率的機械振動。最後利用聚能器與放大器將機 械振動的振幅放大，以增加工具加工端的振幅輸出，提升加工效率，如圖 1 所示。一般超 音波能量於工業上的應用有：超音波切削、超音波研磨、超音波熔接、超音波洗淨等應用。 隨著電子技術的發展與應用，超音波震盪器元件的壓電陶瓷及肥粒鐵磁應變材料出現，使 得超音波振動設備的輸出功率獲得相當大的提升。 最近幾年，由於高功率超音波振動設備產生，使得超音波振動塑性加工展現出很大的 潛力，此新的製程正在發展克服一些難加工問題。如日本所開發高密度 IC 封裝用之超細 銅導線，其線徑可達 15

µ

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以下，即利用超音波振動抽拉加工技術製造。而歐美日各 國之相關研究機構正積極針對超音波振動於塑性加工的應用進行研究，嘗試發展克服一 些難加工成形問題，使得超音波加工技術應用範圍將愈來愈廣。雖然目前已有不少具實效 之實驗結果，且為工業界所採用的應用實例亦甚多，但就其超音波振動所產生效應的理論 基礎而言，尚存在不少未能測底瞭解之機制。 超音波振動塑性加工與傳統塑性加工之不同，在於前者成形期間，將超音波振動能量 作用於成形模具或工件上，經由模具對工件進行成形加工之複合成形。由於超音波振動於 塑性加工成形時會產生一些效應，如摩擦力的降低、使材料變形應力降低的效應及成形回 彈量的降低現象，使得材料其成形性獲得提高。因此，超音波振動塑性加工能有效達成 傳統塑性加工無法達到之加工成形界限，所以超音波於塑性成形之複合加工技術已經 逐漸受到重視。 超音波振動作用於塑性加工時，所需之超音波振動能量相當高，為了獲得較高超音 波能量，必須針對聚能器（Booster）、振幅放大器（Horn）加以設計，使其共振頻率 特性須與頻率產生器之頻率相配合，否則將導致振動系統特性與振動模態改變，影 響超音波振動能量傳遞，造成共振頻率偏移、振幅放大率降低、偏振與扭曲模態的 出現，振幅分佈不均等現象，甚至造成整個振動系統失效。亦即，聚能器與放大器 之選用與設計，將決定整個振動系統之振動特性與效能。 實際應用之聚能器與振幅放大器（喇叭）的形狀有階梯型（Step）、懸鏈曲面形、 指數形、錐體形及此四種形狀的各種組合，或依據各種特殊加工要求而設計的形狀 如圖 2 所示。振幅放大器的兩端面在相同面積比條件下，其中以階梯形之振幅放大 率最大，所以為目前業界最廣用。 隨著 3C 產品之應用與消費者需求下，產品將朝輕、薄、短、小與高級精緻化方向發 展。由於金屬機殼具有特殊且高級的質感，且具高散熱性、防電磁波、耐衝擊與高強度等 優點，金屬機殼逐漸獲得青睞。目前 3C 產品機殼成形以壓鑄為主，但壓鑄仍有許多無法克 服的缺點。而板金沖壓雖具有較佳機械性質、表面精緻、生產速度快、良率高與強度高等

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優點，但對於 3C 產品機殼內凸起的螺絲孔（Boss）和肋（Ribs）則無法成形。雖可採用沖 鍛成形技術，將螺絲孔與肋之形狀擠製成形，但沖鍛時所需之成形力相當大，降低模具壽 命。而超音波振動成形具有降低成形應力之特性，所以超音波振動沖鍛成形將成為 3C 產品 機殼之成形的重大技術。

2. 研究動機與目的

如上所述，超音波振動塑性加工能有效達成傳統塑性加工無法達到之加工成形界 限，所以目前國外針對超音波振動塑性加工之相關研究，如超音波振動抽拉成形、超 音波振動彎曲成形、超音波引伸成形等領域，均有相關研究機構進行研究。但由現有 相關研究文獻發現，這些研究多半侷限於常溫成形加工之研究，欠缺對於高溫下超音 波振動成形行為之探討。所以，探討超音波振動塑性加工於高溫環境下的成形行為， 實有其重要性。 另一方面，目前國內學術界、工業界在超音波應用均局限於超音波檢測、銲接、鑽孔 等方面之研究應用，至於超音波振動塑性加工之相關技術研究則甚少相關機構進行研究開 發，同時，若欲對超音波振動於塑性加工成形領域進行研究，則由於目前並無商業化的超 音波振動成形實驗設備，所以超音波振動成形實驗設備之設計開發亦有其必要性。 因此本研究首先將針對超音波振動頻率產生器、陶瓷壓電振動換能器、振幅放大器及 振動成形模具設計規劃，並利用有限元素模擬分析輔助設計，建立振幅放大器設計之模擬 模型，達成振幅放大器之設計製作及模具之振動模式，並利用冷卻系統克服超音波設備於 高溫下運作之困難點，開發完成一套超音波振動高溫成形之實驗設備。最後藉由開發完成 之實驗設備，進行超音波振動高溫成形之相關研究與應用，同時應用有限元素法模擬分析， 進行超音波振動抽拉成形模擬，找出適當製程參數；利用實驗結果來驗證模擬結果，建立 有效之模擬模型。 在超音波成形的材料上，本研究選擇常用之鋁合金，利用上述開發完成之實驗設備， 進行超音波振動高溫成形相關研究；最後進行修正壓縮實驗與環壓縮實驗，探討超音波 振動於壓縮實驗時，對介面摩擦的影響。

3. 文獻回顧

將超音波振動能量應用於金屬之塑性行為研究，最早由 Blaha 與 Langenecke【1】所提 出，他們對單晶鋅試片進行拉伸試驗時，附加一超音波振動於負荷上，實驗結果發現超音 波振動作用時，材料之降服應力會產生降低現象，如圖 3 所示。且金屬在塑性成形時，其 材料變形流動應力大為減少，此現象稱為 Blaha effect。後來 Langenecke【2】又針對鋁、銅、 鋼等多晶材料進行超音波在金屬變形特性的影響，實驗證明超音波振動能量增加，材料塑 流應力隨之降低，且認為以差排理論與機械波動理論無法合理去解釋超音波應力波與差排 之互相影響，因此他只針對實驗結果現象作一些描述與預測。對於降低塑流應力的原因， Nevill【3】不認同 Kempe 等人所提出的差排吸收振動能量的三種可能機制假設：（1）共振 機制（2）鬆弛機制（3）遲滯機制。認為變形流動應力降低是由於靜態應力和交變應力交 互作用產生，因此提出應力重疊機制之假設。所以 Blaha effect 之機制至今尚未有普為接受

