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2013 sme papers 2013 sme papers Document Transcript

  • 2013全國精密製造研討會暨 國際製造工程學會中華民國分會102年度年會 論 文 集 • • • 主辦單位:國立臺北科技大學、國際製造工程學會中華民國分會 承辦單位:國立臺北科技大學製造科技研究所 協辦單位:國立臺北科技大學研究發展處、國立臺北科技大學機電學院、 國立臺北科技大學機電整合研究所 教育部區域產學合作中心—國立臺北科技大學 中華民國 2013 年 11 月 22 日
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 目錄 論文編 號 論文題目 作者 頁碼 A0016 燃料電池金屬雙極板微流道成形與效能之 有限元素分析 黃佑民 、王祥賓 10 A0019 應用 VeraCAD 軟體於金屬圓棒經凸鏡-圓 形單階級型槽之輥鍛成形研究 范光堯 、謝金田、陳俊吉 16 A0020 雙連鎖碟型刀具切製法直傘齒輪齒面數學 模式之研究 謝欣諺、石伊蓓 22 A0021 板金成形回彈分析之精確評估方法探討 劉春和、王阿成 28 A0022 滾齒機控制器參數調整之研究-以 FANUC 為 張義芳、童卜信 例 34 A0023 LED 燈具嵌入封閉式發泡鋁材天花板對散 熱增益之實驗量測 鄭澤明、曾憲中、黃彥豪 40 A0024 利用不同幾何形狀端銑刀進行平面銑削表 面粗糙度之研究 邱仕堂、黃宥容、高士傑 45 A0025 CAE 分析應用於筆記型電腦電源按鍵之研 究 韓麗龍、黃勝民 50 A0026 工具合金鋼 SKD 鍍膜後之表面粗糙度性 林立揚、張合 54 質研究 A0029 伺服器結構衝擊測試與有限元素模擬分析 韓麗龍、陳信良 59 A0030 多缺口式可變撓性刀具夾具對切車削之影 響研究 劉孟緯、阮薰儀、丘一汎、許 金雄、吳忠恕 65 A0031 以環氧樹脂研磨盤研究不同磨粒加工機制 鍾俊輝、王佳勳、陳彥均 71 A0032 運用 NON-BAR 於複合加工機平行度檢測 覺文郁 、徐東暉、林忠穎 76 A0033 混合型陶瓷球軸承電腦輔助應力分析 鄭正德、徐稑、劉鎮綱、張祐 維 79 A0036 立式加工中心機結構特性之探討 林盛勇、陳柏翰 85 A0037 模仁表面處理與成形條件對熔膠流動性之 韓麗龍 、鄭積謙 91 影響 2
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- A0038 使用油加工液多晶鑽石微線切割放電加工 顏木田、林宗謙、蘇祐樑 96 之研究 A0039 The Design of Acoustic Horns for Ultrasonic aided tube flange making Kuen-Ming Shu、 Jyun-Wei Chen、 Shu-Rui Hu、 Sheng-Zhi Wu、 Cheng-Yu Chen 102 A0040 快速原型鋪料機構之改善 湯華興 、嚴孝全、黃世惠 106 A0041 防止漿料沉澱之快速原型鋪料機構研究 湯華興、嚴孝全、許閔勝 111 A0042 溶劑型漿料光成型設備應用於陶瓷微細成 品個案討論 汪家昌 、劉俊賢 116 A0043 溶劑型光硬化積層製造內鋪層系統開發 汪家昌 、李柏賢、黃晨軒 122 A0044 工具機光學式誤差檢測系統 覺文郁 、卓信鴻 、黃學良、 128 邱俊瑋 A0045 田口方法應用於轉向軸之旋鍛製程研究 嚴孝全、韓家和、許孟軒、韓 麗龍 133 A0046 環境的溫濕度變化對 ABS 添加次料之研究 韓麗龍 、陳彥志、陳銘陽 138 A0047 應用倒傳遞類神經網路於工具機熱變形誤 差預測 陳紹賢 、張元泰 144 A0048 應用剪力試驗於 DP980 高強度鋼之 Yoshida-Uemori 材料模型研究 張志毅、林義凱、何明雄、沈 炳臣 150 A0049 鋁合金 6061 車削斷屑槽設計之有限元素 分析 陳狄成 、尤麒熊 、潘俊諺 156 A0050 精密定位機台精度檢測與調校 顏翰銘、楊世將 、范光照 162 A0051 電化學陶瓷反應之研究與分析 蘇程裕、曾煥明、林彥甫、范 富雄 167 A0052 以磨削力訊號分析砂輪須削銳時磨粒狀態 之關聯性 邱能信、陳泓衛、朱建勳 172 A0053 電腦輔助抽屜滑軌珠溝幾何設計 許進忠 、洪佳吟 178 A0054 微型齒輪幫浦之性能 王正豪 、古運宏 183 A0055 結合快速成型及精密鑄造於微小結構放電 加工之研究 趙彥龍、陳健志、許春耀、李 維祥、陳俊生 188 3
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- A0058 準確測算精密機件數控車削之刀尖圓弧半 魏英哲 193 徑 A0059 工具機切削特性之研究 蘇春熺 、吳俊誼、黃士益 197 A0061 Zerodur®精微研銑加工研究 陳順同,楊凱傑 202 A0062 彈片式卡合結構之插拔力最佳化參數研究 陳政順、李政訓 208 A0063 熱澆道射嘴設計對塑膠流動性影響之研究 韓麗龍 、羅政偉、陳致成 214 A0065 以有限元素法對化學機械拋光製程進行力 鍾俊輝、陳思翰 220 學及流場分析 A0066 微球銑削切削力之新解析預測模式 康耀鴻 、鄭嘉敏、黃彥銘 224 A0068 PA66 長懸臂跨距支架之 CAE 分析 韓麗龍 、劉建國 230 B0009 化學還原法製備大面積之石墨稀 盧柏諺 、郭至儒、趙崇華、 魏大華 236 B0010 鉍奈米粉末為潤滑油添加劑之磨潤特性研 究 涂惠珊 、張合 241 B0011 Sn 奈米顆粒做為添加劑加入鋰基潤滑油脂 羅晉德、王皓賢、藍冑偉、張 的降摩擦和抗磨損性質 合 247 B0012 Mu jung Kao、Frank Lin Titanium Dioxide Brake Nanofluid Manufacturing by Plasma Arc System NAK80 模具鋼披覆 DLC 超深冷處理後磨耗 施議訓、韓麗龍、郭香君 之研究 253 B0016 發展真空輔助毛細力成型技術製造微結構 陣列元件 梁庭毓、游譯麒、張致遠 263 B0017 氧化鋅-鋁奈米線製備與氣體感測特性之研 究 郭金國 、張合、黃俊程、劉 岳函、孫裕凱、王建豪 269 B0018 水溶液法製備氧化鋅奈米柱之酸鹼值分析 潘禹衡、林金雄、吳桐龍、陳 衛練、李軒緯 275 B0019 以奈米氧化術於類鑽碳薄膜進行微奈米結 構製作之研究 黃仁清 、張嘉玶、高阡彤、 凌惠迪、張合 279 B0020 WO3 薄膜的製備與特性研究 林利、高緯成、鄧敦平、方彥 博、徐有駿 284 B0014 4 258
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- C0006 衝擊板手操作之扭力偵測研究 張義芳、柳力仁 290 C0007 緊湊型模內切製杯機之設計與開發 王金樹、王志宏、江宏武 296 C0008 自由曲面球銑加工之表面粗糙度分析 羅致卿、林孟儒、呂建興、郭 俊良 302 C0009 履帶式磁吸附爬壁機器人設計之研究 高憲德、張合 308 C0010 應用光束遮斷器改善快速原型機之雷射掃 描結果 嚴孝全 、湯華興、鄭郁騏 314 C0011 自適應管道檢查機器人之研發 黃彥皓、張合 319 C0012 足部量測與客製化鞋墊製造系統開發 汪家昌、陳麒安 324 C0013 多通道航空儀表真空烤箱控制系統研發 胡明森 330 C0014 伺服送料機之人機介面設計 陳進益、洪順欽、紀政宏 336 C0016 CNC 運動控制器之離散點平滑化與 NURBS 曲線擬合 陳金聖 、梁文聲 341 C0017 結合力量和力矩之順應性控制於機械手鎖 螺絲工作 林顯易、林鈺翔 347 C0018 創新式客製化足墊編輯與加工製造 汪家昌、鄭融、郭綻洋、陳冠 宇 352 C0019 自動化主軸動平衡系統應用於車床之研究 陳政雄、邱仕津、林志杰、顏 均泰 358 D0021 氧化鋅靶材製備及其優選織構薄膜濺鍍之 研究 卓柏宏 、蘇智偉、紀柏葦、 余岳仲、姚永德、魏大華 362 D0022 低溫下製備氧化鋅奈米棒 林煒智、趙崇華、魏大華 368 D0023 MPCVD 成長鑽石薄膜改變甲烷比例之探 討 林啟瑞 、魏大華、李政雄 372 D0024 硒化參數對 CIGS 吸收層的影響 劉郁緯 、黃振康、楊安邦、 陳洪禧、趙彥龍、許春耀 377 E0002 BMS 液晶顯示器導入 C 型樑結構設計暨模 陸元平、簡晨宇、簡誠穎 擬落下實驗分析 5 382
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- E0004 一體成型之外腔雷射與微機電技術應用於 陳麗偉、莊賀喬、張銘顯 388 雷射系統之探討 E0005 光纖布拉格光柵於外腔雷射系統穩定度之 探討 蔡宗衡、莊賀喬、張銘顯 394 E0006 以奈米柱陣列結構提高矽太陽能電池轉換 效率 紀呈彥、謝健 398 E0007 新型 LED 固晶對位機構之設計分析與驗證 張傑富、張天立、鄭淳護、藍 元駿、黃萌祺、周敏傑 403 F0015 精密製造業製造規劃導入 ISO 9001 之研究 施議訓 、陳志文、陳俊華 409 F0016 精密製造業導入 ISO 9001 資源管理之應用 施議訓 、韓麗龍、徐貴楊 414 研究 F0019 精益組裝業生產排程新思維 李智 420 F0020 RFID 應用於市區道路 ETC 控管系統 陸元平 、周孟達、劉穎昌 426 F0021 支撐結構損傷模態分析-吊籠 劉國青、曾百由、彭欣誼、黎 文龍 431 G0003 膜狀澆口設計應用於光學透鏡充填影響探 討 林肇民 、謝祥耕、王致崑、 李岳芳、邱宣翰 437 G0004 流動平衡元件應用於速疊杯之流動探討 林肇民 、邱宣翰、王致崑、 442 李岳芳、謝祥耕 G0005 電動機車用高階高效能動力模組開發計畫 林俊宏、賴峯民 447 G0006 成型條件之交互作用對光碟機托盤翹曲的 影響 韓麗龍、陳采玲、黃冠閔 452 I0015 電子式非光纖內視鏡之改良 Yu-Hsuan Lin、Bo-Hsiang Tu、 Chih-Hao Chen、Ho Chang 458 I0016 無線可拋棄式電子內視鏡之研發 王承全、廖惇皓、陳治豪、張 合 464 I0017 整合式數位握力器製備與握力相關性研究 戴君諺、呂汶鴻、陳治豪、張 合 470 I0018 超低溫液態氮生物試片儲存系統的機構設 計與分析 陸元平、林上智、林盛隆、許 祥瑞 476 I0019 超低溫液態氮生物試片儲存系統的機構設 計與打樣測試 陸元平、陳竑、許祥瑞 482 6
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- I0020 微噴覆技術於鈦合金表面改質及生物相容 吳志偉、沈永康、范揚明 488 性之研究 I0026 脊椎測試機台之機電系統設計與開發 朱桓君、林建宇、陳文斌、葉 賜旭 493 J0002 基於順應性阻抗控制於三軸平台之互動式 力量修正補償 戴志奇、陳亮光 499 J0005 冷媒壓力波動效應對雙螺桿壓縮機噪音之 探討 王栢村、謝文馨、王文志、王 廷維、張恩翰、黃啟順 505 J0007 鋅合金隨身碟壓鑄件之缺陷改善 江耀特、韓麗龍 511 J0008 垂直式晶圓探針卡之微探針接觸與電熱耦 林建宏、曾怡杉、蔡佳書、張 515 合分析研究 達元 J0009 鋁合金基材結合塑膠疊層結構之製程與機 械性質分析 陳政順、張建利 521 J0010 應用粒子群演算法於 APDL 模型之參數最 佳化 林志哲、陳竫昊、施克隆 527 J0011 車牌影像自動辨識研究 吳文章、陳信豪、孫正豪 533 J0012 扣件胚料兩段擠壓成形之研究 楊至誠 、徐如鋒、林炫諭 539 J0013 CFD 模擬分析與單一燃料束實驗驗證 洪祖全、洪浚誥、曹博智、李 544 端聖、謝愷庭 J0015 渦卷膨脹器於有機郎肯循環實驗及設計 張兆偉、徐銘澤、陳泳銓、張 仁傑、洪祖全 550 J0016 有限元素 ATV 車架應力分佈模擬分析 林俊男、蔡國隆 555 J0017 一種具平移功能的輪椅機構概念設計 范雅茹、陳正光 560 J0018 高壓型後傾式離心風機之效能改善設計 黎文龍、李奕勛、戴維君 565 J0019 雷射超音波顯像系統應用於金屬材料缺陷 的檢測 楊哲化、陳冠霖 571 J0020 陣列式超音波技術與反算機制於血管上之 探討 楊哲化、詹昭國 576 J0021 金屬板材缺陷腐蝕與音洩檢測 楊哲化、劉天一、邱隆益 581 7
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- J0022 軟組織層對於骨頭性質之模擬 楊哲化、李明彥 584 J0023 電動輪椅腳靠模組之創新機構設計 謝俊傑、林嘉川、劉安倫、曾 煜仁、陳正光 590 J0024 探討氮化鉻 氮化鈦與氮化鋁鈦薄膜對疲勞 屠名正、郭金國、高珮綺、許 、 壽命之影響 春耀、彭紹瑋、李柏緯 596 J0025 電動車空調運用模糊控制之節能研究 卓清松、簡子傑、陳彥霖、楊 斯琪、楊書翰 600 J0026 直讀式電子經絡儀應用於糖尿病個案健康 狀況之探討 劉茂全、林啟瑞、洪芸櫻、游 勝凱、郭為元、湯鑫進、林泱 汝 606 J0027 擠出壓縮瓶蓋關鍵零組件逆向工程 周文祥、尤鴻威 610 J0028 氣囊式緩衝包裝應用田口法改善良率 周文祥、楊閔豪 615 J0029 HFC-245fa 冷媒最佳壓縮機的選用方式 卓清松、鄭坤銘、洪孟賢、吳 慧君 620 J0030 冷藏系統結合儲冰與熱回收裝置之效益評 估 卓清松、林明煒、馬述聖、陳 幸宜 626 J0031 雙蒸發器之蒸氣壓縮循環應用於電子散熱 的可行性分析 卓清松、黃忠義、楊書翰、郭 奇寰 631 J0032 結合熱膽與熱交換器應用於熱泵式飲水機 之性能模擬與驗證 卓清松、鄭博仁、黃建欽、楊 思鵬 637 J0033 噴灑式蒸發器應用於蒸氣壓縮循環電子散 熱系統之散熱效能研究 卓清松、楊書翰、李孟達、黃 喬正 643 J0034 無頂出銷式超音波脫模技術 王郁仁、吳政道、林忠志、陳 國隆 649 J0035 碳氫化合物用於氣冷式空調冰水機系統節 能減排之性能研究 卓清松、林明煒、孫仲康、楊 錫洋 652 J0036 環境條件對蒸氣壓縮循環電子散熱系統之 影響研究 卓清松、林明煒、鄭坤明、林 芳正 658 J0037 Replication Accuracy of Polymer Hot Ming-Chung Lin、Shia-Chung 664 Embossed Microchannels Chen、Jin-Yih Kao、Yue-Ci Guo、Chun-Sheng Chen Effect of gas counter pressure on the carbon fiber orientation and the associated electrical conductivities Rean-Der Chien、Shia-Chung Chen、Jin-Yih Kao、Yue-Ci Guo、Chun-Sheng Chen J0038 8 670
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- J0039 創新式磁流變液煞車之設計與加工之改進 蕭耀榮、Quang-Anh Nguyen 675 J0040 液壓成型設計分析 黃秀英、陳嘉勲 680 J0041 環形刀具均勻化拋光之研究 王述宜、謝孟修 685 J0042 瓦特浴電鍍鎳鎢磷合金及其鍍層之機械性 質研究 周弘道 、李春穎 、李弘彬 691 9
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 燃料電池金屬雙極板微流道成形與效能之有限元素分析 黃佑民 1、王祥賓 1 1 國立臺灣科技大學 機械工程系 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-011-042 極流道常被生成的水滴阻塞。Spurrier[3]為改善平行 直通道流場的缺點,提出蛇形流道之設計,宣稱可改 善電極表面的反應物分佈。 橡膠墊成形方面 Liu[4]利用厚度 0.1mm 的 SUS , 304 退火不鏽鋼板進行拉伸試驗,再將拉伸試驗得到 的機械性質代入有限元素模擬軟體 Abaqus 進行橡膠 墊成形製程分析,再對橡膠墊成形的製程控制參數 (橡膠硬度、模具底部內圓角、模具外圓角、退模角) 進行分析。當成形負荷為 100kN,模具外圓角為 0.3mm 則 可 產 生 穩 定 的 板 材 成 形 。 成 形 負 荷 為 250kN,內圓角為 0.2mm 時,圓角成形的效果較佳。 退模角愈大對於板料的成形需要的時間愈少。 本研究採 用三維數值模擬分析雙蛇 型流場設 計,在雙極板的流速與壓力分佈,藉以了解流道設計 對 PEMFC 性能的影響。並在不同參數(如肋條寬 度、流道寬度與深度等)之操作條件下,探討 PEMFC 雙極板的流速和進出口壓降之損失。 此外,橡膠墊輔助成形的確是極具潛力之成形技 術 故本研究期待能夠透過建立 2-D 與 3-D 有限元素 , 模型,用來分析橡膠墊輔助成形之過程。 摘要 本研究利用橡膠墊輔助成形之方法,進行金屬板 微流道結構之製作,並探討各製程參數對於成形性之 影響,以利量產可能性之探討。本研究之實驗使用厚 度為 0.1mm 之 SUS316L 薄板,透過聚氨酯墊,進行 金屬雙極板微流道之壓印成形。本研究先利用有限元 素模擬軟體 ANSYS CFX 進行流道幾何外型對於燃 料電池效能之模擬分析,探討流道深度、寬度與肋條 寬度等參數對於速度與壓力之影響。接續則利用有限 元素模擬軟體 Abaqus/ Standard 建立 2-D 平面與 3-D , 模型,2-D 結果顯示,在小幅度改變下,負載提升、 加大內外圓弧角以及減少脫模角,皆有利於提升成形 性,且對於不同之成形性判斷依據,其影響顯著之程 度先後順序則略有不同。而在 3-D 模擬中,可知流道 轉彎處板材與全板材之厚度變化,並以實驗破裂厚度 來判斷成形極限,並將實驗結果與數值模擬比對,以 達到數值模擬分析之可信性。 關鍵字 :橡膠墊輔助成形、微流道、有限元素、最 佳化 1. 前言 目前金屬雙極板產品面臨兩個主要課題:1.金屬 板耐腐蝕性差,容易氧化,故降低燃料電池的性能表 現。2.缺乏突破性製造技術以提供高效能、低成本、 高精度的金屬雙極板製程。雙極板是小型可攜式燃料 電池中極為重要的關鍵零組件,但因目前仍無適當之 成形方式,能夠將此零組件進行量產。因此,此零組 件所需成本始終高居不下,進而造成燃料電池之價格 亦難以降低,此現象確實地阻礙此綠色能源產品之推 廣,因此找出一適切之成形製程,使其能夠投入量 產,為本研究之重要目的。 橡膠墊輔助成形之工作原理是將橡膠墊放置於 一容器內,用以限制水平方向之應變,隨著沖頭擠 壓,橡膠墊發生彈性變形,產生一反力,藉由此反力, 將另一側之金屬工件,壓入剛體模具中,如圖一所 示。因橡膠墊施予工件之負荷,近似一均勻負荷,此 方式能夠提供近似於液壓成形之良好成形性,且過程 與傳統沖壓類似,因此能作一量產之製程方式。 流道設計方面,Li[1]依據流場幾何外形將流道區 分為棋盤型、蛇型、平行直通道型及指叉型流道等設 計。Pollegri[2]提出平行直通型流道,該流場包含數 個平行直通流道銜接著進出口,由實驗結果指出,以 空氣為氧化劑的電池性能不佳且不穩定,這是因為陰 圖一 橡膠墊成形製程示意圖 2. 有限元素分析 2.1 材料機械性質 在本研究中將於金屬板材之橡膠墊輔助成形進 行 分 析 , 因 此 透 過 材 料 試 驗 求 得 厚 度 0.1mm 之 SUS316L 不鏽鋼板材之材料機械性質,包含降伏強 度、極限強度、加工硬化參數及楊氏系數等數據,以 及合成橡膠(聚氨酯橡膠)之超彈性材料性質,用以了 解兩者之材料特性,並為後續有限元素分析之依據。 本研究之拉伸試驗試片材料為厚度為 0.1mm 之 不鏽鋼 SUS316L,依據 ASTM 拉伸試驗之規範,當 材料厚度小於 0.15mm 時,須採用 ASTM E345 之最 10
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 小尺寸規範進行設計與製作,故本研究選擇 ASTM 觸媒層:0.05mm 擴散層:0.25mm 流道層:2mm E345 標準規範作為拉伸試片之依據,透過拉伸試驗 後,得到相關材料性質如表一所示。 表一 SUS316L 之材料性質 圖二 PEMFC各層厚度尺寸 楊氏係數 蒲松比 初始降伏 K n 190GPa 0.33 203MPa 1139.3 0.348 如圖三、圖四所示之雙蛇型流道,其反應氣體由 流道入口輸入,經由對流以及擴散作用,氣體進入氣 體擴散層以及觸媒層,發生化學作用之後,剩餘氣體 由出口流出。 聚氨酯橡膠之材料力學行為屬於非線性彈性,其 應力 σ 與伸長比 λ 之關係為彈性,於伸長比大於 2 時,兩者關係呈現高度非線性,故定義聚氨酯為超彈 性(Hyperelastic)材料。 超彈性材料通常以應變能密度 U(Strain Energy Potential)描述其應力-應變關係,其定義為每單位體 積內所儲存之應變能。較廣義的模式為 Polynomial 圖三 雙蛇型流道 3-D 示意圖 Form,如下式所示: (1) 參考潘[5]文獻有關有限元素軟體 Abaqus 之設 圖四 雙蛇型流道氣體流動示意圖 定,並配合其實驗數據所求得之擬合曲線結果可知, 2.3.1 邊界條件 選用上式之二階模式,N=M=2,以描述聚氨酯此材 分析之邊界條件將適用於所有建構出的模型,以 料之超彈性行為,較為合適。各硬度聚氨酯擬合後所 便探討其間之差異性: 得係數整理如表二所示。 (1) 入口條件:溫度300°K,入口速度0.1m/s,氣體為 理想氣體。 表二 各硬度聚氨酯之係數表[5] (2) 出口條件:溫度300°K,出口壓力為大氣壓力 1atm。 HD55 7.26 9.27 0.70 3.20 6.03 9.92E-05 (3) 壁面皆為無滑移邊界(No Slip Wall)。 HD70 7.49 9.77 0.66 3.06 5.94 8.79E-05 (4) 流道與多孔性介質的介面皆為壓力連續的情況。 HD90 50.03 62.06 4.67 21.26 40.58 1.66E-05 2.3.2 模擬結果 由圖五速度分佈明顯可知氣體在流道中速度分 2.2 ANSYS CFX 流道幾何模型建立 本研究之主旨在於探討質子交換膜雙蛇型流道 燃料電池,於不同流道的設計下,氣體的流動情形。 設計不同的流道尺寸,係根據流道的寬、深以及肋條 的寬,作為主要的設計條件。本研究擬分析流道分佈 在面積 50 mm×50 mm 的多孔性材質氣體擴散層及觸 媒層,如圖二所示,氣體擴散層厚度為 0.25 mm,觸 媒層厚度為 0.05 mm。 佈十分均勻,由圖六壓力分佈亦可知道壓力由進口至 出口依序遞減。 圖五雙蛇型流道速度分佈 圖六雙蛇型流道壓力分佈 11
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 接續探討流道寬度、肋條寬度、流道深度等參數 以及橡膠墊,故不考慮變形,將其視為剛體。元素選 對速度分佈的影響。 擇方面,金屬板件之選用為CPE4R,因為將橡膠墊視 (1)固定流道寬度為 2mm,肋條寬度為 2mm,改變流 為超彈性體,故橡膠墊之選用為CPE4RH。接觸設定 道深度以求出深度與流量之關係。 方面,金屬板件與剛性模具間設定庫倫摩擦係數為 0.2[4],橡膠墊與金屬板件間則設定庫倫摩擦係數為 0.1[4]。另邊界條件設定如下。 力量之邊界條件: (1) 在剛性模具的參考點上 設定一向下之均勻負載 , 。 速度之邊界條件: 圖七 流道深度 1.5mm 圖八 流道深度 1mm (1) 金屬板件左右兩側皆在水平自由度上設定為0。 從圖七、圖八比較可發現當流道深度變小,氣體 (2) 橡膠墊之左右兩側皆在水平自由度上設定為0。 的流量也跟著越小。 (3) 橡膠墊底部,水平及垂直方向自由度皆設定為0。 剛性模具於幾何上,共有10個流道,圖十二為上 (2)固定流道深度為 1mm,肋條寬度為 2mm,改變流 道寬度,以求流道寬度與流量之關係。 模仁全圖,模具流道尺寸示意如圖十三所示,流道寬 w=2.5mm,流道間距s=1.5m,流道深度H=1mm,外 圓角R=0.6mm,內圓角r=0.5mm,退模角α=20°。圖 十四為板件與模具幾何設計圖與配置圖,下方為橡膠 墊,上方為剛性模具沖頭,而金屬板件則置於兩者之 間。 圖九 流道寬度 2.5mm 若以成形角度而言,在流道深度無法達到 1mm 以上為前提下,勢必需改善流道深度太淺流量過小的 問題,因此由圖九可知,加大流道寬度可增加流量。 當寬度達到 3mm 時,流道已超出剛體模具最大面 圖十二 上模仁全圖 圖十三 模具之流道尺寸示意圖 積,故不予討論。 (3) 固定流道深度為 1mm,流道寬度為 2.5mm,改變 肋條寬度,以求肋條寬度與流量之關係。 圖十四 模具與板件配置 在 3-D 幾何部份的設定 則是延伸 2-D 模擬之設 , 定方式,不同處在於 3-D 可以模擬出流道轉彎處的變 形 不僅僅侷限在 2-D 只能夠模擬流道截面的 2-D 平 , 圖十 肋條寬度 1.5mm 圖十一 肋條寬度 1mm 面之缺點,使得模擬成形結果更能貼近真實成形過 由圖十、圖十一比較可知,減少肋條寬度,確實 程。金屬板件及橡膠墊皆使用 3D Deformable Solid。 可提升流量。 元素選擇方面,金屬板件選用薄殼元素 S4R,目的在 於後處理時較容易觀察板件厚度變化,以利成形性之 2.4 Abaqus 成形模型建立 2-D幾何部分的設定,板件(流道)的尺寸為全長 判斷,另橡膠墊亦視為超彈性體,故選用 C3D8RH。 30mm,厚度為0.1mm。橡膠墊的長度亦為30mm,厚 接觸設定和邊界條件皆同 2-D 模擬之設定方式。如圖 度為4mm。金屬板件及橡膠墊皆使用2D Deformable 十五所示之全流道模擬,並與 2-D 作對照及實驗的比 Solid。因上模仁(沖頭)之強度與硬度遠大於金屬板件 較。 12
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖十五 3-D 全流道剛體模型 圖十七 成形力 11 公噸模擬結果 3. 數值分析與實驗方法 由於橡膠墊輔助成形之過程,不同的模具輪廓設計與 3.2 實驗與 3-D 有限元素模擬之驗證 3-D 模擬與 2-D 模擬之不同在於 3-D 部份模擬可 配置,不同的製程參數,都將會影響板材之成形性。 因此適當的設計不僅能提高其材料成形性,使得工件 以觀察到流道轉彎處之應力應變分佈、板材厚度變 能夠作較大的變形行為,更能使金屬板件有更好的成 化,此可作為板材破裂判斷之依據。圖十八為全流道 形結果。因此本章將儘量以不影響流場分佈(如固定 模擬成形圖,成形噸數約 15 公噸,可以明顯看出流 流道寬度、肋條寬度、流道深度等參數)為前提,改 道藍色部份厚度為 0.06mm 以下,而由拉伸試驗試片 變各種製程參數、模具外形,探討其板壓成形中對板 量測拉斷面厚度為 0.067mm 比較判斷,可初步判定 件成形性的影響,並且最後在以成形之條件下,探討 為破裂。圖十九為實驗結果,兩者作比較可知,流道 最佳的流道設計。 處(箭頭處)皆發生破裂。 3.1 實驗與初步 2-D 有限元素模擬之驗證 實驗時將板件置於下模中,分別使用11、13、15 公噸等負載,每一種負載進行三次實驗,以工具顯微 鏡對已成形板件進行量測,以求得實驗成形板件流道 平均成形深度,作為驗證2-D模擬結果之依據,此外 橡膠墊皆採固定硬度為HD55,實驗成形後之板件如 圖十八 成形力 15 公噸之模擬結果圖 圖十六所示。表三為實驗深度量測與模擬比較結果, 表中以粗體字作為紀錄為流道已達最大成形深度且 試片已發生破裂現象之板件深度。模擬結果與實驗結 果相當接近,與相對應之實驗平均值,誤差分別為 9.9%、8.5%,故此可認定本研究所建立之2-D模型應 為一合理可用之有限元素模型。圖十七為11公噸負荷 下之模擬結果。 圖十九 成形力 15 公噸之實驗結果圖 於模擬過程,由流道厚度變化可知,隨著負載上 升,板材會從轉彎處開始產生破裂,漸漸往流道處開 始蔓延,最後流道產生完全破裂,成形噸數之模擬與 實驗結果之比較如圖十八至圖二十一所示。成形力 圖十六 成形後之板件圖(11 公噸) 11 公噸 (轉彎處開始破裂) 表三 實驗深度量測與模擬比較表 負載 15 公噸 0.853(mm) 1(mm)(破裂) 0.733(mm) 0.844(mm) 1(mm)(破裂) 0.725(mm) 模擬深度 13 公噸 0.751(mm) 成形深度 11 公噸 0.821(mm) 1(mm)(破裂) 0.817(mm) 0.917(mm) 1(mm) 圖二十 成形力 11 公噸之模擬結果圖 13
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 厚度由拉伸試驗試片破裂面量測厚度為 0.067mm ,板 材原厚度為 0.1mm。 在 3.3 節初步判斷不同成形力與板材破裂位置, 在此以流道成形深度與板料厚度變化做比較,量測方 式為用 CCD 量測流道截面,在流道上緣至下緣間, 依序取五個厚度變化點,如圖二十五所示。以下分別 圖二十一 成形力 11 公噸之實驗結果圖 以流道不同成形深度對其板材厚度進行比較: (1) 成形深度 0.9mm 3.3 流道深度實驗量測與模擬 流道深度之量測方式分別以砲塔型金相工具顯 微鏡對深度軸對焦進行位移量測,以及用截面量測等 兩種方式,與模擬深度進行比較。圖二十二與圖二十 三分別為流道截面編號圖與實際流道截面圖。 圖二十五 成形深度 0.9mm 截面圖 圖二十二 流道截面編號圖 圖二十六 成形深度0.9mm實驗與模擬厚度比較圖 (2) 成形深度 1mm 圖二十三 流道截面圖 以下為 11 公噸下,流道深度實驗量測值與模擬 結果之比較圖: 圖二十七 成形深度 1mm 截面圖 圖二十四 11 公噸實驗深度量測值與模擬結果比較圖 3.5 實驗與模擬厚度變化 為了判定流道是否發生破裂,本研究以流道厚度 變化作為板材成形性優劣判斷之標準,當板材在成形 圖二十八 成形深度 1mm 實驗與模擬厚度比較圖 過程中厚度變化達到破裂厚度,即判定為破裂。破裂 由以上綜觀可得知,模擬與實驗板材厚度變化結 14
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 果相當一致,當板材厚度低於破裂厚度下,判定破裂 rubber pad forming”, Journal of Power Sources, 位置亦相符合,因此以流道厚度變化和破裂厚度作為 vol.195, pp. 3529-3535 (2010). 板材成形性優劣判斷之標準,具有其準確性。 5. 潘品帆 橡膠墊輔助金屬板材微流道成形之有限元 , 素分析,國立交通大學機械工程學系碩士論文, 4. 結論 2012。 (1) 綜合所得之實驗數據結果,與本研究中有限元素之 模擬結果十分接近,故判定本研究所建立之模型應 Finite Element Analysis on Forming and Efficiency of Micro-Channels of Metallic Bipolar Plate for Fuel Cell 具有足夠準確性可描述成形過程。 (2) 在流道設計上,最直接的影響因素是流道的寬度, 其次為流道深度與肋條寬度。此結果提供一項設計 1 You-Min Huang and Shung-Ping Wang 時的考量重點,就是必須使流道接觸面積盡量大, 且使氣體濃度均勻的分佈在氣體擴散層。 1 (3) 流道寬度越大、流道深度越深、肋條寬度越小,氣 體通過流道的阻力越小,流量越大。 1 Department of Mechanical Engineering, National Taiwan University of Science and Technology (4) 各製程參數對填充率之影響之結論如下所示: (a) 施加負載越大,所得填充率越大。 (b) 外圓弧角越大,所得填充率越大。 Abstract (c) 內圓弧角越大,所得填充率越大。 Bipolar plate is an important component of the fuel (d) 脫模角越大,所得填充率越小。 cell. Because there is no suitable fabrication process for (e) 影響填充率顯著程度由大至小依序為:負載、外 mass-production of bipolar plate, the cost of portable 圓弧角、內圓弧角、脫模角。 fuel cell is still too high now a days. In this study, the (5) 從流道深度之模擬結果與實驗量測值之比較下,可 rubber pad forming process was used to fabricate the 知在成形過程中,兩旁的流道會較先成形,流道深 micro-channels on metallic bipolar plate and the effect 度會比中間流道深度更深,直到完全成形,所有流 on process parameters of the rubber pad forming were 道深度才會一致。 analyzed. Polyurethane rubbers were used for the rubber 5. 誌謝 本 論 文 感 謝 國 pads, and SUS316L stainless steel sheets with a 科 會 編 號 thickness of 0.1mm were tested in the experiment. NSC-101-2221-E-011-042之計畫的支持,並感謝國家 Firstly, finite element analysis (FE, Ansys CFX software) 高 速 網 路 與 計 算 中 心 於 有 限 元 素 軟 體 Abaqus 與 was used to analyze the efficiency of fuel cell by ANSYS之提供,使本計畫得以順利進行,特此致上 geometric factor of channels numerically, in order to 感謝之意。 figure out the influence of velocity and pressure on channel depth, channel width, rib width. Secondly, finite 6. 參考文獻 element analysis (FE, Abaqus / Standard software) was 1. X. Li and I. Sabir, “Review of bipolar plates in PEM also used to analyze the rubber pad forming process fuel cells:Flow-field design”, International Journal numerically. Finally, the experimental and numerical of Hydrogen Energy, vol. 30, pp. 359-371 (2005). results showed a good agreement in this study. 2. A. Pollegri and P.M. Spaziante, U.S. Pat., No.5, Furthermore, an optimization design of micro-channels 108,849 (1992). for fuel cell was developed under rubber pad forming 3. F.R. Spurrier, B.E. Pierce and M.K. Wrighe, U.S. Pat., process. No.4, 631,239 (1986). Keyword: Rubber pad forming, micro-channel, Finite 4. Y. Liu and L. Hua, “Fabrication of metallic bipolar element, Optimization plate for proton exchange membrane fuel cells by 15
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 應用 VeraCAD 軟體於金屬圓棒經凸鏡-圓形單階級型槽之輥鍛成形研究 范光堯 1、謝金田 2、陳俊吉 3 1 國立中興大學機械工程系 、3 2 國立中興大學機械工程系 鍛製程並非單純僅將輥鍛件藉由幾何轉換方式形成 輥鍛模具曲面而已,尚需考慮製程參數影響材料的變 形,如摩擦係數等。因此,當應用 VeraCAD 軟體於 輥鍛成形設計配合有限元素法鍛造製程模擬軟體 DEFORM , 若直接將 VeraCAD 軟體產生且未經修改 的輥鍛模具於實際應用,輥鍛成形結果與原設計將會 存在差異,故多道次輥鍛製程時,前道次造成的差異 將累積影響後續道次之結果[7,8]。並因材料流動變 形複雜,目前理論公式多以平面應變的假設、或自由 展寬的條件下推導出來的,因此對於複雜的輥鍛型槽 尚無法提供精確計算,僅能依靠設計人員的經驗,輥 鍛模具尺寸的多次修正試驗是不可避免的,逐步地減 少體積分布的誤差,始可完成體積分配設計程序[9]。 有鑑於此,本文將探討應用 VeraCAD 軟體設計 的預成形輥鍛件與經有限元素模擬結果之間的差異 與原因,提出藉由該軟體內建的輥鍛製程調校模組修 正、降低體積分布差異的方法,並提供國內相關業者 於應用 VeraCAD 軟體時參考,以減少輥鍛模具尺寸 修正試驗的次數,增加輥鍛預成形製程的開發效率。 摘要 本文將應用 VeraCAD 軟體於金屬圓棒經凸鏡-圓 形單階級型槽之輥鍛成形設計,以不同輥鍛件肩部長 度設計、輥鍛斷面減縮比分配建立 12 組二道次輥鍛 製程方案,並配合商用有限元素鍛造製程模擬軟體 DEFORM,探討 VeraCAD 軟體初始建議的設計與輥 鍛模擬結果之間的差異與原因,並提出藉由該軟體內 建的輥鍛製程調校模組修正、降低體積分布差異的方 法,有效達成體積分配程序之目的。 結果顯示輥鍛件肩部長度與二道次輥鍛斷面減 縮比分配的設計皆為輥鍛成形結果的重要因素。此 外,胚料於第一道次輥鍛的定位點修正、第一道次輥 鍛的凸鏡斷面幾何修正、第二道次輥鍛件的定位點修 正,將可使二道次輥鍛成形所得輥鍛件的體積分布符 合原設計所需求,並將此結果提供相關業者使用該軟 體時參考。 關鍵字 : 輥鍛、預成形、有限元素分析、細長形鍛 件、VeraCAD、DEFORM 2. 研究目的與方法 1. 前言 為了減少二道次輥鍛成形製程之開發測試、修正 之循迴試誤的次數,以增加輥鍛製程開發的效率。本 文將應用 VeraCAD 軟體,且利用該軟體的特色,於 輥鍛成形設計時,快速給定系統一輥鍛件之體積分 布,並參考該軟體提供的 Eumuco 輥鍛極限減縮比準 則與 Golden Rules [6],以金屬圓棒經凸鏡(Lens)圓形(Circle)單階級輥鍛型槽為例。由於應用該軟 體所產生的輥鍛模具曲面尺寸主要決定於使用者設 計的輥鍛件幾何,輥鍛件肩部(Shoulder)長度與輥 鍛斷面減縮比的設計將會直接影響 VeraCAD 軟體產 生的輥鍛模具對應成形輥鍛件肩部之弧長與輥鍛件 尾端(Tail)的型槽斷面尺寸,因此,以不同輥鍛件 肩部長度設計、輥鍛斷面減縮比分配建立 12 組二道 次輥鍛製程方案,且二道次輥鍛的型槽尺寸皆為該軟 體初始建議之輥鍛製程方案,配合有限元素模擬分析 軟體 DEFORM,探討第一道次之輥鍛成形模擬結果 與原設計之間的差異及原因,以及該差異對第二道次 輥鍛的影響,並提出以該系統內建輥鍛成形設計之調 校模組修正、降低實際輥鍛結果與原設計之輥鍛件幾 何及體積分布差異的方法,進而說明影響輥鍛成形結 果的因素與應用 VeraCAD 軟體於二道次輥鍛成形設 計時的修正流程,並將該軟體的使用經驗提供給予相 金屬材料鍛造成形在工業上的應用相當廣泛,主 要原因為鍛件成品具高強度、抗疲勞性、韌性等機械 特性,且鍛件尺寸外形穩定,可靠度佳,適合大量生 產[1]。而面對全球節能減碳的聲浪日漸提高,以及石 化能源逐漸匱乏與國際原物料飆漲等壓力的大環境 下,針對具高附加價值之外形複雜的細長鍛件 (Slender Parts)開發節能減廢製程已成為趨勢。 因外形複雜且細長鍛件,如汽機車零組件的曲 軸、連桿、拉桿等,其鍛造成形的難易程度較高[2], 通常須先經一預成形(Preform)的體積分配程序, 如切、鑄、擠、輥、或鍛等加工法,使鍛胚體積分布 或幾何接近鍛件的中間形狀[3]。因其幾何條件,以輥 鍛 (Roll Forging) 製程最為適合該類鍛件的預成形加 工。該法因可獲得較小體積的材料需求,以減少用 料、減緩鍛造機械與模具的損耗、降低成本,並使後 續鍛造工程較易完成,同時也能達到節能減廢綠色生 產的初步成果[4,5]。 複雜的輥模曲面往往需要依賴電腦輔助設計與 製造始能達到其精度要求,市面上已有商用輥鍛模具 電腦輔助設計軟體 VeraCAD(Volume Exact Reducer roll Analysis based on CAD)可供應用[6],然而,輥 16
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 關業者應用時參考。 確定輥鍛件斷面積之後,再給定輥鍛件的全長與各段 長度。本研究設定輥鍛件的輥鍛挾持端長為 45 mm, 此端不會產生輥鍛變形,且輥鍛件的全長設定為 200 mm,並於 VeraCAD 軟體給定此體積分布,如圖 2 所示之初始給定的輥鍛件體積分布。VeraCAD 系統 將自動再依據胚料斷面的設定、熱膨脹值、輥鍛件之 幾何形狀產生輥鍛件於熱狀態的體積分布,如圖 2 所示。 3. 研究設定 3.1 輥鍛道次數與型槽設定 參考 VeraCAD 軟體所提供的 Eumuco 輥鍛極限 減縮比準則建議[6],輥鍛型槽的不同,極限斷面減縮 比亦有不同之限制,因細長鍛件沿其軸方向的斷面積 變化通常較大,一般應用範圍較大之極限輥鍛斷面減 縮比的輥鍛型槽,以降低材料成本與輥鍛道次數,輥 鍛斷面減縮比 AR 定義如:。 AR  A0  A1 A0 熱狀態之輥鍛件體積分布 初始給定的輥鍛件體積分布 (1) 其中 A0 為輥鍛件原斷面積、A1 為輥鍛件形成後的斷 面積。因此,本研究二道次輥鍛成形之第一道次與第 二道次的型槽將採用圓形-凸鏡-圓形為例,如圖 1 所 示,型槽幾何如所示;第一道次為最大極限輥鍛斷面 減縮比 45%、最小極限輥鍛斷面減縮比 7%的圓形凸鏡型槽系,且凸鏡斷面輪廓較為圓滑、易於製造及 檢測 ,再配合最大極限輥鍛斷面減縮比為 28%的凸鏡 -圓形型槽系為第二道次,相較其它型槽系,對於體 積分布變化較大的鍛件可以二道次輥鍛達到最大斷 面減縮比。 HL 圖 2 輥鍛件之體積分布設定 VeraCAD 系統將再依據此熱狀態之輥鍛件體積 分布計算產生輥鍛程序方案,因該系統初始依該體積 分布給予的第一道次與第二道次輥鍛斷面減縮比分 別為 41.58%、27.28%,依據前述 Eumuco 輥鍛機型 之極限輥鍛斷面減縮比參考[6]將其調整為 41%與 28%,總輥鍛斷面減縮比不變。圖 3 為輥鍛程序方案 示意圖,其中由輥鍛夾持端至輥鍛件尾端依序將各斷 面以 1 ~ 4 編號表示,L11 表示為第一道次輥鍛件之輥 鍛夾持端長度、其下標分別表示為道次順序與輥鍛件 之段長順序(依斷面編號 1 至 4 排序,如編號 1、2 斷面之間為第一段長) ,以此類推,L21 則表示為第二 道次輥鍛件之輥鍛夾持端長度,L12 表示為第一道次 輥鍛件的肩部長度、L22 為第二道次輥鍛件的肩部長 度,L13、L23 則分別為第一道次與第二道次之輥鍛件 的尾端長度。且第一道次與第二道次的輥鍛件斷面幾 何;C 表示為該斷面幾何為圓形、L 表示為凸鏡斷面。 RC 導向槽 (a) 輥鍛件尾端(Tail) 輥鍛件全長 WL Rtop 輥鍛件肩部(Shoulder) 輥鍛夾持端(Body) (b) (a) (b) 圖 1 型槽斷面示意圖 (a)凸鏡型槽 (b)圓形型槽 3.2 輥鍛模具直徑設定 肩部 輥鍛夾持端 本研究將以胚料材料為  40 圓形棒材為例,並 參照 EUMUCO 公司之型號 RW 系列輥鍛機的可容許 輥鍛胚料斷面大小規格[6] 將輥鍛模具的參數選擇為 , 外徑 370 mm、內徑 240 mm、輥模間隙 3 mm。 輥鍛夾持端 肩部 尾端 尾端 1 1 C C L11 L11 3.3 輥鍛件體積分布設定 依據前述的輥鍛型槽與輥鍛直徑設定,以及胚料 材料設定,並以採用的型槽系之輥鍛最大極限斷面減 縮比為參考,以總輥鍛斷面減縮比為 57.6%為例,於 VeraCAD 軟體進行規劃輥鍛件的體積分布。 因圓形棒材胚料於輥鍛的溫度為 1150°C,其熱 膨脹為 1.38%,故胚料於熱狀態的斷面積為 1279.2 mm2。因此,依二道次的總輥鍛斷面減縮比 57.6%計 算 , 第 二 道 次 輥 鍛 件 的 最 小 斷 面 積 設 計 為 543.4 mm2,即第二道次輥鍛件圓形斷面 RC 為 13.15 mm, 33 LL 2 2 C C L12 L12 4 4 L L L L13 13 (a) 輥鍛夾持端 輥鍛夾持端 肩部 肩部 2 2 C C 1 1 C C L21 L 21 尾端 尾端 33 C C L22 L 22 4 4 C C L23 L 23 (b) 圖 3 輥鍛程序與輥鍛件斷面幾何 (a)第一道次之輥 鍛件 (b)第二道次之輥鍛件 17
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 為了探討應用 VeraCAD 於輥鍛件肩部 L22 長度之 設計、第一道次凸鏡斷面的輥鍛斷面減縮比大小、以 及輥鍛斷面減縮比分配對二道次輥鍛成形結果的影 響,本文將輥鍛件肩部 L22 分別以 20 mm、30 mm、 40 mm 為例,且由 VeraCAD 輥鍛斷面減縮比分配調 整系統,將第一道次輥鍛斷面減縮比分別以 41%、 38%、35%、32%為例,產生 12 組輥鍛程序方案,並 將其以 A ~ L 編號,如表 1 所示,其中顯示各組輥鍛 程序方案之輥鍛件的各部位長度與輥鍛斷面減縮 比,其中輥鍛件全長均為不變,且輥鍛件的輥鍛夾持 端長度 L11 與 L21 因不輥鍛變形,故皆為 45 mm,L12 將會隨著 L22 增加而增加 此 12 組輥鍛程序方案將再 。 藉由有限元素模擬分析其輥鍛成形結果。 速度 7.33 rad/s 旋轉作動。經輥鍛模擬後,比較所得 的輥鍛件與 VeraCAD 設計之體積分布間的差異,並 探討造成差異的原因,進而提出修正的方法,使輥鍛 件體積分布符合原設計需求。 4. 結果與討論 4.1 第一道次輥鍛之胚料定位點修正 應用 VeraCAD 軟體於二道次輥鍛成形設計,雖 VeraCAD 軟體系統可以自動產生各道次之輥鍛定位 點,但因為該軟體產生的輥鍛模型僅為幾何上的轉 換,其系統產生的輥鍛定位點亦是如此,於第一道次 輥鍛成形時,因輥鍛成形第一道次輥鍛件的輥鍛夾持 端長度 L11 時,胚料將會受輥鍛模具擠壓產生塑性變 形,變形區內材料會因流動變形的速度差,產生變形 伸長,造成第一道次輥鍛件的輥鍛夾持端長度 L11 將 會較原設計長,如由圖 5 比較編號 A 原設計之第一 道次輥鍛件與輥鍛模擬所得輥鍛件斷面幾何,可以由 側視圖看出第一道次輥鍛所得輥鍛件幾何之輥鍛夾 持端 L11 較 VeraCAD 設計長,使得輥鍛件肩部 L12 的 高皆比原設計還高。由上視圖則看出兩者的寬差異甚 大;經模擬後之輥鍛件凸鏡斷面的寬皆比較小,因為 胚料於第一道次輥鍛成形輥鍛件肩部 L12 的階段時, 材料無法充分地往側向展寬變形,造成材料沒有充滿 輥鍛模具型槽而產生如此差異。故第一道次輥鍛件之 體積分布於肩部 L12 處亦皆與 VeraCAD 設計存在差 異,如圖 6 所示。 表 2 各組輥鍛程序方案之輥鍛件的各部位長度 第一道次輥鍛件 第一道次輥鍛件 編 AR L12 L13 AR L22 L23 號 (%) (mm) (mm) (%) (mm) (mm) A 41 16.85 96.76 28 20 135 B 41 25.62 89.37 28 30 125 C 41 34.26 82.76 28 40 115 D 38 16.62 92.07 31.5 20 135 E 38 25.21 85.54 31.5 30 125 F 38 33.7 78.72 31.5 40 115 G 35 16.38 87.95 34.6 20 135 H 35 24.82 81.62 34.6 30 125 I 35 33.17 75.14 34.6 40 115 J 32 16.14 84.12 37.5 20 135 K 32 24.43 78.03 37.5 30 125 L 32 32.64 71.83 37.5 40 115 X A B A B C D B A Y 3.4 有限元素模擬分析 本研究假設輥鍛過程為胚料與輥鍛模具不存在 軸線誤差(Disalignment)之理想條件下,以 VeraCAD 軟體產生四分之一的輥鍛 3D 模型 並匯入 DEFORM , 軟體進行輥鍛模擬,胚料與輥鍛模具的模型匯入 DEFORM 後的位置即為 VeraCAD 軟體產生之輥鍛定 位點,如圖 4 所示。胚料的材料為 AISI 1045(剛塑 性) ,並給定材料溫度 1150°C,設定網格單元數為 35000 個,最後再設定胚料的對稱面。 上視圖 A D VeraCAD 側視圖 C B D C C D FEM Z X Cross section Area (mm2) 圖 5 編號 A 未修正第一道次輥鍛之胚料定為所得輥 鍛件斷面幾何 1400 VeraCAD FEM (胚料定位點未修正) FEM (胚料定位點修正後) 1200 1000 800 600 400 200 0 0 圖 4 編號 A 輥鍛程序之第一道次輥鍛模型 50 100 150 200 Position (mm) 圖 6 編號 A 第一道次輥鍛件之體積分布圖 輥鍛成形與道次變換過程所用的時間極短,第一 道次與第二道次輥鍛成形時間加總將不到 0.3 秒,因 此假設輥鍛過程無熱傳現象出現,故可將輥鍛模具設 定為剛體,並依據文獻[9, 10],將胚料與輥鍛模具之 間摩擦條件設定為定剪摩擦因子 0.7、以及輥輪以角 雖然經第一道次輥鍛模擬所得之輥鍛件幾何與 VeraCAD 設計的斷面幾何存在差異,但綜合觀察兩 者於第一道次輥鍛件肩部 L12 之各斷面的斷面積係為 18