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之理論解釋。 Pohlman【4】則是最早進行超音波振動對於摩擦力影響之研究，利用如同唱針於唱片 之旋轉台裝置，測試超音波對摩擦力之影響。如圖 4 所示，將一個球放置於迴轉平板以不 同方向施加超音波振動，實驗得到當振動體的接觸面在振動方向與摩擦力方向平行，且在 最大振幅時，降低之摩擦力最大。Siegert【5】則對超音波振動作用下，金屬成形摩擦的可 能影響及成形部份之表面品質改善進行研究。由實驗結果，認為振幅與抽拉速度為降低摩 擦力主要影響參數，對於表面粗度的改善，同樣受抽拉速度及振幅之影響。Lucas【6】則 利用振動的適應性與靈敏度分析技術去評估模具超音波模態，進行超音波振動模具改良設 計。 目前應用超音波振動於塑性成形加工之研究，在抽拉成形加工方面，Severdenko【7】 【8】將超音波振動應用於鈦、鎳合金、不銹鋼之線材抽拉與超音波徑向振動對抽拉模具幾 何形狀影響之研究，研究發現超音波振動所需的抽拉力減少，其原因並非只有摩擦力降低 所導致，尚有塑性變形阻力的降低。而超音波振動作用時，模具角半徑小時，提高的極限 抽拉比較大。Siegert【9】將超音波振動應用於線材抽拉成形之研究，研究中以徑向超音波 振動方式探討抽拉速度及振幅對於抽拉應力之影響，實驗證明由於超音波振動的作用使得 抽拉力減少、抽拉速度可較傳統抽拉快，因此適當控制抽拉力、振幅及抽拉速度，可以達 到傳統抽拉成形無法達到之材料成形界限。Murakawa【10】同樣對超音波振動於線材抽拉 成形進行研究，分別對傳統抽拉（CD）、軸向超音波振動抽拉（AVD）及徑向超音波振動 抽拉（RVD）實驗比較，藉由不同潤滑劑、振幅探討工件之表面條件及抽拉力來評估潤滑 劑的選用，並對CD、AVD和RVD其頻率、振幅與臨界抽拉速度之關係。超音波置於金屬塑 性成形時，材料變形之阻力大為降低，而成品之品質與精度均相對提高。Hayashi【11】提 出一新的超音波振動線材抽拉成形方法，利用兩個分裂模具，分別施加超音波振動進行圓 形與方形線材抽拉成形，實驗結果得到經由此方法抽拉成形的線材表面不會產生氧化層， 其表面性質完整且形狀精密度高。 在板材彎曲成形方面，Tsujion【12】【13】將超音波振動應用於金屬板彎曲成形，研究 中以V形彎曲振動模具對金屬板進形彎曲實驗，實驗發現當靜壓力相同下，超音波之振幅 增加其金屬板可彎曲角度隨之增加，且金屬板之回彈角度減少。另外也對超音波振動於彎 曲成形時之加工硬化、彎曲表面粗糙度及曲率半徑影響之研究，並證明超音波振動下，使 加工硬化、彎曲表面粗糙度降低而彎曲部份之曲率半徑增加。在深引伸成形方面，Jimma 【14】將超音波振動應用於軸對稱之板材深引伸，研究中在超音波振動作用下，可使304 不銹鋼之極限引伸比（LDR）由2.38增加至2.77，超越了沒有摩擦之理想模具深引伸時，極 限引伸比（LDR）為2.7之理論值的界限。而造成LDR的提高原因，乃由於超音波振動使得

摩擦減少及變形阻力降低（Blaha effect）。Jin【15】則將超音波振動應用於管材抽拉、引伸

成形，研究中對不同潤滑劑在徑向振動作用時之影響，並對超音波振動在極限壁厚減縮比 間影響、成形精度和表面粗糙度進行探討，驗證在超音波振動下，極限壁厚減縮比、成形 精度、提高，且表面粗糙度降低。 而運用有限元素法對超音波振動於塑性成形之模擬分析方面，則有Petruzelka【16】利 用VISIOPLAST這套軟體對超音波振動於管材抽拉成形進行模擬分析，研究中以插塞位置 在縱向超音波振動波形之固定振動回路振動節點、反節點及非節點位置，分析抽拉期間傳 統與有超音波振動其材料流動率、變形率、變形、應力及塑性力分佈改變較大之區域。Jin

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【17】則利用DEFORM-2D和DEFORM-3D對超音波振動線材抽拉成形進行模擬分析，研究 中以徑向超音波振動抽拉（RUVD）及橫向超音波振動抽拉（TUVD）模擬分析，模擬結果 其抽拉力和加工硬化的減少、抽拉線內部之應力與應變分佈均與實驗值接近。 另一方面，Huang【18】在端面壓縮試驗中，將超音波振動以同軸方向作用在成形模具 上，並以塑膠黏土替代高溫金屬進行實驗，模擬金屬於高溫下超音波振動成形行為，實驗 結果證實材料成形阻力明顯降低，並推測其原因為應力疊置以及超音波作用的介面溫度上 升，使摩擦係數改變，進而降低介面摩擦力。

4. 研究方法

超音波塑性加工乃利用超音波振盪器產生電力的振動能，經由壓電陶瓷換能器將電力 振動能轉變為機械的振動能，並將超音波振動能量作用於成形模具上，經由模具對工件進 行成形加工之成形技術。由於超音波振動於塑性加工成形時會產生一些效應，如摩擦力的 降低、使材料變形應力降低的 Blaha effect 及板金成形回彈量的降低等等效應，使得材料其 成形極限之界線獲得提高。而影響這些效應則有抽拉速度、超音波頻率、振幅大小與分佈、 振動方向、振動位置等變數。因此本研究分為三個階段進行，首先將進行超音波振動高溫 成形實驗設備之設計開發，超音波振動成形實驗設備主要構成包括超音波振動頻率產生 器、換能器、振幅放大器、成形振動模具等，計畫中將針對這些部份進行設計研究。並利 用有限元素模擬分析輔助設計，建立振幅放大器之設計模型，達成振幅放大器之設計製作 及模具之振動模式，並建立加熱裝置，利用冷卻系統克服超音波設備於高溫下運作之困難 點，開發完成一套超音波振動高溫成形之實驗設備。 第二階段則藉此實驗設備建立金屬於超音波振動之材料塑性成形特性及對這些效應進 行基礎研究的探討，進行超音波振動壓縮試驗，探討材料於超音波振動下，會產生摩擦力 減少、材料變形阻力降低（Blaha effect）、材料之物理與機械性質變化、材料溫度上升等現 象之研究。進行超音波振動高溫端面壓縮實驗，探討超音波振動對鋁合金於端面壓縮實驗 影響與在不同溫度、應變速率之間的關係，嘗試建立金屬在超音波振動下材料之塑性特性 研究及進行可能機制的探討。由於超音波振動製程現象在高速發生，藉由傳統實驗分析去 理解其改善機制是很困難。 所以，第三階段則為實際進行超音波塑性加工成形應用，研究中擬以超音波振動抽拉 成形為載具，並以有限元素法進行超音波振動成形模擬分析，嘗試去瞭解超音波振動成形 改善的機制。模擬分析時需要材料的基本性質，如應力-應變曲線、介面摩擦係數等。其中 應力-應變曲線可由端面壓縮實驗得到，而介面摩擦係數將由圓環壓縮實驗求得。於應用有 限元素法模擬分析中，本研究，在完成初步模擬模型後，將以不同的製程參數進行控制變 數模擬，如振幅大小、抽拉速度等變數，觀察其交互間的影響及對成形力與製成品的影響。 找出適當製程參數；利用實驗結果來驗證模擬結果，建立有效之模擬模型。