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 接近,故在第一道次輥鍛件肩部處的體積分布變化斜 率並無太大差異。因此,第一道次輥鍛的定位點依據 兩者體積分布於 L11 處的長度差 4.5 mm,直接以該值 將胚料於 VeraCAD 軟體計算之輥鍛定位點往輥鍛模 具間隙內平移修正,始能確保第一道次輥鍛件之輥鍛 夾持端的長度,如圖 6 修正後所得第一道次輥鍛件 之體積分布。 表 3 不同的第一道次輥鍛斷面減縮比之輥鍛結果 D-D 斷面積 (mm2) WL (mm) 編 AR 誤 誤 VeraVera號 (%) FEM FEM 差 差 CAD CAD (%) (%) A 41 54.54 54.18 0.66 754.6 748.6 0.8 D 38 53.64 52.68 1.79 793.1 785.4 0.97 G 35 52.82 51.36 2.79 831.6 851.5 1.21 J 32 52.2 50.12 3.98 869.9 857 1.48 4.2 第一道次輥鍛件凸鏡斷面幾何修正 應用 VeraCAD 以該系統初始給定的第一道次輥 鍛件之凸鏡斷面幾何尺寸作為輥鍛製程設計時,隨著 輥鍛斷面減縮比越小,輥鍛模擬所得第一道次輥鍛件 體積分布於尾端部位的斷面積將越小於 VeraCAD 初 始設計,如圖 7、圖 8、圖 9 所示,其分別為輥鍛 件肩部長 L22 相同的編號 D、編號 G、編號 J 之第一 道次輥鍛件斷面幾何,其因為輥鍛成形 L13 時,材料 沒有完全填充輥鍛型槽所致,詳細如表 3 所示。此 時,將須藉由 VeraCAD 修正模組調整、減小凸鏡斷 面的圓弧半徑 Rtop,以修正、減小凸鏡斷面之寬高比 使材料於凸鏡型槽的填充率提高,降低第一道次輥鍛 件體積分布尾端部位之斷面積與 VeraCAD 初始設計 之間的誤差於 1%內,詳細如表 4 所示。且由表 3 與表 4 可以歸納出,修正凸鏡斷面幾何時,可以修 正前輥鍛模擬所得輥鍛件斷面的寬作為修正後凸鏡 斷面寬的依據,如第一道次輥鍛斷面減縮比為 38% 時,以 VerCAD 初始設計經實際輥鍛所得輥鍛件之凸 鏡斷面的寬為 52.68 mm,依據此值作為修正後的 寬,再進行微調修正。 X A B A B C D A 表 4 第一道次凸鏡斷面幾何修正後之輥鍛結果 D-D 斷面積 (mm2) WL (mm) 編 AR 誤 誤 VeraVera號 (%) FEM FEM 差 差 CAD CAD (%) (%) A 41 54.54 54.18 0.66 754.6 748.6 0.8 D 38 52.59 52.16 0.84 793.1 787.1 0.76 G 35 50.4 50.02 0.75 831.6 826.4 0.63 J 32 49 48.86 0.29 869.9 865.8 0.47 4.3 輥鍛件肩部設計對輥鍛結果的影響 輥鍛件肩部長度的設計亦會影響輥鍛成形結 果,當輥鍛件的肩部長度設計較短時,於輥鍛成形輥 鍛件肩部階段,因輥鍛接觸弧長較短,材料的展寬變 形將較小,使材料的變形不足以充滿形槽,造成輥鍛 所得輥鍛件肩部幾何與 VeraCAD 設計的產生差異, 如圖 10、圖 11、圖 12 所示,其分別為不同輥鍛件 肩部 L12 長度的編號 A、編號 B、編號 C 之第一道次 輥鍛件斷面幾何。可以看出輥鍛件肩部 L12 長度設計 較長,實際輥鍛模擬後所得輥鍛件斷面幾何在該處將 越接近 VeraCAD 設計,但通常會為了更降低鍛造時 溢料浪費的需求而規劃較短的預成形輥鍛件肩部 長,造成第一道次輥鍛所得輥鍛件肩部幾何與 VeraCAD 設計之間的差異過大,進而影響第二道次 輥鍛的咬入位置。 B Y 上視圖 A 側視圖 VeraCAD FEM C D B D C C D Z X 圖 7 編號 D 第一道次輥鍛件之斷面幾何 X A B B A X A C B C C D A B 上視圖 A A B B C VeraCAD FEM D C B D B C D C VeraCAD 側視圖 上視圖 側視圖 D A Y Y A D D FEM Z X Z 圖 10 編號 A 第一道次輥鍛件之斷面幾何 X C D 圖 8 編號 G 第一道次輥鍛件之斷面幾何 X A B C D C D A B Y X A B C D A 上視圖 B A Y 側視圖 上視圖 A 側視圖 A B C VeraCAD FEM D C A B D C D Z B D X Z 圖 11 編號 B 第一道次輥鍛件之斷面幾何 X C B C VeraCAD FEM D 圖 9 編號 J 第一道次輥鍛件之斷面幾何 19
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------X A B C D A 並將各組輥鍛程序模擬所得之第二道次輥鍛件尾端 與原設計的差異整理成表 4。 B Y A A B C D VeraCAD 側視圖 B C Cross section Area (mm 2) 上視圖 D FEM Z X D C 圖 12 編號 C 第一道次輥鍛件之斷面幾何 600 600 400 200 0 50 100 150 200 250 Cross section Area (mm 2) 1400 VeraCAD FEM (第一道次) FEM (第二道次) 1200 1000 800 600 400 200 0 0 50 100 150 200 250 Position (mm) 圖 15 編號 G 輥鍛程序之輥鍛件體積分布 2 800 800 圖 14 編號 D 輥鍛程序之輥鍛件體積分布 VeraCAD FEM (第一道次) FEM (第二道次) 1 1000 1000 Position (mm) 1400 1200 VeraCAD FEM (第一道次) FEM (第二道次) 1200 0 Cross section Area (mm 2) Cross section Area (mm 2) 4.4 第二道次輥鍛件之定位點修正 第二道次輥鍛的定位點亦必須進行修正。若直接 將第一道次所得輥鍛件翻轉 90° 依 VeraCAD 軟體提 , 供的第二道次輥鍛定位點定位,將會發現其與 VeraCAD 軟體之第二道次的輥鍛定位的原設計情況 有所差異,故第二道次輥鍛咬入的位置將不會跟原設 計相同,輥鍛的咬入位置將較靠近輥鍛夾持端,進而 造成輥鍛夾持端的材料受到嚴重擠壓,使第二道次所 得輥鍛件肩部處的兩側翼出現飛邊缺陷,故其體積分 布亦與原設計產生差異,如圖 13 之體積分布曲線 1。此情形將可藉由輥鍛件鍛胚於第二道次輥鍛的定 位點往輥鍛成形方向作平移修正獲得改善,但材料於 第二道次輥鍛咬入後亦存在伸長變形,故尚需逐步修 正試驗 如圖 13 之體積分布曲線 2 的輥鍛夾持端 L21 , 處仍然與 VeraCAD 初始設計存在差異,可再依據體 積分布曲線 2 與原設計於 L21 長度的誤差,將輥鍛件 鍛胚之輥鍛定位點往輥鍛成形方向平移修正,且進行 輥鍛模擬,經幾次輥鍛模擬試驗後亦可獲得接近、且 符合需求的第二道次輥鍛件之體積分布,如圖 13 之 體積分布曲線 3。因此,當第一道次輥鍛件的肩部幾 何越符合 VeraCAD 設計時,將可使第二道次輥鍛的 定位修正、測試次數大幅減少。 1400 1400 VeraCAD FEM (第一道次) FEM (第二道次) 1200 1000 800 600 400 200 0 0 3 50 100 150 200 250 Position (mm) 400 圖 16 編號 J 輥鍛程序之輥鍛件體積分布 200 0 0 50 100 150 200 表 4 各輥鍛程序第二道次輥鍛件的尾端斷面積誤差 輥鍛斷面減縮比分配 尾端斷面積誤差 編號 (%) (%) 第一道次 第二道次 A、B、C 41 28 -4.1 D、E、F 接近 0 38 31.5 G、H、I 35 34.6 +2.7 J、K、L 32 37.5 +4.2 250 Position (mm) 圖 13 編號 A 輥鍛程序之輥鍛件體積分布 雖第二道次輥鍛件於肩部處之體積分布的變化 斜率與 VeraCAD 設計存在差異,但若僅考慮輥鍛件 用於閉模鍛造工程時之體積分配的目的,輥鍛件肩部 處的材料體積並不小於原設計,故材料足以於閉模鍛 造充滿模腔,即可不須對此作調整、修正。 若直接以該軟體依據使用者規劃之輥鍛件體積 分布初始給定的輥鍛斷面減縮比分配進行輥鍛成 形,輥鍛所得第二道次輥鍛件體積分布於尾端部位的 斷面積將會小於 VeraCAD 設計,如編號 A、B、C 輥 鍛程序,因第一道次輥鍛件之凸鏡斷面的寬高比過 4.5 第二道次輥鍛件尾端之斷面積差異 輥鍛斷面減縮比的分配將直接影響第二道次輥 鍛件的成形結果,如不同減縮比分配的編號 A、編號 D、編號 G、編號 J 輥鍛所得之第二道次輥鍛件體積 分布,分別為圖 13、圖 14、圖 15、圖 16 所示。 20
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 台中市,2012。 9. 夏正寶,陳文琳,汽車彎臂鍛件多道次鍛造成形 工藝研究及數值模擬,合肥工業大學碩士論文 2010。 10. H. Karacaoval, Analysis of Roll-Forging Process, A Thesis for Master Degree of Middle East Technical University, 2005 大,於第二道次輥鍛時,其斷面側邊與第二道次輥鍛 圓形型槽側壁間之關係,不利於材料填充第二道次圓 形輥鍛型槽,造成第二道次輥鍛件尾端 L23 的斷面積 皆小於 VeraCAD 設計 4.1%,故可經輥鍛斷面減縮比 分配調整,將第一道次輥鍛斷面減縮比減小,以增加 第一道次輥鍛件之凸鏡斷面的寬高比,並增加材料填 充第二道次圓形輥鍛型槽能力,始能獲得合乎所需的 第二道次輥鍛件體積分布,如編號 D、E、F 輥鍛程 序,其第二道次輥鍛件尾端 L23 的斷面積皆與原設計 接近 0 誤差,編號 G、H、I 輥鍛程序,其第二道次 輥鍛件尾端 L23 的斷面積則皆大於與原設計約 2.7%。 因此,應用 VeraCAD 軟體於二道次輥鍛斷面減縮比 的分配設計時,第一道次輥鍛斷面減縮比將可調整小 於該系統初始建議約 2 ~ 4%。 Study on Roll Forging of a Round Metal Rod in One Stage Roll Grooves Created by VeraCAD Kuang-Jau Fann1, Jin-Tien Hsieh2, Chun-Chi Chen3 1 Department of Mechanical Engineering, National Chung Hsing University, Taichung 2, 3 Department of Mechanical Engineering, National Chung Hsing University, Taichung 5. 結論 由本研究結果可得知,輥鍛件肩部長度與二道次 輥鍛斷面減縮比分配的設計皆為影響輥鍛成形結果 的重要因素。應用 VeraCAD 軟體於初始二道次輥鍛 斷面減縮比的分配設計時,第一道次輥鍛斷面減縮比 將可調整小於該系統初始建議約 2 ~ 4% 並經輥鍛成 。 形設計的修正過程,藉由胚料於第一道次輥鍛的定位 點往輥鍛模具間隙內平移修正,改善第一道次輥鍛件 之輥鍛夾持端 L11 與原設計的差異。以及經修正、減 小第一道次輥鍛件之凸鏡斷面幾何的寬高比,增加輥 鍛型槽的材料填充率,降低第一道次輥鍛件之凸鏡斷 面幾何與原設計的差異。最後,因第一道次輥鍛所得 輥鍛件肩部幾何與 VeraCAD 設計之間已存在差異, 進而影響第二道次輥鍛的咬入位置,因此,第二道次 輥鍛的輥鍛件定位點亦必須往輥鍛退料方向作平移 修正,以確保輥鍛件 L22 的成形位置。經以上所述的 修正方式,將可使二道次輥鍛成形所得輥鍛件的體積 分布符合原設計所需求,並且適用於不同的胚料直 徑、輥鍛模具公稱直徑之輥鍛成形。 Abstract This study uses VeraCAD to design one stage roll forging of lens circle roll grooves for a round metal rod. The design of roll parts with different shoulder lengths and various reduction ratios establishes 12 varieties of two passes roll forging die. Then the commercial Finite Element software DEFORM is used to simulate the roll forging process to get its roll parts. An investigation is done to compare the roll parts created by VeraCAD with those simulated by DEFORM. And then a method is proposed that designing roll forging via the calibration module of VeraCAD to reduce the difference of volume distribution between VeraCAD and DEFORM, effectively achieve the purpose of the volume distribution process. As a result, The shoulder length and the reduction ratio are an important factors for roll forging process. Further, in the first pass process, the position of billet in the die must be corrected, and the lens cross-section geometry of first roll parts needs to be corrected. Then the position of the roll part in the die is to be corrected in the final pass as well. Finally, the roll part created by DEFORM would match the original design. The results might help die makers in design of forging roller for the preform of slender forging parts by using VeraCAD. 7. 參考文獻 1. T. Altan, Metal Forming Handbook, New York: Springer, 1998 2. H. Tschaetsch, Metal Forming Practice, Berlin: Springer, 2006 3. K. Lange, Handbook of Metal Forming, New York: McGraw Hill, 1985 4. Lasco Umformtechnik Werkzeugmaschinenfabrik, November , Querkeil-und Reckwalzen, 2006 5. ASM International, ASM Handbook Vol. 14 Forming and Forging, 4th. ASM International, 1998 6. H. Eratz, VeraCAD 3.59, Eratz Engineering, 2009 7. 范光堯,謝金田,具曲率細長鍛件的輥鍛預成形 之電腦輔助設計與分析,2012 台灣鍛造協會研 討會,台中市,2012。 8. 范光堯,謝金田,細長鍛件的輥鍛預成形之電腦 輔助設計與分析,第八屆全國精密製造研討會, Keywords:Roll Forging, Preform, Finite Element Analysis, Slender Forging Part, VeraCAD, DEFORM 21
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 雙連鎖碟型刀具切製法直傘齒輪齒面數學模式之研究 * 謝欣諺、石伊蓓 國立臺灣科技大學機械工程系 國科會計畫編號:NSC 101-2221-E-011-019 摘要 2. 直傘齒輪齒面數學模式 雙連鎖碟型刀具切製法是由美國格里森公司所 提出,由於齒輪齒形為中凸狀,具有低組裝敏感度和 高精度的特點,因此被廣泛應用於直傘齒輪製造。這 個切製法需要在專用的切齒機上實施,由於商業機密 考量,其數學模式並未公開。本論文目的在建立雙連 鎖碟型刀具切製法之直傘齒輪齒面數學模式,包含三 個模組(1)刀具、(2)平面假想產形輪,以及(3)工件齒 輪與產形輪之間的相對運動。最後,一個實施該切製 法的直傘齒數值範例被提出,並以相對修形和齒面接 觸分析來驗證推導數學模式的正確性。 2.1 刀具 如圖一所示 刀具刃口線通常由直邊刀刃 rl( l )  u  , 和倒圓 rl( c )  u  所構成 刀具刃口線在座標系統的位置 。 向量,可由齊次座標表示之,如下式: rl (u )   xl 0 zl 1 T (1) 其中直邊刀刃和倒圓的 {xl , zl } 分量為:  xll   ul   rb  ul cos  b  xl c   uc   xc  b cos uc   , c  l     zl  ul   ul sin  b  zl  uc   zc  b sin uc   關鍵字 : 直傘齒輪、雙連鎖碟型刀具切製法、齒面 數學模式 上式中倒圓 {xc , zc } 圓心為: cos  0 / 2   b   sin  0 / 2   b    xc  rb  b cos  0 / 2   sin  0 / 2     z    cos  0 / 2   b   sin  0 / 2   b  b  c cos  0 / 2   sin  0 / 2   1. 前言 傘齒輪因其外型如傘狀而得其名,一般運用在動 力傳遞或減速機構中,依照應用方式不同而分為相交 軸與交錯軸,其中大致可分為直傘齒輪、螺旋傘齒輪 以及戟齒輪。在傘齒輪的設計上必須滿足空間曲面的 嚙合條件,且齒胚和齒形設計因切製法不同而有差 異,其中以直傘齒輪在設計與製造中最為簡單,因其 齒線為直線,且形狀簡單,齒高由大端到小端逐漸遞 減,而石[1]整理出當前直傘齒輪各種製造方法,有成 形切齒法如單片模數銑刀銑齒法、靠模板刨齒法、圓 拉刀切齒法等;創成法如雙刨刀切製法、雙連鎖碟型 刀具切製法等。雙連鎖碟型刀具切製法是透過刀具傾 斜擺放,使得被加工齒輪呈中凸狀,因此該類齒輪具 有易於組裝之優點。雙連鎖碟型刀具切製法由美國格 里森公司所提出[2],於專用的切齒機上實施,由於商 業機密考量,其數學模式並未公開。 Al-Daccak 等[3]利用球形漸開線推導直傘齒輪齒 面數學模式,為直傘齒輪齒形基本的設計。Ichino 等 [4]使用準互補冠狀齒輪當作虛擬的刀具切削直傘齒 輪,推導直傘齒輪齒面數學模式。Chang 與 Tsay[5] 利用雙刨刀創成加工推導直傘齒輪 8 字齒形齒面數 學模式。以上的文獻利用傳統的切製法與理論齒形推 導直傘齒輪齒面數學模式,但都未提及雙連鎖碟型刀 具切製法之直傘齒輪齒面數學模式。 本論文目的在建立雙連鎖碟型刀具切製法之直 傘齒輪齒面數學模式,利用標準假想產形輪與推導之 產形輪於齒面參考點相切,推得泛用型搖台式傘齒輪 切齒機的機械設定,進而求得齒輪齒面方程式。建立 之數學模式包含三個模組(1)刀具、(2)平面假想產形 輪,以及(3)工件齒輪與產形輪之間的相對運動。最 後,以兩種接觸性能評估方法,相對修形和齒面接觸 分析,來驗證推導數學模式的正確性。 (2) (3)  b ul uc 0 zl b ( xc , zc ) rb 刀具刃口線 xl 圖一 刀刃刃口線座標系統 圖二為刀具座標系統 將表示在座標系統 Sl 的刃 , 口線方程式 rl (u) 透過座標轉換轉到刀具座標系統 St ,可得到刀具曲面位置方程式 rt (u) ,由於刀具是 軸對稱,所以只要對 z 軸旋轉就可得如下式: rt (u,  )=Mtl ( )rl (u) (4) 其中座標轉換矩陣為  cos  sin  0 0   sin  cos  0 0  Mtl (  )    0 0 1 0   0 0 1  0 帶入公式(4)得到刀具位置方程式( rt ),包含 u 與  兩個曲面參數。根據微分幾何,分別對曲面參數 (u,  ) 偏微後兩向量再做外積,即可得到刀具單位法 向量,如下式: 22
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- rt (u ,  ) rt (u ,  )  u  n t (u ,  )   {n xt , n yt , nzt } rt (u ,  ) rt (u ,  )  u  參考點M (5) 刀具 zt yt 圖四 刀具與標準產形輪齒面參考點相切  xt xl rb zd 圖二 刀具座標系統 xd 2.2 標準假想產形輪 平面假想產形輪是一個虛擬齒輪,其概念用於解 釋切削傘齒輪的創成運動,如圖三所示,利用同一個 產形輪分別與大小齒輪對滾創成加工,切出來的大小 齒輪的齒面與假想產形輪在空間中能完全的共軛,這 就代表把真實的刀具經座標轉換到假想產形輪相同 的位置分別對大小齒輪對滾創成加工,其齒面也會完 全共軛。假想產形輪的齒數不一定是整數,其旋轉軸 則與機器搖台的旋轉軸共軸。 zl  xl ( xcf , zcf )  rg b u u 圖五 標準假想產形輪座標系統 如圖五所示,根據直傘齒輪的壓力角與齒厚角, 定義了標準產形輪的座標系統,可推導出標準產形輪 的齒面方程式。定義 u 和  為標準平面假想產形輪的 曲面參數,僅需將齒形角 b 以 0 取代,齒厚角  rg 與 齒形角 0 可由公式計算。  seg  2  ca  cc  men tan  n  rg  Re / cos  d     tan 1  tan  n    0  cos  rg / 2      圖三 產形輪與工件齒輪空間中之相對位置 由於刀具至假想產形輪座標系統並沒有可參考 的資料,所以必須利用建立的標準假想產形輪推導刀 具擺放在假想產形輪座標系統的位置。利用標準假想 產形輪對滾創成加工的大小齒輪會完全共軛,亦即當 刀具轉到標準假想產形輪參考點相切的位置,分別對 滾創成加工的大小齒輪,則齒面參考點也會共軛。如 圖四所示,令刀具中間點和標準產形輪參考點的位置 和法向量相等,來設定刀具擺放的位置,以推導出刀 具至假想產形輪座標系統的機械設定。 標準產形輪齒線通常設計成直邊,根據圖五定義 標準產形輪齒線座標系統,其位置方程式可由齊次座 標表示之,如下式: rg (u)   u sin b 0 u cos b 1 T (7) 上述方程式中, men 為模數,  n 為壓力角, seg 為產 形輪之弧齒厚, Re 為大端節錐距,  d 為齒根角, c a 和 cc 分別為齒頂高和齒隙係數 標準產形輪齒面直邊 。 部分可由下式表示之: ( rd( s ) (u,  )=  xds )  其中 (6) 其中 u 為產形輪齒線直線(曲線)參數,  分別代表內 齒線與外齒線。 ( y ds ) ( zds ) 1  T (8) (  xds )  u ,     cos  rg / 2    (s)  yd  u ,    u cos  0  (s)  zd  u ,    u sin  0   sin  rg / 2   2.3 平面假想產形輪 參考圖六所示,定義了刀具在產形輪座標系統的 23
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 其中 擺放位置,其中座標系統 St 和 Sd 分別固連於刀具與 產形輪上,輔助座標系統 Sa 、 Sb 與 Sc 則說明刀具與 假想產形輪之間的相對位置。假想產形輪之齒面位置 方程式可透過座標轉換從刀具座標系統轉到產形輪 座標系統得到,如下式所示: rd (u, ) (9) =Mdc (Cx , Cy , Cz )Mcb (b )Mba (a )Mat ( )rt (u)  A  (nyt sin a  nzt cos a )2   2 2 2  B  (nxt  nxM  (nyt sin a  nzt cos a ) )  接著再利用刀具中間點位置與標準假想產形輪齒面 參考點 M 位置相等,建立平移軸位置公式如下所示: Cx  Cy  Cx   其中座標轉換矩陣為 1 0 M dt =  0  0 1 0  0  0 0 0 Cx   cos b 0 sin b 1 0 Cy   0 1 0  0 1 Cz    sin b 0 cos b  0 0 1  0 0 0 0 0 0   cos sin cosa -sina 0  -sin cos  sina cosa 0   0 0  0 0 1  0 0 0 0  0  1 0 0 0 0  1 0  0 1  xM  xt cos b  sin b ( yt sin a  zt cos a )  yM  yt cos a  zt sin a  zt cos a cos b 根據公式得到產形輪之齒面位置方程式,包含 u 與  兩個曲面參數。根據微分幾何,分別對曲面參數 (u,  ) 偏微後兩向量再做外積,即可得到產形輪齒面 法向量,如下式 n d (u ,  )  上式中  為刀具旋轉角, a 為刀具傾斜軸, b 為螺 rd (u ,  ) rd (u ,  )  u  為 Z 方向位移。 yd 齒面拓樸位置與其單 位法向量 yc ,b a 產形輪旋轉軸 b x b, a oc ,b , a zc xc zb za zd (12) 將刀具曲面轉換假想產形輪座標系統,得到假想 產形輪齒面位置和法向量方程式,接著利用平面拓樸 點,其中的兩個齒胚的限制條件,解得假想產形輪齒 面拓樸位置與單位法向量(如圖七所示)。 , 旋設定角 Cx 為 X 方向位移 C y 為 Y 方向位移與 Cz , od (11)  xt sin b  yt sin a cos b  zM Cy 齒面 倒圓 xd 10mm 假想產形輪 Cz Cx 圖七假想產形輪之齒面拓樸點位置及法向量 2.4 直傘齒輪齒面數學模式 將假想產形輪與工件齒輪安裝在正確的位置 上,利用共軛的假想產形輪當作刀具分別對工件齒輪 做對轉創成運動,可分別製造出共軛的大小齒輪對。 參考圖八定義了產形輪與工件齒輪之間的相對位 置,位在搖台上的座標系統 S d 與座標系統 S1 分別固 連於假想產形輪與工件齒輪上 輔助座標系統 S e、S f , 圖六刀具至產形輪之座標系統 將刀具位置與單位法向量經座標轉換到假想產 形輪座標系統,首先令刀具中間點單位法向量 ( L da (b ,  a ;   0)n t (u ) )和標準假想產形輪齒面參考 點 M 單位法向量 n M  {nxM , n yM , nzM } 相等,推導角度 軸位置如下式所示: 2 2 2 2  n n  nzt (nyt  nyM  nzt ) a  cos1 ( yM yt ) 2 2  nyt  nzt   nxM nxt  AB ) 1 b   cos ( 2 (nxt  nyt sin a  nzt cos a )2  與 S g 是用來說明假想產形輪與工件齒輪之間的相對 運動。 透過座標轉換,將產形輪齒面位置從座標系統 S d 轉到 S1 ,可得到在工件齒輪座標系統 S1 觀察的產 形輪齒面軌跡方程式,其推導如下式所示。 (10) 24
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 下式計算得到: (12) (17) f1 (u ,  , c )  n1 (u ,  , c )  v1 (u ,  , c )=0 由平面拓樸點的兩個齒胚限制條件,和嚙合方程 式,可得到三條方程式以求解每個拓樸點對應的參數 (u,  , c ) ,再代入公式(13)與公式(15),就可得到直 傘齒輪的齒面位置與單位法向量。 ze z d 機械平面 ye , d z1 zg , f yf oe , d 1 創成齒輪旋轉軸 (搖台旋轉軸) c yg y1 B 3. 數值範例 利用上述所推導的數學模式計算本論文數值範 例,其直傘齒輪之基本參數如表格一所列。根據美國 格里森直傘齒輪設計與製造標準計算公式,可以推導 出齒胚和刀具參數(表格二),再帶入本文所推導之公 式以計算切齒機機械設定(表格三)。 表格一 直傘齒輪基本參數 xe xd o1, g , f m 齒輪旋轉軸 xf 項目 齒數 x1, g =M1g (1 )M gf ( m )M fe (B )M ed (c )rd (u ,  ) 0 cos  m -sin  m 0  sin  m cos  m  0  0 0  1  0 0 zg 0 0 1 0 10.160 ht mm 11.115 n deg 20.000 軸交角 0 0  0  1 (14) z 其中 R a 為創成運動滾動比, z 為工件齒輪之齒數, z g 為假想產形輪之齒數。根據微分幾何, u 與  為 曲面參數,齒面法向量公式可推導如下:  deg 90.000 表格二 刀具參數 小齒輪 大齒輪 左齒面 右齒面 左齒面 右齒面 項目 齒形角 b deg 2.000 2.000 刀具半徑 rb mm 190.500 190.500 刀具倒圓半徑 b mm 0.800 0.800 表三 泛用型傘齒輪機之機械設定 小齒輪 左齒面 右齒面 項目 大齒輪 左齒面 右齒面  r1 (u ,  ,  c )  r1 (u ,  ,  c )  u  刀具傾斜軸 a deg 22.000 -22.000 22.000 -22.000 螺旋設定角 b deg -0.802 0.802 -0.800 0.800 X 方向位移 Cx mm 110.743 110.743 Cy mm 177.115 177.115 Z 方向位移 Cz mm -73.097 73.097 -73.097 床位設定 B mm 0.000 m deg 16.356 68.366 創成運動滾動 Ra  3.221 1.051 0.000 圖九為標準產形輪與雙連鎖碟型刀具切製法產 形輪的齒面拓樸法向誤差,可直觀的看出,使用切 製法之產形輪在齒長方向為凹面,因此可以加工出 凸面的工件齒輪,可降低工件齒輪對組裝誤差敏感 度。利用前述數值範例設計的直傘齒輪輸出直傘齒 輪拓樸量測所需之齒面量測點資料,而小齒輪左右 齒面之齒面拓樸點位置與其單位法向量如表四所 示,大齒輪左右齒面之齒面拓樸點位置與其單位法 向量如表五所示。 (15) (1 產形輪的相對速度 v 1 2 ) 求得如下。 r1 (u,  , c ) c 73.097 機械根角 產形輪齒面軌跡方程式 r1 ( u ,  ,  c ) 中的  c 為 運動參數,表示在座標系統 S1 的工件齒輪相對於假想 (12) v1 (u,  , c )  mm 大端全齒高 (13) Y 方向位移 c n 1 (u ,  , 1 )  F hk 38.100 大端工作齒深 0 1 0 0 1 =Rac  5.080 mm 齒面寬 0 0   cos c 0 sin c 0 0 B   0 1 0 0   1 0  -sin c 0 cos c 0   0 1  0 0 0 1 上式中,  c 為創成運動搖台角;  B 為床位,設定為 切齒深度; m 為機械根角,設定為與齒根角相等; 1 為工件齒輪旋轉角。當模擬直傘齒輪創成加工時,角 度  1 與  c 需滿足下列關係式: 1 0  0  0 mm 壓力角 r1 (u , ,c ,1 ) z m en 大端模數 圖八 假想產形輪至工件齒輪之座系統 其中座標轉換矩陣 0 0 1 0 cos  -sin  1 1 M1d =  0 sin 1 cos 1  0 0 0 小齒輪 大齒輪 左齒面 右齒面 左齒面 右齒面 16 49 (16) 根據齒輪原理,工件齒輪的嚙合方程式可由下列公式 25
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 將齒面點讀入 Solidworks,以建構出如圖十所示 的直傘齒輪對 3D 圖。圖十一所示,為齒面相對修形, 其結果顯示齒面四個角落拓樸皆為正值,可避免與齒 面產生干涉,因此可進行齒面接觸分析。圖十二為齒 面接觸分析的結果,傳遞誤差曲線相交,亦即不會造 成跳齒的現象,而最大的傳遞誤差為 15 arcsec。 10mm 圖九 切製法產形輪與標準產形輪之誤差 表四 小齒輪拓樸點位置與其法向量 J I 4 4 4 5 5 5 6 6 6 J 4 4 4 5 5 5 6 6 6 2 3 4 2 3 4 2 3 4 I 2 3 4 2 3 4 2 3 4 XP YP 31.9581 32.8405 33.7180 32.9900 33.9250 34.8548 34.0467 35.0293 36.0063 0.0000 0.3298 0.7444 -0.0152 0.3314 0.7703 -0.0201 0.3438 0.8064 -31.9581 -32.8405 -33.7180 -32.9900 -33.9250 -34.8548 -34.0467 -35.0293 -36.0063 0.0000 0.3298 0.7444 -0.0152 0.3314 0.7703 -0.0201 0.3438 0.8064 ZP XN 凸面位置和法向量 99.8800 0.2765 99.5911 0.3562 99.3023 0.4200 103.2310 0.2729 102.9250 0.3552 102.6190 0.4207 106.5730 0.2720 106.2520 0.3559 105.9300 0.4224 凹面位置和法向量 99.8800 -0.2765 99.5911 -0.3562 99.3023 -0.4200 103.2310 -0.2729 102.9250 -0.3552 102.6190 -0.4207 106.5730 -0.2720 106.2520 -0.3559 105.9300 -0.4224 YN ZN -0.9568 -0.9272 -0.8971 -0.9580 -0.9277 -0.8968 -0.9584 -0.9275 -0.8960 -0.0899 -0.1158 -0.1373 -0.0880 -0.1148 -0.1369 -0.0871 -0.1143 -0.1367 -0.9568 -0.9272 -0.8971 -0.9580 -0.9277 -0.8968 -0.9584 -0.9275 -0.8960 -0.0899 -0.1158 -0.1373 -0.0880 -0.1148 -0.1369 -0.0871 -0.1143 -0.1367 圖十 直傘齒輪對 Solidworks 3D 模型 圖十一 直傘齒輪齒面相對修形 表五 大齒輪拓樸點位置與其法向量 J I 4 4 4 5 5 5 6 6 6 J 4 4 4 5 5 5 6 6 6 2 3 4 2 3 4 2 3 4 I 2 3 4 2 3 4 2 3 4 XP 98.8405 99.1393 99.4371 102.2510 102.5700 102.8880 105.6770 106.0130 106.3480 -98.8405 -99.1393 -99.4371 -102.2510 -102.5700 -102.8880 -105.6770 -106.0130 -106.3480 YP ZP XN 凸面位置和法向量 0.0000 36.6096 0.1048 0.3149 35.6938 0.1088 0.6426 34.7780 0.1125 -0.0259 37.9481 0.1051 0.3094 36.9707 0.1093 0.6587 35.9933 0.1131 -0.0341 39.2418 0.1057 0.3190 38.2118 0.1099 0.6872 37.1817 0.1138 凹面位置和法向量 0.0000 36.6096 -0.1048 0.3149 35.6938 -0.1088 0.6426 34.7780 -0.1125 -0.0259 37.9481 -0.1051 0.3094 36.9707 -0.1093 0.6587 35.9933 -0.1131 -0.0341 39.2418 -0.1057 0.3190 38.2118 -0.1099 0.6872 37.1817 -0.1138 x[mm] (b)接觸橢圓(被驅動端) x[mm] (a)接觸橢圓(驅動端) -15.0 0 YN -0.9523 -0.9485 -0.9447 -0.9526 -0.9487 -0.9448 -0.9527 -0.9487 -0.9447 -0.2865 -0.2974 -0.3080 -0.2854 -0.2967 -0.3076 -0.2850 -0.2965 -0.3076 -0.9523 -0.9485 -0.9447 -0.9526 -0.9487 -0.9448 -0.9527 -0.9487 -0.9447 -20 ZN -0.2865 -0.2974 -0.3080 -0.2854 -0.2967 -0.3076 -0.2850 -0.2965 -0.3076 -15.0 0 -20 -40 -40 -20 0 20 -40 -20 0 20 小齒輪旋轉角 (deg) 40 小齒輪旋轉角 (deg) (c)傳遞誤差(驅動端) (d)傳遞誤差(被驅動端) 圖十二 直傘齒輪齒面接觸分析 4. 結論 本文建立雙連鎖碟型刀具切製法之直傘齒輪齒 面數學模式,利利用刀具中點與標準假想產形輪齒面 參考點相切,推導出泛用型傘齒輪切齒機之雙連鎖碟 型刀具切製法之直傘齒輪數學模式。在數值範例中, 求解出連鎖碟型刀具切製法之直傘齒輪齒面拓樸點 位置及其法向量,並以 Ease off 和 TCA 齒面接觸性 能分析驗證本論文推導之連鎖碟型刀具切製法之直 傘齒輪齒面數學模式的正確性。 26
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 5. 誌謝 A Study on Straight Bevel Gears Using Interlocking Coniflex Cutting Method Based on the Bevel Gear Cutting Machine 本論文為國科會編號 NSC 101-2221-E-011-019 之計畫,由於國科會的支持,使本計畫得以順利進 行,特此致上感謝之意。 Hsin-Yen Hsieh1, Y. P. Shih 5. 參考文獻 1* 1 Department of Mechanical Engineering, National Taiwan University of Science and Technology 1. 石伊蓓,直傘齒輪製造方法介紹,機械月刊,第 三十六卷,第六期,第 84-101 頁,2010 2. H. J. Stadtfeld, “Calculating Instructions Generated Straight Bevel Coniflex® Gears, The Gleason Works”, Rochester, NY, USA ,1961 3. M. L. Al-Daccak, J. Angeles and González-Palacios, M. A., “The Modeling of Bevel Gears Using the Exact Spherical Involute,” Transactions of ASME, Journal of Mechanical Design, Vol. 116, No. 2, pp. 364-368, 1994 4. K. Ichino, H. Tamura and K. Kawasaki, “Method for Cutting Straight Bevel Gears Using Quasi-Complementary Crown Gears,” ASME Proceedings of the Seventh International Power Transmission and Gearing Conference, San Diego, CA, USA , pp. 283-288, 1996 5. C. K. Chang and C. B. Tsay, “Mathematical Model of Straight Bevel Gears with Octoid Form,” Journal of the Chinese Society of Mechanical Engineers, Vol. 21, No. 3, pp. 239-245, 2000 6. Y. P. Shih, “A Novel Ease-Off Flank Modification Methodology for Spiral Bevel and Hypoid Gears,” Mech. Mach. Theory, Vol. 45, No. 8, pp. 1108-1124, 2010 7. F. L. Litvin and A. Fuentes, Gear Geometry and Applied Theory, 2nd Edition, Cambridge University Press, Cambridge, UK, 2004. 8. 沈頌文,齒輪的設計與製造,徐氏基金會出版, 台北,1998 9. 李羿慧,面滾式直傘齒輪齒面數學模式之研究, 碩士論文,台灣科技大學,台北,2012 10. G. J. Spear, Rotary Cutter for Gears and the Like, U.S. Pat., 2947062,1960 Abstract The Coniflex® cutting method developed by Gleason is used to produce straight bevel gear (SBG). This method uses two interlocked cutters to generate a combination of profile and lengthwise crowning in the tooth flanks, and thus achieves the advantages of low assemble sensibility and high precision. This method is only operated in the dedicated machine. However, the details of the Coniflex® cutting method are not provided because of commercial considerations. The main goal of this work is to establish the mathematical model of Coniflex® SBG based on the universal bevel gear cutting machine. This model contains three modules: (1) a cutter, (2) an imaginary generating gear, and (3) the relative motion between an imaginary generating gear and the work gear. The proposed model is validated numerically using the generation of straight bevel gears with the Coniflex® cutting method. And then the correctness of the model is confirmed using the ease-off and tooth contact analysis. Keywords:Straight bevel gear, Coniflex® cutting method, mathematical model of tooth surface. 27
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 板金成形回彈分析之精確評估方法探討 劉春和 1、王阿成 1 1 健行科技大學機械工程系 國科會計畫編號:NSC101-2221-E-231-004 摘要 2. 基本理論 本文針對回彈效應之分析,進行深入研究,擬採 用動態有限元素法,進行帽形彎曲成形與V形彎曲成 形製程分析,探討材料降伏準則、元素類型與厚度方 向積分點等參數之設定及應用。同時,與相關實驗及 通用之靜態解析方法做比較,藉以修正本文所建構之 回彈解析模式。期盼尋求適用性廣泛之製程解析模型 與加工參數設定,以提供應用於各種相關成形加工之 模擬分析。 2.1 動態與靜態有限元素法 一個連續體的Lagrangian動量守恆方程式可寫成   ij , j  bi  ui (1) 其中  ij 代表柯西應力張量(Cauchy stress tensor),  代表材料之密度(mass density), bi 代表體積力密度  (body force density), ui 代表加速度(acceleration )。 在顯性動態有限元素法中,包含內力、體積力、慣性 力與接觸力之虛功原理方程式,則由下式描述 關鍵字:回彈、帽形彎曲、V形彎曲   u u dV    u dV      b  u dV   t u dS 1. 前言 i V 長久以來,工件之回彈效應,總是影響工件尺寸 之精密度與組裝效率。傳統改良方式以人工對模具修 正或更改製程,以達到設計之精度要求。由於相當耗 時耗力,因此應用數值模擬來節省時間與成本,乃刻 不容緩。而數值模擬雖已能準確預估成形狀況,但對 於如何控制模擬精確度與可靠度,以符合設計尺寸之 精密度要求,則尚待剖析研究。國內學者對於回彈效 應之探討研究,可說不勝枚舉[1-6]。對於影響回彈效 應之模具幾何尺寸、摩擦狀況、模型之解析形式、模 擬技巧與材料降伏準則等等,均有相當精闢之見解與 建議。其中,對於回彈模擬大多採用靜態有限元素 法;至於從成形至回彈之模擬,直接應用動態有限元 素法加以解析之研究,則不多見。 本文使用LS-DYNA軟體,並以完全模擬實際製 作 過 程 之 仿 真 動 態 解 法 (real-process-like method) [7],來進行帽形彎曲成形(hat-bending)回彈現象之探 討。其成形示意圖與相關回彈角度如圖1所示。初步 了解之仿真動態解法優點有:無隱性靜態數值解析發 散之問題;邊界條件無須修改;可配合加工速度與加 工道次進行模擬,經由負荷-除荷-再負荷之實際加工 方式,可充分探討材料降伏準則之適用性。當然,仿 真動態解法亦有可能產生動態效應之擺盪問題,故相 關之模擬技巧建立與精確度之深入剖析,尚待深入研 究。另外,隱性靜態之解法,亦將引用並與本文之方 法互相比較,以尋求最佳且適用性廣泛之解析模式, 供相關研究人員使用。 V i i ij V i S i i, j (2) i 其中 V 代表物體體積,u i 代表虛速度,S 為表面積,  t i 為表面作用力或接觸力(surface traction or contact force)。將(2)式有限元素離散化後,可得  M u K u  F (3) 其中M 代表質量矩陣(mass matrix),ü 代表加速度向 量 (acceleration vector) , K 代 表 剛 性 矩 陣 (stiffness matrix),u 代表位移向量(displacement vector),F 代 表 體 積 力 及 接 觸 力 之 向 量 (body force and contact force vector)。將質量矩陣M對角線化,則(3)式成為 獨立之方程式組合,可各自單獨求解,故屬於動態有 限元素法之方程式。若已知第n次之解(時間t),則第 n+1次之解(時間t+Δt) 如下式所示 u n1  ( M 1 M ) [ F  K u n  2 (2u n  u n1 )] t 2 t (4) 上 式 中 之 Δt 代 表 變 形 解 析 之 時 間 增 量 (time increment)。 若不考慮加速度,即以準靜態(quasi-static)來考 量,則(3)式改寫成 K uF 28 (5)
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 分割型態如圖 3 所示,分析採用全模型之方式進行解 析。相關之解析資料與材料特性則詳列於表 2。本製 程模擬再度探討回彈解析與材料特性之關連性,並與 實驗數據作驗證比對。 (5)式即靜態有限元素法方程式 必須以聯立方程式之 , 方法求解,相關技巧不再贅述。 2.2 Barlat89 降伏準則 Barlat89 降伏準則[8]由 Barlat 和 Lian 於 1989 年 提出,用於描述異向性材料的降伏特性。該準則採用 Lankford 係數來定義材料的異向性,考慮平面應力之 降伏準則如下式:   a K1  K 2 m m  a K1  K 2  c 2K 2 m m  2 Y 4. 結果與討論 4.1 不同元素類型之帽形彎曲製程解析 本文首先以 Barlat 建議之材料模式理論,進行帽 形彎曲成形模擬及回彈效應剖析,並與相關實驗結果 比對,以建立合適之解析程序。表 3 為不同殼元素類 型之解析結果,由模擬數據知所有模式之解析結果皆 在 5%之誤差範圍內,其中 sh-02-d 與 sh-03-d 模式則 可得到相當符合實驗結果之數值剖析。圖 4 則為各種 模式的回彈後形狀與實驗結果之比較,由圖中可以發 現 sh-03-d 模式雖甚佳,但計算較耗時,除非有特殊 要求,不建議採用。而 sh-02-d 最吻合實驗結果,故 後續之分析將採用模式 sh-02-d 之解析技巧。 表 4 為三種元素類型(殼元素、體元素與混合式) 與不同材料模式(Barlat89 與 Hill48)之各種模型的解 析結果,由模擬數據知所有模型之解析結果亦皆在 5%之誤差範圍內,其中 sh-02-d 與 sh-04-d 模式則可 得到相當符合實驗結果之數值剖析。圖 5 則為各種模 型的回彈後形狀,由圖中可以發現體元素呈現較強之 剛性,加上解析軟體適合應用的異向性材料模式較 少,故解析結果不理想。而混合式模型中,體元素部 分於激烈變形處之反應,亦無法符合如論文[12]所介 紹之效能 圖 6 為 sh-02-d (Barlat89)與 sh-04-d (Hill48) 。 模式於回彈後形狀與實驗試片之比較,兩者之模擬結 果,可說是不分軒輊。再查看表 4 之數據,可得知 的誤差愈小,則愈符合實驗結果。 (6) 其中 a  22 K1  R0 R90 1  R0 1  R90 (7)  xx  h yy (8) 2   xx  h yy K2    2  2  2   p 2 xy   (9) c  2a h (10) R0 1  R90 1  R0 R90 (11) 上列關係式中, R0 、 R90 為材料之異向性值;異向性 常數p,則可應用45°方向之單軸拉伸應力與異向性值 R45 ,以疊代法求取;對於體心立方材料 m=6(鐵 材),面心立方材料 m=8(鋁材、銅材); Y 為降伏應 力,由應變 4.2 不同厚度方向積分點之帽形彎曲製程解析 商用解析軟體如 PAM-STAMP、DYNAFORM、 AUTOFORM 等等,常推薦利用不同的厚度方向積分 點來改善模擬結果。但積分點之應用係用在計算厚度 之變化[13],實質影響結構變形之效應不會太大,故 宜小心使用。表 5 為不同厚度方向積分點模型之帽形 彎曲解析與實驗結果之比較,發現使用套裝軟體建議 之積分點數 NIP=3~9,無法獲得理想解析結果。故建 議初始解析時採用 NIP=2 開始嘗試 再慢慢調整積分 , 點數,但功效可能待商榷。 強度係數K 與硬化指數n 來表達:  Y  K n (12) 3.數值模型 3.1 帽形彎曲製程解析模式 帽形彎曲成形示意圖、相關回彈角度與成形模具 如圖1所示[5];有限元素分割型態如圖2所示,由於模 具為對稱關係,因此模具與料片部份皆擷取二分之一 幾何形狀來分析,以節省運算時間。其他相關之解析 資料與材料特性則詳列於表1。本製程模擬主要探討 合適之元素類型、厚度方向積分點與回彈解析模式 SB1、SB2之特性。 4.3 V 形彎曲製程解析與實驗測試 材料模式 Barlat89 與 Hill48 對於高強度鋼板是否 能精確預估成形後之回彈效應,尚待驗證。因此,本 計畫進一步執行 V 形彎曲之模擬與實驗。表 6 列出 不同材料模型之 V 形彎曲解析與實驗量測結果,並 以白光掃描之角度為基準計算相關誤差。圖 7 為 V 形彎曲解析與實驗回彈後切面形狀之比較。由圖中可 3.2 V 形彎曲製程解析模式 V 形彎曲成形示意圖、成形模具尺寸與有限元素 29