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5. 結果與討論

5.1. 放大器之最佳化設計結果

本研究中結合有限元素分析與最佳化設計，應用有限元素軟體 ABAQUS／ STANDARD 以及最佳化程式 MOST 開發系統整合技術，嘗試對目前業界較廣用之階梯 形放大器進行最佳化設計，提供一精準快速且自動化之振幅放大器最佳化設計系統。 1. 收斂曲線 本研究目的乃建立有限元素與最佳化之整合技術，初步以單一變數問題進行研究，藉 此建立完整的振幅放大器最佳化設計之整合流程，由簡單階級形放大器之雙變數最佳化結 果。經最佳化整合可得到振幅放大器之最大放大率因子 M = 2.658，其收斂曲線，如圖 5 所 示。最佳化設計變數 X1 = 64.07645 mm，X2 = 56.45947 mm，其收斂曲線，如圖 6 所示。 2. 理論近似解曲線 由基本理論得知，階級型放大器之大小斷面積比為常數時，其振幅放大率隨大小斷面 之長度比而改變。且當長度比為 1 時，振幅放大率為最大，如圖 7 所示。由圖中可知最大 振幅放大因子為 2.78，雖然大於模擬最佳化解之 2.658，但由實驗結果證明，由有限元素分 析與最佳化系統整合所得之最佳解，較理論近似解更接近實驗值。且最大振幅放大因子， 並非發生在大小斷面之長度比率為 1 時。 研究中，已建立完成以程式語言將有限元素分析軟體 ABAQUS 與最佳化程式 MOST 進行系統整合技術，提供一精準快速且自動化之振幅放大器最佳化設計系統。同時確實 完成超音波振動壓縮試驗裝置之設計製作，並建立完成超音波振動加熱裝置與冷卻系統， 如圖 8 所示。

5.2. 超音波振動於鋁合金高溫端面壓縮實驗

5.2.1. 超音波振動和溫度於端面壓縮之影響

圖 9 為溫度 25 時，以真應變速率 0.03 1/s，進行傳統端面壓縮(CU)與軸向超音波 振動端面壓縮(AUU)實驗結果之負荷位移比較圖，圖 9（a）所示，當 CU 在壓縮率 67%（位 移 4mm）時，壓縮力約 1511 kg，而 AUU 在相同壓縮率時，壓縮力為 1296 kg，壓縮力較 CU 降低 215 kg，此實驗結果證實在超音波振動作用下，可有效降低材料塑性變形應力。圖 9（b）顯示，在超音波振動作用下，隨著壓縮率增加，其變形阻力的降低亦隨之增加，即 超音波振動降低變形阻力效應隨壓縮率增加而增加。

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o 圖 10 為溫度 100 時， CU 與 AUU 實驗結果之負荷位移比較圖，由圖中所示，CU 在壓縮位移量 4mm 時，壓縮力為 1317 kg，因材料隨溫度升高會降低變形應力，所以壓縮 力較 25 降低 194 kg。而 AUU 在相同壓縮量時，壓縮力降為 1165 kg，壓縮力較 CU 減 少 152 kg。但對降低材料變形阻力之效應較 25 減少 63 kg。

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圖 11 為溫度 200 時， CU 與 AUU 實驗結果之負荷位移比較圖，由圖中所示，CU 在壓縮位移量 4mm 時，因溫度上升使壓縮力降為 1161 kg，其壓縮力較 25 時降低 350 kg。而 AUU 在相同壓縮率時，其壓縮力降為 1014 kg，壓縮力較 CU 降低 147 kg。雖然降 低了材料塑性變形阻力，但降低的數值與溫度 100 時相當接近。

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圖 12 為溫度 250 時，CU 與 AUU 實驗結果之負荷位移比較圖。圖 12（a）所示，

當 CU 壓縮位移量 4mm 時，壓縮力降為 1040 kg，其壓縮力較 25 降低 471 kg。而 AUU 在相同壓縮量時，壓縮力為 885 kg，壓縮力較 CU 降低 155 kg，但降低的壓縮力與溫度 100 、200 時相當接近。圖 12（b）顯示，因超音波振動作用所降低的壓縮力，亦隨 著壓縮率增加而增加。

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o o

_C

溫度與超音波振動之間關係，可由圖 13 發現，當 25 、100 時 AUU 之負荷， 分別相當於 CU 在溫度 100 、200 時之負荷。即超音波振動所降低塑流應力之效應， 與溫度升高 100 所降低塑流應力之效應相當。但壓縮位移低於 3mm 時，超音波振動產 生效應高於升溫 100 所產生效應。

C

o o

_C

C

o o

_C

C

o

C

o 圖 14 為真應變速率 0.03 1/s，分別以溫度 25 、100 、200 、250 進行 CU

與 AUU 之實驗結果比較圖。圖 14（a）與（b）顯示隨溫度上升，CU 與 AUU 之壓縮力均 隨之降低。圖 14（c）為各溫度之下，因超音波振動效應所降低的壓縮力位移比較圖。在溫 度 25 時，超音波振動降低壓縮力效應最佳。而隨溫度升高，超音波振動所產生的降低 變形阻力效應反而降低。

C

o o

_C

o

_C

o

_C

C

o

5.2.2. 超音波振動和應變速率於端面壓縮之影響

研究中，以真應變速率為 0.03 1/s 與 0.003 1/s 兩種實驗條件下，分別以溫度 25 、 100 、200 、250 進行 CU 與 AUU 實驗。圖 15 顯示，溫度 25 時，應變速率對

CU 與 AUU 均沒有顯著影響。圖 16 得知，CU 與 AUU 在 0.003 1/s 時，相較於 0.03 1/s 時 之負荷均有顯著減少。顯示在高溫時，不論有無附加超音波振動，應變速率對於材料之流 動應力影響相當大，且應變速率越慢，其變形應力越小。

C

o

C

o o

_C

o

_C

o

_C

圖 17 為 CU 在各溫度下，真應變速率 0.03 1/s 與 0.003 1/s 兩者壓縮力相差值與位移比

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較圖。其中壓縮力差值(

F

_d)定義如下： 003 . 0 03 . 0 = =

−

=

F

_ε&

F

_ε&

F

_d (4.1) 式中

F

_ε&=0.03為真應變速率 0.03 1/s 之負荷，

F

_ε&=0.003則為真應變速率 0.003 1/s 之負荷。 圖 18 為 AUU 在各溫度下，真應變速率 0.03 1/s 與 0.003 1/s 兩者壓縮力相差值與位移 比較圖。由圖中顯示，在溫度 250o

C

時，應變速率則對壓縮力產生極大影響，且應變速 率越慢，其壓縮力則越低。另外當溫度在 25o

C

、100o

C

時，且壓縮位移量超過 3mm，相 差壓縮力值則開始轉為負值。初步推論造成塑性應力升高原因，由於超音波振動系統會隨 發振時間增加而使振動系統各元件溫度升高，以致能量轉換效率降低，所以輸出振動能量 隨時間增加而減少。