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 以發現材料模式 Barlat89 似乎比 Hill48 稍微接近實驗 之結果,但兩者之誤差均在 3.0%左右,引用其他材 料模式則待下篇論文探討。圖 8 為 V 形彎曲實驗試 片之掃描量測程序,先用三次元掃描儀器(白光掃描) 收集成品之點資料,再使用後處理軟體修補及平滑匯 集點資料,最後應用軟體功能將點資料合成為 3D 立 體曲面,而製作出完整的 3D 立體模型。圖 9 與圖 10 分別為仿真動態解法料片節點之動態效應軌跡和料 片彎曲角度與加工時間之關係,由圖中可以明顯看出 回彈時料片之擺盪現象,建議量測彎曲角度以最小值 為準,時間點則以不超過兩倍加工衝程時間。 5. 6. 7. 8. 5. 結論 本研究所建立之數值解析模式,用來模擬彎曲成 形製程,解析與實驗之結果尚稱滿意。唯解析模式仍 需加以修正,方能更貼切地模擬製造過程。相關解析 技巧與結論略述如下: (1) 彎曲成形分析模式以殼元素模擬可符合實際之 加工狀況。 (2) 兩種不同回彈解析方式,仿真動態解法(SB1)與 隱性靜態解法(SB2) 的結果與實驗有相似之趨 勢,故兩者均可應用於成形製程模擬。 (3) 回彈解析之隱性靜態解法須修改邊界條件,且有 發散之問題。故建議應用沒有發散問題之仿真動 態解法,除了可配合實際加工方式進行模擬,更 可充分探討材料降伏準則之適用性。 (4) 白光掃描之量測方式,可降低量測時之人為誤 差,建議可妥善使用。 9. 10. 11. 12. 13. 6. 誌謝 究,碩士論文,國立台灣大學機械工程學研究 所,台北、台灣,2007 張致緯,應用適應性模糊推論系統於板金彎曲成 形模具形狀最佳化設計,碩士論文,淡江大學機 械與機電工程學系,台北、台灣,2008 洪英治,先進高強度鋼板沖壓成形包辛格效應之 研究,碩士論文,國立台灣大學機械工程學研究 所,台北、台灣,2011 C. H. Liu, A. C. Wang, K. Z. Liang, A study of the electromagnetic micro-stretching process, Proceeding of ICAM2010, pp. 65-69, 2010. F. Barlat and J. Lian, Plastic behavior and stretchability of sheet metals. Part I: A yield function for orthotropic sheets under plane stress conditions, Int. J. Plasticity, Vol. 5, pp. 51-66, 1989. LS-DYNA® Keyword User’s Manual, LSTC, USA, 2009. R. Hill, A theory of the yielding and plastic flow of anisotropic metals, Proceedings of the Royal Society of London, Series A, Vol.193, pp.281-197, 1948. J. O. Hallquist, LS-DYNA Theoretical Manual, LSTC, USA , 2006. Ledentsov et al., Model adaptivity for industrial application of sheet metal forming simulation, Finite Elem. Anal. Des., Vol. 46(7), pp.585-600, 2010. S. Swaddiwudhipong and Z. S. Liu, Dynamic response of large strain elasto-plastic plate and shell structures, Thin-Walled Struct., Vol. 26(4), pp.223-239, 1996. 8. 圖表彙整 本論文為國科會編號 NSC-101-2221-E-231-004 之計畫,由於國科會的支持,使本計畫得以順利進 行,特此致上感謝之意。承蒙中國鋼鐵股份有限公司 提供鋼料與材料測試服務;淡江大學機械與機電工程 學系葉豐輝教授及李經綸教授提供相關實驗數據和 支援實驗測試;在此亦表達誠摯的敬意與謝忱! 7. 參考文獻 圖 1 帽形彎曲示意圖、相關回彈角度與模具組合圖 1. Y. M. Huang and D. K. Leu, An elasto-plastic finite element analysis of sheet metal U-bending process, J. Mater. Process. Technol., Vol. 48, No. 1-4, pp. 151-157, 1995. 2. 蕭銘仕,金屬方板對角線彎曲成形製程之回彈分 析,碩士論文,淡江大學機械與機電工程學系, 台北、台灣,2003 3. 郭峻志,鎂合金板材九十度彎曲反彈量之研究, 碩士論文,高雄第一科技大學機械與自動化工程 學系,高雄、台灣,2004 4. 蘇昱竹,先進高強度鋼板沖壓成形回彈現象之研 圖 2 模具與料片之網格分佈型式 30
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 3 V 形彎曲示意圖、模具尺寸與網格分佈型式 圖 7 不同材料類型之 V 形彎曲模擬與實驗之比較 圖 4 帽形彎曲模擬與實驗之回彈後形狀 圖 8 V 形彎曲實驗試片之掃描量測程序 圖 5 不同模型之帽形彎曲模擬結果 圖 9 仿真動態解法料片節點之動態效應軌跡 圖 6 不同材料類型之帽形彎曲模擬與實驗之比較 圖 10 仿真動態解法料片彎曲角度與加工時間關係圖 31
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 1 帽形彎曲成形解析資料與材料特性 表 3 不同殼元素類型之帽形彎曲解析結果 表 4 不同模型之帽形彎曲解析結果 表 5 不同積分點模型之帽形彎曲解析結果 表 2 V 形彎曲成形解析資料與材料特性 表 6 不同材料模型之 V 形彎曲解析與實驗結果 32
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- The study on precise estimation methods of springback analysis in sheet metal forming 1 Abstract This research project is focused on the springback effect of the bending processes. The dynamic finite element method is applied to simulate the hat-bending and V-bending processes. Then, the experimental results are compared with the numerical solutions. The detailed discussions of the influence factors, such as the element types, the number of integration point across the thickness and the hardening rules are presented. The main goal of this project hopes to seek the best analytical model and the processing parameters, and then apply to the related forming industry. 1 Chun-Ho Liu and A-Cheng Wang 1 Department of Mechanical Engineering, Chien Hsin University of Science and Technology, Zhongli Keywords: Springback, Hat-bending, V-bending 33
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 滾齒機控制器參數調整之研究-以FANUC為例 1 2 張義芳 、童卜信 * 1 2 大葉大學 機械與自動化工程學系教授 *大葉大學 機械與自動化工程學系研究生 摘要 頻寬調整,進而抑制機台高頻共振的效果。 齒輪是目前運用最廣泛的傳動元件之一,隨著科 技的發展,齒輪精度的要求也相對提昇,其製造方法 也就特別重要。目前在工業界中,滾齒機、刨齒機及 各型專用機廣泛地應用於各型齒輪的製造中,其中滾 齒機更因其機器設定容易,生產效率高,產品品質穩 定,重磨後也能保持相當的精度和品質,因此被廣泛 運用,但是滾齒機與其它加工機台相比,滾齒過程中 的斷續切削容易造成機台的震動。所以為了提高滾齒 過程中的機台穩定性,本研究即著重於滾齒機台組裝 完成後,針對FANUC控制器的參數設定,在控制器 調整的校驗過程中 利用Servo-Guide軟體擷取馬達伺 , 服端Encoder的路徑誤差訊號,以利判斷各軸之速度 增益頻寬調整,進而抑制機台高頻共振的效果。 關鍵字:滾齒機,鉋齒機,斷續切削,速度增益 1.1 研究動機與目的 齒輪是目前運用最廣泛的傳動元件之一,隨著科 技的發展,齒輪精度的要求也相對提昇,所以在齒輪 設計、製造時需盡可能的要求齒輪的精度,使齒輪在 工作時達到正常的嚙合狀態[1]。目前在工業界中,滾 齒機(Hobbing Machine)、刨齒機(Shaping Machine)及 各型專用機廣泛地應用於各型齒輪的製造中,其中滾 齒機更因其機器設定容易,生產效率高,產品品質穩 定,重磨後也能保持相當的精度和品質,因此被廣泛 運用[2] 齒輪滾刀加工原理猶如一對交錯軸螺旋齒輪 。 的嚙合過程,齒輪滾刀具有一定切削角度的漸開線斜 齒圓柱齒輪,齒輪滾刀的牙口數(頭數)相當於螺旋齒 輪的齒數[3]。這種齒數少、螺旋角大、齒能繞軸線很 多圈的斜齒圓柱齒輪,其實就是一個蝸桿。作為刀 具,在這種蝸桿上必須開出容削槽,形成切削刃口, 齒輪滾刀廣泛地應用於滾削正齒輪(Spur Gear)、螺旋 齒輪(Helical Gear)及蝸輪(Worm Gear)等[4]。 也因國內外對齒輪產量與精度要求越來越高,以 至於國內外對於滾齒機的開發更是用盡心力。因為滾 齒機台從組裝到實際測試中的幾何誤差、控制系統誤 差、重量或負載變形、動態加減速、噪音振動等任何 一種誤差原因都可能影響到滾齒刀與工件相對位置 的準確度[5]。而且滾齒機相較於其它切削加工機,滾 齒過程中產生的斷續切削容易造成機台的震動,此震 動源將嚴重影響齒輪的精度要求,所以滾齒機器組立 完成後規劃實施完整的靜態幾何精度與動態位置精 度檢測,確保本機性能精度符合加工要求便顯得格外 重要。故本研究即著重於機台組裝完成後,針對 FANUC 控制器的參數設定過程,在控制器調整的校 驗過程中,利用 Servo-Guide 軟體擷取馬達伺服端 Encoder 的路徑誤差訊號,以利判斷各軸之速度增益 1.2 文獻回顧 由於刮齒機加工與鑽孔加工、搪孔加工所要求的 是定位精度,銑削加工及車削加工則著重在循跡追蹤 精度、外輪廓精度與表面粗糙度。為了提高精度及輪 廓誤差和加工時間,Han等人[6]首先提出預視插補器 (look-ahead interpolator)的緩衝區(Buffer)架構來達到 速度規劃的目的,減少加工時間,如圖1.所示。 圖1.移動式的預視方法 圖2. 以系統動態為基礎之即時預視插補架構 Cao[7]等學者提出一種演算法具有平滑控制的預視 功能,CNC系統會預先檢查刀具路徑的數據判斷是否 有轉折點,並且調整進給速度以確保精度。但是,上 述學者所提出的方法會產生預視單節的數量過大、計 算時間和記憶體的花費增加、以及只考慮到最簡單的 線性加速和減速的梯形速度分佈等問題,通常在轉折 34
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 點過多的地方會呈現在起始和結束階段的跳躍加速 造成路徑的命令誤差,進而降低加工精度。於是許多 學 者 [8]-[9] 採 用 參 數 式 曲 線 插 補 器 ( 如 :Berier, B-spline, NURBS等)來解決上述的問題,不過這些研 究都聚焦在如何維持加工進給速度之穩定,並未考慮 到插補時產生的弦誤差。然而,這些演算法並沒有考 慮到曲線加減速(acceleration/deceleration)的問題,當 加工曲線的曲率變化過大時,容易產生顫振現象。為 了達到平滑的加減速規劃,許多學者於文獻中提出不 同的方法[10]-[13]。Lin[14]和Tsai[15]等人則首先提出 整合工具機系統動態於NURBS插補器之即時預視插 補 演算法 ,如 圖 2.所 示。該 演算法 可以 先行預 視 NURBS曲線的幾何資訊(如:轉角、曲率大小、曲線長 度等),並依據輪廓誤差預估公式以及系統限制(最大 加減速及顫振量)線上調整進給速度以滿足輪廓誤差 精度,進ㄧ步達到高速高精度加工之需求。 、後處理模組再轉換為標準NC軟體等。齒輪自動編 輯以工件齒輪及切削刀具的特徵參數為其基本輸入 ,經過參數處理模組的處理獲得齒輪加工所需的幾何 資料、工件訊息及執行訊息,借助後處理模組的控制 自動產生加工程式標準G碼可輸出加工。齒輪加工自 動編輯,是可完全獨立軟體系統功能,本論文即以搭 配FANUC系統研究。 2.1齒輪創成製程 將裁剪後的粗胚料利用車床車削製滾齒前的胚 料,將胚料置於滾齒機中加工成型,目前在工業界 中 , 滾 齒 機 (Hobbing Machine) 、 刨 齒 機 (Shaping Machine)及各型專用機廣泛地應用於各型齒輪的製 造中,其中滾齒機更因生產效率高,產品品質穩定, 而廣泛地應用於滾削漸開線形齒輪及蝸輪等。近年來 由於 CNC 滾齒機的改進與快速發展,使得滾齒機得 以滾削各種複雜形狀的齒輪,以做為傳遞平行軸、相 交軸(Intersected Axes)及交錯軸(Crossed Axes)運動之 用。 滾齒加工是由滾齒刀在滾齒機上加工齒輪的方 法,其原理是一對軸線交錯的螺旋齒輪嚙合傳動原理 演變而來。滾齒刀加工工件齒輪的過程,相當於空間 中兩交錯軸螺旋齒輪嚙合,滾齒刀相當於一個大螺旋 角與少齒數漸開線齒輪,當滾齒刀給定切削速度,與 被切齒輪作嚙合運動過程中,就可在齒胚上滾切出齒 輪的漸開線齒形。滾齒加工的精度主要取決於滾齒刀 與滾齒機台的精度,現行的高精度滾齒方式為 CNC 控制形式,最新的 CNC 式六軸滾齒機台 如圖 3.CNC : 型滾齒機台,具有高自由度,能模擬前兩種形式滾齒 機台,更能自由控制加工時機台的運動參數;機台的 高自由度,可組合各進給量對工件齒輪做修形加工。 圖4.滾齒加工示意圖(Liebherr公司型錄) 2.2滾齒加工介紹 ƒt ƒ ƒ 順滾 逆滾 對角滾齒 圖5.滾齒加工形式 圖4.為滾齒刀相對一工件齒輪加工示意圖,依照切進 給方式不同主要可分為三大類:順滾(Climb Cutting) 、逆滾(Conventional Cutting)與對角滾齒法(diagonal Cutting)。滾齒刀順滾加工時滾齒刀的進給方向由下 往上(如圖5.所示),刀面一開始會有後的鐵屑出來, 慢慢地鐵屑的厚度會變薄,刀面不會摩擦齒面所以刀 面磨耗少,壽命長,製作螺旋齒輪(螺旋角小於20度) 時,一般而言使用刀鋒磨耗較少的順滾。 3.1 控制器的功能簡介 3.1.1 控制器的選用 CNC B=滾刀轉角 C=加工齒輪轉角 A=滾刀裝配角 X=徑向進給 Y=切向進給 Z=軸向進給 (a) 滾齒機台 Gleason 125GH ƒ 本論文選用 FANUC Series 31i-Model-A 控制 器,該控制器最大可支援 10 個系統,32 個伺服軸控 制,8 個主軸控制,同時控制 24 個伺服軸。該控制 器具有 AI 輪廓控制 I&II 功能,可預讀 1000 個單節 預先規劃出平滑的曲線、奈米插補精度至 1nm、傾斜 面分度指令達到多角度上的控制及高速高精度加工。 FANUC 在數值控制方面的優勢如下: (1) 插補功能:除直線、圆弧、螺旋線插補外,還有 假模擬軸插補、極座標插補、圓錐面插補、指數 函數插補、NURBS 插補等。 (2) 切削進給的自動加减速功能:除插補後直線加减 速和插補前加减速。 (3) 補償功能:除螺距誤差補償、導螺桿反向間隙補 (b) Gleason 125GH 座標圖 圖3. Gleason 125GH 結構 齒輪滾齒加工參數自動編輯功能,包括可輸入加 工範圍規格表、加工工件數據、使用刀具數據、加工 過程運算、NC標準代碼等等基本條件參數處理模組 35
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 3.2 伺服控制系統原理 償之外,還有坡度補償、線性度補償以及各新的 刀具補償功能。 故障診斷功能:採用人工智能,系统具有推理軟體, 以知識庫為根據查找故障原因。 CNC 伺服控制系統架構如圖一所示,整個調機 過程由內圈往外圈調整(電流迴圈速度迴圈位置 迴圈)。當馬達規格型號確定後,載入 FANUC 提供的 標準參數後,其電流迴圈部份即不作調整的動作,而 只是針對速度迴路與位置迴路的調整,目前使用 FANUC 提供的調機軟體 Servo-Guide,此軟體是擷取 馬達伺服端 Encoder 的路徑誤差訊號,如圖 6.。 速度迴路調機的目標,在無超越量的情況下,讓上升 時間縮短(穩、快),即提高頻寬;位置迴路調機的目 標,在無超越量的情況下,讓上升時間縮短(穩、快) , 即加工時較不會發生過切。圖 7.為本研究的實驗步驟 與判定說明。 3.3 控制器調機實驗 圖 6. CNC 伺服控制系統架構 在 HRV-Filter 振 動 抑 制 功 能 方 面 、 根 據 Servo-Guide 的設定參數有三個,即中心頻率(Center Frequency) 、 頻 帶 寬 度 (Bandwidth) 、 阻 尼 比 (Damping) , 它 的 功 能 好 比 加 入 一 個 帶 斥 濾 波 器 (Notch-filter)的功用,可以抑制系統模型中的單一特 定共振點,衰減共振點的響應大小,其在一個很窄的 頻寬範圍內響應會衰減,而在頻寬範圍外其輸出入的 響應幾乎相同。中心頻率(Center Frequency)的設定值 即為我們選擇所要衰減的高頻共振頻率處,可以同時 設定四組中心頻率來抑制共振。頻帶寬度(Bandwidth) 伺服頻寬調整測試步驟 處理程序1 使用 servo guide Graph 功能 處理程序2 選擇ToolFrequence ResponseMeasure 處理程序3 選擇要調整的軸向及 激發強度 注意激發強度, 太強會影響進給 結構 處理程序4 進行 Bode 圖 分析 伺服剛性是否會 穩態或過激 無須其它設定 處理程序5 調整 V-Gain值 (P2021) 適當調整其負 載慣量以適用 軸向進給 處理程序6 依機台適當調整 Tcmd Filter & Hrv Filter 設定值的意義為中心頻率  (1/2 頻帶寬度)所能衰減 的頻率範圍,頻帶寬度設定值越大則所能衰減的頻寬 範圍越寬。阻尼比(Damping)設定值的意義為中心頻 率處頻譜大小所衰減的程度,阻尼比設定值越小則頻 譜大小衰減的程度越劇烈,抑制機台高頻共振的效果 更好。圖 8 為 HRV-Filte 調整例,調機參數如下: 如此完成調整 圖 8 HRV-Filte 調整例 中心頻率為 300: 參數值 P2113=300,頻帶寬度設定 50: 參數值 P2177=50,阻尼比設定 15: 參數 P2359=15 (0~100 視抑制情況增減) 圖 7. 伺服頻寬調整步驟 36
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 3.4 測試結果 (1)X 軸伺服參數調整前、後之頻譜響應圖,如圖 9.-10.。 (2)Y 軸伺服參數調整前、後之頻譜響應圖,如圖 11.-12.。 (3)Z 軸伺服參數調整前、後之頻譜響應圖,如圖 13.-14.。 (4) C 軸伺服參數調整前、後之頻譜響應圖,如圖 15.-16.。 圖 11. Y 軸調整前(頻寬=60~70Hz) 圖 12. Y 軸調整後(頻寬=80~90Hz) 圖 13. Z 軸調整前(頻寬=20~30Hz) 圖 9. X 軸調整前(頻寬=60~70Hz) 圖 10.X 軸調整後(頻寬=80~90Hz) 37
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 X 軸調整前頻寬:60~70Hz 80~90Hz Y 軸調整前頻寬:60~70Hz 80~90Hz Z 軸調整前頻寬:20~30Hz 30~40Hz C 軸調整前頻寬:30~40Hz 50~60Hz 圖 14. Y 軸調整後頻寬: Z 軸調整後頻寬: C 軸調整後頻寬: 應用程式撰寫各軸動作參數,在往復調整機台各軸向 之增益值參數,調整各軸的頻寬範圍皆能加寬,使之 頻譜大小衰減的程度越劇烈,進而抑制機台高頻共振 的效果。調整前後的加工成品照片如圖 17.-18.。 Z 軸調整後(頻寬=30~40Hz) 圖 15. X 軸調整後頻寬: C 軸調整前(頻寬=30~40Hz) 圖 17. 調整前的加工紋路 圖 16. C 軸調整後(頻寬=50~60Hz) 因滾齒機加工的特性,其各軸進給率並不高且特 別重視精度,因此調機時可儘量朝此方向調整,將速 度迴路的增益值的安全系數加大(略降速度迴路的增 益值),使機台不易引發振動。其中頻譜響應圖的觀 查重點是頻寬及頻寬對應的相位角,及高頻部份是否 有共振頻率,並濾除共振頻率。伺服馬達加入負載 後,其伺服響應性能指標如下所示: 調整前:載入標準參數 調整後:針對標準參數作修正 圖 18. 調整後的加工紋路 38
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 參考文獻 235-242, 2006. [14] M.-T. Lin, M.-S. Tsai and H.-T. Yau, [1] 吳序堂,齒輪嚙合原理,機械工業出版社,北 [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] 平,1982。 曾冠智,滾刀數學模式的建立與滾齒加工後工 件齒輪之齒面誤差分析,國立中正大學碩士論 文,民國九十二年七月。 王秩信,用齒輪滾刀代替專用滾刀加工蝸輪, 機械工業雜誌。四川省機械工業局編,齒輪刀 具設計理論基礎,機械工業出版社,1982。 方宏聲,蝸桿蝸輪組之製造分析,國立交通大 學博士論文,民國八十五年六月。 張信良,電腦數控滾齒機之齒輪滾削模擬,國 立交通大學博士論文,民國八十五年六月。 G. C. Han, D. I. Kim, H. G. Kim, K. Nam, B. K. Choi and S. K. Kim, “A high speed machining algorithm for CNC machine tools,” in Proceedings of the 25th Annual Conference of the IEEE on Industrial Electronics Society, San Jose, California, USA, Nov. 29-Dec. 3, 1999, pp. 1493-1497. W.-G. Cao, Q.-X. Chang, “A kind of arithmetic having the function of look ahead in smoothly controlling”, Modular Machine Tool and Automatic Manufacturing Technique, vol. 5, no. 9, pp. 56–59, 2005. S. Bedi, I. Ali and N. Quan, “Advanced interpolation techniques for CNC machines,” Transaction of the ASME, Journal of Engineering for Industry, vol. 115, pp. 329–336, 1993. F. C. Wang and D. C. H. Yang, “Nearly arc-length parameterized quintic-spline interpolation for precision machining,” Computer-Aided Design, vol. 25, no. 5, pp. 281–288, 1993. T. J. Ko, H. S. Kim and S. H. Park, “Machineability in NURBS interpolator considering constant material removal rate,” International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol.45, pp.665-671, 2005. S. H. Nam and M. Y. Yang, “A study on a generalized parametric interpolator with real-time jerk-limited acceleration,” Computer-Aided Design, vol. 36, no.1, pp. 27-36, 2004. X. Liu, F. Ahmad, K. Yamazaki and M. Mori, “Adaptive interpolation scheme for NURBS curves with the integration of machining dynamics,” International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 45, pp. 433-444, 2005. Y. Sun, J. Wang and D. Guo, “Guide curve based interpolation scheme of parametric curves for precision CNC machining,” International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 46, pp. [15] “Development of a dynamics-based NURBS interpolator with real-time look-ahead algorithm,” International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 47, no.15, pp. 2246-2262, 2007. M.-S. Tsai, H.-W. Nien, H-.T. Yau, ”Development of an integrated look-ahead dynamics-based NURBS interpolator for high precision machinery”, Computer-Aided Design, vol. 40, pp.554–566, 2008. The Research of Controller Preference Setting of Hobbing Machine Taking FANUC as an Example 2* Yih-Fang Chang1 and Pu-Hsin Tung 1 Mechanical and Automation Engineering Dept., Da-Yeh University 2* Mechanical and Automation Engineering Dept., Da-Yeh University Abstract Gear is one of the widely-used transmission components. With the development of the technology, we value gear precision than before; therefore, the manufacturing method is very important. In manufacturing, hobbing machine, gear-shaping machine, and other machines are widely-used in the manufacture of various gears. Among them, hobbing machine is easy to set, efficient in production, and the quality of products is stable. After regrinding, the precision and quality of products are great, so the hobbing machine is widely-used. However, compare with other machines, hobbing machine is easy to shake when process due to the snatchy cutting in hobbing process. Therefore, in order to promote better stability when processing, the research focuses on the following: After the hobbing machine is assembled, in the preference setting process of FANUC controller and verification process of controller adjustment, we use Servo-Guide software to intercept Pass Error Messages from Motorserver Encoder to judge the speed gain of each axle and broadband adjustment. By doing this, we can control the effect of High Frequency Resonance. Keywords: hobbing machine, gear-shaping machine, snatchy cutting, speed gain 39
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- LED 燈具嵌入封閉式發泡鋁材天花板對散熱增益之實驗量測 鄭澤明、曾憲中*、黃彥豪 建國科技大學機械工程系暨製造科技研究所 *通訊:tsc@ctu.edu.tw 國科會計畫編號:NSC100-2221-E-270-014-MY3, NSC100-2632-E-270-001-MY3 與 NSC102-2221-E-270-003 本研究提出以閉孔式發泡鋁材(如圖 1)做為防火 隔熱建材的基材,它具有高強度的機械性質,且金屬 結構熔點高,能有效防火,而且因為鋁合金內部充滿 封閉式孔穴,使得整體重量更輕,封閉式的發泡孔充 滿空氣,雖然金屬的熱傳導係數都很高,但空氣的熱 傳導係數是極低的,而封閉式孔穴彼此之間並不相 通,所以其內部空氣也無法於孔穴之間流動而達到對 流熱傳的效果,因此理論上能有效阻絕熱量與聲音的 傳導,是很好的隔熱與隔音材料,因此是極具商業潛 力的。 回顧以往閉孔式金屬多孔性介質的相關研究 [1-5],發現多數文獻聚焦於製造時的程序(例如冷卻 率)與添加物(添加錳)對其機械性質的影響,或是閉 孔式金屬多孔性介質在靜力或動力負荷下、或是不同 的應變率下,其內部孔洞形狀、尺寸、孔隙率等等對 機械性質(例如硬度、最大應力、彈性模數與能量吸 收能力等等)的影響,對於發泡金屬的熱性質,則多 著重於開放式發泡金屬的熱性質測定,對於閉孔式發 泡金屬的熱性質量測則較少見。 如圖 2 所示,LED 燈具常被嵌入天花板安裝,照 片中天花板上方的空間還算寬敞,但很多時候其空間 是非常侷促的,也容易造成 LED 燈具散熱上的問題, 閉孔式發泡鋁材的熱傳導能力雖因其閉孔結構而大 幅衰減,但畢竟基材為金屬,其熱傳導能力仍是遠高 於木質材料,以其做為天花板或壁面,當 LED 燈具嵌 入安裝時,如圖 3 所示,是有可能藉由閉孔式發泡金 屬天花板增強 LED 燈具的散熱,而這方面的熱傳增益 可行性研究,並未見於現有公開文獻。本研究將探討 閉孔式發泡鋁材的熱傳導能力,以其做為天花板或壁 面,探討當 LED 燈具嵌入安裝時能否藉由閉孔式發泡 鋁材的相對高的熱傳導能力提供 LED 燈具增強散 熱,局部溫度分布情形與整體熱傳增益效果都會被仔 細的量測,對照組則為木製天花板,實驗結果將可做 為設計與製造相關防火綠建材之參考。 摘要 本研究針對多孔性輕金屬綠建材之設計與熱傳 特性做有系統的研究探討,多孔性輕金屬綠建材之基 材採用閉孔式發泡鋁材,當 LED 燈具嵌入安裝時, 可以藉由閉孔式發泡鋁材的相對高熱傳導能力提供 LED 燈具增強散熱的可能。本研究以實驗方法量測 當 LED 燈具嵌入閉孔式發泡鋁材天花板時的局部溫 度分布情形與整體熱傳增益效果,對照組則為木製天 花板,實驗結果指出本研究之閉孔式發泡鋁材能有效 降低 LED 燈具散熱座整體熱阻達 20%以上,且閉孔 式發泡鋁材遠比木板具有更高的防火等級,密度也較 木板略小,證明其做為質量輕與安全性高的防火綠建 材的潛力。 關鍵字:閉孔式發泡鋁材、熱傳、LED 燈具、天花 板 1. 前言 火災公安事件頻傳,往往造成巨大的生命與財產 損失,因此保障大眾生命及財產最妥當的方式就是提 升建築材料的防火等級,這也使政府及民間更加重視 公共場所與室內裝修材料的防火性能,防火建材的普 遍使用應是未來必然的趨勢。過去國內高檔防火建材 多為日本進口,年產值約 6 億元,其中 90%~95% 應用於天花板,上櫃公司惠普為台灣最大矽酸鈣板 廠,公司營收比重 100%均為防火建材,主要產品為 矽酸鈣板與纖維水泥板,2013 年 5 月惠普合併營收 6411.6 萬元,年增 5.92%。由此可見,在政府防火法 規與綠建材容積獎勵下,防火建材絕對是營建業必然 的趨勢。 近年來多孔性金屬材料蓬勃發展,且已有多樣化 的產品出現,依其孔洞獨立或相通可分為:(1)可孔 洞獨立分散結構的多孔性金屬材料與(2)具有連通性 孔隙結構的多孔性金屬材料,其中前者有閉孔式發泡 金屬、輕質中空粒子分散金屬、中空粒子充填式的複 合材料…等,具有質輕、剛性、高強度、衝擊吸收性、 隔音性、隔熱性…等特點,目前己開發的用途有:隔 間板、壁材、室內裝璜材、車船體結構材等、隔音板、 隔熱板、防火板、防電磁干擾與浮性材料等;後者有 開放式發泡金屬、金屬粉末燒結體、金屬纖維織品燒 結體、電解製成的海棉狀金屬、鑄造法製成的通氣性 金屬、溶質溶出型多孔性金屬…等,目前主要應用在 軸承、過濾器、觸媒載體、多孔質電極、熱交換器… 等。 2. 實驗方法 2.1 實驗設備 圖 4 為量測 LED 燈具嵌入封閉式發泡鋁材的散熱 增益性的實驗設備系統圖與實體照片,實驗系統主要 可分為 3 個部分,依序為(1)熱源供應系統、(2)測試 段與(3)資料擷取系統,熱源供應系統是將不銹鋼薄 膜加熱片以導熱膠黏貼於直徑 48mm、高度 48mm 之低 導熱性電木製成之底座,並由 DC 直流電源供應器供 40
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 給加熱片電熱量來取代 LED 燈板所產生的廢熱。測試 段如圖 5,採用市售燈具散熱座,其構型為中空圓柱 體具多個幅射排列徑向鰭片,詳細尺寸如圖 6,將測 試的 LED 燈具散熱座分別嵌入閉孔式發泡鋁材天花 板(150mm x 150mm x 10mm、重 90.8g、孔隙率 0.84、 等效熱傳導係數 k=4.22 )與木質天花板(150mm x 150mm x 10mm、重 107.0g、熱傳導係數 k 0.13 ) 中,為了避免外在環境干擾自然對流熱傳實驗的準確 度,本研究將測試段安裝在 300mm x 150mm x 150mm 的 10mm 厚壓克力箱內進行,天花板上表面與壓克力 罩的頂部之間的距離為 75mm。資料擷取系統是採用 2 條 TT-T-30SLE 型 T-type 高精準熱電偶線進行放電結 球並穿過電木底座後安裝於加熱片背面,另有兩條熱 電偶量測環境溫度,同時各設置多條熱電偶沿軸向黏 著於散熱座的鰭片外表面,另有多條熱電偶沿徑向黏 著於閉式發泡鋁材天花板與木質天花板的外表面,利 用熱電偶感測溫度變化時所產生之微電壓訊號,透過 資料記錄器量測並將電壓訊號轉換為溫度數值,穩態 溫度之判定以 15 分鐘內其溫度變化在 0.2°C 以內; 最後傳送至電腦經由軟體監控及儲存,以供後續之參 數分析及計算。 析。儀器的不準確度由儀器廠商所提供,溫度量測的 不準確度有±0.2°C,本實驗之熱阻 R 與溫度 T 的不確 定度分別為±5.6%、±2.1%。 3. 結果與討論 圖 7 顯示封閉式發泡鋁材的天花板沿徑向之上表 面溫度分布圖,天花板上方封閉空間之環境溫度為 T0=32.6°C,在不同的輸入電功率下,都顯示封閉式 發泡鋁材的上表面溫度(Tup)沿徑向呈現先和緩下 降、再劇烈下降的趨勢,而木質天花板的上表面溫度 (Tup)則是沿徑向呈現先劇烈下降、再和緩下降的趨 勢,而且在封閉式發泡鋁材天花板上最接近 LED 燈具 之 Tup 溫度是低於木質天花板的,但其他離 LED 燈具 較遠之封閉式發泡鋁材天花板上表面溫度(Tup)都高 於木質天花板的,這是等效熱傳導係數 k=4.22 的 閉孔式發泡鋁材天花板與熱傳導係數 k 0.13 的木 質天花板所造成的現象,因為閉孔式發泡鋁材天花板 有相對較高的熱傳導係數,所以較能有效將熱往橫向 傳導,使閉孔式發泡鋁材天花板成為 LED 燈具額外延 伸出來的散熱座,而木質天花板則因為其非常低的熱 傳導係數,使得 LED 燈具的廢熱較不容易在其橫向傳 導,且會積熱於與 LED 燈具接觸的區域,所以木質天 花板最接近 LED 燈具之 Tup 溫度會很高,但遠端溫度 Tup 就低很多了。 圖 8 則是 LED 燈具散熱座沿軸向之鰭片表面溫度 分布圖,天花板上方封閉空間之環境溫度為 T0=32.6 °C,在不同的輸入電功率下,都顯示嵌入封閉式發泡 鋁材天花板之 LED 燈具散熱座的鰭片外表面溫度(Tfin) 會比嵌入木質天花板的低 7~20%其,而且,嵌入封閉 式發泡鋁材天花板之 LED 燈具散熱座的鰭片外表面 溫度(Tfin)沿軸向變化較為和緩,但嵌入木質天花板 的 LED 燈具散熱座的鰭片外表面溫度(Tfin)沿軸向則 下降較為顯著,這也都證明封閉式發泡鋁材天花板確 實能協助 LED 燈具散熱座的散熱,LED 的廢熱能有效 散逸,所以 LED 燈具散熱座的鰭片外表面溫度(Tfin) 就會比較低。 圖 9 是加熱溫差與整體熱阻之關係圖,其結果符 合圖 7 與圖 8 分別在天花板上表面溫度(Tup)與 LED 燈 具散熱座的鰭片外表面溫度(Tfin)的觀察,嵌入封閉 式發泡鋁材天花板之 LED 燈具散熱座的整體熱阻(R) 值會比嵌入木質天花板的低約 20%。 2.2 數據整理與不確定性分析 本實驗係探討於自然對流情況下LED散熱座之熱 阻(R)。 R= Tw − T0 Qt − QLoss (1) 其中 Tw 為平均加熱面溫度、T0 為環境溫度、Qt 為輸入 加熱片之總電功率、QLoss 為熱損失。在測定熱阻(R) 時,須進行熱損估算取得損失熱傳遞係數(hLoss),而 熱損失(QLoss) 可利用平板自然對流熱傳實驗估算,在 此實驗狀態時,DC 電源供應器所輸入加熱片的總電 功率(Qt)可分成二部份散逸:(1)由加熱片上方之平 板自然對流熱量(Qnc)及(2)由加熱片下方電木座之熱 損失(QLoss)。 QLoss = hLoss ⋅ A ⋅ (Tw − T0 ) = Qt − Qnc = ( I ⋅ V ) − h plate ⋅ A ⋅ (Tw − T0 ) (2) 其中 V 為輸入加熱面之電壓、I 為輸入之電流、A 為 加熱面積、 hplate 是平板水平向上之自然對流熱傳係 數,本文引用 Ellison [6]所提出之經驗公式: ⎛ T − T0 ⎞ h plate = 1.361⎜ w ⎟ ⎝ D/4 ⎠ 4. 結論 1. 2. 0.25 (3) 透過在自然對流下之熱損實驗,輸入加熱片不同之總 發熱量(Qt),會導致不同之壁溫與環境溫度差ΔT, 經由上列方程式可以導出對應之損失熱傳遞係數 (hLoss),即可求出熱阻(R),藉此即可分析散熱座嵌入 封閉式發泡鋁材的散熱增益性。實驗的不確定性是依 據 Moffat [7]對單一試驗的不確定性方法進行分 3. 41 發泡鋁板之熱傳導效果優於裝潢木板。 當 LED 燈嵌入裝潢木板時,離 LED 散熱座愈近 處之溫度愈高,愈遠則愈低,溫度分布上呈一內 凹曲線,即離 LED 散熱座愈遠處溫度變化愈小; 當 LED 燈嵌入發泡鋁板時,離 LED 散熱座愈近 處之溫度愈高,愈遠則愈低,溫度分布上呈一外 凸曲線,即離 LED 散熱座愈近處溫度變化愈小。 嵌入封閉式發泡鋁板之 LED 燈座散熱座的表面 溫度較嵌入裝潢木板為低,前者之整體熱阻較後 者下降約 20%。
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 5. 誌謝 本研究承國科會專題研究計畫經費補助 (計畫 編 號 : NSC100-2221-E-270-014-MY3, NSC100-2632-E-270-001-MY3 與 NSC102-2221-E-270-003),謹此致謝。 6. 參考文獻 圖 2 LED 燈具嵌入天花板之安裝照片 [1] Yongliang Mu, Guangchun Yao, Lisi Liang, Hongjie Luo and Guoyin Zu, "Deformation mechanisms of closed-cell aluminum foam in compression" Science Direct, Vol. 63, (2010), 2612-2623. [2] Tania Vodenitcharova, Maizlinda Idris, and Mark Hoffman, "Experimental and analytical study on the deformation response of closed-cell Al foam panels to local contact damage—Mechanical properties extraction" Materials Science and Engineering A, Vol. 527, (2010), 6033-6045. [3] M. Mukherjee, U. Ramamurty, F. Garcia-Moreno, and J. Banhart, "The effect of cooling rate on the structure and properties of closed-cell aluminium foams" Science Direct, Vol. 58, (2010),5031-5042. [4] Yanze Song, Zhihua Wang, Longmao Zhao, and Jian Luo, "Dynamic crushing behavior of 3D closed-cell foams based on Voronoi random model" Materials and Design, Vol.31, (2010), 4281-4289. [5] Xingchuan Xia, Hui Feng, Xin Zhang, and Weimin Zhao, " The compressive properties of closed-cell aluminum foams with different Mn additions " Materials and Design, Vol. 51, (2013),797-802. [6] G.N. Ellison, Thermal Computations for Electronic Equipment, Van Nostrand Reinhold Company, New York, 1984, pp. 29-45. [7] R.J. Moffat, Contributions to the theory of single-sample uncertainty analysis, ASME J. Fluids Engineering, Vol. 104, pp. 250-258, 1982. 透過多孔性輕金屬天花板將LED燈板廢熱 快速散逸到環境中 圖 3 LED 燈嵌入閉孔式發泡鋁材天花板增強散熱的 可行性示意圖 (a) 實驗設備系統示意圖 (b) 實體照片 圖 4 實驗設備系統圖與實驗設備照片 圖 1 封閉式發泡鋁材照片 42
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (a) 測試段示意圖 (b) 實體照片 圖 5 測試段示意圖與實體照片 圖 7 天花板沿徑向之上表面溫度分布 (T0=32.6°C) 圖 6 LED 燈具散熱座構型與尺寸圖 (Unit: mm) 43
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Effect of LED Lamp Inserted into the Closed-Cell Aluminum-Foam Ceiling on Heat Transfer Tzer-Ming Jeng, Sheng-Chung Tzeng*, Yen-Hao Huang Department of Mechanical Engineering, Chienkuo Technology University, 500 Changhua, Taiwan, R.O.C. * Corresponding: tsc@ctu.edu.tw NSC No: NSC100-2221-E-270-014-MY3, NSC100-2632-E-270-001-MY3 and NSC102-2221-E-270-003 Abstract This work systematically studied the design and heat transfer characteristics of the porous light-metal green building materials. The base materials of this porous light-metal green building materials were closed-cell aluminum foams. When the LED lamp is inserted into this porous materials, the porous materials may enhance the heat transfer capacity of the heat sink of LED lamp due to their high thermal conductivity. This work experimentally measured the local temperature distributions and the total heat transfer performance of the LED lamp inserted into the aluminum-foam ceiling. The control group was the wooden ceiling. The experimental results indicate that the present porous ceiling reduced the total thermal resistance of LED lamp by 20%. Besides, the fire-insulation level of the closed-cell aluminum-foam materials are much higher than those of wooden materials; while the density of the front is somewhat lower than that of the rear. This study demonstrates the potential of the closed-cell aluminum foams as the light and safe green building materials with fire-insulation function. 圖 8 LED 燈具散熱座沿軸向之鰭片表面溫度分布 (T0=32.6°C) Keywords:Closed-cell aluminum foams, Heat transfer, The height of space above the ceiling=7.5cm LED lamp, Ceiling 圖 9 加熱溫差與整體熱阻之關係圖 Experimental Measurements of the 44
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 利用不同幾何形狀端銑刀進行平面銑削表面粗糙度之 利用不同幾何形狀端銑刀進行平面銑削表面粗糙度之研究 不同幾何形狀端銑刀進行平面銑削表面粗糙度 邱仕堂 1、黃宥容 2、高士傑 3 1 國立聯合大學機械工程學系 2 國立聯合大學機械工程學系 3 國立聯合大學機械工程學系 摘要 表面粗糙度(Surface Roughness)是現代精密機械 加工非常重要的指標之一,並常受到不同參數的影響, 包括刀具的選擇。本研究利用電腦數控(CNC)銑床進 行平面銑削加工,來研究 6061 鋁基複合材料之表面 粗糙度。銑削加工係使用三種不同形狀端銑刀具,亦 即平面型、球型、圓鼻型端銑刀,並依不同的銑削參 數包括主軸迴轉數、進給速度和銑削深度,於固定的 銑削間隔與銑削路徑進行銑削加工。物件加工採用線 型袋型(Pocketing)銑削路徑,並使用表面粗糙度儀量 測分析並探討各條件銑削加工之表面粗糙度。研究結 果顯示出在三種不同形狀端銑刀銑削下,表面粗糙度 隨進給速率改變的影響較主軸轉速顯著。同時銑削深 度對表面粗糙度所產生的效應,在球型及平面型端銑 刀者較圓鼻型端銑刀為大。三者刀具形狀所得到的粗 糙度依優劣排序為:圓鼻型端銑刀>平面型端銑刀> 球型端銑刀。本研究之結果提供業界在 6061 鋁基複 合材料精密端銑加工應用上的重要參考。 關鍵字 : 表面粗糙度、袋型加工、端銑刀 1. 前言 現今精密機械加工中,除了對工件尺寸大小以 及形狀的品質要求外,還需考慮其加工面的表面粗糙 度[1],不論是銑削何種材料,表面粗糙度一直是加工 製件的要求之一,而要如何得到良好的表面粗糙度品 質,選用的加工材料、銑削刀具與銑削參數…等有著 密切的關係,銑削刀具分很多種,包括尖刀、平面型 端銑刀、球型端銑刀、圓鼻型端銑刀…等,每種刀具 都有各其適用的加工方式,但對銑削參數上並不是同 一種參數對應的銑削刀具表現結果都一樣,所以對於 不同銑削刀具該使用何種最佳銑削參數一直是現今 很重要的課題之一。 表面粗糙度的產生是由物件表面輪廓的疊加以 及機械震盪所造成[2,3],各種文獻指出主軸轉速、 銑削速率、銑削間隔、銑削深度等銑削參數[4–7]對 加工表面粗糙度影響很大,且各種不同的刀具配合同 樣銑削參數表現都不盡相同。對刀具而言,刀具選用 的直徑[8]、[9]指出刀具的磨耗表現、刀具是否披覆 鍍層[10]對物件的表面粗糙度都有著相關的影響。而 銑削過程所選用的加工方式,根據[11]不論是使用順 銑、逆銑或雙向銑削,加工出來的表面粗糙度也都不 盡相同。 本研究的目的在於現今對平面銑削使用刀具為 平面型端銑刀較多,但對於其他刀具如圓鼻型端銑刀 使用相對較少,所以本研究即選用三種不同形狀 CNC 刀具針對廣泛運用的 6061 鋁基複合材料做平面 銑削,配合著不同銑削參數得出對於平面銑削是否以 平面端銑刀為表現最好的刀具,並使所得的研究結果 提供業界做為參考及應用。 2. 實驗方法 本實驗利用三種不同 CNC 端銑刀[12]分別為(a) 平面型端銑刀、(b)球型端銑刀及(c)圓鼻型端銑刀, 如圖 1,選用銑削材料為 6061 鋁基複材,此材料廣 泛用於飛機機翼、船隻、自行車框架...等用途極廣且 硬度不高,而刀具的選用材料根據[10]指出鍍層刀具 比沒鍍層的刀具其表面粗糙度表現往往還要好,所以 統一選用披覆 TIALN 鎢鋼端銑刀來做銑削平面加工, 其刀具參數如表 1 所示。 加工機器則使用一台三軸 CNC 銑床,在 6061 鋁基複材表面上做銑削,而銑削材料大小為 120mm x 80mm x 10mm,利用繪圖軟體 AlphaCam 在大小 120mm x 80mm x 10mm 裡繪出 8mm x 15mm 的大小 做為銑削加工範圍如圖 2 及圖 3 所示。 銑削加工方式的選用為加工時間較短且表面粗 糙度的表現又藉於順銑、逆銑之間的雙向銑削[11], 而加工所使用的銑削參數為:(1)主軸迴轉數:1000、 2000 3000 rpm (2)進給速度 100 150 200 mm/min。 、 。 : 、 、 (3)銑削間隔 0.1 mm (4)銑削深度 0.1 0.2 0.3 mm。 : 。 : 、 、 選用這些參數的主因由於圓鼻端銑刀與平面型 端銑刀兩者的加工環境應用不同,一個適合做高速加 工一個適合做低速加工,而且也參考一些文獻所使用 的實驗參數,所以採用中低主軸轉速及中低進給速率 並搭配銑削深度做為整個研究的實驗參數設置。 3. 結果與討論 3.1 對於平面型端铣刀的實驗結果 圖 4~圖 6 為平面型端銑刀在各種銑削參數下所 得出的表面粗糙度折線圖,數值越低表示粗糙度越好 ,從折線圖中可看出平面型端銑刀在銑削平面時隨著 主軸轉速增高表面粗糙度值有往下降的趨勢,進給率 提高表面粗糙度值越來越差,而銑削深度的影響則是 在 0.1 mm 時所得的粗糙度值比 0.3 mm 時來的要好, 本研究在平面端銑刀在自訂各種銑削參數下得出在 主軸轉速 3000 rpm、進給率 100 mm/min、銑削深度 0.1 mm 中表現出較好的表面粗糙度。 45
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 5. 參考文獻 3.2 對於圓鼻型端铣刀的實驗結果 圖 7~圖 9 為圓鼻型端銑刀在各種銑削參數下所 得出的表面粗糙度折線圖,從折線圖可看出圓鼻型端 銑刀在銑削平面時隨著主軸轉速增高表面粗糙度值 有往下降的趨勢,而進給率隨著速度增加其表面粗糙 度也越來越差,而對於銑削深度而言圓鼻型端銑刀較 無明顯的優劣變化,且藉由折線圖對圓鼻型端銑刀及 平面型端銑刀做相互比較,圓鼻型端銑刀其折線圖線 條較平面型端銑刀趨近於平緩,進而得出在同樣銑削 參數下圓鼻型端銑刀的粗糙度表現及穩定性比平面 型端銑刀還來的好,而本研究在圓鼻型端銑刀在自訂 各種銑削參數下得出在主軸轉速 3000 rpm、進給率 100 mm/min、銑削深度 0.1 mm 中表現出較好的表面 粗糙度。 1. 2. 3. 4. 3.3 對於球型端铣刀的實驗結果 圖 10~圖 12 為球型端銑刀在各種銑削參數下所 得出的表面粗糙度折線圖,從折線圖中可看出球型端 銑刀在銑削平面時也隨著主軸轉速增高表面粗糙度 值有往下降的趨勢,而進給率的提升表面粗糙度也越 來越差,而銑削深度的影響跟平面型端銑刀一樣隨著 深度越深粗糙度表現也越差,而整體折線圖看下來球 型端銑刀做平面銑削其表面粗糙度表現都比圓鼻型 及平面型端銑刀都還來的差,或許是對於本研究並無 對銑削間隔做銑削參數變化,對球型端銑刀而言,銑 削時所接觸面積並無圓鼻型及平面型端銑刀還來的 廣 且根據[5]指出銑削間隔對球型端銑刀來說就佔了 , 很大的影響因素,其銑削間隔的距離越短表面粗糙度 就會相對變好,但銑削所花費的時間就勢必拉長,所 以對其時間的成本考量下,球型端銑刀並不適合做銑 削平面,而本研究於球型端銑刀在自訂各種銑削參數 下所得出在主軸轉速 3000 rpm 進給率 100 mm/min、 、 銑削深度 0.1 mm 中表現出較好的表面粗糙度。 5. 6. 7. 8. 4. 結論 本研究利用各種不同形狀端銑刀進行平面銑削 量測粗糙度作比較,結果顯示三種端銑刀具都隨著銑 削參數主軸轉速、進給速度、銑削深度所影響著,而 這三種端銑刀具在相同樣銑削參數情況下進行平面 銑削,圓鼻型端銑刀表現較好,平面型端銑刀次之, 球型端銑刀最差,且進而得出在本研究所設的銑削參 數中圓鼻型端銑刀在平面銑削的表現比平面型端銑 刀都還來的優異,甚至可以直接取代平面型端銑刀, 但在一般業界做平面銑削時平面型端銑刀還是比較 常被拿來使用,或許是對於刀具的成本考量以及產品 精度要求並不需那麼高的情況下平面型端銑刀還是 比較屬於優先的刀具選擇,而此研究之結果提供業界 在 6061 鋁基複合材料精密端銑加工應用上的參考。 9. 10. 11. 12. 46 黃廷合,機工精密測量,第 309-319 頁,全華 科技圖書股份有限公司,台北、台灣,1986 D.Y. Jang, Y.G. Choi, H.G. Kiam, A. Hsiao, Study of the correlation between surface roughness and cutting vibrations to develop an on-line roughness measuring technique in hard turning, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 36, No. 4, pp. 453-464, 1996 S.C. Lin, M.F. Chang, A Study on the effects of vibrations on the surface finish using a surface topography simulation model for turning, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 38, No. 7, pp. 763-782, 1998 D.K. Beak, T.J. Ko, H.S. Kim, Optimization of feedrate in a face milling operation using a surface roughness model, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 41, No. 3, pp. 451-462, 2001 S.A. Coker, Y.C. Shin, In-process control of surface roughness due to tool wear using a new ultrasonic system, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Vol. 36, No. 3, pp. 411-422, 1996 T.S. Smith, R.T. Farouki, M.A. Kandari and H. Pottmann, Optimal Slicing of Free-Form Surfaces, Computer Aided Geometric Design, Vol. 19, No. 1, pp. 43-64, 2002 B.C. Irene, V.C. Joan, D.F. Alejandro, Surface topography in ball-end milling processes as a function of feed per tooth and radial depth of cut, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 53, No. 1, pp. 151–159, 2012 E.S. Topal, The role of stepover ratio in prediction of surface roughness in flat end milling, International Journal of Mechanical Sciences, Vol. 51, No. 11, pp. 782–789, 2009 A.E. Diniz, J.C. Filho, Influence of the relative positions of tool and workpiece on tool life, tool wear and surface finish in the face milling process, Wear, Vol. 232, No. 1, pp. 67-75, 1999 G.E. D'Errico, E. Guglielmi, G. Rutelli, A study of coatings for end mills in high speed metal cutting, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 92-93, No. 1, pp. 251-256, 1999 elearningDJ.com,MastercamⅩ實戰演練,第 9 節 3-43 頁,加樺國際有限公司,台北、台灣, 2007 姜義浪,切削刀工具學─切削刀具研磨技術,第 365-473頁,全華科技圖書股份有限公司,台北、 台灣,1997
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 6. 圖表彙整 0.4 Ra(µm) 0.35 0.3 0.25 S1000 0.2 S2000 0.15 S3000 100F 圖 1 (a)平面型端銑刀(b)球型端銑刀(c)圓鼻型端銑刀 150F 200F 進給率(mm/min) (圖片摘自景明精密工具股份有限公司) 圖 4 固定銑削深度 0.1 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 0.4 Ra(µm) 0.35 0.3 S1000 0.25 0.2 S2000 0.15 S3000 100F 圖 2 銑削物件尺寸標註圖 150F 200F 進給率(mm/min) 圖 5 固定銑削深度 0.2 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 0.4 Ra(µm) 0.35 0.3 S1000 0.25 0.2 S2000 0.15 S3000 100F 150F 200F 圖 3 銑削加工後的 6061 鋁基複材 進給率(mm/min) 圖 6 固定銑削深度 0.3 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 47
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 0.9 0.8 0.7 0.6 Ra(µm) Ra(µm) 0.3 0.25 0.2 0.15 S1000 0.1 S2000 0.05 S3000 100F 150F S1000 S2000 0.5 0.4 S3000 100F 200F 150F 200F 進給率(mm/min) 進給率(mm/min) 圖 7 固定銑削深度 0.1 mm 隨著主軸轉速、進給率 圖 10 固定銑削深度 0.1 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 表面粗糙度變化 0.8 Ra(µm) 0.9 0.25 Ra(µm) 0.3 0.2 S1000 0.15 0.1 S2000 0.05 S3000 100F 150F 0.7 S1000 0.6 0.5 S2000 0.4 S3000 200F 100F 進給率(mm/min) 150F 200F 進給率(mm/min) 圖 8 固定銑削深度 0.2 mm 隨著主軸轉速、進給率 圖 11 固定銑削深度 0.2 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 表面粗糙度變化 0.8 Ra(µm) 0.9 0.25 Ra(µm) 0.3 0.2 0.15 S1000 0.1 S2000 0.05 S3000 100F 150F 0.7 S1000 0.6 0.5 0.4 200F S2000 S3000 100F 進給率(mm/min) 150F 200F 進給率(mm/min) 圖 9 固定銑削深度 0.3 mm 隨著主軸轉速、進給率 圖 12 固定銑削深度 0.3 mm 隨著主軸轉速、進給率 表面粗糙度變化 表面粗糙度變化 48
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- the industrial application of 6061 aluminum matrix composite in high precision end milling process. 表 1 實驗刀具參數表 (a)平面型 (b)球型 (c)圓鼻型 端銑刀 端銑刀 端銑刀 材質 鎢鋼 鎢鋼 鎢鋼 披覆 TIALN TIALN TIALN 刃數 2刃 2刃 2刃 直徑 D 3mm 3mm 3mm 圓角 R 無 1.5mm 1mm Keywords:Surface roughness, Pocketing path, End mill. Study on Surface Roughness of Plane Milling by Means of End Mills with Different Geometries Su-Tang Chiou1, Yu-Jung Huang2, Shih-Chieh Kao3 1 Department of Mechanical Engineering National United University 2 Department of Mechanical Engineering National United University 3 Department of Mechanical Engineering National United University Abstract Surface roughness is one of the most important indices for the modern precision machining and can be affected by different factors including the choice of cutting tools. In this study, the surface roughness of plain milling for 6061 aluminum matrix composite is investigated by using computer numerical control (CNC) milling machine. Three types of end mill, i.e. flat end mill, ball end mill and bull nose cutter, are also used for milling operations. The cutting process is varied with different parameters such as spindle rotational speed, feed rate and cutting depth under constant cutting path and interval. The mechanical parts are machined with a linear pocketing path. Furthermore, the surface roughness is measured and evaluated by means of the roughness meter. The experimental result shows that for all three types of end mill, the effect of feed rate on the surface roughness is more evident than that of spindle rotational speed. Furthermore, the variation of the surface roughness with cutting depth is more obvious for the ball end mill and flat end mill than that for bull nose cutter. Finally, the bull nose cutter has the best surface roughness followed by flat end mill and ball end mill. The current results provide a valuable reference for 49
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- CAE 分析應用於筆記型電腦電源按鍵之研究 分析應用於筆記型電腦電源按鍵之研究 應用於筆記型電腦電源按鍵 韓麗龍 1、黃勝民 2 1 國立台北科技大學機械工程系 2 國立台北科技大學製造科技研究所 摘要 筆記型電腦(Notebook)電源按鍵在設計時會因 結構強度的差異而造成啟動電源按鍵時所需作動力 不足或過大的情形。本研究是以 Pro/Mechanica 軟 體做為結構強度分析的工具,針對筆記型電腦電源按 鍵進行模擬分析。電源按鍵為塑膠射出成形之零件、 材料採用奇美 ABS 料號為 PA-727,分為本體、固定 懸臂與熱熔固定點。其設計參數包含熱熔固定點位 置、懸臂的斷面形狀、懸臂數目等。固定用懸臂受到 空間限制而有不同的設計,本研究之目標在探討如何 設計出最佳懸臂來符合電源按鍵測試規範以避免重 覆開模 分析結果顯示 熱熔固定點離本體中心 15.95 。 , mm、懸臂設計為矩形斷面(2.0 mm × 1.5 mm) 、懸臂 長度 7.75 mm、懸臂採用雙臂式懸臂,即可使啟動電 源開關的作動力落在測試規範之內。 2.2 電源開關規格與測試規範 電源開關的選用的過程中,通常會關係到設計空 間、測試規範及其使用壽命,其主要規格為電源開關 6 作動的最小力量 160 gf、電源開關的使用壽命 10 次 及電源開關的作動行程 0.25mm,如表 1 所示。一般 測試規範會規定,電源按鍵按壓時不能有卡鍵的情形 發生、測試完成後電源開關功能不能損壞及所需按壓 電源按鍵之力量需限制在 330±50 gf 間,也就是說使 電源開關作動的電源按鍵按壓的力量需落在 280~ 380 gf 間,電源按鍵按壓力量小於 280 gf 就讓電源開 關作動及電源按鍵按壓力量大於 380 gf 才讓電源開關 作動均為測試失敗。 2.3 分析條件設定 關鍵字 : 電源按鍵、結構強度分析、固定懸臂 2.3.1 材料選用 按鍵材質選用會考慮到表面是否需特殊加工或 其他工法,本篇研究採用奇美 ABS 料號為 PA-727, 如表 2 所示。 1. 前言 現在的 3C 產品設計皆朝重量輕、厚度薄的趨勢 發展,筆記型電腦(Notebook)亦是如此,相對的內部 零件也都必須跟隨著這樣輕薄的趨勢,但是儘管如此 筆記型電腦的內部空間仍然有限,所以內部零件的設 計依然需要在有限的空間下,設計出符合相關測試規 範的零件;而一般的電源按鍵(power button)本體大 都是塑膠射出製品且為具有長懸臂之零件,而長懸臂 本身強度需要靠設計來提升其強度進而符合測試規 範,而一般設計皆是以過去的設計經驗與實際試模來 進行調整,但是如果可以在研發階段即導入 CAE 結構 分析軟體作為設計的參考,即可知道設計完成之成品 能否符合測試的相關規範,便可以減少產品開發與後 續試模的開發時間。本研究使用參數科技的 Pro/Mechanica 結構分析軟體,針對懸臂長度與斷面 大小進行結構分析,以探討上述條件對懸臂之強度的 影響。 2.3.2 拘束條件設定 電源按鍵會透過懸臂由熱熔固定柱與上蓋透過熱 熔的方式組合固定,如圖 2 所示,所以設定時必須將 電源按鍵的熱熔固定孔採用拘束的方式固定,如圖 3 所示。 2.3.3 電源開關作動力設定 欲使電源開關作動時必須有 160 gf 的力量才能使其 作動,所以必須在電源開關啟動柱上設定一反力模擬 電源開關抵抗電源按鍵之力量,如圖 4 所示。 2.3.4 電源按鍵施力設定 為符合測試規範 330±50 gf 的限制,設定施力取下 限值 280 gf 於電源按鍵中央,如圖 5 所示。 2. 研究方法 研究方法 2.3.5 開關啟動柱位移量測點建立 為精確取得每次設變後開關啟動柱位移量的數 據,需在開關啟動柱上設定一位移測量點,量測不同 設變下開關啟動柱位移量,如圖 6 所示。 2.1 電源按鍵構造說明 電源按鍵構造說明 電源按鍵透過熱熔固定孔與筆記型電腦上蓋熱 熔固定,由按壓的過程中電源按鍵透過開關啟動柱傳 導力量至下方的電源開關使其作動,進而啟動筆記型 電腦,如圖 1 所示。 2.3.6 網格建立 本研究網格建立採用 Pro/Mechanica 內建模式,網 50
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 格形式為四面體網格(Tetra) ,如圖 7 所示。 懸臂強度提供足夠的強度對抗 280 gf 的力量,即為按 鍵力量符合測試規範 280~380 gf 間。 2.4 2.4 懸臂設計變更 4. 結論 2.41 懸臂原始設計 在本項研究中,我們可以得到以下結論: 一. 當僅改變懸臂長度而不改變懸臂斷面時,懸臂強 度增加有限 ,無法有明顯的加強效果;必須採用加 大斷面的方式,懸臂強度才有明顯改善。 二. 當斷面加大到極限無法繼續增加時,可以搭配縮 短懸臂長度以期達到最佳的效果。 本研究 原始懸臂斷面設計為矩形斷面 , (1.5 mm × 1.0 mm) 、懸臂長度為 10.0 mm、熱熔固定點離本體 中心 18.95 mm、懸臂採用雙臂式懸臂;電源按鍵為塑 膠射出成形之零件、材料為奇美 ABS 料號為 PA-727 其機械性質表如表 2。 2.4.2 增加懸臂設計參數 5. 參考文獻 詳見表 3 所示。 (1)懸臂設計變更之一 矩形斷面為 (2.0 mm × 1.5 mm) 、懸臂長度為 10.0mm,討論斷面加大對懸臂強度的影響。 (2)懸臂設計變更之二 矩形斷面為 (1.5 mm × 1.0 mm) 、懸臂長度為 7.75 mm ,討論懸臂長度增加對懸臂強度的 影響。 (3)懸臂設計變更之三 矩形斷面為(2.0 mm × 1.5 mm) 懸臂長度 、 為 7.75 mm ,討論斷面加大與懸臂長度增加 對懸臂強度的影響。 1. http://www/t-mec.com.tw 2. http://www.chimericorp.com 6. 圖表彙整 3. 結果與討論 詳見表 4 所示。 3.1 懸臂原始設計 CAE 分析 如圖 8 所示,開關啟動柱位移 2.1mm,大於電源 開關作動行程 0.25mm,即代表懸臂強度不足,按壓 電源按鍵的力量小於 280 公克時電源開關就能作動。 圖 1 電源按鍵、懸臂與電源開關相關位置圖 3.2 懸臂設計變更之一 CAE 分析 如圖 9 所示,開關啟動柱位移 0.41mm,大於電 源開關作動行程 0.25mm,即代表懸臂強度不足,按 壓電源按鍵的力量小於 280 公克時電源開關就能作 動。 表 1 常用電源開關規格[1] Rating (max) DC12V 50mA Contact Resistance 50mΩ max Insulation Resistance DC500V-100MΩ min Withstand Voltage AC250V - 1 minute Stroke 0.25mm Operating Force 160±50gf Durability 106C Cycles 3.3 3.3 懸臂設計變更之二 CAE 分析 如圖 10 所示,開關啟動柱位移 1.2 mm,大於電 源開關作動行程 0.25mm,即代表懸臂強度不足,按 壓電源按鍵的力量小於 280 公克時電源開關就能作 動。 3.4 3.4 懸臂設計變更之三 CAE 分析 如圖 11 所示,開關啟動柱位移 0.24 mm,小於 電源開關作動行程 0.25mm,即代表按壓電源按鍵的 力量小於 280 公克時電源開關無法作動,欲使電源開 關作動按壓電源按鍵的力量需大於 280 gf,此時代表 51
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 2 奇美 ABS PA-727 物性表[2] 圖 5 電源按鍵施力設定 圖 6 電源開關啟動柱位移量測點設定 圖 2 電源按鍵與 NB 上蓋熱熔示意圖 圖 7 網格建立 圖 3 拘束條件設定 表 3 懸臂設計參數 懸臂斷面 1.5 mm × 1.0 mm 懸臂原始設計 2.0 mm × 1.5 mm 懸臂設計變更之一 1.5 mm × 1.0 mm 懸臂設計變更之二 2.0 mm × 1.5 mm 懸臂設計變更之三 表 4 分析結果 開關啟動柱 位移量 2.1 mm 懸臂原始設計 0.41 mm 懸臂設計變更之一 1.2 mm 懸臂設計變更之二 0.24 mm 懸臂設計變更之三 圖 4 電源開關啟動柱反力設定 52 懸臂長度 10.0 mm 10.0 mm 7.75 mm 7.75 mm 啟動電源開關所 需力量 < 280gf < 280gf < 280gf > 280gf
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- that start force will go up due to structural strength increases deformation difficulty. When fixed arm has a proper cross-sectional shape, length and amount of fixed arm, enable the power switch for start force falls within the test specification. 圖 8 電源開關啟動柱位移圖(原始設計) Keywords: Power button, Simulation, Fixed arm, 圖 9 電源開關啟動柱位移圖(設計變更之一) 圖 10 電源開關啟動柱位移圖(設計變更之二) 圖 11 電源開關啟動柱位移圖(設計變更之三) Using CAE Analysis Study Note-Book Power Button for Structure Strength Lee-Long Han1 Sheng-Min Huang2 1 Associate Professor; Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology 2 Graduate Student, Institute of Manufacturing, National Taipei University of Technology Abstract The power button as notebook computer part, its function is to activate notebook computer through power switch. During the design process, diversity that results from structural strength of the power button may cause insufficiency of start force or overloading. In this study, Pro/Mehanica CAE software was used for analyzing power button, focusing on simulation analysis of the structural strength of the body for notebook power button. The body of power button is injection molding parts with fixed arm. In the restricted space condition, to explore how to design the optimal fixed arm to meet the test specifications of the power button in order to avoid repeating the development of mold. The design parameters of the power button have relation with fixed position of the fixed arm, the cross-sectional shape, material, number of fixed arm. Analysis showed 53
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 工具合金鋼 SKD 鍍膜後之表面粗糙度性質研究 1* 1 林立揚 、張合 國立台北科技大學 機電學院製造科技研究所 * 通訊: t9568516@ntut.edu.tw 摘要 分條圓刀使用於裝訂業(印刷後加工)上,主要是 用於紙張切割、打虛線孔、消風洞。由於分條刀使用 一段時間後,刀片的背面有磨損現象發生,造成紙張 的切口不平整或是切不斷的狀況,增加後續裁切作業 的時間。本研究以業界製造分條圓刀常選用之SKD11 工具合金鋼作為基材,經過熱處理後,使用不同顆粒 度之砂輪賦予合金表面粗糙度,再進行離子濺鍍。最 後由磨耗測試的結果來探討鍍膜後之表面特性。以期 找出最適當的表面條件, 增加其耐磨性質,進而提 升分條圓刀的使用壽命。以降低摺紙加工過程中的摺 疊與裁切次數,提升加工效率及簡化加工程序。 圖2 分條圓刀 故需藉由鍍膜來提升其基材的使用壽命。一般以 氮化鈦(TiN)作為鍍膜材質,也是最早被開發應用於 工業界,以提高精密工具的耐磨耗性。另外,氮化鈦 (TiN)具有高硬度,低摩擦特性及優良耐熱性。適用 對象廣泛而且穩定性佳,故為本次試驗所選用之鍍 膜,希望藉此實驗能探討表面與鍍膜的關係。 關鍵字: SKD11、表面粗糙度、磨耗、分條圓刀 1. 前言 11 工具合金鋼SDK 為製造分條圓刀的基材,當還 沒有進行熱處理前,處於生材狀態。因其硬度皆在 HRC20度以下,其強硬度不高。一般業界經由熱處理 製程,雖然會提高其基材的耐磨性。但經過一段時間 的使用後,仍會有磨耗的現象發生,如圖三及圖四所 示。 圖1 為應用於折紙機上的分條圓刀,其主要的功 用為切斷紙張的纖維,以達到切割紙張的功能。於進 行熱處理後 未鍍膜的條件之下 其使用壽命約為200 , , 小時。 圖2 所示,左側的分條圓刀(消風刀:一張紙經過 多次的摺疊後,最外層的紙張由於受到擠壓而撐破, 造成不可預期的缺陷,故需在摺線上打消風洞),使 用約200小時後,刀刃端有明顯的磨損出現;右側的 分條圓刀(虛線刀),在使用約20小時後,刀刃端有輕 微的磨損出現。 2. 實驗及流程 11 準備SKD 材料各五支,在超音波震盪清洗,再 入烘箱直至乾燥為止,作為熱處理的前製動作。 為其增加硬度已可以承受離子撞擊,故需進行熱 處。將SKD11 先進行焠火過程,其溫度到達約1000 ℃,再進行油冷卻過程。待冷卻後,SKD11進行低溫 回火,其溫度約為180℃;熱處理過後並測其硬度, 確認已達可濺鍍之硬度程度 其硬度變化如下表1 2。 , 、 表1 SKD11 HRC基材硬度之變化 試片編號 1 2 3 4 熱處理前 18.5 18.4 18.5 18.5 熱處理後 62 61.8 62.1 62 鍍膜後之 61.2 61 61.4 61.3 硬度 表面色澤 金黃色 表2 氮化鈦鍍膜之特性 硬度 耐熱溫度 500℃ HV 2300 5 18.4 61.9 61 摩擦係數 0.4 使用離子濺鍍鍍膜之前,因為本實驗設計要比較不同 粗糙度之磨耗效果,故先進行不同粗糙度之樣品,以 便比較及研究其粗糙度不同下 鍍膜的影響。本實驗 準備了五種不同顆粒度的砂輪,分別為顆粒度 一:#1500、顆粒度二:#240、顆粒度三:#80、顆粒度 四:#46、顆粒度五:#16。將SKD11置於平面磨床之電 磁鐵上,再使用不同顆粒度砂輪研磨。並藉由表面粗 圖1 分條圓刀 54
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 糙度儀 AFM掃描測試驗證已達本實驗所要求之粗糙 、 度,試片粗糙度如表3 所示。 表3 SKD11表面粗造度 試片 編號 1 2 3 4 5 Ra 0.9µm 0.18µm 0.27µm 0.34µm 0.43µm 完成不同粗糙度的過程後,再次使用超音波震盪 機清洗樣品約 ,並烘乾為止。即可進行鍍膜過程。 將SKD11置於離子鍍膜機腔內並作為基材,Ti作為靶 材,通入N2氣體,溫度約為500℃。將合成之TiN沉積 於基材上,約90分鐘之後再反應爐中冷卻到室溫。並 利用AFM及SEM檢測鍍膜後結果。 本實驗最後步驟將及SKD11進行磨耗試驗並探討 研究。將樣品置於磨耗測試機上,以施相同重量不同 時間研磨消耗,並利用工具顯微鏡觀測及研究不同粗 糙度磨耗後之結果探討。圖3 為完整的實驗示意圖、 圖4 為實驗流程圖;圖5 為本實驗之試片。試片編號 1、2、3、4及5分別為顆粒度一、二、三、四及五處 理後並度上一層厚度為2 µm的氮化鈦鍍膜。本次實驗 是為探討其表面粗糙度對於鍍膜與其壽命之探討 。 圖4 實驗流程圖 圖5 SKD-11試片 3. 結果與討論 本次的試驗藉由相同的膜厚,最佳化的熱處理及 不同的粗糙度試片。表1、2 所示為SKD11 HRC硬度 之變化。從數據上顯示未經熱處理前硬度不足作為刀 具基材之使用,硬度約為18.5度。而經由熱處理過 後,其硬度提升至約62度。證明熱處理製程能有效提 升SKD11之硬度,相對的顯示其耐磨性也將提升。再進 行鍍膜後數據顯示基材的硬度由於在進行鍍膜的時 候,其反應腔體的反應溫度到達500℃,SKD11 本身耐 熱性能相較於SKD61差,用相同的條件下SKD61在鍍完 氮化鈦膜後之硬度與剛熱處理完後的硬度一致為 HRC55度,雖然SKD11在鍍膜的過程中硬度會略下降 約0.7~0.9度,但是整體硬度還是高SKD61,為證實塗 圖3 實驗示意圖 55
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 佈氮化鈦後,充分展現其高硬度特性。表3 為研磨後 試片表面粗糙度之變化。其表所示粗糙度(Ra)分別為 0.9 µm、0.18 µm、0.27 µm、0.34 µm及0.43 µm,證 明試片之控制變因製備成功。 圖6、圖7、圖8、圖9及圖10分別為鍍膜後之表面 平均粗糙度Ra=0.9 µm、0.18 µm、0.27 µm、0.34 µm 及0.43 µm之AFM之試片圖。另外,圖11為氮化鈦鍍 膜後之SEM圖。其AFM及SEM表面形貌顯示當粗糙 度越低波峰與波峰之間距較大,也較稀疏,將對應之 平均粗糙度也就不高。而平均表面粗糙度越高,其表 面形貌之波峰與波峰之間距也較密集。另外證明氮化 鈦後,與SKD11表面附著性佳,隨著表面型態之變化, 包覆非常完整。由於氮化鈦鍍膜的受力較平均,氮化 鈦的鍍膜比較不易破裂,故預期使用壽命將會提高。 圖10 表面平均粗糙度Ra=0.43µm 圖11 氮化鈦鍍膜 圖6 鍍膜後表面平均粗糙度Ra=0.9µm 圖12 為磨耗測試數據分析圖。所有的試片之磨 耗的程度隨著磨耗的時間而增加。以單一試片觀察, 試片一磨耗至150秒時,開始有明顯的磨損程度出 現;試片二則約在125秒時,開始有明顯的磨損程度 出現;試片三則約在80秒時,開始有明顯的磨損程度 出現;試片四則約在30秒時,開始有明顯的磨損程度 出現;試片五則約在30秒內時,開始有明顯的磨損程 度出現。這是由於氮化鈦膜在於轉折時間點前,保護 基材,顯示氮化鈦之耐磨特性。而經過轉折時間點 後,開始磨損到基材SKD11,並且開始高度磨損。當 粗糙度越高,所能承受的磨損度越低。也代表著不同 粗糙度表面,明顯影響磨耗的程度。其原因是為表面 越粗糙的試片在進行磨耗時,表面最高的點會先被破 壞造成弱點。所以表面粗糙度越低的試片,由於氮化 鈦鍍膜的受力較平均,氮化鈦的鍍膜比較不易破裂, 故使用壽命較高。 圖7 鍍膜後表面平均粗糙度Ra=0.18µm 圖8 鍍膜後表面平均粗糙度Ra=0.27µm 圖9 鍍膜後表面平均粗糙度Ra=0.34µm 56
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 全華科技圖書股份有限公司. 11. K.M.McHugh,Y.Lin,Y.Zhou and 4.0 試片一 試片二 試片三 試片四 試片五 3.5 3.0 on phase formation in spray-formed H13 tool steel,”Materials Science and Engineering A,vol.477,2008,pp.31-38. 2.0 △ G 2.5 E.J.Lavernia,”Influence of cooling rate 12. B.Navinsek and P.Panjan,”Oxidation 1.5 resistance of PVD Cr,Cr-N and Cr-N-O hard 1.0 coatings,”surface and 0.5 轉折時間點 0.0 0 50 100 150 200 250 technology,vol.59,1993,pp.244-248. 300 13. K.G.Budinski, “Surface engineering for Time (s) wear resistance,”Prentice Hall, New 圖12 磨耗測試數據分析圖 Jersey, 1988,pp.16-17. 4. 結論 本研究成功得知藉由熱處理後,以不同表面粗 糙度鍍氮化鈦膜,可控制耐磨耗之程度,並影響刀具 之使用壽命。對於一般高速鋼而言,價格相對低廉, 製程相對容易。相信本研究對於一般摺紙業或是使用 於切割高分子薄膜材料,具備一定的可瞻性,未來可 望導入業界使用。 Tool alloy steel SKD Coating after surface roughness characterization 1* 1 li-yang Lin and Ho Chang 1 5. 參考文獻 1. 2. Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 陳家富,「氮化處理技術之基礎應用」,金屬 熱處理,第 37 期,1993,第 1-11 頁. 賴耿陽譯著,”特殊鋼的熱處理”,機械工業 * 出版社,民國65年8月,240頁. 3. 王千億等,”機械製造Ⅰ”全華科技圖書股份 有限公司,民國87年,242頁. 4. Abstract 吳裕慶,機械材料學,第297-307頁,大中國圖 Slitting knife used in bookbinding industry (printing process), is mainly used dotted holes in paper-cutting, and the arc tunnel. Because knives after a period of use, wear on the back of the blade, resulting in paper cut uneven, or continue to, increase the time of the subsequent cutting job. This research to industry manufactured knife SKD11 tool steel as a substrate of selection, after heat treatment, the use of different particle size of grinding wheel given alloy's surface roughness, ion sputtering again. Finally by wear test results to explore after 書公司,台北,台灣,2000. 5. 黃振賢,「氣體氮化處理模具鋼的壽命」,金 屬熱處理,第5期,1996,第37-51頁. 6. 汪建民主編,材料分析,中國材料科學學會, 新竹,1998. 7. 劉炳良,已非平衡磁控濺鍍法製備TiN(Al)N鍍 膜之研究,碩士論文,國立臺灣大學材料科學 與工程研究所,臺北,民國八十六年. 8. 蔡椿丕等譯,”材料科學與工程”,全華科技 圖書股份有限公司,第3版. 9. Communications : t9568516@ntut.edu.tw 宋建民,”超硬材料”,全華科技圖書股份有 限公司,民國89年7月. 10. 廖添印、廖德潭、周漢標編著,機械材料試驗, 57
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- coating of the surface characteristics. With a view to identifying the most appropriate surface condition, increase its abrasion resistance, thus enhancing the service life of slitting knife. To lower the origami folding and cutting the number of machining process, improve efficiency and streamline the process. Key words: SKD11, surface roughness, wear, slitter knife Key words: SKD11, surface roughness, wear, slitter knife 58
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 伺服器結構衝擊測試與有限元素模擬分析 韓麗龍 1、陳信良 2 1 國立臺北科技大學 機械工程系副教授 2 國立臺北科技大學 製造科技研究所 研究生 本次模擬與測試的部位選定為伺服器右側面。伺 服器因內部零件需安裝與拆換,所以一定有一側需做 為活動側,此次整機結構可拆的部位只有右側面,所 以相對於整體結構來說是系統最弱的一面,所以決定 以右側面來做模擬與實機衝擊試驗。 本論文的研究方法與步驟分成兩部份 (1)模擬分 : 析;(2)實機試驗。兩部分皆依照一般業界伺服器廠的 測試規範標準來進行模擬與試驗。其中,理論模擬部 分採用 Ls-Dyna 軟體進行產品落下分析;試驗部分是 將伺服器實機運用衝擊測試機進行落下實驗。 摘要 本論文採用有限元素分析軟體 Ls-Dyna 對伺服 器執行衝擊試驗模擬分析。模擬可顯示零件的應力輪 廓與塑性應變區;實測可確認零件變形區域。比對實 機衝擊試驗的變形區域與第一次模擬分析顯示的應 力與塑性應變區域,兩者完全吻合。將原設計局部增 加 6 顆鉚釘後,做第二次模擬分析,分析結果顯示可 有效改善遭衝擊後的應力集中與塑性應變的產生。 關鍵字 : 有限元素分析、衝擊試驗、應力輪廓、塑 2.1 模擬分析 性應變、應力集中 2.1.1 有限元素模型建立 本次模擬主要是利用 PRO/E 3D 繪圖軟體將模型 建立後匯入有限元素分析軟體 HyperMesh/Ls-Dyna, 對模型網格化[4],將其建構成有限元素。針對板金 件,使用四節點之殼元素(Shell);針對塑膠件或是鑄 造件,使用八節點之實體元素(Solid)。以上元素是屬 於 Ls-Dyna 動態之元素種類,適用於塑性大變形分析 及外顯法的計算方式。圖 1 所示為有限元素模型。 1. 前言 伺服器製造商需確保產品品質符合一般業界的 標準,也同時滿足消費者耐用性的需求。因此,產品 於設計階段需通過各種的可靠度驗證以確保產品進 入市場前的品質完整性。可靠度驗證是以量化數據作 為產品之品質保證依據,其中,衝擊測試(Shock Test) 是結構強度與耐用性的一種測試[1] 也是設計驗證中 , 重要項目之一。產品內外各構造零件在相互搭接的情 況下經衝擊的瞬間產生的擠壓、變形與應變是外在所 無法辨識的。早期實機試驗只能在產品設計的晚期進 行,同時,即使發現問題,也往往也無法找出問題與 解決之道,因此必須藉助分析軟體來協助我們做判 斷。電子產品在生命週期中通常在兩種情況下會遭受 到衝擊,一種為運輸過程中因為車輛行走於顛坡道路 產生碰撞、跳動與震動或因人員搬運時掉落地面所產 生之撞擊,發生結構失效的問題[2]。因此,在產品於 設計階段利用衝擊破裂強度試驗手法可快速驗證結 構強度的水準,可確保產品可安全地送到消費者手上 來使用,並減少召回風險和降低成本。為了要通過這 樣的規範,所有結構物之強度、密合度、材料性質、 製造公差等等,都是影響測試結果的關鍵條件。 2.1.2 材料性質設定 本次模擬所用的塑膠材料 ABS+PC、鍍鋅鋼板 GI、PCB 材料 fiberglass、不鏽鋼 SUS301&304 等。 表 1 所列為各項材料之參數。伺服器系統整體或是各 部位零件重量相對的影響到模擬結果的精準性,表 2 所列為系統與各部位零件之重量。 2.1.3 邊界條件設定 由於伺服器在運送過程中受到緩衝材(cushion) 的保護支撐,受到外界衝擊時,能量會從緩衝材與系 統接觸的區域傳入。本次模擬將實機測試中的衝擊能 量直接經由 Ls-Dyna 軟體直接設定在系統與緩衝材 接觸的部位。依伺服器廠的測試規範定義:梯形波 22G, 5080 mm/sec,給予系統整機在落下受到衝擊前 的初速度 5080 mm/sec,並將反加速度負載如 圖 2, 施予在緩衝材接觸的部位如 圖 3,軟體會在運算的 過程中呈現出慣性力以及受到衝擊後之效應。 2. 研究方法 衝擊試驗分為速度衝擊與脈衝衝擊兩種[3]。一般 伺服器實機衝擊是以脈衝波進行測試,並在一定的溫 度下與相對的濕度環境中測試,再以系統重量來定義 衝擊 G 值與速度的變化,並依序測試底部、頂部、 左側、右側、前面與後面六個部位。 2.2 實機測試 2.2.1. 測試設備 本實驗使用 Lansmont 公司生產的機台,型號: 65/81D 衝擊測試機 圖 4。機台組成由上而下為:平台 59
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 間邊條在 10.75 ms 產生最大應力達 297.9MPa 圖 22;在 25 ms 產生最大塑性應變達 0.578% 圖 23。 3.4 綜合分析 從兩次模擬結果比對 表 4 中可清楚看出部分的 改善情況。Region 1 區域為 1 號硬碟右上方區域的變 形在增加鉚釘後並無明顯的改善,依舊維持 3.44%的 塑性應變,為了避免變形,此區域需配合折彎協同改 善。Region 2 區域為 1、5 號硬碟之間區域增加鉚釘 固定,可以將塑性應變從 9.12%改善到 0.75%左右; Region 3 區域為 5、8 號硬碟區域因原始變型量就不 明顯,因此無法從模擬中判斷是否改善或惡化。 導柱、緩衝裝置、測試平台、衝擊塊、氮氣缸、底座 (吸震、舉升裝置)。可執行波型種類:半正弦波、梯形 波與鋸齒波 ,衝擊試驗機詳細規格如 表 3。擷取系 統採用 Lansmont TP3 信號擷取器 圖 5,進行加速度 規 圖 6 擷取信號 由控制櫃轉換顯示出 G 值與波型 , 。 2.2.2 測試規範 將伺服器實機放置於衝擊測試機平台上[5] 並運 , 用木條治具模擬緩衝材的邊界並支撐在伺服器下 方 , 如 圖 7 。 依 測 試 規 範 設 定 : 環 境 溫 度 : 25°C (77°F) ; 濕 度 : 40~50% ; 衝 擊 梯 形 波 22G 、 5080 mm/sec,定義測試條件設定完成並執行測試。 4. 結論 3. 結果與討論 本研究以有限元素模擬軟體成功模擬出衝擊測 3.1 Ls-Dyna 模擬分析結果 分析結果顯示伺服器前牆整體結構較弱,應力分 部集中於右半部與左下方。前牆應力與應變最嚴重是 集中在 1 號與 5 號硬碟中間的邊條 在 18.25 ms 產生 , 最大應力達 405.9 MPa 圖 8,在 25 ms 產生最大塑性 應變達 9.117% 圖 9。再以細部來檢視示,因結構較 弱受力導致應力集中與塑性應變的區域,1 號硬碟右 上方區域,在 9 ms 時產生最大應力達 355.7MPa 圖 10,在 25 ms 產生最大塑性應變達 3.342% 圖 11;4 號與 8 號硬碟中間區域的邊條在 10.5 ms 產生最大應 力達 291.6MPa 圖 12;25 ms 產生最大塑性應變達 0.392% 圖 13。前牆因受到撞擊而產生擠壓變形的狀 況嚴重,在設計上需補強結構。 試後產品的塑性變形區,並局部修改設計後導入產品 改善結構並再次模擬。結果顯示可有效減低應力與應 變的產生。研究同時發現結構局部嚴重變形處之有限 元素模型的網格劃分必須要夠細,才能有效模擬出結 構局部變形的狀況,並符合實機衝擊後變型的情況。 5. 參考文獻 1. 繆嘉昌,,「Shock impact 分析」,Ls-Dyna 台灣 用戶研討會,台北,5 月 4 日,2010 2. 林茂興,「TFT-LCD 模組導光板衝擊強度之有限 元素分析」,MSC 台灣,「虛擬研討會」研討會, 台北,11 月 1 日,2005 3. 王嘉成,阻尼材料對硬碟落下衝擊效應之影響, 碩士論文,國立台北科技大學,2011 4. Ls-Dyna + HyperMesh 訓 練 教 材 , 勢 流 科 技,.128~130(2006) 5. Lansmont Corporation , Shock Machine User’s Guide,Lansmont Corporation,2002 3.2 實機試驗結果 於實機衝擊測試後,我們得到相同的結果 圖 14。細部放大圖片可看出 1、5 號硬碟區域有兩處變 形如 圖 15,4、8 號硬碟區域有一處變形如 圖 16。 因瞬間撞擊力使零件產生相互擠壓,內應力往同一處 方向集中交會而產生的塑性變形,所以此三處為應力 集中區。在硬碟 1、5 與 4、8 的中間邊條周圍皆無鉚 釘固定支撐,當負載大到使結構件不能維持原構形, 就產生了變形、隆起或凸起的情況,也可稱為挫屈。 6. 圖表彙整 3.3 修正元素模型,再次分析結果 分析結果與實驗結果比對後情況吻合,便在 Pro/E 模型上做設計變更,在前牆增加六顆鉚釘補強 1、5、4、8 的硬碟區域結構,並將先前變型量較大 的區域分為 Region 1、 Region 2、 Region 3 三個部 分 圖 17,以利模擬完成後的比較。模型完成後再導 入軟體 Ls-Dyna 做模擬。Region 1 區域為 1 號硬碟右 上方區域,在 11.25 ms 產生最大應力達 356.9MPa 圖 18,此部位在 25 ms 產生最大塑性應變達 3.439% 圖 19;再以細部來放大檢視示,Region 2 區域為 1、5 號硬碟之間的邊條,在 18 ms 時產生最大應力達 301.1MPa 圖 20;在 25 ms 產生最大塑性應變達 0.754% 圖 21;Region 3 區域為 4、8 號硬碟區域中 Part Material Density (g/cc) Young’s modulus (MPa) Yield stress (MPa) Poisson Ratio 60 表 1 材料參數 Sheet MB Plastic metal fiber PC + GI glass ABS key parts - 7.82 1.8 1.18 by weight 211000 2500 2600 25000 278 180 66 - 0.28 0.35 0.35 0.35