5.2.3. 超音波振動於高溫端面壓縮之機制

依文獻，超音波振動可能產生機制有，(1)降低材料變形流動應力。(2)摩擦力降 低。(3)溫度上升。在降低材料塑流應力之原因：一般認為可能為，(1)差排因共振吸 收能量而克服能障。(2)差排自外加週期應力吸收能量而脫離束縛能障。(3)材料內摩 擦效應。(4)靜態應力與交變應力的應力重疊效應。而超音波振動應用於金屬塑性加 工所產生的效應相當複雜。除降低塑流應力外，還需考慮摩擦效應與材料溫度上升。 如抽拉與引伸時，其摩擦效應較為顯著。 本研究主要針對超音波振動於高溫端面壓縮的影響，經由實驗結果初步推論， 在此製程中，因一般差排環的自然頻率約為 100 MHz【19】，研究中超音波頻率為 20 kHz，所以差排因共振吸收的能量小，對於塑流應力降低影響不大。由圖 9（b）所示， 超音波振動效應所降低壓縮力隨變形量增加而增加，若超音波振動所造成塑流應力降低是 由應力重疊的效應，其降低的壓縮力應為定值，且不會隨變形量增加，所以推論塑流應力 的降低不是只有應力重疊機制。 由圖 14（c），超音波振動效應所降低壓縮力隨溫度增加而減少。初步推論其原因：(1) 材料在高溫下潛變特性逐漸增加，變形機構與常溫時不太相同，其變形應力隨溫度升高而 降低。所以超音波振動作用時，隨溫度升高其熱彈性效應亦隨之減少，以致超音波振動能 量被材料吸收降低，造成超音波振動效應降低原因。(2)超音波振動使模具與試片間之介面 局部溫度升高，超音波能降低之摩擦力效應減少。 實驗結果，不同之應變速率對於超音波振動降低材料塑流應力之效應，沒有顯著的 影響。由於受限於超音波振動設備無法長時間運作，目前本研究只能進行兩種應變 速率之實驗。因此超音波振動與應變速率相依性尚無定論。在未來研究中，將針對 更多應變速率實驗，進一步探討超音波振動與應變速率之關係。

5.3. 超音波振動於端面壓縮之摩擦影響

當進行單軸壓縮試驗時，由於試片與上下壓板接觸介面間摩擦之影響，使得試片兩端

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面受到侷限，以致試片介面材料徑向流動受到抑制，因此產生如圖 19 所示，較不易塑流變 形之斜線區域，造成試片產生桶狀之外形。所以於此條件下所得到為非均勻變形之應力、 應變曲線，其中包含摩擦影響之因素。為使摩擦影響因素降至最低，本研究採用較為廣泛 的修正單軸壓縮試驗。 實驗中之試片分別為具有相同直徑 6mm、高度不同的鋁合金圓柱體，其直徑高度比 分別為 2、1.5、1 三種，且於試片兩端噴上二硫化鉬之潤滑劑如圖 20 所示。實驗方 法為施加一固定壓力負荷於試片上，除去負載後量取實驗後試片高度，實驗條件為改變不 同的固定壓力負荷，分別依序針對不同直徑高度比之試片重複以上步驟實驗。最後將所得 實驗數據整理，如圖 21（a）所示。將相同負荷條件下，對不同直徑高度比之試片產生的工 程應變，以線性趨近畫一直線。由圖可知當 之比值為零時，此試片之高度可視為無 限大，因此端面受摩擦力的影響將非常小，所以試片之整體變形可視為均勻壓縮變形。 0 0/ h d 0 0/ h d 圖 21 分別為傳統單軸壓縮試驗與超音波振動單軸壓縮試驗之端點效應修正圖。圖 21 （a）所示，以 500kg、800kg、1100kg、1500kg 及 1800kg 等五種固定壓力負荷，針對 2、 1.5、1 三種不同直徑高度比實驗結果，由圖中可知，將線性趨近直線以外插方法，即可求 得當 之比值為零時各負荷下之應變。圖 21（b）所示，為 500kg、800kg、1100kg 及 1500kg 等四種固定壓力負荷，針對 2、1.5、1 三種不同直徑高度比之超音波振動實驗結果。 由於超音波振動單軸壓縮時，壓縮負荷 1500kg 時， =1 試片其真應變已高達 56.24%， 所以採用四種固定壓力負荷。 0 0/ h d 0 0/ h d 圖 22 為傳統與超音波振動修正單軸壓縮實驗結果比較圖，圖中所示資料點，均由端 點效應修正圖，經過外插修正得到 為零時之真應力-應變圖。當傳統單軸壓縮之施加 壓縮負荷為 1800kg 時，其真應變量為 57.59%，而真應力為 357.91Mpa。而當超音波振動單 軸壓縮之施加壓縮負荷為 1500kg，其真應變量反而增加為 60.29%時，而真應力降則降為 290.3Mpa。由此實驗結果顯示，當將端面摩擦力影響之效應降到為零，超音波振動作用下， 仍能有效降低材料塑性變形應力。而先前所探討超音波振動產生機制時，認為摩擦力降 低之效應，可能為降低材料塑流應力原因之一。但由修正壓縮實驗結果顯示，在無 摩擦力影響下，超音波振動作用下，仍能有效降低材料塑性變形應力。由此推論，於超音 波振動端面壓縮成形時，超音波振動產生降低摩擦力的效應很小。 0 0/ h d 圖 23 為傳統單軸壓縮試驗於不同直徑高度比時之真應力-應變比較圖，圖中所示，當 施加 1800kg 之相同壓縮負荷，直徑高度比 = 2 之試片，其真應變為 45.05%時，真應 力為 405.7Mpa，而直徑高度比 = 0 的試片，其真應變為 57.59%時，真應力為 357.9Mpa，真應力較 = 2 明顯降低。此實驗結果顯示，相同壓縮負荷條件下，試片之 直徑高度比 增加，材料塑流應力隨之增加，且壓縮應變量隨之減少。依推論其原因， 應由於直徑高度比 增加，以致端面摩擦影響的效應增加所造成。 0 0/ h d 0 0/ h d 0 0/ h d 0 0/ h d 0 0/ h d 圖 24 為超音波振動單軸壓縮試驗於不同直徑高度比時之真應力-應變比較圖，圖中所 示，當施加 1500kg 之相同壓縮負荷，相同振動條件，直徑高度比 = 2 之試片，其真 應變為 48.06%時，真應力為 328.08Mpa，而直徑高度比 = 0 的試片，其真應變為 60.3% 時，真應力為 290.3Mpa，其實驗結果與無施加超音波振動之趨勢非常相似，依然存在端面 摩擦影響的效應，不因超音波振動作用而減少。再次驗證超音波振動端面壓縮成形時，產 生降低摩擦力的效應很小。 0 0/ h d 0 0/ h d

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5.4. 超音波振動線材抽拉之有限元素模擬分析

5.4.1. 抽拉速度與抽拉力之影響

圖 25 為傳統抽拉（CD）在不同抽拉速度之抽拉力模擬結果圖，如圖所示，無論抽拉 速度為何，其抽拉力均約為 620 N (σ=23.5 N/mm2))，其中抽拉力有約 60-80 N的變動，應 是有限元素模擬的計算誤差。 圖 26 為軸向超音波抽拉（AUD）的模擬結果圖，如圖 26（a）所示，抽拉速度為 30 mm/s 時，其抽拉力約為 450 – 670 N區間內變動，且隨超音波之振動週期(67 µs)變動。圖 26（b） 為抽拉力變動週期的詳細圖。當抽拉速度超過臨界抽拉度速度，以Vd=300 mm/s之速度時， 則如圖 26（c）所示，其抽拉力與CD所得到 620 N幾乎相同。此說明超過臨界抽拉速度時， 抽拉力因超音波振動而變動之原因將消失。 最後，有關於徑向超音波抽拉（RUD）之模擬，如同先前模擬方法。模擬結果如圖 27 所示，由圖 27（a）得知，抽拉速度為 30 mm/s時，其抽拉力約為 280 – 580 N區間內變動， 且隨超音波之振動週期(67 µs)變動。緊接著若以抽拉速度為 300 mm/s時，其抽拉力之變動 則約在 400 – 620 N區間，然而，當抽拉速度高達Vd=1000 mm/s之速度時，模擬之抽拉力與 CD所得到 620 N幾乎相同。由模擬結果可得以下結論，於AUD和RUD兩種情況下，其抽拉 速度低於臨界抽拉速度時，抽拉力伴隨模具振動週期而變動，且變動振幅隨抽拉速度減少 而增加。當抽拉速度接近臨界值時，抽拉力的變動則將消失。

5.4.2. 實驗與有限元素模擬之抽拉速度和抽拉力關係比較

如同上面所描述，經由實驗所量測的抽拉力，依推論應是由於超音波振動所產生實際 變動抽拉力的平均值。圖 28 為 CD、AUD 和 RUD 之抽拉速度與抽拉力關係圖，依照模擬 結果，在 CD 其平均抽拉力與抽拉速度無關，且與實驗得到的結果一樣，抽拉力均為 620 N。 至於 AUD 時，由抽拉力曲線改變的區分點，即為臨界抽拉速度，其值為 93.6 mm/s，當抽 拉速度為臨界速度或更高時，其曲線與 CD 之曲線相似。另一方面，當抽拉速度低於臨界 速度，抽拉力有隨抽拉速度的減少，而趨向於零的傾向。對於 AUD 和 RUD 而言，抽拉力 的傾向幾乎相同，然而 RUD 的臨界抽拉速度約為 AUD 的十倍。換言之，研究中模擬分析 所描述的抽拉速度與抽拉力的關係，其結果與傳統實驗所得到結果相同。

5.4.3. 超音波振動的振幅與抽拉力之關係

根據臨界速度的觀念，可經由增加超音波振動的頻率或振幅來得到很大抽拉力的減 少，由高速的抽拉速度所產生的效應，就生產力而言是有幫助。 由以上所觀察到的現象，我們應用有限元素模擬，模擬當振幅較先前的實驗高 10 倍 時(i.e., a=10 µm)，其抽拉力的波形。模擬分析在高振幅其抽拉力的理由，主要因為超音波 振動裝置的特性，增加振幅比增加頻率容易。而且，在 15 kHz 的振動頻率下，10 µm 的振 幅實際上是可以達到。 圖 29 為兩種抽拉速度進行 AUD 之模擬分析抽拉力的結果圖，根據結果，抽拉力的變 動由於超音波振動的改進，大約為圖 26 所示結果的十倍。 圖 30 為 RUD 時，以三種不同抽拉速度所模擬分析的抽拉力波形。在同樣 AUD 例子，

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抽拉力的變動區間較圖 27 所示結果有所改善。特別在抽拉速度為 300 mm/s 或較少時，其 抽拉力的下限為零，這意思表示模具從線材完全分離。換言之，RUD 於抽拉前進的前提下， 其模具和線材重複接觸和分離的過程，可經由有限元素模擬分析定量驗證。 圖 31 為 10 µm 的振幅時，CD、AUD 和 RUD 之頻率平均抽拉力，因此，其有關結果 討論類似圖 12 所討論，當抽拉速度低於或等於 AUD 與 RUD 的臨界抽拉速度，抽拉力基 本上減少且趨近零。而且，有限元素分析預測，RUD 其抽拉速度高達 8900 mm/s 時，依然 有振動效應。

6. 結論

本研究是以有限元素模擬分析，搭配理論推導與經驗公式進行換能器、聚能器 與放大器之設計，建立完成高溫環境下超音波振動成形之實驗裝置。並建立應用有 限元素軟體 ABAQUS／STANDARD 及最佳化程式 MOST 系統之整合技術。提供一精準 快速且自動化之振幅放大器最佳化設計系統。且進一步探討超音波振動在不同溫度與應 變速率下，對鋁合金端面壓縮的影響。由研究結果可得一些結論如下： 實驗設備製作方面： 1. 證實超音波振動系統於高溫環境下運作之可行性。 2. 高溫端面壓縮實驗中，爐內溫度與試片溫度相差甚大，必須於模具設計加熱 裝置，進行溫度補償。 3. 建立完成高溫環境下超音波振動成形之實驗裝置。 數值模擬分析與最佳化：

1.

實驗證明，研究中所建立之有限元素分析模型能縮短振幅放大器設計製作時 間，且有效預測共振頻率與振幅分佈。

2.

建立完成有限元素模擬分析與最佳化系統之整合技術。提供一精準快速且自動化 之振幅放大器最佳化設計系統。

3.

由有限元素分析與最佳化系統整合所得之最佳解，較理論近似解更接近實驗值。 超音波振動於鋁合金高溫端面壓縮實驗： 1. 實驗證明，軸向超音波振動能有效降低高溫端面壓縮時成形力量。 2. 高溫端面壓縮實驗中，超音波振動使成形力量降低的機制，由應力重疊、差 排吸收超音波能量與介面摩擦力降低交互作用產生，非由單一效應所造成。 3. 超音波振動降低高溫端面壓縮時的成形力量，隨溫度升高而減少。 應變速率對超音波振動降低材料塑流應力效應影響不大。 超音波振動於端面壓縮之摩擦影響： 1. 實 驗 證 明 ， 在 無 摩 擦 力 影 響 之 效 應 下 ， 超音波振動作用，仍能有效降低材料塑 性變形應力。 2. 超音波振動端面壓縮中，對於改善端面摩擦影響的效應很小。 3. 超音波振動端面壓縮成形時，超 音 波 振 動 使 成 形 力 量 降 低 的 機 制 中 ， 降低摩擦 力效應的影響很小，故此效應可排除。 超音波振動線材抽拉之有限元素模擬分析：

1.

建立一個徑向超音波抽拉與軸向超音波抽拉時，抽拉力波形之定量分析方法，證明

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抽拉力波形隨著超音波振動的週期而改變。

2.

由 FEM 分析所得到的臨界抽拉速度與理論值想當一致，且與實驗結果得到的抽拉 速度相的符合。

3.

AUD 和 RUD 之抽拉力波形變動的頻率平均值與實驗抽拉力量測結果非常一致。

4.

由有限元素的定量分析驗證抽拉速度隨振幅減少而降低。 建議： 1. 由於受限於超音波振動設備輸出功率，且無法長時間運作，以致於超音波振 動成形無法廣泛應用，如成形應力需大的擠製、鍛造成形製程。目前本研究 只能進行壓縮、衝壓之實驗。因此在未來研究中，將尋求更高功率，且運作 時間長之超音波振動產生設備，進一步探討超音波振動成形之應用。

2.