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 2 系統與各部位零件;總重量: 43 kgf Part Weight (kgf) Amount 光碟機 1 0.75 GPU 模組 4 1.5 記憶體 24 0.017 風扇 6 0.313 散熱器 2 0.57 硬碟 12 0.80 電源供應器 2 0.96 圖 2 加速度曲線與時間歷程圖 表 3 衝擊試驗機規格表 [5] 項目 機種 型號 平台尺寸(cm) 規格 重力標準型 65/81D 65 * 81 控制及顯示方式 PC 軟體控制/顯示波形 最高加速度(G) 最大速度變化率(m/sec) 最大物件測試重量(kg) 最小衝擊時域(ms) 外觀尺寸 L*W*H (cm) 平台材質 電源需求 600 7.3 227 2 81 * 150 * 379 Ma Alloy 220~240V / 20A / 3Ø 圖 3 緩衝材與系統接觸部位 表 4 兩次結構模擬結果比對 Region 1 2 3 Right Side Shock Impact Original design Add rivet Stress Plastic Stress Plastic (MPa) Strain(%) (MPa) Strain(%) 355.7 3.34 356.9 3.44 405.9 9.12 301.1 0.75 291.6 0.39 297.9 0.58 圖 4 Lansmont65/68D 衝擊試驗機 圖 5 Lansmont TP3 信號擷取器 圖 1 伺服器有限元素模型 61
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 6 加速規 圖 10 應力輪廓 (加鉚釘前) 圖 7 實機衝擊試驗 圖 11 塑性應變 (加鉚釘前) 圖 8 應力輪廓 (加鉚釘前) 圖 12 應力輪廓 (加鉚釘前) 圖 13 塑性應變 (加鉚釘前) 圖 9 塑性應變(加鉚釘前) 62
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 17 修改模型,增加六顆鉚釘補強 1、5、4、8 的硬碟區域的結構 圖 14 實機衝擊試驗:前牆受應力集中而變形 圖 18 應力輪廓 Region 1 (加鉚釘後) 圖 15 實機衝擊試驗:1、5 號硬碟區域變形 圖 19 塑性應變 Region 1 (加鉚釘後) 圖 16 實機衝擊試驗 :4、8 號硬碟區域變形 63
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 23 塑性應變 Region 3 (加鉚釘後) 圖 20 應力輪廓 Region 2 (加鉚釘後) Shock Test and Simulation of Server Structure Lee-Long Han1, Hsin-Lang Chen2 1 Associate Professor, Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Graduate student, Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 圖 21 塑性應變 Region 2 (加鉚釘後) Abstract This paper presents the shock test and simulation for server system structures in order to improve the server structure strength and reducing test time and possibility of design changing. Simulation can show the parts of the effective stress contour and plastic strain contour. The shock test can show the parts of deformation area. Shock test result that compared with first simulation, there are three deformation on the panel. This result is fully matched. A design change is the modification conducted to the panel, added six rivets to fix panel and chassis. And done the second simulation, the simulation result show that this change can prevent large deformation and stress concentration on the panel. 圖 22 應力輪廓 Region 3 (加鉚釘後) Keywords:shock test、deformation、effective stress contour、plastic strain contour 64
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 多缺口式可變撓性刀具夾具對切車削之影響研究 劉孟緯 1 、阮薰儀 1 、丘一汎 1 、許金雄 2 、吳忠恕 3 1 國立臺灣海洋大學機械與機電工程學系大學部 2 3 國立臺灣海洋大學機械與機電工程學系碩士班 國立臺灣海洋大學機械與機電工程學系副教授 質具有一定的影響,值得做較深入的探討,但過去的 研究皆未針對實際切深做較深入的探討。 本研究製作了多缺口式可變撓性夾具,此一多缺 口式可變撓性夾具具有八組雙軸向弱化缺口,能變化 出九組不同剛性值,因此,能夠用實驗方法來探討夾 具之剛性值對車削的影響。本研究之主要目的即為用 此多缺口式可變撓性夾具來探討夾具之剛性值對車 削精度的影響。同時,我們也將探討實際切深對車削 的影響。首先設計製造多缺口式可變撓性刀具夾具, 再做實驗規劃並進行實驗,然後根據實驗結果進行迴 歸分析與討論。 摘要 本文應用多缺口式可變撓性刀具夾具來探討刀 具夾具之剛性值(以刀尖位移量表示)對鋁合金 A6061-T6 之車削加工精度之影響。首先利用有限元 素軟體進行多缺口式撓性刀具夾具的刀尖位移量分 析,並依照分析結果決定夾具尺寸後送至工廠加工製 造,然後以完成之多缺口式可變撓性刀具夾具進行車 削實驗,最後根據實驗結果進行迴歸分析。在較高進 給與較高實際切深的情況下,剛性較小之刀具的表面 粗糙度通常會劣於剛性較大的刀具。然而,實驗結果 顯示,在相同情況下,剛性較小之刀具的表面粗糙度 會優於剛性較大的刀具,而且,兩者的差距會隨實際 切深的增加而增加。例如,在切速=50m/min、實際切 深 =0.0347mm( 對 應 設 定 切 深 =0.05mm) 、 進 給 =0.15mm/rev 的情況下,刀尖位移量 14.03μm(剛性較 小)的表面粗糙度較刀尖位移量 0.99μm(剛性較大)的 好約 21%。 2. 多缺口式可變撓性刀具夾具設計 如圖 4 所示,本研究之多缺口式可變撓性刀具夾 具具有八組雙軸向弱化缺口。將強化板塞入弱化缺口 可以封閉弱化缺口,如此即能增加剛性值。藉由弱化 缺口的封閉與開啟,能變化出刀尖位移量分別為 0.99 (最小)、2.62、4.25、5.88、7.51、9.14、10.77、12.40 與 14.03μm (最大)等九組不同的剛性值。刀尖位移量 定義為刀尖在 10N 力作用下會產生的刀尖位移量, 刀尖位移量與剛性值成反比,因此我們用刀尖位移量 來代表夾具之剛性值。圖 5 顯示弱化缺口全部封閉剛 性值最大(刀尖位移量=0.99μm)的狀況,而圖 6 顯示 弱化缺口全部開啟剛性值最小(刀尖位移量=14.03μm) 的狀況。傳統剛性車削的刀尖位移量約為 0.02μm。 因此,在實驗範圍內,我們的車削實驗皆可謂撓性車 削。 關鍵字:多缺口式可變撓性刀具夾具、撓性車削、 迴歸分析 1. 前言 撓性機構利用結構弱化的方式並配合微致動器 而能產生微小位移。由於這樣的撓性機構具平順運 動、不須潤滑、無間隙及高精確度等優點,因此常被 用來做為微精密定位系統[1] 結構弱化多以缺口弱化 。 方式[2]達成 我們引用撓性機構概念於設計製造撓性 。 刀具夾具,並用之於車削加工。孔[3]用鋁合金製作具 一組雙軸向弱化缺口的撓性刀具夾具(如圖 1 所示)進 行鋁合金車削實驗 許[4]用中碳鋼製作頸縮式撓性刀 。 具夾具(如圖 2 所示)進行鋁合金車削實驗。葉[5]用中 碳鋼製作具一組雙軸向弱化缺口的撓性刀具夾具(如 圖 3 所示)進行鋁合金車削實驗。三者之實驗結果皆 顯示,在特定切削條件下,撓性車削的表面粗糙度皆 能以不同的百分比優於傳統剛性車削。 根據以上所述,過去所製作之撓性刀具夾具多為 僅具一組雙軸向弱化缺口的撓性刀具夾具,一組弱化 缺口代表一種剛性值,因此無法探討夾具之剛性值對 車削的影響。此外,由於撓性刀具具較大撓性,通常 實際切深會小於設定切深,這樣的特性應該對切削品 3. 實驗規劃 本研究之實驗設切速、進給、設定切深與刀尖位 移量等四個因子,各分別配置三個水準,如表 1 所 示。本研究採用全因子實驗法,故須進行 3 的 4 次方 共 81 組實驗 4. 實驗結果與討論 4.1 實際切深迴歸分析與討論 將實驗結果運用 SAS 統計軟體做迴歸分析即可 建立實際切深與表面粗糙度相對於切速、進給、設定 切深與刀尖位移量等四個因子之統計數學模式。實際 65
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 下,細部或許稍有不同,但圖形的整體變化趨勢基本 上維持不變。 切深統計數學模式如下: 4.3 實際切深與表面粗糙度的關係 在前面我們得到實際切深與表面粗糙度相對於 切速、進給、設定切深與刀尖位移量等四個因子之統 計數學模式,也分別做了討論。我們可以將此二方程 式中的設定切深消除,即可建立表面粗糙度與實際切 深之間的關係式。圖 16~21 即根據此一關係式所繪。 由於實驗的設定切深範圍是介於 0.01mm~0.05mm 之 間,因此,撓性切削之實際切深的最大值會小於 0.05mm。例如,若設定切深為 0.05mm(最大範圍), 進 給 為 0.03mm/rev , 當 刀 尖 位 移 量 為 0.99μm 、 4.25μm、7.51μm、10.77μm、14.03μm 時,則實際切 深分別為 0.04127mm、0.04116mm、0.04002mm、 0.03787mm、0.0347mm,而當進給較大時,實際切深 之值會較這些值稍小。圖 16~21 乃根據迴歸方程式所 繪,因此,難免會有外插的結果,在引用時須留意。 例如,圖 18 乃在實際切深為 0.05mm 的情況下所繪, 故此圖全部為外插的結果。 如圖 16~18 所示,在固定切速與實際切深情況 下,當進給較小時,刀尖位移量較大的表面粗糙度會 劣於刀尖位移量較小的,但當進給增加到某一關鍵值 時,此一結果會反轉,亦即,刀尖位移量較大的表面 粗糙度會優於刀尖位移量較小的。在切速等於 50mm/min 的情況下,如圖 16~18 所示,當實際切深 等於 0.01mm、0.03mm、0.05mm 時,該進給關鍵值 分 別約 等 於 0.1mm/rev、 0.04 mm/rev 、 小 於 0.03 mm/rev(超出範圍)。亦即,表面粗糙度隨刀尖位移量 變大而變小的進給範圍會隨實際切深的增加而增 加。而如圖 18 所示,在整個進給範圍內,刀尖位移 量較大的表面粗糙度皆比刀尖位移量較小的小。圖 16~18 所顯示的特性與前述圖 10~12 所顯示的相呼 應。 由圖 19~21 可以看出,表面粗糙度隨刀尖位移量 變大而變小的實際切深範圍會隨進給的增加而增 加。這樣的結果當然與前述圖 16~18 所顯示的特性相 關。圖 19~21 亦顯示,在較高進給與較高實際切深的 情況下,刀尖位移量較大的表面粗糙度會優於刀尖位 移量較小的,而且,兩者的差距會隨實際切深的增加 而增加。如圖 21 所示,在進給=0.15mm/rev,切速 =50m/min 、 實 際 切 深 =0.0347mm( 對 應 設 定 切 深 =0.05mm)的情況下,刀尖位移量 0.99μm 的表面粗糙 度為 2.239μm,而刀尖位移量 14.03μm 的表面粗糙度 為 1.776μm,較刀尖位移量 0.99μm 的表面粗糙度優 約 21%。 圖 16~21 具有代表性,亦即,在其他切速情況 下,細部或許稍有不同,但圖形的整體變化趨勢基本 上維持不變。 最後,如 4.1 節所述,實際切深相對於設定切深 之變化率近乎常數,但如 4.2 節所述,表面粗糙度相 其中 DOC = 實際切深(mm) 、x1=切速(m/min) 、 x2 = 進給(mm/rev) 、x3 = 設定切深(mm)、x4 = 刀 尖位移量(μm) 。 圖 7~9 乃根據式(1)所繪。如圖 7 所示,實際切 深相對於切速呈現凹面的變化,但變化不大。實際切 深受到進給與設定切深的影響較大。如圖 8 所示,實 際切深隨進給的增加呈現近似線性的減少,但其變化 率並不隨刀尖位移量的變化而有太大的改變。如圖 9 所示,實際切深隨設定切深的增加呈現近似線性的增 加,但其變化率亦不隨刀尖位移量的變化而有太大的 改變。此外,如圖 7~9 所示,實際切深隨刀尖位移量 的增加而減少。 圖 7~9 皆具代表性,亦即,在其它加工條件下, 細部或許稍有不同,但圖形的整體變化趨勢基本上維 持不變。 4.2 表面粗糙度迴歸分析與討論 表面粗糙度統計數學模式如下: 其 中 Ra = 中 心 線 平 均 粗 糙 度 ( μm ) x1= 切 速 、 (m/min) 、x2=進給(mm/rev) 、x3=設定切深(mm)、 x4=刀尖位移量(μm) 。 圖 10~15 乃根據式(2)所繪。如圖 10~12 所示, 在切速與設定切深固定的情況下,當進給較小時,刀 尖位移量較大的表面粗糙度會劣於刀尖位移量較小 的,但當進給增加到某一關鍵值時,此一結果會反 轉,亦即,刀尖位移量較大的表面粗糙度會優於刀尖 位 移 量 較 小 的 。 如 圖 10~12 所 示 , 在 切 速 等 於 50mm/min 的情況下,當設定切深等於 0.01mm、 0.03mm、 0.05mm 時 , 該 進 給 關 鍵 值 分 別 約 等 於 0.07mm/rev、0.05 mm/rev、0.03 mm/rev。亦即,表面 粗糙度隨刀尖位移量變大而變小的進給範圍會隨設 定切深的增加而增加。 圖 13~15 顯示,在進給與切速固定的情況下,表 面粗糙度相對於設定切深的變化率,在數值上,隨刀 尖位移量的增加而減少。 圖 10~15 具有代表性,亦即,在其他切速情況 66
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2. 對於設定切深的變化率隨刀尖位移量的增加而減 少,因此,表面粗糙度相對於實際切深的變化率亦隨 刀尖位移量的增加而減少。如此一來,如圖 19 或圖 20 所顯示,即使一開始刀尖位移量較大的表面粗糙 度較大,但隨實際切深的增加,刀尖位移量較大的表 面粗糙度終究會變得較小。此一特性再加上前述切削 特性會隨進給的增加而反轉的現象是造成,如上述, 在較高進給與較高實際切深的情況下,刀尖位移量較 大的表面粗糙度會優於刀尖位移量較小的,而且,兩 者的差距會隨實際切深的增加而增加之結果的主要 原因。 3. 4. 5. 5. 結論 W.O. Schotborgh, F.G.M. Kokkeler, H. Tragter and F.J.A.M. Houten, “Dimensionless Design Graphs for Flexure Elements and a Comparison between Three Flexure Elements”, Precision Engineering, 29, pp.41-47, 2005. 孔永祥,撓性車削之加工精度探討,碩士論文, 國立臺灣海洋大學,基隆、臺灣,2005 許凱荃,任意方向弱化之撓性夾具對於精密車 削之影響研究,碩士論文,國立臺灣海洋大學, 基隆、臺灣,2009 葉啟盛,雙軸向撓性夾具之剛性對於精密車削 之影響研究,碩士論文,國立臺灣海洋大學, 基隆、臺灣,2010 7. 圖表彙整 本研究之目的在於應用多缺口式可變撓性刀具 夾具來探討夾具剛性值對鋁合金之車削的影響,根據 實驗結果與討論我們得到以下結論: 1. 實際切深受到切速的影響並不大。但實際切深 隨進給的增加呈現近似線性的減少,而實際切 深隨設定切深的增加呈現近似線性的增加。 2. 實際切深相對於進給的變化率與實際切深相對 於設定切深的變化率皆不隨刀尖位移量的變化 而有太大的改變。 3. 在切速與設定切深固定的情況下,在進給較小 時,刀尖位移量較大的表面粗糙度會劣於刀尖 位移量較小的,但當進給增加到某一關鍵值 時,此一結果會反轉,亦即,刀尖位移量較大 的表面粗糙度會優於刀尖位移量較小的。 4. 在進給與切速固定的情況下,表面粗糙度相對 於設定切深的變化率隨刀尖位移量的增加而減 少。 5. 在切速與實際切深固定的情況下,當進給較小 時,刀尖位移量較大的表面粗糙度會劣於刀尖 位移量較小的,但當進給增加到某一關鍵值 時,此一結果會反轉,亦即,刀尖位移量較大 的表面粗糙度會優於刀尖位移量較小的。 6. 表面粗糙度隨刀尖位移量變大而變小的實際切 深範圍會隨進給的增加而增加。 7. 在較高進給與較高實際切深的情況下,刀尖位 移量較大的表面粗糙度會優於刀尖位移量較小 的,而且,兩者的差距會隨實際切深的增加而 增加。以進給=0.15mm/rev,切速=50m/min、實 際切深=0.0347mm(對應設定切深=0.05mm)的 情況為例,刀尖位移量 0.99μm 的表面粗糙度為 2.239μm,而刀尖位移量 14.03μm 的表面粗糙度 為 1.776μm,較刀尖位移量 0.99μm 的表面粗糙 度優約 21%。 圖 1 具一組雙軸向弱化缺口的鋁合金撓性刀具夾具 圖 2 頸縮式中碳鋼撓性刀具夾具 圖 3 具一組雙軸向弱化缺口的中碳鋼撓性刀具夾具 6. 參考文獻 1. L. L. Howell, “Compliant Mechanism”, John Wiley & Sons, New York, 2001. 圖4 多缺口式可變撓性刀具夾具 67
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖5 弱化缺口全部封閉剛性值最大的狀況 圖 9 實際切深相對於設定切深變化圖 圖 6 弱化缺口全部開啟剛性值最小的狀況 圖 10 表面粗糙度相對於進給變化圖 (切速=50m/min、設定切深=0.01mm) 圖 11 表面粗糙度相對於進給變化圖 圖 7 實際切深相對於切速變化圖 (切速=50m/min、設定切深=0.03mm) 圖 12 表面粗糙度相對於進給變化圖 圖 8 實際切深相對於進給變化圖 (切速=50m/min、設定切深=0.05mm) 68
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 13 表面粗糙度相對於設定切深變化圖 圖 17 表面粗糙度相對於進給變化圖 (進給=0.03mm/rev、切速=50m/min) (切速=50m/min、實際切深=0.03mm) 圖 14 表面粗糙度相對於設定切深變化圖 圖 18 表面粗糙度相對於進給變化圖 (進給=0.09mm/rev、切速=50m/min) (切速=50m/min、實際切深=0.05mm) 圖 15 表面粗糙度相對於設定切深變化圖 圖 19 表面粗糙度相對於實際切深變化圖 (進給=0.15mm/rev、切速=50m/min) (進給=0.03mm/rev、切速=50m/min) 圖 16 表面粗糙度相對於進給變化圖 圖 20 表面粗糙度相對於實際切深變化圖 (切速=50m/min、實際切深=0.01mm) (進給=0.09mm/rev、切速=50m/min) 69
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Study of the Effect of the Multi-Notch Type Changeable-Stiffness Fixture on the Precision Turning Meng-wei Liu 1 , Hsun-Yi Juan 1 , Yi-Fan Chiu1, Shiu, Jin-Shiung 2 ,Jung-Shu Wu 3 1 Undergraduate student, Department of Mechanical and Mechatronic Engineering, National Taiwan Ocean University 2 Graduate student, Department of Mechanical and Mechatronic Engineering, National Taiwan Ocean University 3 Associate Professor, Department of Mechanical and Mechatronic Engineering, National Taiwan Ocean University 圖 21 表面粗糙度相對於實際切深變化圖 (進給=0.15mm/rev、切速=50m/min) 表 1 實驗因子與水準配置表 水準 1 水準 2 水準 3 切速(m/min) 50 150 250 進給(mm/rev) 0.03 0.09 0.15 設定切深(mm) 0.01 0.03 0.05 刀尖位移量(μm) 0.99 7.51 14.03 Abstract The purpose of this paper is to use the multi-notch type changeable-stiffness fixture to study the effect of the fixture stiffness on the precision of aluminum alloy A6061-T6. Firstly, we used the finite element method for the structural analysis of the multi-notch type changeable-stiffness flexible fixture in order to determine the dimensions of the fixture. Then we manufactured the multi-notch type changeable-stiffness tool fixture and use it to perform turning experiments. Finally, regression analysis was performed to produce statistical models. Cutting tools with higher stiffness usually produce better surface roughness than cutting tools with lower stiffness. However, our experimental results show that under higher feeds and higher actual depths of cut conditions, cutting tools with lower stiffness may produce better surface roughness than cutting tools with higher stiffness and the differences become larger as the actual depth of cut increases. For example, at cutting speed=50m/min, actual depth of cut=0.0347mm (corresponding to 0.05mm setting depth of cut), and feed=0.15mm/rev, the tool with tool-tip displacement of 14.03μm (lower stiffness) has about 21% better surface roughness than the tool with tool-tip displacement of 0.99μm (higher stiffness). Keywords:changeable-stiffness fixture, flexible turning, regression analysis 70
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 以環氧樹脂研磨盤研究不同磨粒加工機制 鍾俊輝、王佳勳、陳彥均 國立台灣科技大學機械工程系 彭凱奇[3]利用聚胺酯製作研磨盤與碳鋼環進行 摘要 研磨實驗,結果顯示,碳鋼表面粗糙度會隨著研磨時 研磨加工是一種廣泛用於製程最後之步驟,以獲 間增加而有呈現下降趨勢,而隨著熱壓壓力越小其研 得更高的表面品質。研磨加工,可以分為兩種加工機 磨試片標準差則增加,表面品質變得較差。 制:固定磨粒與游離磨粒加工。過去研究大多以不同 胡筱姍[4]指出硬度方面,成型後的環氧樹脂/ 之實驗參數或針對不同研磨盤進行比較,尚未有一致 氧化鋁性質會隨奈米級氧化鋁添加量的增加而有所 性之實驗參數於比較兩種加工機制。因此,本研究使 上升,這表示說,雖然氧化鋁與環氧樹脂相容性良好 用一致性之實驗參數與相同環氧樹脂研磨盤對碳鋼 且均勻的分散,但由於分散度佳,相對的因分子鏈受 進行研磨實驗。結果顯示,在相同壓力及速度下,固 到氧化鋁影響,使硬度上升。P. Jaehong等人[6]指 定磨粒墊可獲得較高的表面品質,但材料移除率與加 出,研磨時均會受到磨合期的影響會導致初始切削力 工面積較小。 較大,導致研磨過程中,若能減少磨合期時間即可降 關鍵字: 環氧樹脂研磨盤 、固定磨粒加工 、游離磨粒加工 低製程中切削力不穩定的現象。 1. 前言 過去文獻大多數以控制不同的製程參數對研磨 研磨加工技術逐漸朝向微小化趨勢發展,配合產 製程進行研究,或對於不同拋光墊之特性比較進行探 品元件高精密度、準確度以及製造產業日漸注重品質 討,但是目前尚未有一致實驗條件用以比較固定磨粒 之需求,研磨加工扮演相當重要之角色,例如:晶圓 和游離磨粒於加工上的差異,因此本實驗使用相同材 研磨、元件精度修整、外型修整等。 料,一致性實驗條件進行研磨實驗。 研磨加工機制又可以分為固定磨粒加工與游離 實驗所使用之研磨盤均為自製之環氧樹脂研磨 磨粒加工,固定磨粒則是把磨粒固定在研磨工具中, 盤, 磨粒為45μm之氧化鋁磨粒, 對磨件為中碳鋼環, 而游離磨粒加工則將顆粒作為漿料添加到研磨墊與 結果顯示,固定磨粒與游離磨粒加工中,在不同加工 試片間,不同的加工機制於加工產品表面具有不同之 機制下,高濃度的顆粒皆具有較大的材料移除率,固 影響。 定磨粒加工則具有較佳表面粗糙度,游離磨粒加工粗 Toshiyuki Enomoto等人[1],研發新型螺旋型研 糙度較差,材料移除率較高。 磨盤,在固定磨料研磨盤中,以不同漿料與實驗參數 2. 實驗方法 來進行實驗,以降低游離磨料製程中研磨盤邊緣不平 本研究目的著重於固定磨粒與游離磨粒於研磨 整性,結果得到以少量的磨粒混合於固定研磨盤中再 時的比較,皆以環氧樹脂做為基底材料,固定磨粒實 搭配少量的漿料可降低研磨盤邊緣不平整影響,美商 驗中添加氧化鋁顆粒於環氧樹脂固化而成之研磨盤; 3M公司J.J. Gagliardi[2]研發出固定磨粒研磨拋光 游離磨粒實驗使用純環氧樹脂研磨盤搭配氧化鋁漿 墊此種拋光墊採用三層相疊結構,其研磨磨粒由氧化 料,如圖1所示為環氧樹脂研磨盤,其製作方法乃透 铈磨粒混合接合劑製作,其結構上硬質層為壓克力, 過主劑與硬化劑的混合、攪拌脫泡、熱壓而成。 軟質層則是PU。設計原理廣泛運用複合材料理論,其 硬質層設計與欲拋光之工件表面平坦度有關;軟質層 與欲拋光之工件表面之表面粗糙度有關,其設計乃是 要提高磨粒與工件表面之間接觸效率,並能拋光任何 均值、非均值、非等向性之材料。 71
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 1 實驗參數 研磨設備 迴轉式多功能磨潤試驗機 固定磨粒 研磨盤 (磨粒混合於環 氧樹脂研磨盤) 加工液 磨粒/漿 環氧樹脂 料 圖 1 環氧樹脂研磨盤 Water +Al2O3(45μm) 本實驗以迴轉式多功能磨潤試驗機 ,如圖2所示, 低濃度 做為實驗平台,實驗以兩種不同濃度的氧化鋁比例添 加於固定磨粒研磨盤與游離磨粒之漿料。 高濃度 對磨試片 游離磨粒 (純環氧樹脂) Water+Al2O3 Water +Al2O3(45μm) A 劑 2g,B 劑 1g Water:0.1176g 1g,Al2O3:0.8g Al2O3 A 劑 2g,B 劑 1g Water:0.31043g 1g,Al2O3:1.6g Al2O3 S45C 中碳鋼外徑尺寸為ψ28.3mm, 內徑尺寸為ψ16.2mm 本次研磨實驗採用環對盤(Ring on Disk)之型態, 環試件材料為S45C中碳鋼,其外徑尺寸為ψ28.3mm, 內徑尺寸為ψ16.2mm,如圖3所示。試片於每次實驗 前均以P240水砂紙進行表面處理,以確保每次實驗前 碳鋼試片之表面粗糙度一致。 圖 2 環-盤對研磨試驗設備機構圖[3] 為使得游離磨料及固定磨料加工時的表面磨料 顆粒數目相同,游離磨料上漿料的配方依公式(1)求 得,而固定磨粒研磨盤上之磨料數可由研磨盤體積及 內部磨粒數目求得[5],高濃度時單位表面積上的磨 粒數目為42.458/ ,而低濃度為16.8461/ 。 圖 3 碳鋼環試片 公式(1)中,A為研磨盤面積、Dmax為顆粒最大粒 低濃度為一般市售固定研磨盤之磨粒比例,高濃 徑尺寸、Dm為平均顆粒大小、ρ為氧化鋁密度、ρ 為 度比例則以研磨盤製程上所能添加顆粒之最大濃度 水密度、m則是顆粒和漿料之克重比。 來進行實驗,固定磨粒與游離磨粒機制實驗,各製作 6片研磨盤,每片與碳鋼環進行1次研磨實驗,總共為 6𝐴𝐷 𝑚𝑎𝑥 N= 𝜋𝐷 𝑚 (1 + 𝜌/𝜌 ) 24組實驗,每組對磨30分鐘,實驗中,試片均以130N (1) 的正向力,研磨頭轉速為800rpm,試片每三十分鐘後 即更換,同時量測摩擦力變化與研磨後的試片表面粗 其他實驗參數如表1所示,分別對中碳鋼磨耗測 糙度。 試,探討於兩種氧化鋁濃度比例下,在固定與游離磨 固化之研磨盤均使用蕭氏硬度計(Shore D)檢測 粒加工之不同。 其硬度,純環氧樹脂製作出的研磨盤平均硬度為 82.5, 分別添加比例不同的氧化鋁混入環氧樹脂內,發現隨 氧化鋁的添加濃度增加,硬度有明顯的增加趨勢,如 72
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 2 所示。 表 2 小型研磨盤硬度 試片 數值 平均 低濃度 84 85 85 85 84 84 84.50 高濃度 89 87 88 90 87 88 88.17 純 EPOXY 83 83 83 84 80 82 82.50 3. 實驗結果與討論 (b) 圖4 為兩種磨粒加工機制,由示意圖可看到固定 圖 5 (a)低濃度固定磨粒切削力;(b)高濃度固 磨粒加工與游離磨粒加工之差異。 定磨粒切削力 圖 4 磨粒加工機制 圖5及圖6分別為固定磨粒及游離磨粒加工實驗 (a) 之即時切削力圖,固定磨料與游離磨料加工在高濃度 時切削力較為穩定,而在低濃度時切削力較為不穩 定。 固定磨粒在低濃度時由於顆粒數較少,每顆磨粒 承受負荷較大其切削力變化較不穩定,而高濃度時內 部單位面積上佔有的顆粒數較多,使得每顆磨粒受到 之負荷較為均勻,切削力較為穩定;游離磨粒則是在 高濃度時切削力表現較為穩定,但波動均比固定磨粒 來的明顯,原因可能為游離磨粒加工時,顆粒堆積阻 塞所致導致顆粒集中,造成某段時間內切削力較為不 (b) 穩定。 圖 6 (a)低濃度游離磨粒切削力;(b)高濃度游 離磨粒切削力 由圖7可以看到,固定磨料機制下所研磨出的中 碳鋼表面有效研磨面積較小,如圖7(a)所示,移除區 域為環形區,而游離磨粒則能有效研磨整個中碳鋼表 面。 (a) 73
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 定磨粒機制時,所研磨出的中碳鋼表面有效研磨面積 較小,可能因素為使用P240砂紙研磨試片表面時,由 人為因素導致試片表面不平整,有微傾斜的狀況;在 游離磨粒方面則可透過漿料的流動,促使磨粒佈滿整 個研磨區域達到有效研磨。 根據本研究可得知,選用固定磨粒機制在表面粗 糙度方面可獲得較佳的結果,但移除率較低,表面移 圖 7 碳鋼環表面研磨形貌 除區域會受到工件影響,選用游離磨粒機制則可獲得 透過表3 4說明 高濃度的游離漿料粗糙度較差, 、 , 全表面均一性的移除,材料移除率較高,但其表面粗 移除率也較高,主要是游離磨粒在研磨時,顆粒加工 糙度較差。 方式為三體磨耗所造成表面坑洞,導致粗糙度較差, 6. 參考文獻 而過程中一直有新的氧化鋁顆粒流入加工面, 顆粒 越多其邊角鈍化的機會越低,能刮除的材料也就越多, 1. 材料移除率就越高。 Toshiyuki Enomoto , Urara Satake, Tsutomu Fujita, Tatsuya Sugihara , Spiral-structured 表 3 材料移除率 fixed-abrasive pads for glass finishing, CIRP 固定磨粒 固定磨粒 游離磨粒 低濃度 高濃度 低濃度 Annals - Manufacturing Technology, Volume 游離磨粒 高濃度 平均值 1.12E-05 1.43E-05 1.81E-04 7.79E-06 7.71E-06 1.31E-04 2. 5.47E-04 標準差 62, Issue 1, Pages 311-314, 2013. 2.54E-04 J. J. Gagliardi , An introduction to fixed abrasive CMP , Semiconductor CMP group, 3M abrasive system division, 1999. 3. 表 4 表面粗糙度 合研磨盤之研磨性能研究,碩士論文,國立 固定磨 固定磨 游離磨 粒低濃 粒高濃 粒低濃 粒高濃 度 度 度 台灣科技大學機械工程研究所 台北 2013。 , , 游離磨 度 中碳鋼 原始 4. 料科學與奈米科技研究所,台北,2004。 2.40E-01 1.43E-01 1.09E-01 8.88E-01 1.274 3.63E-02 3.44E-02 3.07E-02 3.31E-01 6.07E-01 5. Imanaka, Lapping Mechanisms of Glass—Especially on Roughness of Lapped 標準 差 胡筱姍, 環氧樹脂/氧化鋁有機無機奈米級複 合材料之研究,碩士論文,中國文化大學材 平均 值 彭凱奇, 二氧化鈦奈米粉末於高分子鑽石複 Surface, Applied optics laboratory, Institute of optics and precision mechanics, CIRP, 13, pp. 4. 結論 227-233, 1966. 本研究結果顯示,固定磨粒機制在濃度的改變下, 6. P. Jaehong, J.Haedo, Y.Koichi, and K.Masaharu, 表面粗糙度與材料移除率並無太大起伏,在固定磨料 Pad Surface Treatment to Control Performance 製程中選用濃度較低的比例即可,且高濃度固定研磨 of Chemical Mechanical Planarization 墊在混合過程中,整體黏稠度會隨氧化鋁粉添加而提 Japanese Journal of Applied Physics, Vol. 47, 升,在製程上製作較為困難,因此可以得知磨粒的增 No. 2, pp. 1028-1033, 2008. 加對游離磨料在材料移除率這一部分具有較顯著的 變化。游離磨粒機制中高濃度的氧化鋁其表面粗糙度 與材料移除率比低濃度高約一倍,其表面粗糙度較差, 但材料移除率較佳。 比較固定磨粒和游離磨粒最大區別為,當使用固 74
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Analysis of Different Abrasive Machining Mechanisms with Epoxy Resin Pads Chunhui Chung, Jia-Syun Wang, Yann-Jiun Chen Department of Mechanical Engineering, National Taiwan University of Science and Technology, Taipei Abstract Abrasive machining is one kind of machining processes which is widely used at the finishing step to obtain higher surface quality. Depending on whether the abrasive particles are bonded on the tool or not, Abrasive machining can be classified into two types: fixed abrasive and free abrasive machining. Most of studies done on Abrasive machining focus on the effects of process parameters and the comparison between the different types of the pad used on the process. However, few researches compared these two abrasive machining mechanisms with consistent machining parameters. In this study, the experiments have been conducted with different parameters to compare two types of abrasive machining. The results show that the fixed abrasive lapping provides higher surface quality but lower material removal rate and smaller effective working area. Keywords:Epoxy resin lapping pad, Fixed abrasive machining, Free abrasive machining 75
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 運用 NON-BAR 於複合加工機平行度檢測 覺文郁 1、徐東暉 1、林忠穎 1 1 國立虎尾科技大學 自動化工程系 國科會計劃編號:101-EC-17-A-05-S1-188 具並無法直接量測出複合加工機上刀塔與下刀塔之 兩軸平行度,故本論文選用 NON-BAR 系統作為量測 參考與數據取得的工具。 摘要 隨著全球工業技術持續發達進步,工業間之競 爭也越來越激烈。因此對於產品之加工品質、精度與 時間便成為競爭力之關鍵。其中車銑複合加工機的上 刀塔與下刀塔之兩軸平行度誤差會影響複合加工機 的加工精度。為了可以快速的量測複合加工機的平行 度誤差,本論文選用國內自行開發並生產的光學式多 軸工具機校正系統─NON-BAR 並利用複合機上刀 塔與下刀塔部分的動作─同期加工,使上刀塔與下刀 塔同步進行加工動作,可以直接且快速地量測到複合 加工機之平行度誤差,本研究已在廠商實測並量得數 據在全行程中,Y 軸向斜率為-0.645 誤差約在 3.4 角 秒(-0.016mm/m),Z 軸向斜率為 0.3215 誤差約在 1.7 角秒(0.0082mm/m)。 2.平行度量測 平行度指兩軸平行的程度,指一平面(邊)相對另 一平面(邊)平行的誤差最大允許值。通常為機台組裝 時,因配合與工件本身的平行度造成一微小角度的誤 差,或是機台參數造成的誤差。當誤差過大時會影響 加工成品的幾何角度與尺寸精度。 當雙軸同時移動時,距離有越來越近或是越遠的 現象,即為平行度的誤差,使用傳統量錶法也能量測 到雙軸之間的相對距離變化,只是量測出來的值為總 成誤差,並且無法分離出直度誤差與平行度誤差。 本研究使用 NON-BAR 系統,將感測頭架於上刀 塔之上,球座架設於下刀塔,由於系統可以量測到三 維數據,在進行同期加工動作時,只要也是利用雙軸 距離的變化,可以知道兩軸的相對位移量,但是此時 的數據卻是包含了直度的誤差,因此必須藉由系統程 式繪圖處理再 least square 擬合之後,可得知上刀塔 與下刀塔軸的直度誤差,進而得到兩軸的平行度誤 差。 關鍵字 : 複合加工機、NON-BAR、平行度 1. 前言 近幾年台灣工具機產業,在 2011 年工具機產值 為 52.6 億美元,較 2010 年成長 35%,2011 年外銷值 40 億美元,排名全球第 4。對此,提升台灣工具機品 質,特別是上游的機械工業,對於工作母機及工件的 精度要求亦近乎苛求,故工作母機之檢測成為足以影 響中下游工業的重要課題。 複合加工機的加工誤差主要可分為靜態誤差與 動態誤差,靜態誤差包括角度、直線度及平行度等幾 何誤差,動態誤差則包括進給率變化、馬達加減速及 機械結構自重等疊加的誤差。目前在工業界應用於工 具機的檢驗量測儀器常見的有雷射干涉儀 [1](Laser-Interferometer)、循圓量測儀[2](DBB-Double Ball Bar)、雷射雙球桿[3](LBB-Laser Ball Bar)及格子 編碼器[4](Grid Encoder)、R-Test 等等。 雷射干涉儀是利用雷射光與特定光學元件組合 而成,藉由光干涉原理,量測機台之單軸的運動及定 位誤差。循圓量測儀與雷射雙球桿皆採用雙軸循圓檢 測的方式量測主軸與機台間的位移變化量。而格子編 碼器可完全紀錄工具機之運動軌跡,且不限於循圓軌 跡,可進行一維或二維之誤差量測,但是架設空間須 限制在同一平面,對量測複合機誤差效果有限。上述 檢測儀器架設皆需花費時間,檢測之誤差為總成誤 差,在誤差分離方面較為不易,而且以現有的量測工 3. NON-BAR 系統 圖 1、NON-BAR 系統架構圖[5] 此系統係利用光學元件量測三維空間之相對位 置,並對多軸進行動態與靜態的檢測,裡面的設備有 包括二組彼此相互正交的雷射模組-光電式感測器 76
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 組,與球形透鏡(半徑 5mm)、球座組、訊號處理模組、 電腦等,如圖 1 所示。 量測原理係當兩雷射光束正交當雷射光源射出 一準直的光束,穿透球形透鏡,則雷射光點將落在四 象限感測器上,可輸出其電流訊號,經放大器與 A/D 卡做訊號的放大與轉換後,則可獲得每單位時間內於 三維空間中之各軸向誤差量。當工具機無誤差時,雷 射光束穿透球透鏡,經光學成像原理聚焦並成像,雷 射光點將落在四象限感測器之中心點上,如圖 2 所 示;若工具機有誤差時,經光學成像原理聚焦並成 像,雷射光點將落在四象限感測器感測範圍之上、下 或左、右之相對位置。 透過兩感測器動態地接收各自光束的位移特徵 來感測光束與該感測接收面之間的相對移動,即可獲 得多軸工具機於空間中各軸向的誤差。 圖 3 實際檢測圖[7] 表 1、檢測路徑及相關參數 檢測路徑 -390mm~312mm 間距 39mm Feedrate 限制 360mm/min 取樣頻率 1000Hz 圖 4、Y 方向數據圖與擬合線[7] 無誤差 圖2 有誤差 成像原理示意圖[6] 圖 5、Z 方向數據圖與擬合線[7] 由於在同期控制狀態下,控制器會依據上刀塔 的運動狀態控制下刀塔使其同動,因為公司的同期狀 況並不理想,有可能是驅動元件的編碼不匹配、動態 參數調整不佳或進給率變化、加減速作動誤差疊加造 成,故僅進行靜態檢測,其總行程為-390~+312mm, 每 39mm 取樣 1000 筆資訊並予以平均,得圖 4 與圖 5 誤差圖。在全行程中,Y 軸向斜率為-0.645 誤差約在 3.4 角秒(-0.016mm/m),Z 軸向斜率為 0.3215 誤差約 在 1.7 角秒(0.0082mm/m)。 4. 實測數據 將 NON-BAR 系統的感測頭與球座分別安置於 上刀塔與下刀塔如圖 3 所示,首先消除架設誤差,在 執行平行度檢測路徑,詳細設定如表 1 所示。 5. 結論 上述結果可知,本論文提出之平行度檢測,可迅 速檢測到複合加工機的平行度誤差,此檢測方法已在 國內各大工具機組配廠與加工廠實驗過,確定為有效 的,所以該檢測技術不但能直接被應用,更可拓展許 多額外的檢測功能並開發許多檢測技術。 77
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- The use of NON-BAR in composite processing machine parallelism detection 6.誌謝 感謝學界科專(101-EC-17-A-05-S1-188)補助,讓 本研究可以順利完成。 7. 參考文獻 1. Wen-Yuh Jywe1, Tung-Hui Hsu1 Chung-Ying Lin1 1 Automation Engineering, National Formosa University H. F. F. Castroa and M. Burdekin: International Journal of Machine Tools & manufacture, Vol. 46 (2006), pp. 89-97. 2. Y. Kakion, Y. Ihara, and Y. Nakatsu, The Abstract measurement of motion errors of NC machine With the advances in global industrial technology continues to develop, Inter-industry competition more and more fierce. Therefore, the processing of the early processing product quality, accuracy and time will become the key to competitiveness. Which Car milling compound machine upper tool turret and lower tool turret of the two-axis parallelism error affects composite machining precision. In order to be able to quickly measure complex machining machine parallelism error, In this study of domestic self-developed and manufactured optical correction system for multi-axis machine tools ─ NON-BAR and using the composite machine Upper and lower tool turret part of the action ─ early processing, So that the upper and lower tool turret synchronous processing actions, It can be directly and quickly to the composite measure of parallelism error processing machine. In the whole process, The slope of Y axis is -0.645 error is about 3.4 arc seconds (-0.016mm / m), The slope of Z axis is 0.3215 error is about 1.7 arc seconds (0.0082mm / m). tools and diagnosis of their origins by using telescoping magnetic ball bar method, Annals of the CIRP 36, pp.337-380, 1987. 3. S. H. H. Zargarbashi, J. R. R. Mayer: International Journal of Machine Tools & manufacture, Vol. 46 (2006), pp. 1823-1834. 4. W. Gaoa, T. Araki, S. Kiyono, Y. Okazaki, M. Yamanaka: Precision Engineering, Vol. 27 (2003), 5. 6. pp. 289-298. 國立虎尾科技大學工具機精密量測與鏟配之工 業基礎技術四年計畫第一年度第一期計畫。 許家銘,“CNC 五軸工具機檢測裝置開發及應 用”,國立虎尾科技大學,自動化工程系, 2011/06。 7. 工具機精密量測與鏟配之工業基礎技術四年計 畫第二年度工作報告"經濟經學界科專計畫, Keywords:Multi-axis machines, NON-BAR, 2013/6/20 parallelism 78