超 音 波 振 動 應 用 於 金 屬 塑 性 加 工 所 產 生 的 效 應 相 當 複 雜 。 除 降 低 塑 流 應 力 外，還需考慮摩擦效應與材料溫度上升。且超音波振動製程現象在高速發生， 藉由傳統儀器實驗量測分析去理解其改善機制是很困難，因此需尋求適當的量測儀 器與方法進行量測分析。

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7.

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圖 1 超音波加工原理示意圖

圖 2 各種形狀的喇叭

圖 3 超音波振動降低塑流應力比較圖【1】

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圖 4 振動方向降低摩擦力實驗裝置示意圖【4】 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 12131415 1617 181920 -2.7 -2.7 -2.6 -2.6 -2.6 -2.6 -2.6 -2.5 1 4 7 10 13 16 19 No. of Iteration Cost Function ( M ) 圖 5 階級形放大器之雙變數最佳化振幅放大因子收斂圖 0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 1 4 7 10 13 16 19 No. of Iteration Design Variable (mm) X1 X2 圖 6 階級形放大器之雙變數最佳化設計變數收斂圖

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0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 L1 ( L/2) M 圖 7 階級形放大器理論近似解曲線 圖 8 超音波振動高溫壓縮實驗設備 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 _{0.4 0.8 1.2 1.6} 2 _{2.4 2.8 3.2 3.6} 4 Displacement, mm

Compressive force, kgw Strain rate=0.03, CUStrain rate=0.03, AUU

（a） T=25o

C

，CU 與 AUU 之負荷位移圖

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0 50 100 150 200 250 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Reduced Compres si ve F o rce, kg w Strain rate=0.03

（b）

T=25o

C

，降低變形阻力位移圖 圖 9 溫度 25o

C

， CU 與 AUU 之實驗結果圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 _0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kg w Strain rate=0.03, CU Strain rate=0.03, AUU

圖 10 溫度 100o

C

， CU 與 AUU 之負荷位移圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 _{0.4 0.8 1.2 1.6} 2 _{2.4 2.8 3.2 3.6} 4 Displacement, mm

Compressive Force, kgw Strain rate=0.03, CU Strain rate=0.03, AUU

圖 11 溫度 200o

C

， CU 與 AUU 之負荷位移圖

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0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kgw Strain rate=0.03, CU Strain rate=0.03, AUU

(a) T=250o

C

，CU 與 AUU 之負荷位移圖

0 50 100 150 200 250 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 Displacement, mm Reduced Compres si ve Force, kg w Strain rate=0.03

（b）

T=250o

C

，降低變形阻力位移圖 圖 12 溫度 250o

C

， CU 與 AUU 之實驗結果圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2 3.4 3.6 3.8 4 Displacement, mm Compressive Force, kgw T=25, CU T=25, AUU T=100, CU

(a) T=25o

C

，CU 及 AUU 與 T=100o

C

時 CU 之負荷位移比較圖

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0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 _0.4 _0.8 _1.2 _1.6 2 _2.4 _2.8 _3.2 _3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kg w T=100, CU T=100, AUU T=200, CU (b) T=100o

C

，CU 及 AUU 與 T=200o

C

時 CU 之負荷位移比較圖 圖 13 CU 加熱與 AUU 實驗結果比較圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 _0.4 _0.8 _1.2 _1.6 2 _2.4 _2.8 _3.2 _3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kgw T=25, CUT=100, CU T=200, CU T=250, CU (a) CU 在各溫度之下負荷位移比較圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kg w T=25, AUU T=100, AUU T=200, AUU T=250, AUU (b) AUU 在各溫度之下負荷位移比較圖

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0 50 100 150 200 250 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm

Reduced Compressive Force, kgw

T=25 T=100 T=200 T=250

(c)

各溫度超音波振動效應降低負荷位移比較圖 圖 14 各溫度下 CU 與 AUU 實驗結果比較圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kgw Strain rate=0.03, CU Strain rate=0.03, AUU Strain rate=0.003, CU Strain rate=0.003, AUU

圖 15 溫度 25o

C

，不同速率下 CU 與 AUU 之實驗結果圖 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Compressive Force, kgw Strain rate=0.03, CU Strain rate=0.03, AUU Strain rate=0.003, CU Strain rate=0.003, AUU

圖 16 溫度 250o

C

，不同速率 CU 與 AUU 之實驗結果圖

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-150 -100 -50 0 50 100 150 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2 3.6 4 Displacement, mm Fd, kgw T=25, CU T=100, CU T=200, CU T=250, CU 圖 17 CU 在不同速率，壓縮力相差值與位移比較圖 -150 -100 -50 0 50 100 150 0 _{0.4 0.8 1.2 1.6} 2 _{2.4 2.8 3.2 3.6} 4 Displacement, mm Fd, kgw T=25, AUU T=100, AUU T=200, AUU T=250, AUU 圖 18 AUU 之壓縮力相差值與位移比較圖 圖 19 單軸壓縮試驗產生桶狀外型示意圖

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(a)

(b)

(c)

圖 20 修正單軸壓縮試驗試片實體圖，（a）為壓縮試片實體（b）壓縮負荷為 1100kg 之超音 波壓縮實驗結果（c）同負荷 1100kg 之無超音波壓縮實驗結果 y = -0.0093x + 0.1499 y = -0.0198x + 0.3402 y = -0.0245x + 0.4378 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 d/h=1 d/h=1.5 d/h=2 500kg 800kg 1100kg 1500kg 1800kg (a) 傳統單軸壓縮試驗之端點效應修正圖 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 d/h=1 d/h=1.5 d/h=2 直徑高度比 工程應變 500kg 800kg 1100kg 1500kg (b) 超音波振動單軸壓縮試驗之端點效應修正圖 圖 21 單軸壓縮試驗之端點效應修正圖

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0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 真應變 真應力 (MPa) ultrasonic non-ultrasonic 圖 22 傳統與超音波振動修正單軸壓縮實驗結果比較圖 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0.0% 10.0% 20.0% 30.0% 40.0% 50.0% 60.0% 真應變 真應力 (MPa) d/h=0 d/h=1 d/h=1.5 d/h=2 圖 23 傳統單軸壓縮不同直徑高度比之真應力-應變比較圖 Ultra-真應力-應變 0 50 100 150 200 250 300 350 0.00% 20.00% 40.00% 60.00% 80.00% 真應變 真應力 d/h=2_d/h=1.5 d/h=1 d/h=0 圖 24 超音波振動單軸壓縮不同直徑高度比之真應力-應變比較圖

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0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.002 0.004 Drawing force P kN Time sec 0.6 0.5 0.4 D rawing force P kN 0.3 0.2 0.1 0.0 0.10 0.20 Time sec (a) Vd = 30 mm/s (b) Vd = 1000 mm/s 25 有限元素模擬傳統抽拉（CD）之抽拉力結果圖（振幅 1µm） (c) Vd = 300 mm/s 圖 26 有限元素模擬軸向振動抽拉（AUD 1µm） 圖 0.10 0.20 ）之抽拉力結果圖（振幅 Drawing force P kN Time sec 0 0 0.3 0.0 0

(b) Details of the fluctuation period for drawing force (Vd = 30 mm/s) 550 500 450 0.1075 0.1080 Time sec Drawing force P N 0.0 0.005 01 0.015 force P kN Time sec 0.02 (a) Vd = 30 mm/s .5 .4 .6 0.2 0.1 Drawing 0.