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 混合型陶瓷球軸承電腦輔助應力分析 鄭正德 1*、徐稑 1、劉鎮綱 1、張祐維 2 1 國立聯合大學機械工程學系 2 國立聯合大學能源工程學系 * E-mail:jjder@nuu.edu.tw 摘要 混合型陶瓷球軸承是一種精密球軸承,該軸承包 括內外圈鋼和由陶瓷製成滾珠。混合型陶瓷球軸承具 有高硬度、無磁性、高耐磨性、自潤滑性良好及剛性 佳等特點,特別適合做高速、高精度及長壽命混合型 陶瓷球軸承的滾動元件。本研究主要是針對不同材質 混合型陶瓷球軸承之軸承球與內外環接觸應力分析 並應用 SolidWorks 軟體建構混合型陶瓷球軸承三維 實體,轉換圖檔格式至 ANSYS 有限元素分析軟體進 行分析,探討不同軸承材質及軸承參數對混合型陶瓷 軸承接觸應力之影響,藉由有限元素分析,能深入瞭 解混合型陶瓷軸承的結構特性,此分析結果有助於混 合型陶瓷軸承之應用。 圖 1 組成滾珠軸承的基本組件 文獻上有關混合型陶瓷球軸承電腦輔助分析分 析相當多,Jones [1]學者也發展出一個可同時承受徑 向負載與軸向負載,並且考慮離心力(centrifugal force) 情況下的球軸承模型,但此球軸承模型非常難解,在 高速軸承中,離心力有著明顯不可忽略的效應,而離 心力將使得內環與外環所承受的正向力不再相等,而 且同時使得內外環與軸承球之間的接觸角也不相 同。Ahmed和Hadfield [2]學者使用改良後的四球試驗 機以碳化鎢鈷(WC-12%Co)塗覆在軸承球上,分析對 滾動接觸疲勞(RCF)性能之影響,並以不同塗層的厚 度測試對分析接觸應力的影響,測試結果顯示塗層的 性能是取決於軸承球和塗層性質的組合,此外塗層的 完整性與測試過程中的摩擦條件有很大的關係,實驗 中發現較薄的塗層沒有失效主要是塗層與軸承球之 間有很好的結合強度 Polonsky [3]等學者針對不同厚 。 度的TiN塗層利用物理氣相沉積(PVD)方法,進行滾 動接觸疲勞壽命(RCF)評估分析,根據實驗結果,發 現塗層薄膜厚度約0.75 μ m可得到最佳疲勞壽命,然 而更薄的塗層對疲勞壽命並沒有顯著的影響,而較厚 的塗層會對疲勞壽命產生負面的影響,實驗中以滾動 軌道面針對受損和未受損部位上進行塗層,觀察到受 損部位的塗層表面因粗糙度相對較高,因此疲勞壽命 降低,此結論與先前的研究結果相符。Mitchell [4]等 學者分別使用M50–M50全鋼材質和氮化矽–M50混合 材質組件,進行軸承球之滾動接觸疲勞試驗,實驗中 以無添加微粒污染物及有添加微粒污染物之噴射渦 輪發動機潤滑劑,對於全鋼材質和混合材質滾動系統 的磨損性能進行評估,且使用光學顯微鏡、掃描式電 子顯微鏡、表面輪廓儀及原子力顯微鏡進行磨損表面 的觀察。Wang和Hadfield [5]學者研究氮化矽球與鋼 軸承上的滾動接觸中發現氮化矽球上的表面環裂紋 缺陷會導致疲勞壽命降低。Eyzop和Karlsson [6]學者 關鍵字 : 混合型陶瓷球軸承、接觸應力、有限元素 1. 前言 早期軸承主要目的為省力及便於轉動;然而發現 滾動方式比利用滑動方式較省力,而輪軸常因為長時 間的重負載而損壞,為了延長使用壽命,輪軸接觸部 位材質以金屬來取代,可使用壽命延長。陶瓷材料、 金屬材料和有機高分子材料為三大固體材料之一。以 單一陶瓷材料或全陶瓷軸承和混合型陶瓷軸承與鋼 軸承相比,陶瓷軸承之陶瓷球元件能降低高速轉動所 產生的離心力,進而延長使用壽命。隨著科技不斷的 進步,工業設備的效率要求越來越高,因旋轉機械對 高轉速、運轉精度、低振動、壽命以及良好的穩定性 等性能有極高的要求。陶瓷軸承可長時間的工作於腐 蝕性的酸、鹼、鹽溶液中,雖然陶瓷軸承價格高於不 銹鋼軸承,但考量陶瓷軸承優異的性能,應用在工業 上佔有極大的優勢。陶瓷軸承的工作溫度可以達到 400℃~1,000℃,在有保護氣體的情況下陶瓷材料工 作溫度可達到1,400℃。 全陶瓷軸承的內外環和軸承球元件全部使用陶 瓷材質,經過長期的研發及測試後,陶瓷的特性讓軸 承更能適用在極高溫以及高轉速。混合型陶瓷軸承除 了軸承內的軸承球元件材質轉變為陶瓷材質之外,其 他的軸承元件,均與一般的滾動軸承相同。軸承的基 本 組 件 如 圖 1 所 示 包 含 密 封 圈 (Seal) 、 外 環 (Outer ring)、軸承球元件(Rolling elements) 、保持架(Cage) 與內環(Inner ring)。 79
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 點有三個自由度,分別為 UX、UY、UZ,如圖 6 所 示為 Solid187 元素型態。本文所採用的元素型態為 Solid 10node 187,如圖 7 所示。在設定分析模型材料 之性質,輸入材料參數包含楊氏係數( E )和浦松比 (υ ),各材料參數如表 1 所示。在網格方面包含 Free mesh、Mapped mesh 和 Sweep mesh 三種,對於實體 單元而言,較複雜的結構可選用 Solid187(四面體); 欲獲得正確的分析結果需要選擇合適的元素型態。由 於球軸承實體網格為較複雜的結構,因此選用計算精 度較高的四面體元素型態,以 Free mesh 進行網格, 圖 8 所示為 ANSYS 球軸承網格後模型。 研究在氮化矽循環接觸疲勞上的環境和微觀結構的 影響,以軸承壓力試驗機模擬碳化鎢球在氮化矽圓盤 上進行循環負載,最大接觸壓力設定在5~15 GPa範 圍,循環數設定在100,000~5,000,000 cycles和頻率為 10赫茲條件下,針對氮化矽圓盤及三種實驗條件進行 壓力測試,結果顯示在水中以5GPa壓力測試,氮化 矽圓盤出現較大的壓痕和裂縫,而在空氣中以15 GPa 壓力測試,僅觀察到氮化矽圓盤出現較小的磨痕及裂 縫,而在乙二醇環境測試下,氮化矽圓盤僅出現較小 的壓痕且無裂縫產生。Kida [7]等學者研究混合式軸 承中氮化矽球在製造過程中由於相互碰觸造成局部 錐形裂縫。Levesque和Arakere [8]學者研究軸承球在 滾動過程中發現軸承球外圍接觸應力對疲勞破壞的 影響。穆立祥和康淵 [9]學者對滾動接觸之剛度探 討,主要是針對深溝球和斜角球軸承進行分析,驗證 軸承球與接觸體之接觸,並進行邊界條件、接觸參 數、及元素形態、離散網格方式的估測,利用ANSYS 的靜態求解器,求出軸承內外環之相對位移變形量與 軸承剛度之改變 羅啟宏和朱智義 [10]學者利用有限 。 元素分析軟體來分析斜角球軸承剛性,利用簡單的元 素來代替複雜的實體軸承球模型。 利用SolidWorks軟體 繪出3D實體球軸承 應用ANSYS軟體分析 選擇元素型態 設定材料性質 設定自由度與負荷條件 2. 分析方法和問題描述 混合型陶瓷球軸承經電腦輔助分析其使用的軟 體為 ANSYS。ANSYS 是有限元素法做為數值近似方 法,分析功能包括固體力學、熱傳學、流體力學、電 磁學等,它所分析的區域可以具有任意形狀、負載和 邊界條件;有限元素法要克服的最大障礙是將一般的 幾何區域離散為有效的有限元素網格,以及對分析結 果的處理。有限元素分析的結果是大量的數據,如元 素的應力、應變和節點位移等,對於這些數據的分析 也要做大量繁複的工作。在有限元素法裡除了壓力 外,所有的外力都只能作用在節點上,如此才能將外 力有效的作用到系統上。而在建立節點時須考慮到節 點數是否充足,以充分描述物體的位移資料,但過多 的節點數會使運算時間過長,因此要使用適當的節點 數才能準確的將物體的行為特性表現出來。圖 2 所示 為混合型陶瓷球軸承電腦輔助模擬分析流程。 ANSYS 有限元素法分析主要分為前處理器、求 解、後處理器三步驟,說明如下: (一)前處理器(Pre-processor) 本研究應用 SolidWorks 繪圖軟體,繪製 3D 實體 球軸承模型,圖 3 為 SolidWorks 球軸承實體模型, 並將圖檔以 x_t 檔格式匯入 ANSYS 進行分析,圖 4 所示為 ANSYS 球軸承型態。前處理共有三種基本設 定,分別為元素型態、材料性質及網格模型,圖 5 所 示為前處理器分析類型選擇。ANSYS 中常用的實體 單元類型有 Solid45、Solid92、Solid185 和 Solid187。 而 Solid187 元素型態用在四面體到不規則區域 每個 , 元素有十個節點(I, J, K, L, M, N, O, P, Q, R),每個節 分析 分析結果列示 不合理 結果研判 探討出較適合的球軸承材料 問題解決 圖 2 混合型陶瓷球軸承分析流程 (a) 球軸承整體 (b) 軸承球元件 圖 3 SolidWorks 球軸承實體模型:(a) 球軸承整體; (b) 軸承球元件 80
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (a) 球軸承整體 (b) 軸承球元件 (a) 球軸承內外環 圖 4 ANSYS 球軸承型態分析:(a) 球軸承整體;(b) 軸承球元件 (b) 球軸承整體 圖 8 ANSYS 球軸承網格後模型:(a) 球軸承內外 環;(b) 球軸承整體 表 1 軸承球材料性質 軸承材質 浦松比 全氧化鋁 380 0.27 全氮化矽 310 0.26 全鋼 208 0.30 208 0.30 380 0.27 208 0.30 310 圖 5 前處理器分析類型選擇 楊氏係數 (GPa) 0.26 鋼&氧化鋁 (混合型) 鋼&氮化矽 (混合型) 圖 6 元素型態選擇 (混合型內外環為軸承鋼材質) ● ●R P● Y Q 2 ● 3 O ●K ● ● ● 1 Z ●N M X I (二)求解(Solution) 球軸承結構之邊界條件設定如圖 9 所示,步驟如 下:(1)模擬軸承座對球軸承外環的自由度限制,將球 軸承外環外圓之每個節點三軸向自由度全部拘束 (2) ; 將球軸承內環與外環的 UX 與-UX 方向之每個節點自 由度做拘束,限制球軸承兩側的移動;(3)將球軸承內 環內圓面 UX 與 UZ 方向之每個節點自由度做拘束, 模擬球軸承內環受到 y 軸方向之徑向壓力作用時,內 環下半圓產生變形;(4)拘束軸承球,模擬保持架對軸 承球的自由度限制,讓軸承球不亂移位,使軸承球受 到徑向壓力作用時,只能在內環與外環間徑向位移。 L 4 ● J 圖 7 ANSYS 元素型態 Solid187 81
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 負載條件則為施加徑向壓力作用於內環內圓面,如圖 10 所示。當邊界條件與負載條件設定妥後,執行分 析求解球軸承接觸之應力與位移。 3. 結果與討論 本研究應 ANSYS 有限元素套裝軟體針對球軸承 中各參數變化對軸承應力與變形計算及分析。 3.1 混合型陶瓷球軸承接觸應力分析 為探討不同材質之球軸承對最大等效應力(Von Misess stress)的影響,如圖 13 所示,施加負載設定為 5.0 MPa,最大等效應力大小依序為全氮化矽陶瓷軸 承 83.8 MPa 和全氧化鋁陶瓷軸承 82.5 MPa,全鋼軸 等效應力為最小 78.4 MPa,而混合型鋼&氧化鋁軸承 79.8 MPa、鋼&氮化矽軸承 78.7 MPa 等效應力介於之 間。等效應力可以清晰描述出一種結果在整個模型中 的變化,且可快速的確定模型中最大應力區域,由圖 中趨勢顯示,針對最大等效應力而言,全陶瓷軸承等 效應力大於混合型軸承,因此全陶瓷軸承性質較混合 型軸承差,且較容易發生應力集中現象。 圖 14 為不同材質之球軸承對最大位移量影響, 由圖中顯示,全鋼軸承最大位移量 9.27 μ m 為最大 值,全氧化鋁陶瓷軸承最大位移量 5.13 μ m 和全氮化 矽陶瓷軸承最大位移量 6.31 μ m 為最小值,混合型軸 承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最大位移量分別為 8.38 μ m 和 8.66 μ m。依分析結果顯示,位移量越小 軸承越穩定,較不易發生破壞,若將等效應力與位移 量兩者列入考量,依據數值結果分析上述五種軸承材 質以混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)為較合適 之選擇。 為探討在不同徑向壓力對混合型軸承(鋼&氧化 鋁、鋼&氮化矽)等效應力的影響,如圖 15 所示,徑 向壓力設定 1.0 MPa 到 10.0 MPa 範圍。當徑向壓力 為 1.0 MPa 時,鋼&氧化鋁軸承最大等效應力為 16 MPa,鋼&氮化矽軸承最大等效應力為 15.7 MPa。當 徑向壓力達到 10.0 MPa 時 鋼&氧化鋁軸承最大等效 , 應力為 160 MPa 鋼&氮化矽軸承最大等效應力為 157 , MPa,由數據顯示,兩者等效應力相較之下,誤差極 小且等效應力呈線性變化。 圖 9 ANSYS 球軸承邊界條件設定示意圖 圖 10 ANSYS 球軸承施加負載示意圖 (三)後處理器(Post-processor) 經求解完畢後,觀察球軸承結構的最大等效應力 與最大位移量的分佈,圖 11 和圖 12 為球軸承最大等 效應力(Von Mises stress)與總位移示意圖。 Von Mises stress, (MPa) 86 圖 11 球軸承最大等效應力(Von Mises stress)示意圖 84 82 80 78 76 全氧化鋁 全氮化矽 全鋼 鋼&氧化鋁 鋼&氮化矽 圖 13 ANSYS 不同球軸承材質對 Von Mises 應力影響 圖 12 球軸承總位移示意圖 82
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 不同軸承球數目進行分析,當軸承球數目為 16 球 時,混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最大等效 應力分別為 160 MPa 和 157 MPa,當軸承球數目減少 為 14 球時,混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最 大等效應力分別為 233 MPa 和 228 MPa,當軸承球數 目減少至 12 球時,混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮 化矽)最大等效應力分別為 324 MPa 和 334 MPa。由 分析結果顯示,等效應力隨著軸承球數目減少而上 升,因此軸承球數目越多,每顆軸承球平均所承受的 負載越小,使整體球軸承等效應力降低。而圖 17 之 最大位移量比較與圖 16 有相同趨勢。 最大位移量, (μm) 10 8 6 4 全氧化鋁 全氮化矽 全鋼 鋼&氧化鋁 鋼&氮化矽 圖 14 ANSYS 不同球軸承材質對最大位移量影響 350 鋼&氧化鋁 鋼&氮化矽 150 Von Mises stress, (MPa) Von Mises stress, (MPa) 180 120 90 60 16球 14球 12球 300 250 200 150 30 鋼&氧化鋁 1 2 3 4 5 6 7 8 9 鋼&氮化矽 圖 16 ANSYS 不同軸承球數對混合型軸承 Von Mises 應力比較 10 徑向壓力, P (MPa) 圖 15 ANSYS 不同徑向壓力對混合型軸承 Von Mises 應力影響 21 最大位移量, (μm) 3.2 混合型陶瓷球軸承球數目分析比較 不同軸承球數目對混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼& 氮化矽)等效應力的比較,如圖 16 所示。施加負載設 定為 10.0 MPa,分別以 12、14 及 16 球三種不同軸承 球數目進行分析,當軸承球數目為 16 球時,混合型 軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最大等效應力分別為 160 MPa 和 157 MPa,當軸承球數目減少為 14 球時, 混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最大等效應力 分別為 233 MPa 和 228 MPa,當軸承球數目減少至 12 球時,混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼&氮化矽)最大 等效應力分別為 324 MPa 和 334 MPa。由分析結果顯 示,等效應力隨著軸承球數目減少而上升,因此軸承 球數目越多,每顆軸承球平均所承受的負載越小,使 整體球軸承等效應力降低。 圖 17 為不同徑向壓力對混合型軸承(鋼&氧化 鋁、鋼&氮化矽)最大位移量的影響,當徑向壓力為 1.0 MPa 時,鋼&氧化鋁軸承最大位移量為 1.68 μ m,鋼&氮化矽軸承最大位移量為 1.73 μ m。當徑向 壓力為 10.0 MPa 時,鋼&氧化鋁軸承最大位移量為 16.8 μ m,鋼&氮化矽軸承最大位移量為 17.3 μ m,由 分析結果顯示,鋼&氮化矽軸承最大位移量略高於鋼 &氧化鋁軸承,兩者之位移量皆呈線性變化。 為探討不同軸承球數目對混合型軸承(鋼&氧化 鋁、鋼&氮化矽)等效應力的比較,如圖 16 所示。施 加負載設定為 10.0 MPa,分別以 12、14 及 16 球三種 16球 14球 12球 20 19 18 17 16 鋼&氧化鋁 鋼&氮化矽 圖 17 ANSYS 不同軸承球數對混合型軸承最大位移 量比較 4. 結論 本研究建立混合型陶瓷球軸承模型分析,並探討 不同材質軸承及不同軸承球數目等參數對接觸應力 影響評估,數值分析結果,可得到以下之幾點結論: 1.混合型陶瓷球軸承接觸應力與變形分析,針對 等效應力而言,全陶瓷軸承應力大於混合型軸承,因 此全陶瓷軸承性質較混合型軸承差,且較容易發生應 力集中現象,而最大位移量越小軸承越穩定,較不易 發生破壞,若將等效應力與位移量兩者列入考量,依 據數值結果分析五種軸承材質以混合型軸承(鋼&氧 化鋁、鋼&氮化矽)為較合適之選擇,與理論分析結論 相符合。而針對不同徑向壓力分析混合型軸承(鋼& 氧化鋁、鋼&氮化矽)時,兩者的等效應力與最大位移 量的誤差率極小且皆呈線性變化。 83
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2.不同軸承球數目對混合型軸承(鋼&氧化鋁、鋼 &氮化矽)等效應力與變形分析,由分析數據顯示,當 軸承球數目為 16 球時,混合型軸承等效應力與最大 位移量皆為最小值,當軸承球數目為 12 球時,等效 應力與最大位移量皆為最大值,而軸承球數目為 14 球時,等效應力與最大位移量介於中間。由此可知, 最大位移量與等效應力皆隨著軸承球數目減少而有 上升的趨勢,因此軸承球數目越多,每顆軸承球平均 所承受的負載越小,位移量也越小,使整體球軸承位 移量與等效應力降低。 Hybrid Ceramic Ball Bearings in Computer-assisted Stress Analysis Jang-Der Jeng 1, Lu Hsu1, Zeng-Gang Liu1, Yo-Wei Chang2 1 Department of Mechanical Engineering, National United University 2 Department of Energy Engineering, National United University 5. 參考文獻 1. A. B. Jones, A General Theory for Elastically Constrained Ball and Radial Roller Bearings under Arbitrary Load and Speed Conditions, Vol. 82. pp. 309-320, 1960. 2. R. Ahmed and M. Hadfield, Wear of High-velocity Oxy-fuel (HVOF)-coated Cones in Rolling Contact, Wear, Vol. 203-204, pp. 98-106, 1997. 3. I. A. Polonsky, T. P. Chang, L. M. Keer and W. D. Sproul, A Study of Rolling-contact Fatigue of Bearing Steel Coated with Physical Vapor Deposition TiN Films: Coating Response to Cyclic Contact Stress and Physical Mechanisms underlying Coating Effect on the Fatigue Life, Wear, Vol. 215, pp. 191-204, 1998. 4. D. J. Mitchell, J. J. Mecholsky and J. H. Adair, All-steel and Si3N4-steel Hybrid Rolling Contact Fatigue under Contaminated Conditions, Wear, Vol. 239, pp. 176-188, 2000. 5. Y. Wang and M. Hadfield, Ring Crack Propagation in Silicon Nitride under Rolling Contact, Wear, Vol. 250, pp. 282-292, 2001. 6. B. L. Eyzop and S. Karlsson, Contact Fatigue of Silicon Nitride, Wear, Vol. 249, pp.208-213 , 2001. 7. K. Kida, K. Kitamura, H. Chiba and K. Yamakawa, Static and Fatigue Strengths of Pre-cracked Silicon Nitride Balls under Pressure Load, International Journal of Fatigue, Vol. 27, pp. 165-175, 2005. 8. G. Levesque and N. K. Arakere, An Investigation of Partial Cone Cracks in Silicon Nitride Balls, International Journal of Solids and Structures, Vol. 45, pp. 6301-6315, 2008 9. 穆立祥,康淵,滾動接觸之剛度探討,私立中原 大學博士論文,2001。 10. 羅啟宏,朱智義,斜角滾珠軸承之非線性有限元 素模型,逢甲大學碩士論文,2008。 Abstract A hybrid ceramic ball bearing is a precision ball bearing that consists of steel inner and outer races and balls made of ceramic material. The hybrid ceramic ball bearing has high hardness, non-magnetic, high wear resistance, good self-lubricating and rigidity characteristics, especially suitable for high speed, high precision and long life of the rolling elements. This study focuses on contact stress analysis of the hybrid ceramic ball bearing with inner and outer ring for various bearing materials. Further, 3D model of the hybrid ceramic ball bearing is constructed with SolidWorks software, and the image format file is converted to the ANSYS finite element software. For various bearing materials and bearing parameters, the effects of the contact stress on the hybrid ceramic bearings are investigated. By the finite element software, it can clearly understand the structural characteristics of the hybrid ceramic bearings. The results of this analysis will help the application of the hybrid ceramic bearings. Keywords:Hybrid ceramic ball bearings, Contact stress, Finite element 84
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 立式加工中心機結構特性之探討 林盛勇、陳柏翰 國立虎尾科技大學機械與電腦輔助工程系 國科會計劃編號:NSC 101-2622-E-150-003-CC3 頻率。結果顯示,雖然SFRC立柱的共振頻率均小於 鑄鐵立柱,但SFRC立柱的模態阻尼卻比鑄鐵立柱大 約3倍。Ching Lin et al.[2]研究直立式主軸系統的動態 特性。透過有限元素模擬和振動試驗可得知一線性滑 軌的預壓力,對主軸系統的振動行為具有極大的影 響,故透過線性導軌預壓力的增加來增強頭座的動態 剛度。此模型不僅能夠應用於預測工具機系統的動態 特性也能了解到線性導軌預壓力對主軸系統剛性所 造成的影響 Mahdavinejad[3]使用ANSYS軟體對一車 。 削加工機進行模態分析並從事模態實驗去進行比 對。結果顯示數值分析值與模態實驗值相當接近。結 構經補強設計將機器結構改善後,再次進行實驗量 測,發現改善後的車削加工機振動頻率及結構剛性均 被提高。Gibson and Wen[4]探討一自由邊界板情形, 利用海綿墊與尼龍繩兩種情況來模擬自由邊界情 形,以衝擊鎚做激發輸入,加速度規為感測輸出的方 式來進行實驗。結果顯示自由邊界板以尼龍繩懸吊起 比放置於海綿墊上更貼近模擬自由邊界的狀態 Kang 。 and Raman[5]利用聲學及振動檢測在光碟機內部空 間進行了迴轉軸振動與穩定性的分析,發現相較於初 始的頻譜圖,改以觀察頻域瀑布圖及相位角的方式, 將能更有效率的找出光碟機在迴轉振動造成的分諧 波,所得到的結果可用於光碟機之結構改善,藉以減 低迴轉共振。Zhang et al.[6]探討印刷電路板於落地撞 擊後的可靠性,研究發現印刷電路板在遭受落地的衝 擊後會導致變形。藉著模態分析法能瞭解封裝電路板 的固有動態特性,理論分析是利用有限元素法,並以 模態實驗結果相互比對,得到的模態參數有助於辨識 出PCB電路板受到落地衝擊後的動態響應與應變率。 摘要 近年來高速化與高精密已是工具機發展的主要 趨勢,工具機結構必須具備高剛性及高切削穩定性等 特性,方能符合高精密度元件快速加工之需求。加工 精度及使用壽命的展現乃工具機性能的關鍵性指 標,因掌握了機台結構本身的剛性與動態特性,將有 助於結構設計製造上的補強及避免結構共振的發 生。本研究是以實務性的做法來發展工具機結構特 性。以整機數值模擬分析與實驗模態分析,探討工具 機結構的自然頻率、阻尼比與模態振形。實驗模態分 析可求得整機系統的結構特性,並用來修正數值模擬 分析模型。憑藉著本實驗模態分析結果顯示,在主軸 迴轉頻率範圍內共計有八個模態容易引發結構共振 頻率,加工條件規劃時必須避免使用這些激振頻率的 對應轉速。 關鍵字:模態振形、共振頻率 1. 前言 工具機又稱為「工作母機」,是加工模具或各 種零組件/元件而形成機器或加工設備的機械,在整 個機械工業發展中居極關鍵的地位 故有 , 「機械之母」 之稱。根據估計,全球約有15%的機械產品都是由工 具機切削加工完成,目前切削加工約佔整個機械加工 量的90%以上。面對全球競爭壓力劇升,如何降低製 造成本、提升生產效率都是工具機與下游加工製造產 業的重要議題,為了因應客戶需求,提升加工效率成 了經濟效益的最基本因素,高速切削工具機已成為當 今世界製造加工業中一項快速發展的高新技術,它以 高效率、高精度和高表面品質為 「三高」 的基本特性, 逐漸被愈來愈多的機械製造業者所廣泛運用。但實際 高速切削加工過程中的振動卻經常帶來加工面粗糙 度增加、零件精度降低、刀具磨損加劇,以及工作環 境受到噪音污染等問題,因而限制了高速切削工具機 的極限加工能力。這種因振動引發的不穩定切削已成 為發揮高速切削諸多優越性能的嚴重瓶頸。因此,有 關切削振動的成因、行為、預測及抑制乃是研究切削 加工者刻不容緩的一項重要課題。 長久以來有關結構動態特性的相關研究,在專 家學者的努力耕耘下已獲得相當的成果。Rahman et al.[1]探討鋼鐵纖維強化混凝土(SFRC)運用於平面磨 床立柱之特性。透過實驗模態分析與數值模擬分析, 發現兩者的振型相當接近,並瞭解了共振發生所在的 2. 理論基礎 2.1 多自由度(MDOF)振動系統 多自由振動系統主要是由質量-彈簧-阻尼所組 成,如圖1所示。首先假設施以一外力 Fn(t) 於質量 塊上,系統會產生一單自由位移量 xn(t),我們定義 其方向與施力同為方向並定義座標右邊為正,則可畫 出質量塊慣性力、彈簧力及阻尼力平衡圖,如圖2所 示。 85
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- x1(t) F1(t) k1 k2 m1 c1 k3 m2 c2 m3 2.2 快速傅立葉轉換 振動訊號的擷取有時在時域訊號並無法完善的 表達振動相關訊息,因此在訊號處理多採用快速傅立 葉轉換將時域訊號轉換成頻譜。其基本理論是將所擷 取之訊號紀錄假定為一無限且連續之週期訊號,其快 速傅立葉轉換(FFT)數學定義如下: c3 圖1 多自由度振動系統模型 m11 x f1(t) kx1 m22 x f2(t) k2(x2 - x1) 阻尼係數 彈簧常數 物件所承受外力 c: k: f(t): x3(t) F3(t) x2(t) F2(t) k3(x3 - x2)  F ( )   f (t )  e  j dt m33 x (9)  f3(t) f (t )  1 2    F ( )  e j d (10) 其中   c2(x2 - x1)  c1x1 ω: f(t): t:   c3(x3 - x2) 圖2 多自由度慣性力、阻尼力與彈簧力平衡圖 3. 工具機數值模態分析與實驗模態分析 由牛頓第二運動定律中之慣性力等於外力和,得平衡 方程式為 質塊 m1:    m11  f 1(t )  c2( x2  x1)  k 2( x  x1)  c1x1  k1x1 x 2 以往工具機在加工時,倘若加工完成面出現不良 的樣貌,常依賴現場師傅所累積的經驗或者以試誤法 嘗試排除,而為了能有效且立即式的輔助現場操作人 員判斷振動的成因與來源,必須針對機台結構本身的 模態特性與工作運轉的動態特性做一連串有規劃的 研究,判斷結構本身的自由振動與動力源相關的強迫 振動是否相互激發耦合而產生共振。 (1) 質塊 m2:   m2 2  f 2(t )  c3( x3  x2)  k 3( x  x2)  x 3   c2( x2  x1)  k 2( x  x1) (2) 2 質塊 m3:   m33  f 3(t )  c3( x3  x2)  k 3( x  x2) x 3 3.1 數值模態分析 憑藉著機台結構數值模態分析,可求得機台結構 於切削加工時其結構剛性及無外力負荷時機台結構 自然頻率,以瞭解工具機結構特性,並找出工具機較 脆弱之處,必要時對結構較脆弱之處進行補強。模態 分析常用的數值分析法,首推有限元素法。首先,利 用CAD軟體SolidWorks建構工具機幾何模型,如圖3 所示。建構模型時必須剔除掉不必要的小孔及倒角, 以免後續在切割網格上耗費過多時間。模型完成後將 CAD實體檔存成能夠匯入有限元素軟體 ANSYS的 Parasolid(*.x_t)格式。 (3) 整理(1) ~ (3)的運動方程式的解為:   m11  (c1  c2) x1  c2 x2  (k1  k 2) x1  k 2 x1  f 1(t ) x    m2 2  c2 x1  (c2  c3) x2  c3 x3  k 2 x1  x (k 2  k 3) x2  k 3 x3  f 2(t )   m33  c3 x2  c3 x3  k 3 x2  k 3 x3  f 3(t ) x (4) (5) (6) 其上述也可以矩陣表示為: 0     (c1  c 2) m1 0 x  1  c2 0   x1        x 2 x (c 2  c3)  c 3     0 m2 0   2     c 2   x   c3 c3   x3 0 0 m3  3  0       k2 0   x1   f 1(t )  ( k 1  k 2 )        k2 (k 2  k 3)  k 3  x 2    f 2(t )     k3 k 3   x3   f 3(t )   0     頻率 原始時域訊號 時間 頭座 (7) 工作台 並簡化成: 鞍座  M  Cx K x   f (t ) x (8) 其中 m: 立柱 物體質量 圖3 工具機CAD實體圖 86 底座
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 接著,定義材質與元素類型,工具機主體之五大 部件(工作台、鞍座、頭座、立柱、底座)材質為灰口 鑄鐵,滑軌及滑塊為不鏽鋼。各部件之材料性質、密 度、楊氏係數與浦松氏比如表1所示。元素類型選用 3D實體結構常用的基本元素Solid 45 ,此元素有8個位 於頂點的節點,每一個節點有3個自由度,亦即X、Y、 Z三個軸向的變位。 械導納函數(頻率響應函數)。 3.2.1 實驗模態分析儀器架設 實驗模態分析開始先將整台工具機置放於橡膠 軟墊上,使其近似於free-free的無拘束狀態。測量方 式採用單點輸入單點輸出(Single Input Single Output, SISO)量測法,此法必須有順序的規劃整台工具機的 敲擊激振點與加速度響應點位置。接著,設定頻譜分 析儀相關參數、訊號擷取方式以及選定分析函數。再 來,將加度規黏貼於機台之待測響應點上,實驗儀器 架設可詳圖5所示。使用大敲擊鎚給予機台結構衝擊 信號,衝擊能量是被加速度規所擷取,每次激發僅能 測 量 到 一 個 響 應 點 的 頻 率 響 應 函 數 (Frequency Response Function, FRF),實驗過程必須判斷每一次 頻率響應函數訊號的品質、可靠性與準確度。 表1 工具機各部件之材料性質 部件名稱 五大部件 滑軌 滑塊 、 材料種類 灰口鑄鐵 不鏽鋼 7,200 8,000 1.1×1011 1.93×1011 0.28 0.29 密度 (kg/m3) 楊氏係數 (N/m2) 浦松氏比 為了在網格的分割、數量與節點能夠有效率的調 整與安排,本小節輔以網格收斂性分析,訂出適當的 網格大小和數量,以得到快速並精確的收斂。分別以 五種網格數量(106,967、108,625、119,996、132,530、 154,187)進行收斂性分析。相互比對後發現,網格數 132,530與154,187所運算出的自然頻率值,誤差率不 超過5%,研判已達收斂,因此取節點數132,530可大 幅減少電腦運算時間。 再來,選擇分析型態及設定邊界條件,模態分析 法選擇適用於大型結構且收斂性較快的區塊Lanczos 法(Block lanczos method)。固定邊界為立式加工中心 機底部位置,如圖4所示。各參數完成定義後即可進 行求解。 圖5 模態實驗儀器架設圖 3.2.2 模態實驗之激發位置/量測位置規劃 工具機結構之響應點規劃,分別為頭座八個點、 立柱十六個點、工作台六個點、鞍座六個點及底座十 六個點,合計五十二個響應點。大敲擊鎚激發位置如 圖6所示。激振位置選擇結構較脆弱處,使激振力有 足夠的能量傳至結構各處,而響應點易於量測到訊 號。整機結構進行模態實驗時,激振方向為座標軸的 +X及+Y方向。 圖4 邊界條件設定位置 3.2 實驗模態分析 實驗模態分析方法是建立在系統輸入/輸出資料 均己知的基礎上,利用激勵(輸入)和響應(輸出)的完 整資訊進行參數識別及分析。在靜止狀態下以敲擊方 式對結構物進行激振,通過測量激振力與響應並進行 快速傅立葉轉換(FFT)分析,得到任意兩點之間的機 (a) +X敲擊點 圖6 模態實驗之激發點位置 87 (b) –Y敲擊點
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 最後,將所有量測到的頻率響應函數匯入模態分 析後處理軟體(ME’scope)執行曲線嵌合,以尋找出本 工具機的各階模態參數,即各階自然頻率、阻尼比以 及相對應的模態振型。 4. 結果與討論 4.1 數值模態分析結果 數值模擬分析結果如表2所列,為了要與實驗模 態相互對應,因此將底座7個支腳假設為固定狀態。 本工具機所搭配之主軸,其最高轉速為15,000rpm, 這意味著機台共振頻率會落在250 Hz的範圍以內,所 以只需探討到第九階的自然頻率,即足以掌握此工具 機的動態特性。 圖9 工具機結構在自然頻率119.13Hz所對應的模 態振型圖 表2 工具機結構數值模擬分析結果 Mode Frequency(Hz) Mode Frequency(Hz) 1 2 3 4 5 47.14 76.77 119.13 162.50 165.49 6 7 8 9 10 201.19 212.06 229.89 255.26 262.56 圖10 工具機結構在自然頻率162.50Hz所對應的模 態振型圖 更進一步地觀察第一階至第五階自然頻率所對 應的模態振型,如圖7到圖11所示,這五階自然頻率 所對應的模態振型可以瞭解到,當工具機發生結構共 振時,五大部件中的頭座前端與立柱上端部分為整機 系統最容易發生變形的地方,此缺陷除直接導致加工 精度不足問題外,甚至會在加工完成面遺留下振紋。 圖11 工具機結構在自然頻率165.49Hz所對應的模 態振型圖 4.2 實驗模態分析結果 本工具機所搭配的主軸最高轉速為15,000 rpm, 也就是說引發結構共振的頻率範圍會介於0~250 Hz 之間。工具機結構之自然頻率分佈與其對應之模態振 型可詳表3所示。觀察前7階的模態振型可以發現,各 部件之間的振動變形除較有連動性外,最大振動變形 出現的時間點也較一致。Mode 1的振頻為29.92 Hz, 所對應的振型為頭座、立柱、底座、鞍座及工作台繞 Z軸做扭轉振動。Mode 2的振頻為45.98 Hz,所對應 的主要振型為頭座在Y-Z平面做左右傾斜搖擺振動, 且頭座的振動連帶著立柱及底座在X-Z平面發生左右 的搖擺振動。Mode 3的振頻為78.58 Hz,所對應的振 型為工作台及鞍座繞Z軸做扭轉振動,且工作台及鞍 座的振動連帶著立柱及頭座小幅度繞Z軸做扭轉振 動。Mode 4的振頻為99.20 Hz,所對應的主要振型為 頭座、鞍座及工作台在X-Z平面做左右傾斜搖擺振 動,且頭座、鞍座及工作台的振動連帶著底座及立柱 搖擺振動。Mode 5的振頻為155.25 Hz,所對應的主 圖7 工具機結構在自然頻率47.14Hz所對應的模態 振型圖 圖8 工具機結構在自然頻率76.77Hz所對應的模態 振型圖 88
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 要振型為頭座在Y-Z平面做左右傾斜扭轉振動。Mode 6的振頻為202.571 Hz 所對應的主要振型為鞍座及工 , 作台在X-Y平面做上下傾斜振動,且鞍座及工作台的 振動連帶著底座前端搖擺振動。 Mode 7的振頻為 216.459 Hz,所對應的主要振型為鞍座及工作台在 X-Y平面做上下傾斜振動,且鞍座及工作台的振動連 帶著底座、立柱及頭座搖擺振動,值得注意的是兩部 件呈現大幅度相對的傾斜振動,顯示工作台的滑塊與 鞍座的滑軌之間,必須多加留意接觸剛性的問題。 本工具機所搭配的主軸最高轉速為15,000 rpm,因 此容易引發結構共振的頻率範圍會介於0~250 Hz之 間。參照實驗模態分析結果,發現符合此範圍的模態 階數為Mode 1~Mode 8,自然頻率分別為29.92 Hz、 45.98 Hz、78.58 Hz、99.20 Hz、155.25 Hz、202.57 Hz、 216.45 Hz、246.75 Hz,前述頻率換算為轉速後,可 以知道本工具機在運轉時,主軸必須遠離1,795 rpm、 2,758 rpm、4,714 rpm、5,952 rpm、9,315 rpm、12,154 rpm、12,987 rpm及14,805 rpm等轉速,以免主軸轉頻 與結構自然頻率相互耦合,產生劇烈的振動現象,使 得刀具磨損及工件損壞,甚至使得結構發生疲勞破 壞。此實驗可即時瞭解結構的特性,有助於避開共振 頻率的發生。 Mode 1 表3 工具機結構各階模態參數 Frequency Mode Shape (Hz) 29.92 4 3.16 5 155.25 1.75 6 202.57 0.87 7 Damping Ratio(%) 99.20 216.45 0.71 3.65 2 45.98 2.73 3 78.58 4.3 數值模態分析與實驗模態分析結果之比較 最後,針對結構數值模態分析法與實驗模態分析 法之結果做一總結。誤差率的計算方法是以實驗模態 分析法(EMA)的結果當基準,再與有限元素分析法 (FEA)模擬出的自然頻率值進行比較。藉由表4之實驗 模態分析法與數值模態分析法之誤差率比較,整體而 言,雖然誤差值都在10%以下,但是還有許多沒有對 應到的低頻模態,其最大的原因是有限元素模型是經 由設計圖所建構而成的,跟實際結構有些許的差異, 且結構之間的接合剛性也沒有考慮周全,造成模型驗 證時的比對結果有所差異,因此只要把有限元素模型 所缺的結構建完畢,相信可以對應到更多的模態振 型。 2.02 表4 工具機結構使用實驗模態分析法與數值模態分 析法所得到之自然頻率誤差率比較 Mode 1 2 3 89 EMA (Hz) 26.8 47.8 53.3 FEA (Hz) ------- Error (%) -------
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4 5 6 7 70.0 110.1 140.6 173.2 65.2 98.4 138.2 170.6 Investigative of Structure Characteristics for Vertical Machine-Tool 7.0 10.6 1.7 1.5 S. Y. Lin, B. H. Chen Department of Mechanical and Computer-Aided Engineering National Formosa University 5. 結論 工具機之結構特性是以實驗模態分析法求得系 統結構之模態參數,藉以尋找容易引發結構共振的自 然頻率,同時利用數值模態分析建立具等效性的有限 元素模型。綜觀以上之分析與實驗歸類出以下結論: 1. 憑藉著本實驗模態分析結果顯示,在主軸迴轉頻 率範圍內共計有八個模態容易引發結構共振頻 率,加工時必須避免使用這些激振頻率的轉速。 2. 針對工具機結構進行之數值模態分析與實驗模態 分析所獲得的自然頻率進行誤差率比較。發現除 了第五階的誤差超過10% 以外,其餘都在容許的 誤差範圍內,說明了本機台之有限元素模型雖然 經過簡化,但仍等效於實際工具機結構。有助於 未來在結構強化以及結構輕量化的開發上減少不 必要的成本、時間與人力。 Abstract In recent years, high cutting speed and high precision have become the main developing trend of the machine-tool which should possess high rigidity and high cutting stability to fulfill the demands of a rapid high-precision component machining. The machining precision and service life are the key performance indicators of the machine-tool, which can help to reinforce the design and manufacturing of the structure, also avoid the occurrences of structure resonance by controlling both the rigidity and dynamic characteristics of the machine-tool properly. This study attempts to develop the structural characteristics of machine-tool. The natural frequency, damping ratio and mode shape were investigated based on the numerical simulation analysis and experimental modal analysis for an overall machine-tool unit. The structural characteristics of a machine-tool could be obtained through experimental modal analysis which results were also used to modify the numerical simulation analysis model. According to the modal analysis results, there are 8 modes within the spindle rotation frequency range which are easily to excite structure resonant frequency. Hence, the above corresponding rotation speeds of this spindle should avoid in machining conditions planning. 6. 誌謝 本研究得以順利完成,承蒙恩師 林盛勇博士督 促與細心指導,與國科會的幫助。 7. 參考文獻 1. M. Rahman, M. A. Mansur, Z. Feng, Design Fabrication and Evaluation of a Steel Fiber Reinforced Concrete Column for Grinding Machines, materials and Design, Vol. 16, pp. 205-209, 1995 2. C. Y. Lin, J. P. Hung, T. L. Lo, Effect of Preload of Linear Guides on Dynamic Characteristics of a Vertical Column–Spindle System, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 50, pp. 741-746, 2010 3. R. Mahdavinejad, Finite Element of Machine and Workpiece Instability in Turning, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 40, pp. 753-760, 2004 4. R. F. Gibson, Y. F. Wen, Evaluation of Boundary Conditions for a Composite Plate Vibration Test, Proceeding of the Spring Conference on Experimental Mechanics Conference, pp. 19-27, 1993 5. N. Kang and A. Raman, Vibration and Stability of a Flexible Disk Rotating in a Gas-Filled Enclosure-Part2 : Experimental Study, Journal of Sound and Vibration, Vol. 296, pp. 676-689, 2006 6. B. Zhang, H. Ding and X. J. Sheng, Modal analysis of board-level electronic package, Microelectronic Engineering, Vol. 85, pp. 610-620, 2008 Keywords: modal parameter, frequency response function 90
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 模仁表面處理與成形條件對熔膠流動性之影響 韓麗龍 1、鄭積謙 2 1 國立台北科技大學 機械工程系 副教授 2 國立台北科技大學 製造科技研究所 研究生 表 2-1 鍍膜種類基本特性 CrN 鋯合金奈米鍍層 維氏硬度(Hv) 2000 3500 (50g 荷重) 摩擦係數 0.1~0.2 0.15 處理溫度(゚ C) 300 300 耐氧化溫度(゚ C) 800 600 顏色 灰黑 金黃 摘要 本研究主要探討未鍍膜模仁表面鋼材(P20)與經 過表面鍍膜後對熔膠流動之影響。本實驗鍍膜種類使 用 CrN、鋯合金奈米鍍層兩種靶材。模仁鋼材表面經 鍍膜製程後,以成品充填大小作為流動性好壞的依 據。經由射出成形機上實際射出成品,成品大小為 。 120 mm*120 mm 變更射出壓力參數分別為 90 kg/cm ², 80 kg/cm², 70 kg/cm², 60 kg/cm² 等四種,並比較 充填後成品之大小。實驗結果顯示,模仁表面鍍上鋯 合金奈米鍍層對熔膠流動狀況最好,在相同的射出壓 力下,成品充填整個模腔面積最大,CrN 次之,為鍍 膜模仁最差。 2.2 塑膠材料: 本實驗使用熱塑性塑料,並具有高剛性的玻纖塑 料 PC+45%GF 熱塑性塑料常溫下為固體的高分子塑 。 膠,但加熱加壓後軟化或熔解,並能流動成形,冷卻 時會回到原來的固體狀態,而此種作用可以重覆發 生。熱塑性塑膠內部的高分子鏈為線性,在加熱過程 中,會產生相互移動而使材料軟化。物性表請參考(表 2-2),取代一般在市場上使用的 PC/ABS 塑料,因 PC/ABS 塑料製作出薄件成品剛性會不足,所以使用 鋼性較強的玻纖塑料,加越多的玻纖塑料,成形也越 困難。 關鍵字 : 表面處理、熔膠流動、射出壓力 1. 前言 現在的 3C 產品皆朝輕、薄、大尺寸,剛性、機 械強度等也要有一定的要求,勢必在這樣的情況下, 熔膠流動就更加不易,塑料的選擇上就很重要。塑膠 射出製品,對於薄型的塑膠製品,在射出成形後最常 遇到的就是翹曲問題與成品無法完全充填問題,翹曲 會對產品的品質與精確度有所影響,成品無法完整成 形也就更不能讓客戶接受了。在不能更換塑料的情況 下,模具裡的模仁表面處理與成形機與參數的調整各 顯得更加重要。本研究使用一套簡易實驗模具搭配 120Ton 大小的射出成形機,看最後實際射出成品面 積大小來加以比對,以證實模仁表面處理對熔膠流動 是有影響的。 表 2-2 塑膠材料物性表 Test Test Unit Condition Method Specific Gravity Molding Shrinkage Tensile Strength Flexural Strength Flexural Modulus IZOD impact Strength Melt Temperature Mold temperature Nozzle Temperature 2. 實驗方法 2.1 模仁鋼材與鍍膜種類: 模仁鋼材使用塑膠模專用鋼 P20,HRC34~38(表 面測試硬度)並進行研磨與拋光。鍍膜種類 CrN、鋯 合金奈米鍍層基本特性(表 2-1)。使用物理氣象沉積 (PVD)技術,製程溫度低於 500°C,模具才不會因為 高溫而造成變形,影響尺寸大小精度。 91 Typical Value _ ASTM D792 _ 1.5 _ ASTM D955 % 0.1~0.2 5 mm/min ASTM D638 kg/cm² 1400 1.3 mm/min ASTM D790 kg/cm² 2300 1.3 mm/min ASTM D790 kg/cm² 140000 23 ゚ C – 30 ゚ C ASTM D256 kg.cm/ cm 11 _ ゚C 270~310 _ ゚C 60~100 _ ゚C 290~310
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 的成品已經 100%的充填整個模腔,其他種類已經出 現缺料情況(圖 3-2);射出壓力 70 kg/cm²成品充填短 射情況,相較之下,模仁表面鍍上鋯合金奈米鍍層的 成品已經有 95%的充填,CrN 86%充填,未鍍層 85% 充填,(圖 3-3);射出壓力 60 kg/cm²成品充填短射情 況,相較之下,模仁表面鍍上鋯合金奈米鍍層的成品 已經有 82%的充填,CrN 72%充填,未鍍層 71%充 填,(圖 3-4),並且得知,融膠的流動性和模仁鋼材 表面鍍膜的種類是有影響的。而在模仁表面鍍膜主要 目的是模面具有隔熱效果模溫度不易被帶走,同時一 直保持均溫狀態,以能有效增加熔膠之流動性。 2.3 模具與射出成形: 模具使用構造簡單的兩板模的射出成形用模具 從事成形工作,作為本次實驗的模具,模內穴數一模 一穴,冷膠道系統直接進膠的方式充填成品,成品大 小長 120 mm、寬 120 mm、厚度 1.0 mm 正方形試片。 射出機使用規格表(2-3)與射出機參數設定表(2-4)。 表 2-3 射出機台規格表 射出機台 螺旋桿直徑 螺旋桿轉速 射出壓力 閉模力 溫度段數 舜展 38 mm 0~270 rpm 1759 kg/cm³ 120 ton 4段 表 2-4 射出機參數設定 壓力(kg) 速度(%) 射出 保壓 射出 保壓 壓力 壓力 速度 速度 90 80 30 60 5 70 60 成品充填較多溢料 射出時間(s) 射出 保壓 秒數 秒數 2 1.5 (a) 3. 結果與討論 3.1 射出壓力對塑料充填流動性之影響 在射出成形作業中必須要有壓力,才能讓熔融樹 脂在模具的模穴內流動。而此壓力通常在射料嘴部分 為最高,然後流向流動前端的壓力隨之降低。 射出成型中影響薄壁成型品分子定向之主要因 素:射出壓力,模具溫度,射出速度,熔膠溫度。為 求得最小體積的產品具有最大的產品內部空間,外觀 塑膠零件的壁厚須力求減小;因此,有關極薄壁 (1.2mm 以下) 塑膠零件的射出成型之生產技術益形 重要。 (b) 3.2 模仁表面鍍膜對塑料充填流動性之影響 硬質鍍膜除了表面硬度非常高以外同時也必須 有低摩擦係數、高熱傳導性、光滑及耐磨特性等,也 就因為如此,模仁鋼材表面上鍍膜加上射出成型技 術,使成形視窗更大成品更易成形。 本實驗主要是利用 P20 鋼材,再經過研磨與拋光 後,在其表面分別鍍上 CrN 與鋯合金奈米鍍層。經 變更的射出壓力 90 kg/cm²、80 kg/cm²、70 kg/cm²、 60 kg/cm² 條件參數下,射出後成品充填大小的比對 結果顯示,射出壓力 90 kg/cm²塑料充填整個模腔, 相較之下,模仁表面鍍上鋯合金奈米鍍層的成品有較 多的溢料毛邊(圖 3-1);射出壓力 80 kg/cm²成品充填 短射情況,相較之下,模仁表面鍍上鋯合金奈米鍍層 (c) 圖 3-1 射出壓力 90 kg/cm²對成品充填大小 之比較,(a)鋯合金奈米鍍層,(b)CrN,(c) 未鍍模 92
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (a) (a) (b) (b) (c) 圖 3-2 射出壓力 80 kg/cm²對成品充填大小 (c) 之比較,(a)鋯合金奈米鍍層,(b)CrN,(c) 圖 3-3 射出壓力 70 kg/cm²對成品充填大小 未鍍模 之比較,(a)鋯合金奈米鍍層,(b)CrN,(c) 未鍍模 93
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 3.3 綜合數據分析 以下圖示是在本實驗在不同鍍模的製程之下蒐 集充填比例分析數據,在射出壓力 90 kg/cm²成品充 填完全 100%(圖 3-5);在射出壓力 80 kg/cm²已經成 品充填時已經出現短射現象(成品角落缺膠),充填比 例稍微有所差異(圖 3-6);在射出壓力 70 kg/cm²時, 成品都出現短射現象(圖 3-7);在射出壓力 60 kg/cm² 時,成品短射情況更為明顯(圖 3-8);結合鍍層與射 出壓力綜合之比較,射出壓力與鍍層的確會影響成品 充填之比例。 (a) 圖 3-5 不同鍍模之充填比較(90 kg/cm²) (b) 圖 3-6 不同鍍模之充填比較(80 kg/cm²) (c) 圖 3-4 射出壓力 60 kg/cm²對成品充填大小 之比較,(a)鋯合金奈米鍍層,(b)CrN,(c) 未鍍模 圖 3-7 不同鍍模之充填比較(70 kg/cm²) 94
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 技研究所,台北,2000 [2] 黃東鴻,薄殼射出件翹曲變形與殘留應力研 究,碩士論文,國立成功大學航太工程研究所,台南, 2002。 [3] 許正勳、劉信宏、陳逸峰,陰極電弧沉積 AlTiCrN/CrN 鍍膜對氮化鋼表面特性之影響,碩士論 文,大同大學材料工程研究所,台北,2006。 [4] 陳詞章、陳俊生、劉冠群、陳昱銓,薄模滯 熱對於模內裝飾製程成品的品質之影響,碩士論文, 龍華科技大學工程研究所,台北,2010 [5] 張子成、邢繼綱著,塑膠產品設計,全華圖 書,台北,93 年。 圖 3-8 不同鍍模之充填比較(60 kg/cm²) The melt flow effect about molding surface finish and molding condition Lee-Long Han1 Chi-Chien Cheng2 1 Associate Professor; Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology 2 Graduate Student, Institute of Manufacturing, National Taipei University of Technology 圖 3-9 不同鍍模之充填綜合比較 4. 結論 Abstract 在本項研究中我們可以得到以下結論:經由變更 成形條件參數裡的射出壓力調整之下,試模後的成品 尺寸大小可以判斷出塑料的流動性好與壞,模仁表面 鍍上鋯合金奈米鍍層流動性最佳,其次是 CrN 與模 仁表面無處理。 流動性好對現階段產業薄型件射出所遇到的問 題如對成形時易造成成品翹取變形,尺寸不易控制, 成品無法充填整個模腔等問題都能有效的解決。 We investigate the melt flow effect about uncoated Mold between the un-coating and coating steel(P20) in this Research. We use CrN ,Zirconium alloy nano to be the coating material. After we coated the Mold steel, we will see the size of th end product to be good or bad reference. We can see the end product size is 120mm*120mm via the injection molding machine. We changed the injection presure to 90 kg/cm², 80 kg/cm², 70 kg/cm ² , 60 kg/cm ² , and compared the end products. We found that mold steel is the best in the melting flow with Zirconium alloy nano, in the same injection presure it is the biggest end product then CrN. And the uncoated Mold is the worst. 5. 誌謝 感謝所有協助 2013 年全國精密製造學術研討會 的相關人員。 本投稿承蒙指導老師韓麗龍副教授的啟迪與教 誨,在剛進研究所不久這段期間不斷的悉心指正,使 學生在求學期間所遇到的問題能一一克服,並從中學 習許多的寶貴經驗與待人處事的態度,最後亦不辭煩 苦逐字斧正,務求完善,使學生深感銘謝,在此表達 心中誠摯的敬意與謝忱。 Keywords:surface finish 、melt flow、injection process 6. 參考文獻 [1] 韓麗龍、周強,CAE 應用於精密天線蓋之模 具設計與研究,碩士論文,國立台北科技大學製造科 95
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 使用油加工液多晶鑽石微線切割放電加工之研究 顏木田、林宗謙、蘇祐樑 華梵大學機電工程學系 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-211 -002 情形,也改善了許多。Yan 與 Chuang [2]使用去離子 水與放電加工專用油對黃銅與碳化鎢進行微線切割 放電加工特性比較,實驗結果顯示水加工受到電解作 用,工件表面產生氧化層,而油加工則無,且因水的 表面冷卻較快,使得破裂情形較為明顯。由於油加工 液的電阻值比去離子水高,使油加工放電間隙較小, 因此油加工的溝槽寬比水加工的溝槽寬小。Takino 等 人[3] 探討使用去離子水和油加工液線切割放電加工 單晶矽的形狀精度,油加工有利於保持加工表面光 滑。適合在油加工液中切削拋光單晶矽的輪廓。 Suzuki 等人 [4] 探討一般多晶鑽石 (Standard PCD, S-PCD)及含硼多晶鑽石( Electrically Conductive PCD, EC-PCD)線切割放電加工特性比較,由實驗結果得知 EC-PCD 的 導 電 性 較 佳 , 又 因 為 熱 傳 導 率 低 於 S-PCD,所以材料去除率較好,因此加工切邊較平 整,表面粗糙度較好。Storr 等人[5]嘗試使用不同加 工液替代傳統的水、油加工液,而採用新加工液加工 碳化鎢之表面,比傳統水加工液還要好,實驗結果顯 示油加工液比水加工液更適合加工碳化鎢。Yan 等人 [6]提出 PCD 的微線切割放電加工專用電源,可有效 抑制使用水加工液產生的電解腐蝕效應,並增加材料 去除率且改善溝槽寬度及表面品質,粗加工表面粗糙 度可達 0.6 m。 本文研究目的是探討使用油加工液與去離子水 對於微線切割放電加工多晶鑽石溝槽寬度、損傷層、 表面粗糙度與表面品質的影響。設計適用油加工液專 用放電電源,實驗比較使用油加工液與去離子水之多 晶鑽石微線切割放電加工電壓電流波形,提出含硼多 晶鑽石與一般多晶鑽石材料移除機制與實驗分析此 兩種多晶鑽石微線切割放電加工特性。 摘要 本文研究目的是探討使用油加工液與去離子水 之多晶鑽石微線切割放電加工特性,為了降低多晶鑽 石加工損傷層與維持穩定加工,設計油加工專用放電 電源,提出改良型直流電源脈波控制方法,促使放電 電源提供長休止時間以利於放電間隙排渣,實驗結果 顯示在相同放電條件下,油加工因為加工液電阻值較 大,因此單發放電能量較水加工小,可獲得較小溝槽 寬度與損傷層。水加工因為工件表面冷卻速度較快, 淬火效應使得表面微破裂情形較油加工顯著。含硼多 晶鑽石比一般多晶鑽石電阻率較低,導電性較好,再 加上熱傳導率較小,材料移除較容易,加工切邊比較 平整,損傷層較小,加工表面微破裂較少,可獲得較 好表面粗糙度。 關鍵字 : 微線切割放電加工、多晶鑽石、表面粗糙 度、放電電源 1. 前言 多晶鑽石(Polycrystalline Diamond, PCD)材料具 有高硬度、高抗壓強度、導熱性、耐磨性及耐撞等優 點,可在切削中獲得很高的加工精度和加工效率。 PCD 材料是由鑽石顆粒與金屬催化劑於高溫高壓生 成,燒結過程中鑽石間有縫隙存在,鈷為燒結促進劑 填滿此縫隙,所以多晶鑽石具有弱導電特性,為了提 高導電性,PCD 材料通常加入一層碳化鎢基板作為 輔助電極,因此,可用線切割放電加工法來加工此材 料。在線切割放電加工中,元件的尺寸大小與精度主 要取決於線電極的線徑與放電電源所提供的放電能 量,使用較大線徑線切割機可提供較大放電能量,但 會造成較大燒傷面積使得 PCD 刀具產生不良加工品 質,為了減少製造成本需求,多晶鑽石材料切割耗損 量也成為考量因素之一。應用微線切割放電加工切割 PCD 材料可達到較高精度及較小燒傷面積,也能減 少多晶鑽材料耗損量,因此逐漸受到刀具加工業界的 重視。 線切割放電加工一般使用去離子水為加工液,加 工速度高於使用油加工液,但因為水加工會在工件表 面產生電解腐蝕,加工精度與表面品質卻不及油加 工。許多學者曾經探討不同的加工液對於放電加工特 性的影響。Chen 等人[1]使用去離子水與煤油二種不 同加工液對 Ti-6A1-4V 進行放電加工,使用煤油加 工液的工件表面粗糙度比去離子水好,並由電子掃描 式顯微鏡所觀察的工件表面,煤油加工的表面微破裂 2. 放電電源系統之設計 本文應用華梵大學所研發適用水加工液 PCD 專 用電源[6] 修改迴路設計與波形控制方法成為油加工 , 液專用放電電源,此電源系統可切換成直流與交流放 電電源,水加工使用交流電源,而油加工採用直流電 源,油加工液電阻值較離子水高,為了使放電間隙產 生絕源崩潰,必須提供 200 V 以上開路電壓,如圖 1 所示為電源系統迴路。上述高頻電源控制電路主要由 數位訊號處理器依據設定的放電時間與放電休止時 間等控制參數,依序控制直流放電驅動電路及洩流迴 96
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 路的電晶體導通,當直流放電驅動電路二個電晶體 3. 多晶鑽石線切割放電加工機制 M1 與 M3 導通,電源負極連接於電極,電源正極連接 圖 3 所示為多晶鑽石線切割放電加工機制,圖 中 A 為 S-PCD 的機制,由於 PCD 材料是由鑽石顆粒 與金屬催化劑於高溫高壓生成,燒結過程中鑽石間有 縫隙存在,鈷為燒結促進劑填滿此縫隙,由 PCD 內 的鈷連成網路,所以 PCD 具有弱導電特性,PCD 熔 點高達 3700 0C,熱傳導率高不易進行放電加工。為 了使線極與多晶鑽石之間發生絕緣崩潰,產生放電, 必須在兩極間提供一高開路電壓,而加工過程因為只 靠鈷放電,因此當工件表面鈷經由放電而被汽化後產 生鑽石顆粒被釋放出來,使放電間隙充滿鑽石顆粒, 進而影響排渣狀況,若放電休止時間過短,加工液噴 流狀況不良,容易產生電弧放電或短路發生,放電加 工後表面出現因釋放的鑽石顆粒產生坑洞與受到放 電高溫所影響產生的熱損傷層。圖中 B 為 EC-PCD 的機制,EC-PCD 熱傳導率較 S-PCD 小,且多了硼元 素使導電性提高,放電效率好,加工後表面更為平 整,所以熱損傷層較小。 於工件,構成負極性放電迴路,當電極與工件間絕緣 崩潰時,放電而形成一負極性放電電流進行放電加 工,當放電時間結束,該主控制器透過洩流電路控制 電晶體 M5 導通,提供電極與工件一個負極性洩流迴 路,令絕緣加工液在下一次放電加工前恢復絕緣特 性,當放電休止時間結束,電阻 R3 可將放電後殘留 極間的放電能量洩除,限流電阻 R1 可用來改變放電 後之電流峰值。二極體 D1 可保護電晶體不受放電後 迴路中電感所產生之逆電流影響,增加長時間加工穩 定性。 圖2為直流放電電源迴路的脈波控制訊號示意 圖,P1、P3與P5為分別控制電晶體M1、M3與M5之脈 波控制訊號;當負極性洩流控制訊號訊號P1開啟後, 一直到負極性洩流控制訊號P5 打開之前皆視為負極 性放電時間tin;當負極性放電控制訊號P1、P3關閉之 後,到下一次P1、P3開啟之間的時間,皆視為負極性 放電休止時間ton,而本電源路特色主要是連續15次放 電週期(Duty Cycle)後可提供20 s長休止時間(Off Duty Cycle),促進排除加工溝槽內殘渣,改善放電間 隙絕緣狀況,抑制電弧放電或短路發生。 圖1 微線切割放電加工放電電源系統 15 Duty Cycle tin ton P1、P3 Off Duty Cycle P5 Gap Voltage Gap Current 圖 3 多晶鑽石線切割放電加工機制 圖2 直流電源放電波形控制訊號時序 97
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4. 實驗設備與方法 值較離子水高,單發放電能量較小,放電較平均,而 本文使用華梵大學研發之微線切割放電加工機 進行多晶鑽石加工研究[7],其配備包括:電控箱、線 性馬達驅動兩軸平台、細線繞線系統與加工液過濾系 統。其中線性馬達平台可提供次微米解析度,細線繞 線系統可提供閉回路線張力控制,本文將自行研發微 線切割放電加工放電電源取代原有放電電源。自行研 發油加工液循環系統,並且應用於微線切割放電加工 機,油循環系統包含二次過濾、內部循環基本功能。 加工材料使用多晶鑽石 (S-PCD)以及含硼多晶鑽石 (EC-PCD),多晶鑽石厚度 0.6 mm,碳化鎢層厚度 1.0 mm,粒徑 2 微米,含硼多晶鑽石厚度 0.5 mm,碳化 鎢層厚度 1.5 mm,粒徑 2 微米。依據參考文獻[4]研 究指出,S-PCD 的電阻率為 1.4×10-4 Ω·m,熱傳導率 為 500~600 W/m·K,EC-PCD 的電阻率為 1.6×10-5 Ω·m,熱傳導率為 440~580 W/m·K,電極材料使用 Ø50μm 鎢線,開路電壓固定 200 V。在研究方法方 面,探討油加工液與水加工液之多晶鑽石微線切割放 電加工對於表面品質的影響,並且比較兩者的加工溝 槽寬度與熱影響層,另外應用雷射共軛焦顯微鏡觀察 工件表面微破裂情況。 水加工液會產生電解腐蝕現象,易產生放電不平均, 造成加工切邊不平整。EC-PCD 的加工切邊平整度優 於 S-PCD,因為 EC-PCD 導電性較好,熱傳導率較 小,材料移除較容易,放電效率較好,使得放電更平 均,因此有較佳的切邊平整度。 圖 7 為加工表面照片,觀察使用不同加工液的加 工表面品質可以發現,如圖 7(a)所示,使用水加工液 的加工表面,有許多的微破裂(白圈處),因為水的冷 卻速度快,淬火效應造成水加工表面微破裂較多,如 圖 7(b)所示,使用油加工液表面明顯較好,但因多晶 鑽石材料特性,加工過程因為只靠鈷放電,因此當表 面鈷經由放電而被汽化後產生鑽石顆粒被釋放出來 的現象,因此仍有微小坑洞存在,如圖 7(c)所示, EC-PCD 導電性佳,材料移除較容易,放電較為平 均,鑽石顆粒不易殘留於加工表面,而且使用油加工 液放電能量較小,可獲得最佳加工表面品質。 圖 8 為使用不同加工液之加工表面粗度,油加工 EC-PCD 因單發放電能量較低、電阻率較低、導電性 5. 實驗結果與討論 在相同加工條件下,水加工液與油加工液的間隙 與耐熱性較好, 再加上熱傳導率低,放電較平均, 電壓與放電電流如圖 4 所示,由此圖發現使用油加工 加工表面精度最好。另外由碳化鎢層加工表面粗糙度 的電流持續時間 853 ns 較水加工的電流持續時間 907 亦可發現使用水加工容易產生電解腐蝕,放電能量比 ns 短 這是因為調降使用油加工液的洩流電阻使油加 , 油加工高,放電不平均,所以加工表面粗糙度最差。 工間隙電壓快速降低,避免能量累積於放電間隙,造 成放電持續時間過長,而水加工液的電流峰值 14.2A 比油加工液的電流峰值 10.2A 還高,這是因為油加工 液的電阻值較高,使得油加工液的電流峰值較水加工 低。從電壓電流波形可得知使用水加工液單發放電能 量高於使用油加工液。 圖 5 所示為加工溝槽寬與熱影響層比較,水加工 (a) 的溝槽寬度約為 64μm 比油加工溝槽約寬 4μm,因為 油的電阻值比水高,單發放電能量比水還低,材料移 除率較小,因此溝槽寬較小。由右上角的放大視圖, 也可以發現,油加工的損傷層 8μm 也比水加工的 11μm 還小約 3μm,因為水加工放電能量較油加工 大,材料受熱影響程度較高,加工損傷層較大。另一 方面,EC-PCD 的熱傳導率較 S-PCD 低,再加上導電 (b) 性與耐熱性較好 材料移除較容易 因此損傷層較小。 , , 圖 4 (a)水加工液與(b)油加工液的放電間隙電壓與電 圖 6 所示為加工切邊比較,使用水加工液的工件 流波形 切邊呈現明顯波浪狀(白圈處),使用油加工液的部分 則較為平整,分析後認為此現象是由於油的絕緣電阻 98
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (a) (a) (b) (b) (c) (c) 圖 5 加工溝槽寬與熱影響層比較: (a)水加工液(b)油 圖 6 加工切邊比較: (a)水加工液(b)油加工液 加工液 S-PCD) (c)油加工液(EC-PCD) (S-PCD)(c)油加工液(EC-PCD) 99
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 8 加工表面粗糙度比較 (a) 6. 結論 本文設計油加工放電電源系統,進行微線切放電 加工多晶鑽石實驗研究,以下就研究結果做出結論: (1) 實驗證明本文所提出多晶鑽石專用電源可使用 油加工液進行多晶鑽石微線切割放電加工。 (2) 水加工放電電流峰值明顯高於油加工,因為油加 工液的電阻值較高,導致電流峰值降低。 (3) 由於油加工的放電能量較小,材料移除率較低, 造成更小的放電間隙,因此加工溝槽寬度小於使 用水加工液。 (b) (4) 油加工的工件表面無明顯微破裂情形,而水加工 的工件表面則有明顯微破裂與坑洞,因為水的冷 卻速度快,在加工的過程中產生淬火效應,導致 加工表面出現微破裂。 (5) 含硼多晶鑽石電阻率較一般多晶鑽石低、導電性 較好,再加上熱傳導率較低,放電較平均,加工 表面精度較一般多晶鑽石好。另外,因為含硼多 晶鑽石材料移除率提高,因此加工溝槽寬會高於 一般多晶鑽石。 7. 誌謝 感謝江信公司提供含硼多晶鑽石材料,使得本研 究可以順利進行加工實驗。 (c) 圖 7 加工表面比較: (a)水加工液(b)油加工液 8. 參考文獻 (S-PCD)(c)油加工液(EC-PCD) 1. S. L. Chen, B. H. Yan, and F. Y. Huang, Influence of Kerosene and Distilled Water as Dielectrics on the Electric Discharge Machining Characteristics of Ti-6A1-4V, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 87, pp. 107-111, 1999. 2. Mu-Tian Yan, Ming-Hsiang Chuang, A Study on 100
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 3. 4. 5. 6. 7. Micro Wire-EDM Using EDM Oil as Dielectric, Journal of Advanced Engineering Vol. 3, No. 4, pp. 285-289, 2008 Hideo Takino, Toshimitsu Ichinohe, Katsunori Tanimoto, Kazushi Nomura, Masanori Kunieda, Contouring of Polished Single-Crystal Silicon Plates by Wire Electrical Discharge Machining, Precision Engineering, Vol. 31, pp. 358–363, 2007 Kiyoshi Suzuki, Yoichi Shiraishi, Nobuhiro Nakajima, Manabu Iwai, Shinichi Ninomiya, Yukinori Tanaka, Tetsutaro Uematsu, Development of New PCD Made Up of Boron Doped Diamond Particles and its Machinability by EDM, Advanced Materials Research Vols. 76-78, pp. 684-689, 2009 M. Storr, J. Speth, and W. Rehbein, A new Dielectric for Wire-EDM, Proceedings of the 15th International Symposium on Electromachining, USA, pp. 195-199, 2007. Mu-Tian Yan, Guan-Ren Fang, Yi-Ting Liu, An Experimental Study on Micro Wire-EDM of Polycrystalline Diamond Using a Novel Pulse Generator, The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, Vol. 66, pp. 1633-1640, 2013. M. T. Yan, C. W. Huang, C. C. Fang, and C. X. Chang, Development of a Prototype Micro Wire-EDM Machine, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 149, No. 1-3, pp. 99105, 2004. A Study on Micro Wire-EDM of Polycrystalline Diamond Using Oil Dielectric Mu-Tian Yan、Tsung-Chien Lin、Yu-Liang Su Huafan University, New Taipei City Department of Mechatronic Engineering Abstract This paper aims to investigate the influence of EDM oil and deionized water as dielectrics on micro wire electrical discharge machining characteristics of and polycrystalline diamond. A specific pulse generator for oil-based wire-EDM was devised to suppress thermal damages on the machined surface of PCD while achieving stable machining by supplying high open voltage and low discharge current pulse waveforms. A novel pulse control method was proposed to provide high-frequecncy pulse control signals with a period of off-duty cycle for reionization of the dielectric in the spark gap so as to reduce the consecutive occurrence of short circuits. Compared to water-based micro wire-EDM, oil-based micro wire-EDM could achieve smaller discharge energy and thus producing smaller thermal damaged layer and slit width. In comparison with oil dielectric, deionized water’s faster quenching could lead to more micro-cracking on PCD surface. Experimental results also demonstrate that EC-PCD is superior to S-PCD in the smoothness of cutting edge, surface quality and surface roughness since the former has lower specific resistance and thermal conductivity than the later, which indicate the improvement in machinability of PCD by micro wire-EDM. Keywords: Micro Diamond, Roughness 101 Wire-EDM, Pulse Polycrystalline Generator, Surface
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- The Design of Acoustic Horns for Ultrasonic aided tube flange making Kuen-Ming Shu 1, Jyun-Wei Chen2, Shu-Rui Hu3, Sheng-Zhi Wu4, Cheng-Yu Chen5 National Formosa University No.64, Wunhua Rd., Huwei Township, Yunlin County 632, Taiwan 1 kmshu@nfu.edu.tw, 2 jim1235900@yahoo.com.tw,3 wer7788aer@yahoo.com.tw, 4 gosl87621@yahoo.com.tw,5 yoyo2620.yuki@hotmail.com, for ultrasonic aided tube flange making by employing ANSYS finite element software. Abstract The acoustic horn plays a very vital part in high energy ultrasonic welding, and its design is critical to the quality and the efficiency of ultrasonic machining. This paper performs the analysis and design of acoustic horns for ultrasonic aided tube flange making by employing ANSYS finite element software. Firstly, the theoretical dimensions of the horns are calculated. Moreover, their natural frequencies and amplitudes are obtained through the simulations of ANSYS. Real acoustic horns were designed and manufactured for ultrasonic aided tube flange making. This way was approved effective and time saving when flange be made. 2. Acoustic horn select The horn is usually designed to have a higher amplitude/velocity at the tip so as to provide sufficient amplitude for welding. Commonly used acoustic ultrasonic horns have tapered shapes, such as conical, exponential, catenoidal, stepped, or more complex and converge in the direction of the loads. To preventing stress concentration due to the abrupt change of cross section, a fillet will be made for the stepped shape. The design of an acoustic horn depends on the determination of the resonance length. The length must equal to the multiple of half wavelength of the system. The computation for an exponential shape horn is the easiest among three different shapes. Also, the horn of this shape has better amplitude than the others. Keywords: Ultrasonic aided tube flange making, Acoustic horn design, Finite element analysis. 3. Analysis of Conical Horns 1. Introduction The resonance length of an acoustic horn depends on the areas of input and output end, wavelength constant, etc. The resonance equations and amplitude magnifications of conical horn connected by a cylinder, and stepped horn - two cylinders connected with a conical are presented. An ultrasonic horn is a tapering metal bar commonly used for augmenting the oscillation displacement amplitude provided by an ultrasonic transducer operating at the low end of the ultrasonic frequency spectrum. The device is necessary because the amplitudes provided by the transducers themselves are insufficient for most practical applications of power ultrasound. [1] Another function of the ultrasonic horn is to efficiently transfer the acoustic energy from the ultrasonic transducer into the treated media [2], which may be solid or liquid. Maximum achievable ultrasonic amplitude depends, primarily, on the properties of the material from which an ultrasonic horn is made as well as on the shape of its longitudinal cross-section. Commonly, the horns are made from titanium alloys, such as Ti6Al4V, aluminum alloys or powdered metals. The most common and simple to make transitional section shapes are conical and catenoidal. A tube flange encircles a tube and provides a lip or mating surface perpendicular to the long axis of the tube. Most tube flanges are circular and feature bolt holes. Some have screws on the neck to tighten to the tube which inserts into the neck of the flange. Tube flanges can be made out of metal, such as steel or tin, or plastic. The aim of this paper is to design and fabricate a horn Fig. 1. Conical horn connected by a cylinder Fig. 1 depicts the profile of a conical horn connected with a cylinder on its larger cross section. Its resonance length L is defined as the total length of the horn, i.e., L = l1 + l2, where l1 and l2 are the lengths of the cylinder section and the conical section, respectively. l1 can be obtained by[3]: 102
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Finally, the amplitude magnification M can be calculated by: Table 1. The dimensions and amplitude magnification of conical horn. Fig. 2 Stepped horn - two cylinders connected with an exponential curve. 4. The design of acoustic horn for tube flange making Dimensions (mm) D1 38 D2 22 L1 85 L2 82 L3 20 R1 The horn for tube flange making is designed as two cylinders connected by an exponential curve. This work computed the theoretical dimensions according to the diameter ratios of commercial horns. Their dimensions and amplitude magnification are listed in Table 1. Also, their natural frequencies obtained by the modal analysis are shown in Table 2. Value 10 amplitude magnification Table 2. Natural frequencies of conical horn Horn Mode 2.8 frequency (Hz) 1st modes 2nd modes 11427 3rd modes 14900 4th modes 17574 5th modes whereα ω /c) is the wavelength constant, M is the amplitude magnification, and S1 and S2 are the cross section areas of the input end and output end, respectively. A conical horn connected with a cylinder on its smaller cross section. Its resonance length can be calculated by: 11422 17578 The finite element analysis was performed by using the commercially available code ANSYS, it is one of the most flexible and powerful tools available for solving the horn design problems [4,5,6]. According to the requirement of finite element analysis approach, the horn has to be divided into simple, homogeneous, discontinuous finite nodes. As shown in Fig.3and Fig.4, the element of Solid95 is adopted in analysis, it is a cubic element with 20 nodes, and it has three degrees of freedom. Without lowering the accuracy of computation, it allows irregular shapes of horns to be analyzed, and it also has superior compatibility of deformation. Moreover, it can also be applied on the curved boundary with plasticity, creeping, expansion, stress strengthening, large deformation, and even a body with failure. A stepped horn with two cylinders connected by an exponential curve is shown in Fig. 2. Let l1 = /4, and the profile be an exponential curve in section l2. If the length of l2 is reduced, then the profile will approach a typical stepped horn. On the contrast, if the length of l2 is increased and the length l3 is shortening, then the profile will approach an exponential curve. After having calculated D1 and S1 S 2 , then we can find the dimensions l2and l3. 103
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (a)ANSYS meshing 0% Fig. 5 The real horn made by aluminum (b)ANSYS meshing 100% Fig.3 Finite element model of conical horn. Fig. 6 Die set with various inclination angle Fig. 4 Modal frequencies of a conical horn The natural frequencies of the horn computed by equation are closer to the operating frequency 15 kHz. Experiments are currently being set up to verify the validity of the analytical results. Fig. 5 shows the real horn made by aluminum. Due to its high strength and stability in properties, the A7075-T651 aluminum alloy is used as the horn material, its properties are elastic modulus E = 71.7 GPa, Poisson ratio = 0.33, and mass density = 2810 kg/m3. Fig. 6 shows the die set with 0 to 40 degree inclination angle. These horns and dies are set on the specialized station for ultrasonic aided tube flange making as shown in Fig. 7. Fig. 7 Ultrasonic welding specialized station 104
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 7. References 1. D. A. Wang, W. Y. Chuang, K. Hsu, H. T. Pham, Design of a Bezier-profile horn for high displacement amplification, Ultrasonic, Vol. 51,p p.148–156(2011). 2. Peshkovsky, S.L. and Peshkovsky, A.S., "Matching a transducer to water at cavitation: Acoustic horn design principles", Ultrason. Sonochem., 14: p. 314–322,(2007). 3. Simakawa M., The principles and practices of ultrasonic engineering (in Chinese), Fu Han Co., Taipei, pp. 113 (2001). 4. M, Nad, Ultrasonic horn design for ultrasonic machining technologies, Applied and Computational mechanics, Vol.4, pp.79-88 (2010). 5. Lin, Zone-Ching, and Fung, Chih-Lang, “Hot rolling analysis with consideration of the contact deformation between strip and roll,“ Journal of the Chinese Society of Mechanical Engineers, Vol. 21, No. 5, pp. 459-472 (2000). 6. Lu, Pai-Chuan, Using ad joint variable method in the shape optimization under fatigue life constraints, Journal of the Chinese Society of Mechanical Engineers, Vol. 20, No. 3, pp. 237-245 (1999) Fig. 8 The relationship between inclination angle and spring back angle Fig. 9 The flanged tube of Teflon with 4mm diameter 以超音波加工法製作鐵氟龍凸緣的焊 Fig. 8 shows the relationship between die set inclination angle and spring back angle of tube flange, it depicts that the optimum die set inclination is19-21degree when 20KHz ultrasonic frequency was selected. The flanged tube of Teflon with 4mm diameter was shown in Fig. 9. 頭分析及設計 許坤明、陳均維、胡書睿、吳聲治、陳承佑 5. Summary 國立虎尾科技大學機械與電腦輔助工程系 Theoretical and numerical analysis was conducted to study the ultrasonic aided tube flange making by employing ANSYS finite element software .From the results of analysis, the natural frequency of the horn designed by the equation is close to the operating frequency of the machine. The horn designed by the proposed method will use less material and trial & error time. Real aluminum horns are made and be approved working effectively on the ultrasonic welding specialized station. 19-21degree die set inclination angle was suggested while 20KHz ultrasonic frequency was selected to making the flange of 4mm diameter Teflon tube. 摘要 O 型環包覆鐵氟龍可以用在耐酸鹼的作業環 境,但在製程上先需要將管狀鐵氟龍製作凸緣才可以 進行後續的加工,以往均用加熱法製作凸緣,在冷卻 過程中容易變形並且耗時。本論文探討以超音波加工 法製作鐵氟龍管凸緣,並用有限元素法分析加工用的 超音波焊頭,進行焊頭最佳化設計,並製作出實際的 焊頭,進行加工測試。結果顯示本方法可以有效且迅 速的方法製作鐵氟龍管凸緣,供廠商於實際加工場合 應用。 6. Acknowledgement The support of the National Science Council (Taiwan) under Grants (102-2221-E-150-035) and Center of Surface Engineering (National Formosa University) are gratefully acknowledged. 關鍵字 : 鐵氟龍、超音波加工、凸緣、有限元素法 105