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(c Vd = 300 mm/s 圖 27 有限元素模擬軸向振動抽拉（AUD）之抽拉力結果圖（振幅 1µm） 圖 UD 之抽拉速度與抽拉力關係圖 mm/s 圖 27 有限元素模擬軸向振動抽拉（AUD）之抽拉力結果圖（振幅 1µm） 圖 28 有限元素模擬 CD、AUD 和 UD 之抽拉速度與抽拉力關係圖 Drawing force P kN 0.6 0.6 0.5 0.5 0.4 0.3 0.05 0.10 0.15 Time sec Drawing force P kN 0.4 0.3 0.2 0.1 0.005 0.01 0.015 Time sec 0.02 Drawing force P kN 0.4 0.3 0.7 0.006 e sec 0.002 0.004 0.2 0.1 0.0 0.0 0.6 0.5 0.2 0.1 0.0 Tim )

28 有限元素模擬 CD、AUD 和 RR

(a) Vd = 30 mm/s (b) Details of the fluctuation period for drawing force 350 400 450 500 550 650 700 0 200 600 800 1000 1200 600 400 Dra w in g fo rce P Drawing s eed Vd mm/s C AUD RUD D N p

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Drawing force P kN 0.6 0.5 0.4 0.3 0.001 Time sec 0.6 0.5 0.4 0.3 0.01 0.02 Time sec Drawing force P kN 0.2 0.2 0.1 0.1 0.0 0.0 d (b) Vd = 3000 mm/s 29 AUD 不同抽拉速度之模擬分析抽拉力的結果圖（振幅 10 µm） (a) Vd = 300 mm/s (b) Vd = 3000 mm/s (c) Vd = 9000 mm/s 圖 30 AUD 速度之模擬分 抽拉力的結果圖（振幅 10 µm） (a) V = 300 mm/s 圖 0.6 0.5 0.4 0.3 Time sec 0.005 0.01 0.015 0.02 Drawing force P kN 0.6 不同抽拉 析 0.2 0.1 0.0 Drawing force P kN 0.4 0.3 0.2 0.1 0.001 Time sec 0.002 Drawing force P kN 6 0.4 0.0 0.7 0.008 Time sec 0.00 0.5 0.0 4 0. 0.5 0.3 0.2 0.1

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圖 和 RUD 之抽拉速度與抽拉力模擬結果關係圖（振幅 10 µm） Drawing speed Vd mm/s 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 0 2000 4000 6000 8000 10000 Dra w in g fo rce P N CD AUD RUD AUD 31 CD、

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8.

計畫成果自評

雖然本研究計畫原本預計針對超音波輔助複合擠製成形進行研究，前兩年為基 礎、特性研究，第三年為擠製之應用。但是，由於擠製成形製程於成形時所需之工 作應力相當大，受限於現階段尚無法取得高輸出功率，且可長時間運作之超音波振 備 兩年將針對超音波振動高溫壓縮、衝壓進行研究，探討超音 波振 溫環境下運作之可行性。 環境下超音波振動成形之實驗裝置。 數值

2

3.

之有限元素分析模型能縮短振幅放大器設計製作時 擬分析與最佳化系統之整合技術。提供一精準快速且自動化 超音波

2.

交互作用產生，非由單一效應所造成。 升高而減少。 超音 1. 音波振動使成形力量降低的機制中，降低摩擦 超音波振動線材抽拉之有限元素模擬分析： 量分析方法，證明 動設 。因此本研究前 動作用於成形時，所產生一些現象。並將這些基礎研究所得，於第三年投入成 形所需功率較低的應用項目上，陸續完成了超音波輔助鋁線抽拉（與日本工業大學 進行之國際學術合作，由本實驗室負責有限元素之模擬分析）及鋁合金端面熱壓的 研究，並發表於國際期刊上。 由整個計畫執行過程中，於每個計畫執行階段，計畫執行所預期之目標均已完 成，而整個研究過程中所執行之目標與成果敘述如下： 實驗設備製作方面：

1.

證實超音波振動系統於高

2.

高溫端面壓縮實驗中，爐內溫度與試片溫度相差甚大，必須於模具設計加熱 裝置，進行溫度補償。

3.

建立完成高溫 模擬分析與最佳化：

.

證實超音波振動系統於高溫環境下運作之可行性。 實驗證明，研究中所建立 間，且有效預測共振頻率與振幅分佈。

4.

建立完成有限元素模 之振幅放大器最佳化設計系統。

5.

由有限元素分析與最佳化系統整合所得之最佳解，較理論近似解更接近實驗值。 振動於鋁合金高溫端面壓縮實驗：

1.

證實超音波振動系統於高溫環境下運作之可行性。 實驗證明，軸向超音波振動能有效降低高溫端面壓縮時成形力量。 3. 高溫端面壓縮實驗中，超音波振動使成形力量降低的機制，由應力重疊、差 排吸收超音波能量與介面摩擦力降低 4. 超音波振動降低高溫端面壓縮時的成形力量，隨溫度 5. 應變速率對超音波振動降低材料塑流應力效應影響不大。 波振動於端面壓縮之摩擦影響： 實驗證明，在無摩擦力影響之效應下，超音波振動作用，仍能有效降低材料塑 性變形應力。 2. 超音波振動端面壓縮中，對於改善端面摩擦影響的效應很小。 3. 超音波振動端面壓縮成形時，超 力效應的影響很小，故此效應可排除。

1.

建立一個徑向超音波抽拉與軸向超音波抽拉時，抽拉力波形之定 抽拉力波形隨著超音波振動的週期而改變。

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2.

論值想當一致，且與實驗結果得到的抽拉

4.

少而降低。

本研究目前已發表兩篇國際期

1. Masahiro Hayashi and Jung-Chung Hung, “Simulation of Ultrasonic-Vibration Drawing Using the Finite Element Method (FEM)”, Journal of Materials Processing Technology,

-vibration on hot

研討會論文

ference on Processing, Taipei, Taiwan.

洪景華, 2004, “超音波振動於鋁合金高溫壓縮之影響＂,中國工程師學會 由 FEM 分析所得到的臨界抽拉速度與理 速度相的符合。

3.

AUD 和 RUD 之抽拉力波形變動的頻率平均值與實驗抽拉力量測結果非常一致。 由有限元素的定量分析驗證抽拉速度隨振幅減

刊及兩篇會議論文（如附錄）

：

2003, Vol. 140, pp. 30-35

2. Jung-Chung Hung, Chinghua Hung “The influence of ultrasonic

upsetting of aluminum alloy”, Ultrasonics, 2005, Vol. 43, pp. 692-698

1. Masahiro Hayashi and Jung-Chung Hung, 2003, “Simulation of Ultrasonic-Vibration Drawing Using the Finite Element Method (FEM)”, 6th Asia Pacific Con

Materials

2. 洪榮崇,

第二十一屆全國學術研討會。

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附 錄

際期刊:

Masahiro Hayashi and Jung-Chung Hung, “Simulation of Ultrasonic-Vibration Drawing Using the Finite Element Method (FEM)”, Jour cessing Technology, 2003, Vol. 140, pp. 30-35

ng Hung, Chinghua Hung “The influence of ultrasonic-vibration on hot

研討

景華, 2004, “超音波振動於鋁合金高溫壓縮之影響＂,中國工程師學會第二

國

1.

nal of Materials Pro

2. Jung-Chu

upsetting of aluminum alloy”, Ultrasonics, 2005, Vol. 43, pp. 692-698

會論文:

1. Masahiro Hayashi and Jung-Chung Hung, 2003, “Simulation of Ultrasonic-Vibration Drawing Using the Finite Element Method (FEM)”, 6th Asia Pacific Conference on Materials Processing, Taipei, Taiwan.

2. 洪榮崇, 洪

十一屆全國學術研討會。

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The influence of ultrasonic-vibration on hot upsetting

of aluminum alloy

Jung-Chung Hung, Chinghua Hung *

Department of Mechanical Engineering, National Chiao Tung University, 1001 Ta Hsueh Road, Hsinchu 300 Taiwan, ROC Received 2 November 2004; received in revised form 2 March 2005; accepted 8 March 2005

Available online 23 March 2005

Abstract

The traditional ultrasonic apparatus cannot be operated at high temperature, explaining why the effect of ultrasonic-vibration on high temperature metal forming has seldom been addressed in literature. This study establishes an ultrasonic-vibration hot upsetting system. A cooling mechanism is used to solve the problem of high temperature. The effects of temperature and strain rate during ultrasonic-vibration on the upsetting of aluminum alloy were explored using this new system. Experimental results indicate that ultrasonic-vibration can considerably reduces the compressive forces during hot upsetting. The reducing effect on compressive forces decreases while the temperature increases. The strain rate does not significantly affect the reducing effect on compressive forces.
2005 Elsevier B.V. All rights reserved.

Keywords: Ultrasonic-vibration; Hot upsetting; Aluminum alloy

1. Introduction

Many new materials, such as titanium alloys, magne-sium alloys and inter-metallic compounds, are difficult to produce. Production depends on the development of new processes to overcome the difficulties that arise during the metal forming process. The technique of ultrasonic-vibration has been applied widely in metal forming. The difference between conventional metal forming and the ultrasonic-vibration metal forming is that the latter exploits ultrasonic energy to act on the die and then uses the die to deform the work-piece.

Some interesting effects arise in the application of ultrasonic-vibration for metal forming processes, such as the reduction of the friction between the die and the work-piece, the reduction of the forming forces, and de-creases of the spring-back angle during sheet metal forming. These effects increase the forming limit of

materials. Blaha and Langenecker were the first to inves-tigate the use of ultrasonic-vibration in relation to

plas-ticity of metals[1,2]. They superimposed high-frequency

vibrations onto the static load during the tensile testing of a zinc single crystal specimen. In the experiment, they observed a substantial reduction in the yield stress and the reduction of the flow stress. This phenomenon is

the so-called Blaha effect. Kempe [3] proposed three

mechanisms by which dislocations may absorb energy from vibrations; they are (1) a resonance mechanism, (2) a relaxation mechanism, and (3) a mechanism of

sim-ple hysteresis. Nevill [4]attributed the reduction of the

flow stress to the superposition of steady stress and the alternation of stress, and proposed the stress superposi-tion mechanism.

Lehfeldt and Pohlman[5]examined the feasibility of

exciting a ball by vibration on a revolving plate in exper-iments on the influence of the ultrasonic-vibration on friction. The frictional forces are minimal at the contact surface when the direction of vibration is parallel to the

direction of motion. Jimma et al.[6]applied

ultrasonic-vibration to the deep drawing process and show that 0041-624X/$ - see front matter
2005 Elsevier B.V. All rights reserved.

* _{Corresponding author. Tel.: +886 3 5712121 55160; fax: +886 3}

5720634.

E-mail address:[email protected](C. Hung).

www.elsevier.com/locate/ultras Ultrasonics 43 (2005) 692–698

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ultrasonic-vibration deep drawing is very effective in increasing the limiting drawing ratio (LDR) and sur-passed the theoretical value LDR of deep drawing by

ideal tools without friction. Murakawa et al.[7,8]

inves-tigated the effects of radial ultrasonic-vibration drawing (RVD) and axial ultrasonic-vibration drawing (AVD), and compared them to those of conventional wire draw-ing (CD). It was proven to be highly effective in increas-ing the critical drawincreas-ing speed by ultrasonic wire drawing, and the RVD operation appears to be more productive than the AVD operation.

Huang et al.[9]investigated the benefits of applying

the axial ultrasonic-vibration of forming tools in an upsetting process; he used plasticine as a model material to simulate the hot metal. According to that study, applying an ultrasonic-vibration to the die reduces the mean forming force during upsetting. He concluded that the stress superposition effect and the reduction of inter-face friction contributed to the above phenomenon.

Conventional ultrasonic apparatus cannot be oper-ated at high temperatures, so relatively few investiga-tions have addressed the effect of ultrasonic-vibration metal forming at high temperature. This study, estab-lishes an ultrasonic-vibration hot upsetting apparatus to overcome this difficulty. The effects of temperature and strain rate during ultrasonic-vibration on the hot upsetting of aluminum alloy are investigated using this apparatus.

2. Ultrasonic-vibration hot upsetting apparatus 2.1. Hot upsetting machine

Hot upsetting is based on a process of unconfined uni-axial deformation of a cylindrical specimen between parallel rigid platens. In this study, an especially de-signed microcomputer server controls the hot upsetting machine. The machine has four conducting pillars and a server motor to control the velocity of the platens. The maximum loading capacity is 2000 kg W; resolution of the force is 10N; the resolution of displacement is 0.005 mm and the range of velocity is 0.5–50 mm/min.

Fig. 1shows this machine. 2.2. Heating and cooling system

Materials are easily oxidized at high temperature, so the heating system is enclosed in a vacuum chamber,

which can sustain a maximum temperature of 600C

and vacuum pressure of 10
3Torr. The system was

de-signed with a free moveable die and a vacuum furnace and so was ideal for performing experiments at a high temperature in a vacuum.

During the ultrasonic-vibration hot upsetting

experi-tus affecting the parts. The vacuum furnace and the both upper and lower dies also require a cooling system to prevent damage to the part. The heating of the dies pro-ceeds mainly by thermal radiation, so the rate of heating was lower than the rate of liquid cooling. An auxiliary heating system was designed on both the upper and lower dies to make compensate for the heat to increase the accuracy of the temperature control. Three independent PID controlled are used to control the temperature. This temperature compensation can maintains the tempera-ture between the dies and the inner furnace within

±1C.

2.3. Ultrasonic-vibration system

The ultrasonic-vibration system includes an ultra-sonic frequency generator, a piezoceramic vibration transducer, a resonator and an ultrasonic forming die. The ultrasonic frequency generator has a maximum capacity of 2 kW and provides power for a piezoelectric transducer to generate ultrasonic-vibration. This gener-ator includes an automatic frequency-tracking control-ler, which is able to maintain the system resonant frequency at 20kHz ± 300Hz. A booster then amplifies the amplitude of vibration and transmits it to a horn. The ultrasonic-vibration system was fixed by flange

Fig. 1. Ultrasonic hot upsetting experiment set up.

J.-C. Hung, C. Hung / Ultrasonics 43(2005) 692–698 693

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