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 快速原型鋪料機構之改善 湯華興 1、嚴孝全 2、黃世惠 1 1 國立台北科技大學製造科技研究所 2 國立台北科技大學機電整合研究所 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-027-011 設計的分配器,可以有效解決鋪層時,卡住的問題; 其二是關於鋪層的移動平台的部分,以分配器進行鋪 料時,移動平台所產生振動的問題,是否與分配器下 所裝置的滑軌有直接的相關,對此進行快速原型鋪料 機構之改善研究與討論。 摘要 以陶瓷雷射燒結法製作工件經常發生的兩個問 題,其一是鋪層機構產生振動,使鋪層表面不平整; 其二是關於分配器於鋪層時會被生坯表面卡住,無法 繼續鋪層。本研究目的就是針對上述問題進行研究與 改善。 針對鋪層時移動平台發生振動的情形,推測是在 鋪層時,滑軌產生振動,進而影響到裝置在滑軌上的 分配器,所以本研究針對滑軌與鋪層平台進行量測, 探討震動發生的原因,並進行改善;對分配器被鋪層 表面卡住的問題,設計新分配器改善之,以得到平順 之鋪層運轉。 研究結果顯示,鋪層機構產生振動問題確實與裝 置在分配下的滑軌相關,未來可以改加裝成預壓滑 軌,另一方面新式的分配器解決了鋪層時會被生坯表 面卡住的問題。 2. 研究方法 針對上節所提到的問題,本文將提出解決方案。 第一是對於鋪層時,移動平台上所產生振動的問題, 透過電子式量錶實際量測,整理數據分析後,證實鋪 層平台移動所產生的振動問題,確實與滑軌的特性有 相關,第二是對於鋪料時,鋪層表面的高起來,而造 成分配器會與鋪層表面產生卡住的問題,透過新設計 的分配器,改變原本下料點的位置,並在分配器後端 加裝刀片,使得所下的料不會往後流,造成鋪層表面 的高起來。 2.1 移動平台量測實驗 下料機構上的分配器,裝置在滑軌上移動時,不 時會與平台上生胚床產生碰撞,造成平台產生振動, 所以本文針對下料機溝,在滑軌上行走時的直線度, 進行測試。如圖 1 所示,將量錶架於鋪料裝置的行走 軸上,並用束帶固定以防量錶移動,將花崗石放置於 平台上,以探針接觸,量測鋪料裝置在滑軌上移動的 直線度。量測點為鋪料的左、右兩側,每一點量測二 次,量測總距離為 120mm,每 5mm 取一次數據,由 量測出的數據計算直線度,並探討平台產生振動的原 因。 關鍵字 :快速原型、陶瓷雷射燒結法、鋪料機構 1. 前言 隨著科技發展,不斷的日新月異,全球也邁向 第三次工業革命, 「積層製造」 也是俗稱的快速原型, 就是第三次工業革命的核心技術之一。從 1980 年代 開始,快速原型製程的技術不斷的推陳出新,其中最 為熟知的 方法包括 Stereolithography (SL)[1、2]、 Laminated Object Manufacturing (LOM) [3、4]、Three Dimensional Printing (3DP)[5 、 6] 、 Selective Laser Sintering (SLS)[7、8]等;而近十年快速原型相關設 備,有突破性的發展,使得快速原型技術在產業中趨 於穩定發展,不過這技術都集中在先進國家,美國、 德國、日本、瑞典等,台灣則多數是學術機構的研究。 本研究使用的製程是,邱[9]所提到,利用漿料間選擇 性雷射燒結法之快術速原型技術來製作陶瓷工件,是 以 氧 化 鋁 粉 末 (α-Al2O3) 為 本 研 究 中 漿 料 的 主 要 成 分,混合黏結劑等添加物以一定比例調配成漿料,經 鋪層、乾燥、雷射選擇性掃描及清料等步驟,製作出 氧化鋁陶瓷工件,再經燒結爐設定適當的時間及溫 度,完成緻密化燒結; 而透過此技術不僅可以製作出 複雜陶瓷的工件,並可讓快速原型技術現階段的利 益,延伸至生產上。 本文針對現有鋪料機構存在的問題進行研究,以 兩部分著手,其一是分配器的部分,分配器鋪層完, 進行乾燥、雷射掃描後,要再下一層鋪料時,鋪層表 面的高起來,而造成分配器卡住的問題,希望透過新 圖 1 鋪料行走軸直線度量測架構 2.2 新式分配器製作 本實驗室從過去以來就一直致力於分配器(俗稱 刮刀)的研究,分配器屬於下料機構中最為重要的一 106
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 環,在 Tape Casting[10]這本書提到,分配器的角度要 恰當,β角要大於 90 度,如圖 2 圈起來的地方所示, 才不會造成漿料沉積在分配器後方,考量這些問題, 而設計新式分配器來解決問題。 現有的分配器如圖 3 所示,由於下料處如圖 4 所 示,是位於分配器整體的中間,且下料後方,沒有設 計擋漿料的裝置,會使得所下的料,往後堆積,就會 產生鋪層表面高起來的現象。 新式的分配器對此特別改良,把下料處如圖 5 所 示,設計在分配器 2/3L 的地方,並在分配器後方, 設計一β角大於 90 的角度,且在後邊嵌入刀片。 如表 1 所示,為量測後之數據,發現分配器在滑 軌上移動,前後的高低差大略有 0.9mm,量測出的數 據顯示滑軌與平台呈現近似於斜直線,透過線性回歸 的方法得到趨線的方程式如公式(1)、(2)所示,利用 趨勢線來了解滑軌與平台間的振動情形。 表 1 量測移動平台直線度數據 圖 2 各種β角鋪層圖 量錶座在右的趨勢方程式: y=0.0075x-0.0193 圖 3 現有的分配器 (1) 量錶座在左的趨勢方程式: y=0.0072x-0.0716 (2) 透過公式(1)、(2)的趨勢線方程式,再以量測值 減去趨式方程式得出 ymn 方向的直線度誤差如公式 (3)、(4),公式(3)表示量錶座在右側進行量測,所得 的方程式,公式(4)則是量錶座在左側進行量測,所得 的方程式,m 表示第幾次量測,n 表示所在的位置, Amn 表示第 m 次量測在 n 位置的量測值,x 表示量測 的位置(本次實驗是 5mm 為一間隔進行量測),以此 計算出各組的數據,結果即為滑軌行走時的高低起伏 情形如表 2。 圖 4 現有分配器下料點在中間位置圖 ymn=Amn-0.0074x-0.0230 ymn=Amn-0.0072x-0.0722 圖 5 新式分配器下料點在 2/3L 位置圖 (3) (4) 表 3 則是透過公式(5)、(6)所得,公式(5)、(6)是 以公式(3)、(4)所衍生出來,其中的差別在 T,T 是層 厚(本實驗層厚為 0.025mm),而加上層厚,是為了鋪 3. 結果與討論 3.1 量測移動平台結果 107
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 3 量測值減趨勢方程式加層厚數據 層表面與下一層鋪層進行比較分析。 ymn = Amn -0.0074x-0.0230+T ymn = Amn -0.0072x-0.0722+T (5) (6) 如表 3 所示,發現分配器裝置於滑軌上,所移動 的路徑未在直線行走,而是有高低起伏的情形產生, 所以鋪層出來的表面會不平整。從表 3 的兩組數據, 如圖 6、7 所示,虛線代表此線為已加工之生坯或工 件表面,實線是代表此線為下一層鋪層可能會行走的 高低路線,發現都有碰撞產生,而推測碰撞的情形就 是造成平台振動的主因。分配器裝置於滑軌上與鋪層 表面產生的碰撞,兩層間高低差 0.082mm,與本製程 所 需 的 0.025mm 誤 差 0.057mm , 如 果 使 用 預 設 0.025mm 的雷射參數,就會造成製作上的困難。 表 2 量測值減趨勢方程式數據 圖 7 兩次鋪層表面碰撞最大高低差(量錶座在左量測) 由以上的實驗驗證,鋪層時裝置在滑軌上的分配 器,不時會與鋪層表面碰撞,其一原因為鋪層所裝置 的滑軌有間隙,但如果將平台多下降 0.05mm,則碰 撞情形將不會存在。如果每層要鋪 0.025mm,則需使 用有預壓的滑軌會使彈性變形減少,並可消除間隙之 用。 3.2 新式分配器實作成果 如圖 8 所示,透過這樣設計,使得分配器下料 後,因為後方有嵌入的刀片擋著,漿料不會在往後面 流,漿料會順著分配器移動,一起往前鋪層,如此一 來就不會有鋪層表面高起來的問題產生,也使得分配 器不再會卡住,而所鋪層的結果,如圖 9 所示,沒有 以往鋪層表面會高起來的問題,且新式的分配器也不 再有卡住的情形產生。 圖 6 兩次鋪層表面碰撞最大高低差(量錶座在右量測) 108
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 5. 6. 7. 圖 8 新式的分配器 8. 9. 10. 圖 9 以新式分配器所鋪層的實際圖 4. 結論 algorithm for the optimization of extraneous material removal in laminated object manufacturing (LOM), Journal of Manufacturing Systems, Vol. 19, No. 6, pp. 355-364, 2001 E. Sachs, M. Cima, J. Cornie, Three-Dimensional Printing: Rapid Tooling and Prototypes Directly from a CAD Model, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Vol. 39, No. 1, pp. 201-204,1990 W. Cho, E. M. Sachs, N. M. Patrikalakis, D. E. Troxel, A dithering algorithm for local composition control with three-dimensional printing, Computer-Aided Design, Vol. 35, No. 9, pp. 851-867, 2003 F. R. Liu, Q. Zhang, W. P. Zhou, J. J. Zhao, J. M. Chen, Micro scale 3D FEM simulation on thermal evolution within the porous structure in selective laser sintering, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 212, No. 10, pp. 2058-2065, 2002 Ph. Bertrand, F. Bayle, C. Combe, P. Goeuriot, I. Smurov, Ceramic components manufacturing by selective laser sintering, Applied Surface Science, Vol. 254, No. 4, pp. 989-992, 2007 邱銘祿,以漿料間接選擇性雷射燒結法製作陶瓷 工件,博士論文,國立台北科技大學機電整合科 技研究所,台北、台灣,2009 R. E. Mistler, E. R. Twiname, Tape Casting , American Ceramic Society, New York, USA, pp. 147-149, 2000 Improvement of Paving Mechanism of Rapid Prototyping Apparatus 本文改善了以往分配器所存在鋪層表面會高起 來的問題,透過新式分配器,解決了鋪層表面高起來 的問題,使得鋪層時,分配器不再會有卡住的情形產 生,使得機台可以朝向自動化邁進。 透過量測移動平台的實驗,證實線性滑軌會造 成鋪層時,振動的產生,未來可以改加裝成預壓滑 軌,會有消除間隙增加剛性之作用,使得分配器鋪層 時的振動情形減低,所鋪料的表面也會比較平整。 Tang, Hwa-Hsing 1, Yen, Hsiao-Chuan 2, Huang, Shih-Hui1 1 Graduate Institute of Manufacturing Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Institute of Mechatronic Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 5. 誌謝 感謝實驗室學長及同學的協助 使得這篇投稿得 , 以完成,願與你們分享這份喜悅。 Abstract 6. 參考文獻 Two problems of the workpiece produced by the process of ceramic laser sintering in the past were occurred frequently. One is the vibration of layer paving mechanism by which ripple on the green layer surface occurred; the other is the stuck of the slurry distributor by green layer surface. The aim of this paper was to study and improve those problems. For the vibration of moving platform during the paving, we assume that vibration of slide rail occurred during the layer paving, so the distributor on the slide rail was influenced. We measured the rails and the platform to study the causes of vibration, and then improve the mechanism. the assuming is correct. For stuck, the old distributor was replaced with a newly 1. K. K. B. Hon, C. Han, S. P. Edwardson, Investigations on New Scanning Pattern for Stereolithography, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Vol. 55, No. 1, pp. 217-220, 2006 2. H. C. Kim, S. H. Lee, Reduction of post-processing for stereolithography systems by fabrication direction optimization, Computer-Aided Design, Vol. 37, No. 7, pp. 711-725, 2005 3. K. P. Brian, V. Vinay, Effect of Layer Thickness and Orientation Angle on Surface Roughness in Laminated Object Manufacturing, Journal of Manufacturing Processes, Vol. 3, No. 2, pp. 94-101, 2001 4. K. Aravind. S. J. Sridharan, An octree-based 109
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- designed one to achieve a smooth paving. The results show that the vibration of the paving mechanism was induced by the slide rail under the slurry distributor. Using a pre-stressed slide rail can eliminate this problem. On the other hand, a newly designed slurry distributor can solve the problem of stuck. Keywords:Rapid Prototyping, ceramic laser sintering, paving mechanism 110
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 防止漿料沉澱之快速原型鋪料機構研究 湯華興 1、嚴孝全 2、許閔勝 1 1 國立臺北科技大學製造科技研究所 2 國立臺北科技大學機械系 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-027-011 驗機台得以適用較重之大粒徑粉末材料,解決漿料停 留在儲料筒中沉澱之問題,並且能夠持續不斷的進行 漿料的循環,使漿料在等待過程中仍保持良好的分散 性質,達到長時間連續鋪層仍然不影響漿料沉澱的要 求。 摘要 鋪層為快速原型製程其中一環,以現有快速原型 製程中的鋪層方法,漿料的分配以管路配合電磁閥的 切換控制,使用針筒抽取擠出方式進行供料,再由隙 縫分配器刮刀出料進行鋪層,在此過程中漿料皆為靜 止的等待狀態,若使用較重之粗粒徑金屬粉末所調製 而成的漿料,顯然會因重力影響在現有供料機構中產 生沉澱,經過時間越長越不利維持後續鋪層面之品 質。 本文主要目的為改善沉澱問題,來設計製作漿料 循環鋪料機構,下料機構參考噴墨印表機之運作方式 進行移動,漿料分配以三口二位閥下料再配合後刮刀 進行鋪層,循環回料系統則以蠕動幫浦來進行漿料的 循環輸送,研究中皆以粒徑 D50-10μm 的不鏽鋼粉末 漿料來進行測試。結果顯示,此系統對於粗重粉末所 製備之漿料的沉澱,有顯著地改善。在經過 24 小時 運轉,漿料仍舊維持均勻的分散性。 2. 實驗方法 2.1 新式下料機構與循環備料系統之設計 本文針對上節問題,架構出與以往機構不同的創 新解決方案,設計並實現新式的下料機構與循環備料 系統,並找出大粒徑粉末漿料對此機構鋪層的最佳鋪 層參數,討論此循環鋪料機構之效果。 期望以新開發之下料機構與循環備料系統,能夠 在鋪層過程中維持漿料的均勻性質,而不會有沉澱的 情況發生。 本研究進行步驟為: (1) 設計並製作漿料循環鋪料機構,實現防漿料沉澱 之下料機構與循環備料系統。 (2) 使用新式漿料循環鋪料機構製作不鏽鋼生胚。 (3) 實際測試鋪層情況,找出最佳的鋪層參數。 關鍵字 : 快速原型、鋪料機構,沈澱 1. 前言 國立台北科技大學湯華興[1,2]於 2001 年研發陶 瓷雷射熔結法(Ceramic Laser Fusion, CLF),此製程使 用的主要原料以陶瓷為主。製程依序為:刮刀鋪層、 乾燥、平台下降、雷射掃描外形,重複循環此過程到 預定的層數即完成製作生胚程序,再分解清除不需要 的廢料來取出工件,再經燒結後即完成高硬度的陶瓷 工件。 現有快速原型製程使用類似點膠設備之擠出式 供料機構[3],以固定軸式直線步進馬達供料,填補料 則連結電磁閥與復動型氣壓缸進行控制,此系統供給 次微米的陶瓷漿料並無問題,如欲改成供給粗粒徑材 料,在執行鋪料過程時會有沉澱的問題產生,不利於 後續的鋪料成型。現有鋪料系統之漿料流經刮刀分配 器鋪製生胚薄層前,必須停留於儲料槽、針筒中等待 使用 若粉末原料為粒徑 D50-10μm 的 316L 不鏽鋼粉 , 末,其粒子較重,漿料若按照原製程裝置注入儲料容 器內時,粉末會隨時間經過開始沉澱,且會逐漸堆積 在儲料槽與針筒底部,在鋪層時就會有材料分佈不均 的情況發生,若在儲料筒上加入維持漿料流動的攪拌 馬達,則會有空氣捲入漿料中生成氣泡的疑慮,勢必 再對鋪層生胚表面的品質與整體工件性質造成影響。 本文主要目的即為改善快速原型鋪層系統,讓實 2.2 下料機構之改良設計 本研究改變了現有的下料機構之形式,參考噴墨 印表機相似的噴嘴機構做為下料機構如圖 2.1 所示, 配合馬達、皮帶與導軌等,藉由單一下料噴嘴的來回 擺動,配合經由機台控制開關的三口二位電磁閥為下 料口來進行漿料的分配,下料口流出漿料時緊接為適 當厚度與高度的長鋁板片做為刮刀,在鋁板上同時計 算好左右移動之距離並銑削一高度落差限制其鋪層 邊界如圖 2.2 所示,下料機構往前移動時刮刀將刮平 漿料,藉此可得到完整的鋪層面以及均勻分配漿料。 參考歷屆文獻中原始刮刀為細縫型平均分配漿 料的下料機制[4] 其為單純擠出並無法進行漿料回流 , 循環如圖 2.3[4]所示。新設計之下料機構將下料口與 刮刀分開,此時下料出口之位置設計就必須與刮刀進 行適當的配合,由往常使用黏度稍高的漿料進行鋪層 的經驗可得知,若下料出口的位置高於鋪層面高度略 多,則需要一小段時間,漿料才能與前一生胚薄層接 觸,才開始形成一新生胚薄層,需要以更多的漿料來 填補空間上的不足。 111
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 邊界,配合三住公司的標準化零件線性襯套、導桿, 再加上步進馬達、時規皮帶、三口二位電磁閥、自製 加工零件 下料機構先以繪圖軟體設計如圖 2.5 所示 , 。 圖 2.1 下料口移動示意圖 圖 2.5 以軟體繪製之機構示意圖 圖 2.2 刮刀限制邊界示意圖 2.4 循環備料系統 在市面上較平價的不鏽鋼粉末粒子大小,大約僅 到 D50=10μm,而經過測試發現,當攪拌的外力消失 之後,粉末約在 30 秒鐘內就逐漸全部沉澱,為消除 此問題,除了調整配方,本研究以備料系統改善此情 形發生。 圖 2.3 下料高度示意圖[4] 2.4.1 循環備料系統之設計 為了防止 不鏽鋼粉末在等待鋪料的 過程中沉 澱,讓漿料循環流動使其不易沉澱。 此系統之組成為一個蠕動幫浦、一個真空攪拌 機、數個電磁閥、軟硬管與數個轉接頭,如圖 2.6 所 示。 在新設計之下料機構中漿料的分配則會與隙縫 型分配器有所差異,新式下料機構中漿料不會有經由 下料出口往刮刀鋪層面流動的過程,而是由電磁閥出 料口以適當的流量直接流下接觸生胚表面,隨後再由 刮刀刮平漿料形成新的鋪層面如圖 2.4 所示。 圖 2.4 下料口鋪層示意圖 圖 2.6 循環備料系統示意圖 2.3 新式下料機構 3. 結果與討論 新式下料 機構以鋪層面之高度距離 為基準高 度,鋪層寬度約 110mm 為下料口之移動距離之限制 3.1 新式下料機構之實現 112
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 機構中主要以寬大鋁板裝配各個零件為主,為安 裝在機台鋪層移動軸上之基座。固定於兩旁邊界安裝 之平行導桿,則為下料口基座的移動軌道。以自製框 架加上線性襯套用來固定電磁閥下料口之移動基 座,在襯套套入導桿中來達成水平移動。移動基座同 時連結上步進馬達驅動之時規皮帶,讓下料口可進行 左右方向之運動控制。邊界之移動極限為兩側加裝之 極限開關,在三口二位閥之進料端與出料端為控制下 料或是將漿料送回儲料槽,實際架設情況如圖 3.1 所 示。 真空攪拌機之輸出入端至二口二位閥體為內徑 5mm 的尼龍硬管,用意是避免在抽真空時可能出現 軟管因負壓而變形產生氣體吸入的疑慮,其餘管線皆 為同樣管徑的矽膠軟管,方便在鋪料機構移動時,使 作動較為順暢。 在管路與電磁閥之間連結配合也是需要注意的 地方,因矽膠軟管性質較為彈性,需要注意與電磁閥 連結是否牢固,與蠕動幫浦配合的循環回流是否正 常,鋪層移動時管線之間是否會纏繞對折,與電磁閥 進料及出料口循環迴路是否連結正確,這些要注意的 接點皆對下料口是否能正常補給漿料有很大的影響。 3.3 循環鋪料機構之測試 以無漿料的狀態測試新式下料機構,其移動範圍 確實可達到設計的 110mm,但以皮帶輪與皮帶帶動 掛載在直線軸承上的三口二位閥卻有一些缺點。因為 三口二位閥的重量略重,導致移動時會產生震動,因 下料噴嘴離鋪層面的高度可以調整,震動之影響不致 於使噴嘴碰觸到生坯面,因為三口二位閥較重在移動 上稍有缺陷,我們在機構上增加額外的支撐提升了移 動的穩定性。 在循環回料系統的部分,由於真空攪拌機有抽真 空的動作,所以需要確保在管線的各接口處必須完全 密封,以免失去抽真空除泡的作用,故以純水來測試 循環回料系統的各接點密封狀況,經測試後發現在改 造後的真空攪拌杯管線接合處與電磁閥之管線接口 處兩個地方,在抽真空至 70cmHG 時會有些微漏氣, 重新以中性的 silicon 膠密封後,已沒有漏氣的狀況, 並可開始使用。 圖 3.1 鋪料機構之架設完成圖 3.2 循環備料系統之實現 循環備料系統如圖 3.2 所示,此圖左上為真空攪 拌機,其攪拌杯下方接口至二口二位電磁閥,此段為 漿料輸出之方向,再接至此圖右上輸出動力之蠕動幫 浦,導引漿料輸出。 3.4 下料口之移動路徑 新式的下料機構並沒有分配器的部分,直接使用 閥體一端為下料口,本節就下料口之移動模式所遇到 的問題予以討論,下料口移動模式如使用鋸齒線的移 動方式,則在起始端無法建立平整的鋪層起始邊界, 所以特別設定第一道下料路徑為平行的直線路徑如 圖 3.3 所示,直到感應下個極限開關後再開始移動刮 平漿料,以鋸齒狀的路徑前進。 再來為下料路徑於左右邊端的問題,圖 3.3(1)。 下料過程由馬達、皮帶與極限控制,當在馬達控制下 料口之三口二位閥移動到達極限而再次返回時,蠕動 幫浦的出料速度並不改變,而因為馬達增減速,所以 下料口停留在邊界的時間較長,所以在左右端會接受 到較多的漿料。 故當三口二位閥碰觸極限時,特別設定在一段時 間內,將三口二位閥短暫的開關作動一次,用以限制 其漿料的流出量,其限制的路徑模式如圖 3.4 所示, 在折返後一段時間關閉,使在一段路徑內停止漿料供 給,我們在下料機構碰觸極限後,關閉下料之三口二 位閥一短暫的時間,減少雙側漿料輸出,以使漿料不 致於過多。 圖 3.2 循環鋪料機構組圖 此圖左下為下料機構以三口二位閥控制漿料持 續循環或者開始下料,若循環則漿料流至右下圖二口 二位電磁閥,再接至真空攪拌杯上方完成循環動作。 113
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 1 新式備料系統與下料機構鋪層參數(層厚 50μm) 參數項目 單位 下料噴嘴的馬達轉速 13000 pulse 泵浦進給速度 15 RPM 刮刀移動速度 290 pulse 下料口來回次數(來回算一次) 4 次 真空攪拌備料時攪拌速度 45 RPM 快速開關的時間 300 毫秒 3.6 鋪層測試結果與討論 我們以最佳的鋪層參數進行後續鋪層,在循環回 料系統中,循環至攪拌杯的漿料再經過攪拌後,有可 能使漿料混入氣體,使後續的鋪層產生氣泡造成缺 陷,我們實際做測試,就算在無真空狀態下讓循環回 料系統作動3小時、6小時、12小時與24小時後,在鋪 3層25μm之生薄層,其實際鋪層結果皆由圖3.5所示一 樣,並沒有因為氣孔而產生缺陷,判斷是因為攪拌杯 的攪拌速度適當,所以經過抽真空後的漿料,沒有因 為攪拌造成氣泡大量混入,且回料至攪拌杯的速度決 定於出料速度 而出料速度15RPM沒有使得回料後的 , 漿料產生衝擊而產生氣泡,實際回流漿料皆沿杯壁流 下,沒有直接注入,所以鋪層光滑且無氣泡產生。 圖 3.3 下料口移動路徑 圖 3.4 快速開關之下料示意圖 3.5 鋪層參數制定 以調配好的不銹鋼漿料實際測試各個機構以得 到較適當的鋪層參數。 可調整的參數有: 1. 下料噴嘴的移動速度。 2. 蠕動幫浦進給漿料的出料速度。 3. 鋪料軸控制刮刀鋪層的移動速度。 4. 於鋪層範圍內下料口來回的移動次數。 5. 真空攪拌備料時攪拌速度 6. 快速開關三口二位閥的時間。 圖 3.5 循環系統所鋪製之平滑生薄層 4. 結論 在新式循環鋪料機構的搭配之下,使用不鏽鋼等 較重之金屬粉末之漿料,有顯著防止漿料沉澱的效 果,使漿料在等待過程中仍可保持良好的漿料分散 性,且無產生氣泡,備儲濕式漿料使用此下料機構與 循環備料系統,有助於漿料更均勻、更方便使用,並 且更能夠有效使用漿料避免不必要的浪費。 5. 誌謝 其中以蠕動幫浦的進給速度為基準,以最少的出 料量且能鋪出最完整平滑的生薄層為目的,其餘參數 配合作調校,結果所得之較佳參數,如表 1。其中攪 拌速度與出料速度為了不要因為過快使得漿料產生 氣泡,而從最低速開始調整。 感謝學長與同學在實驗過程中熱心的幫忙,給予 硬體與軟體上的協助,讓本研究成果得以順利完成。 6. 參考文獻 1. H. H. Tang, Method for rapid forming of a ceramic 114
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- work piece, U.S. patent no. 6217816, 2001. 2. H. H. Tang, “Direct laser fusing to form ceramic parts”, Rapid Prototyping Journal, Vol. 8, No.5, pp.284 – 289 ,2002. 3. 林大吉,陶瓷雷射快速原型機之鋪層系統改善, 國立台北科技大學製造科技研究所,2010。 4. 張凱翔,陶瓷雷射快速原型機之鋪料機構改善及 工作平台精度量測,2011。 Study on the Paving Mechanism of Rapid Prototyping Apparatus for Preventing Slurry Sedimentation Hwa-Hsing Tang1, Hsiao-Chuan Yen2, Min-Sheng Hsu1 1 Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei Abstract Layer paving is one of the processes of the rapid prototyping. The existing layer paving method was use tube and switching the solenoid valves to distribute the slurry. Slurry was sucked through a syringe, and then extruded to slot distributor for layer paving. The slurry was still and waiting for paving at this moment. Once the slurry is composed of heavy and large metal powders, sedimentation will occur in the slurry feeding mechanism since gravity. The longer the time is, the poorer the quality of the layer is. The aim of this paper is to design a mechanism of slurry recycling for improving the sedimentation of the slurry. The movement of slurry feeding mechanism referred to the operation of inkjet printer. Slurry was distributed by a 3/2 solenoid valve, and then pave with a scraper. Slurry recycling system was operated by a metering pumping. The slurry was composed of stainless powder (D50-10μm) in the current experiments. The results reveal the recycling system improved the sedimentation dramatically. After operating 24h, slurry still dispersed uniformly. Keywords:Rapid Prototyping, Layer Paving Mechanism, Sedimentation 115
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 溶劑型漿料光成型設備應用於陶瓷微細成品個案討論 汪家昌 1、劉俊賢 2 1 國立臺北科技大學機械工程系 2 國立臺北科技大學製造科技研究所 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-027-032 摘要 積層製造技術自 1984 年產生了第一個專利開始, 至今已發展了近 30 年。從基礎的模型製作,迄今發 展為可生產具功能性之工件,多樣的積層製造方式不 斷的突破與創新。本個案討論主要在於改良溶劑型光 硬化成型(solvent-based slurry stereolithography, 3S) 系統應用於陶瓷微細成品製作技術。陶瓷材質加工受 限於材質特性,較難進行微小尺寸的成型加工及後處 理,因此本文使用由李[1]、陳[2]、游[3]、黃[4]架設 改良至第三代的溶劑型光硬化成型機台,於機台操作 中討論加工流程的改善,就其製程方式、材料配方及 成品後處理進行調整,進而提升成品良率。成形之陶 瓷微細成品特徵可達 20μm。 關鍵字 : 積層製造、微細加工、陶瓷材料 1. 前言 目前積層製造的成型技術有許多種,美國材料試 驗協會於 2009 年將所有快速原型、快速製造、3D 列 印等名稱統稱為積層製造(Additive Manufacturing), 並成立技術委員會訂定相關標準。ASTM 將積層製 造分成七大類型,包含:光聚合固化技術(VP, Vat Photopolymerization) 材料噴塗成型技術(MJ, Material 、 Jetting)、黏著劑噴塗成型技術(BJ, Binder Jetting)、材 料擠製成型技術(ME, Material Extrusion)、粉體熔化成 型技術(PBF, Powder Bed Fusion)、疊層製造成型技術 (SL, Sheet Lamination)與指向性能量沉積技術(DED, Directed Energy Deposition)。本文使用之 SLA 機台技 術屬光聚合固化技術(VP, Vat Photopolymerization)的 一種,以可見光為能量來源,透過照射使液態聚合物 產生網狀(cross-link)的光聚合反應,進而固化。其優 點在於製程單一,在層疊加工的過程中,圖檔不須額 外增加懸臂支撐材料,未受光照射的部分可做為支撐, 此優勢對於具有懸臂、空腔、凹槽等複雜細節的工件 易於製造。 和一般陶瓷基材比較,使用 SLA 技術製作生產 的工件,因無須經過塑模澆灌,僅需使用電腦輔助設 計進行工件的 3D 建模繪製,並將檔案匯出為三角網 格檔案(STL file format)後,以切層軟體進行動態光罩 生成,掛載至機台進行製作。SLA 技術應用於陶瓷材 料完全彰顯無模成型(Freeform fabrication)的優點,唯 116 目前陶瓷材料之積層製造緻密度較低,因此本討論使 用機台以高解析度之動態光罩結合步進馬達進行機 台控制,使層厚達到 20μm 之緻密度,進而以此機台 製作細部特徵之結構。 2. 文獻討論 2.1 陶瓷積層製造相關技術探討 目前陶瓷積層製造技術可概分為二:一為以陶 瓷材料為添加劑,進而調至適當比例之複合材料為 基材進行加工;另一為陶瓷材料為材料主要成分, 添加溶劑等添加物增加可加工性。為得到高緻密 度、高強度之成品,本文以陶瓷材料為主成份,佐 以溶劑及副成分提升可加工性,並於成型後處理中 進行高溫燒結,所添加之副成分應可於燒結過程中 燒失,以得到高強度及高緻密度之陶瓷成品。 使用陶瓷基材為主要成型之技術有 CLF、 CLS、Ceramic SLA、Slurry-based 3DP、LCM、3S 等技術,相關技術說明如下: 2.1.1 CLF 與 CLS CLF 為臺北科大湯華興教授所研發之陶瓷雷射 熔解法技術(Ceramic Laser Fusion, CLF),其特色為以 漿料為主要成型材料,而非一般常見之固態粉末製程。 其漿料配方為二氧化矽粉末、氧化矽膠、奈米黏土、 水等按比例調製,並於加工鋪層時使用二氧化碳雷射 進行陶瓷漿料的熔結成型,其中未經過雷射燒結的部 分則成為支撐結構。所製作的成品不須經過高溫爐之 燒結後處理,雖可製作複雜外型工件,唯工件會受陶 瓷粉末分布不均而產生細小裂縫,雖可於漿料中加入 奈米黏土填補隙縫,減少裂縫擴大造成的結構損壞, 但囿於奈米黏土具有吸水性,易造成工件成形後膨脹, 造成成品損壞,因此配方仍有調整空間[5]。 2.1.2 Ceramic SLA 系統 雷射光成形系統簡稱為 SLA 為目前市場佔有率 , 最高的成型技術。 Michelle L. Griffith 與 John W. Halloran [6] 1996 年於美國陶瓷學會會刊發表使用雷 射光為能量來源,漿料混合二氧化矽、氧化鋁、氮化 矽三種粉末、溶劑、UV 光樹脂為材,並測試各種材 料於溶劑中溶解後的折射率,以折射率及黏度較低者 作為材料的配方選擇。配方成型厚度為 150~200μm, 於鋪層時需 45 秒的等待時間始漿料鋪平,才進行燒 結加工。成品共 136 層,層厚 150μm,歷時 4 小時完 成。
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2.1.3 Slurry-based 3DP Jason Grau、Jooho Moon、Scott Uhland 等人[7] 以陶瓷漿料為基底導入 3DP 列印系統,由噴頭噴塗 漿料後加熱等待漿料乾燥,在噴出黏結劑進行加熱烘 乾,循環持續鋪層動作至工作完成。漿料中包含樹脂 與丙酮,其中樹脂為黏結劑,丙酮為溶劑,因丙酮具 有低黏度及低表面張力的特性,因此鋪層後乾燥快速, , , 層後可有效控制於 50μm 使物件表面階梯現象減少 易得到表面較為光滑的成品。 2.1.4 光成型陶瓷製造系統 由 Formatec Ceramics[8]於 2012 年 12 月發表的陶瓷 材料光硬化成型技術 打造層厚 25μm 的陶瓷氧化鋁 , 、 氧化鋯材質的積層製造系統,預期投入微細加工陶瓷 材料的市場 機台成型區約 76×43mm 解析度 40μm , , , 成型速度每 mm 約 2.5 小時,詳細技術預計於 2013 年公開。 使用 SLA 類型的技術製作環中環,主要是因應 高精準度的配合,且工件為圓弧外型,較易產生階梯 現象,若表面緻密度不佳,則更易產生分層的效果。 由表 1 可見,3S 系統於層厚表現較佳,可有效避免 階梯現象;另有半固態的支撐設計,對於較脆弱的懸 臂結構或內腔結構可使用溶劑配合超音波震盪,將半 固態的支撐材料震出洗淨。 3. 3S 製程操作原理 一般陶瓷基快速成型成品雖解決了塑模的問題, 於製作時卻會受限於鋪層製造過程中的緻密度,及燒 結過程的燒失收縮率。部分製程使用奈米黏土為後添 加物,以填補裂縫增加強度,使成品更為緻密,但因 其吸水性易使成品膨脹變形,本 3S 製程為得到固定 燒失收縮率,使用易揮發之有機溶劑,並藉由粉末與 溶劑之間的 3.1 製程操作方式 加工的系統建置由第三代的機台進行生產,機台 配置一台投影機(DLP)作為動態光罩、Z 軸步進馬達 進行升降平台的高度控制、X 軸滾珠螺桿進行鋪層機 構的往復裝置 Y 軸方向的刮刀機構 自動進料機構 、 、 、 乾燥裝置、遮光裝置等,由 8051 晶片進行整合,訊 號回傳至電腦軟體控制。機台如圖 1 所示。 2.1.5 3S 系統 3S 與 Formatec Ceramics 相似,唯本技術目前發 展至第四代機型,相關技術成熟,已可有效產出氧化 鋁、氧化鋯材質之工件,並持續針對光映化樹脂與動 態光罩成型設計等部分進行最佳化,以得到較佳製程 設計。目前成品已達精度 20μm,正負誤差 2μm 之複 雜外型成品。 2.2 陶瓷材料積層製造成型比較 在諸多快速成型的方式中,針對目前可以製作陶 瓷材料的積層製造技術,與 3S 對照比較,可得表 1。 表 1 陶瓷材料各成型系統優劣勢[4] 名稱 加工 材料 工件 緻密度 層厚 控制 (μm) X-Y 影像 解析度 (μm) 結構 支撐 型態 支撐 設計 難易 清料 難易 SLA SLS 漿料 3DP 漿料 SLS LCM 3S 液態 粉末 狀 液態 液態 液態 液態 中 低 高 高 中高 高 50150 80150 50 20 40 20-30 70 100 50 100 25 80 固態 固態 固態 固態 固態 半固 態 難 無需 無需 無需 難 無需 易 易 難 難 易 易 圖 1 3S 機台結構示意圖 3S 積層製造機台使用Al2 O3、Methyl Alcohol、光 硬化樹脂以配方調製漿料,並於漿料調製完成後以球 磨機進行球磨處理 一般漿料球磨 24 小時即可使用 , 。 完成漿料調製後,需進行動態光罩的生成製作,動態 光罩須於繪圖軟體進行零件配置,完成尺寸配置及設 定後,轉存檔案為三角網格檔案(STL file format),並 匯入切層軟體進行切層,完成切層的動態光罩即可掛 載製機台,準備進行製作。 117
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 2 動態光罩切層圖 3S 之製程需在成型板上鋪上犧牲層,如圖 3(a), 其中橘色為陶瓷粉末,淺藍色為光硬化樹脂與溶劑混 合之漿料,深藍色為已硬化之漿料,紅色為照光硬化 之生胚。犧牲層的主要功能為使工件成型後可輕易與 廢料分離,不與成型板過難脫離。待漿料中的溶劑揮 發,陶瓷粉末會有下沉的現象,漿料會乾燥成半固態 狀,如圖 3(b)。下降一層層厚高度,將新的漿料鋪層 上去,X 軸帶動刮刀將新的漿料鋪上,新鋪層藉由毛 細現象而向下滲透與上一層緊密接合,如圖 3(c)。重 複(a)、(b)、(c)步驟,大約鋪 3~5 層左右,使表面平 順即可完成犧牲層的建構。 圖 4 層疊加工流程示意 光照完成後,重複(d)~(f)的步驟,直到完成所有 工件的切層堆疊如圖 5(g)。完成後將工件放入溶劑中 進行清洗,漿料硬化的部份不會被溶劑所崩解,只有 未硬化的部份將被溶劑所崩解,如圖 5(h)。把未硬化 的區塊清除後既可得到我們所需的工件生胚,如圖 5(i)。將生胚經過高溫燒結後會將樹脂給燒結掉,如 圖 5(j),燒結完成後就可以得到一高緻密度的陶瓷工 件,如圖 5(k)。 圖 5 後處理過程示意 圖 3 3S 製程犧牲層前處理流程 3.2 動態光罩生成 積層製造主要利用疊層加工進行鋪層,本研究 使用 DLP 進行面投影,而非使用雷射源進行點或線 的能量傳遞,因此主要以動態光罩進行圖形投影至 加工平面上,使表層之光硬化樹脂受光照後硬化。 於本研究中主要使用 JPG 圖檔進行動態光照切換, 生成圖檔的軟體主要使用實驗室自行開發之程式進 行切層,如圖 6 所示。開啟程式後匯入 3D CAD 的 STL 檔案格式進行切層,程式將偵測 STL 三角網格 檔案所定義的輪廓邊界進行切層,檔案中使用三角 形描述實體的檔案格式包含了三角形的法線方向及 座標資料結構,程式可精準的找出各輪廓的座標, 並將同一高度的圖形連接成一個完整的輪廓。在本 研究中主要控制實體位置應顯示光照白色,而非實 體位置則顯示黑色。 完成犧牲層後既開始工件的鋪層階段,Z 軸下 降一層厚高度後,由 X 軸帶動刮刀將新的漿料鋪 上,如圖 4(d)。等待漿料中的溶劑揮發,使漿料乾 燥形成半固態狀,如圖 4(e)。進行光照步驟,由上 方的 DLP 投射動態光罩,如圖 4(f),讓漿料中的光 硬化樹脂對光產生化學反應,使光起始劑吸收光能 而硬化成型,並黏結漿料粉末,圖 4(f)紅色部份; 未照到光的區域仍然保持半固態狀,並有支撐工件 的功能,而不需額外建構工件的支撐結構。 118
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 完成動態光罩的生成後,即可使用程式依設定 時間顯示圖形及關閉圖形,其顯示秒數及關閉秒數 需經過曝光實驗後方可得到最佳數據。在關閉圖形 的秒數中自動化控制機台同步進行鋪層、擠料、Z 軸升降等動作,因此電腦控制需同時控制 XY 軸鋪 層機構及 Z 軸升降平台。 化時間長短的因素可分兩項,一為光敏樹脂的比 例,另一為投影機投射光的強度。本實驗使用泰仕 TES-1335 數位式照度計測量光的強度,投影機距離 成型區為 23cm,測得強度為 35KLux,而在陳[2]的 實驗機台測得為 23KLux,投影機光照強度與使用時 間長短有直接關係,內部的燈泡會隨著使用時間越 長,強度便會慢慢減弱,因此每隔一段時間必需再 量測一次。 本研究使用之 BENQ W1000+為全新的投影 機,因此光照強度較高,所以曝光時間會比陳[2]的 機台來得少,為了測試正確的曝光時間,設計了如 圖 7 所示,以 12 個試片來作光照時間的實驗,試片 大小為 20×15mm,每一試片上面標示之數字即為曝 光時間之秒數,層厚為每一層 0.02mm,共 20 層, 再對每一試片量測厚度,以總厚度最接近 0.4mm, 有一定結合強度之試片作為光照秒數,圖 8 為最後 完成之試片。本次實驗觀察光罩周圍之試片,測試 光強度較弱的光罩四周需要達到硬化且恰能結合上 下兩層的秒數,從試片中可觀察出: 1 秒:皆無法成型。 2 秒:少數成型,但無強度。 3 秒:已可成型,但強度仍不足。 4 秒:已可成型,但大部份仍有破損。 5 秒:較為穩定,少部份破損 6 秒:穩定。 7 秒:硬化稍深。 8 秒:硬化過深。 9 秒:硬化過深。 從實驗的結果可觀察出,光罩秒數為 5 秒到 6 秒是較為穩定的,故程式控制曝光時間以 5.5 秒為 設定進行光照。 圖 6 切層軟體進行實體模型切層示意 3.3 漿料調製 本研究使用之陶瓷粉末為純度 99.8%的易燒結 氧化鋁粉末,粒徑為 0.5μm;光硬化樹脂為雙鍵化 工所調製之 3DV1,主要成分為環氧丙烯酸酯樹脂 樹脂、樹脂單體、光起始劑等混合調配而成,密度 為 1.1227 g/cm3,使用一般可見光即可產生化學反應 使其硬化,不需特殊波長的光源;另加入 3D system Cibaool SI-10 UV 樹脂,密度為 1.1704 g/cm3 做為黏 結劑,受到可見光照射時會產生硬化並將周圍的陶 瓷粉末一起黏結,此樹脂為目前市售之積層製造機 台所使用之原料,需照射特定波長光源方產生硬化 反應,流動性較差且不易揮發,添加於本漿料後, 於鋪層時因甲醇溶劑尚未揮發固流動性佳,待溶劑 揮發後即呈現黏稠狀態,使漿料表面不受溶劑快速 揮發而產生裂縫,可增強生胚強度。未受光照之區 域更可藉由黏稠的漿料作為支撐,故 3S 法無須為模 型之懸臂或空孔處建構支撐。 本漿料具備流動性佳、陶瓷粉末易均勻分散於 溶劑中、快速揮發乾燥等特性,符合漿料須具備的 各種加工需求。另溶劑因需介電常數高、低黏度、 低表面張力及低沸點等特性,故選用甲醇作為溶 劑。甲醇除為漿料調製所需之溶劑,同時也適合做 為加工完成後,後處理所需之清洗生胚之溶劑。 圖 7 光照時間試片示意圖 3.4 光硬化時間測量 得到漿料的正確曝光時間,方能將上下兩層漿 料結合,且不會造成硬化過深。本 3S 研究中影響硬 119
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4.2 量測驗證 因陶瓷成品於後處理燒結時會產生收縮,故成型 尺寸需進行量測驗證,以確保成品可由縮放比進行成 品尺寸估算。本研究針對生胚及成品以 2.5D 量測設 備進行尺寸的驗證。 陶瓷生坯在經過燒結處理後,因生坯中黏結劑的 燒失與孔隙的縮小,使生坯收縮而緻密,而線收縮率 是使用 2.5D 影像量測系統量測陶瓷工件燒結前後長 寬高的變化 來計算工件的線收縮率 首先設計一長 , 。 、 寬、高為 20×20×1mm 的方塊,並製作出工件生坯, 以 2.5D 影像量測系統量測生坯的尺寸,並將此生坯 經燒結處理後再量測其尺寸,如圖 11 為試片燒結前 後之比較圖,表 2 為量測之結果,可得 X、Y、Z 三 方向的線收縮率。 圖 8 光照時間實驗成型試片 4. 成品製作與檢測 4.1 成品製作 本製程在開始製作前,需先做調配漿料及製作切 層圖檔的事前準備,在漿料經球磨 24 小時後,即可 開始進行陶瓷工件的製作;電腦端方面鋪層秒數設定 由程式控制,在 X 軸鋪料槽機構鋪完 0.02mm 層厚並 等待漿料乾燥後,即進行光罩硬化加工,以 3.4 節曝 光實驗所得秒數之中間值 5.5 秒作為光照時間之秒數, 其製作出之工如圖 9 與圖 10 所示,圖 9 可清楚看出 麻花串間的孔隙,表示本製程具有製作細微特徵之能 力,可看出雖然層與層之間黏結力高,表示本製程製 作工件之能力不拘束於任何造型。 (a) (b) 圖 11 試片燒結前後比較 表 2 尺寸變化表 長(X) 寬(Y) 燒結前 19.925mm 19.693mm 0.996mm 燒結後 16.786mm 16.359mm 0.838mm 15.7% 16.9% 15.8% 線收縮率 高(Z) 由上表可得知,尺寸收縮率平均為 16.1%,得到 此收縮率數值後,即可進行成品尺寸的估算及縮放, 如製作環中環成品需要針對原設計之尺寸嵌合可順 利置入 ,並於燒結後環與環間卡合不脫落 ,如圖 12 及 圖 13 所示。 圖 9 陶瓷微細加工成品-大麻花 圖 12 三環相扣的環中環可順暢旋轉,且不會掉出 圖 10 陶瓷微細加工成品-小麻花 120
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 8. The case study of ceramic micromachining by Solvent-based Slurry Stereolithography System 圖 13 經尺寸收縮率計算的環中環,於燒結後可緊 密結合,於小縫隙中進行轉動 Jia-Chang Wang1, Liou, Jyun-Sian2 1 Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 5. 結論 本成型結果符合了視覺化(Visualization)與可驗 證性(Verification),經計算設計的圖形可藉由積層製 造技術完整呈現外型,配合件可順利組合並流暢的滾 動,未來可展望以此技術進行更複雜的瓷器製作,如 中國清朝最負盛名的轉心瓶縮小版結構重現,此內外 兩層套合的方式分別製作並燒製。更多的加工件須以 外型適配功能(form-fit-function) 為目標,相信積層製 造技術應用於陶瓷材料中,以 3S 成型機台進行加工 件的產品外型設計,並加工製作完成後,能達到符合 預期的功能性。 Abstract Additive manufacturing technology get the first patent since 1984, has been developed over the 30 years. From the basic model to the functional product, manufacturing methods constantly breakthroughs and innovation. This case mainly discusses solvent-based slurry stereolithography (3S) system used in ceramic micro-machining. Because of ceramic materials properties is more difficult to micro-machining and molding for post-processing, this paper use by Li [1], Chen [2], Yu [3], Huang [4]’s machines to improvement. This research is focusing on the machine operation, fabrication processes and post-processing adjustments. As the result, it can get the ceramic parts up to 20μm compare with the old 3S machine. 6. 誌謝 本研究蒙國科會計畫支持(計畫編號 NSC 1012221-E-027-032) ,使本研究得以順利進行, 特此敬謝 。 7. 參考文獻 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 3DP process “,Proc. Eighth Solid Freeform Fabrication Symposium, vol. 1997, ed. D.L. Bourell et al. (Austin, TX: University of Texas Press, 1997), pp. 371-378. Formatec Ceramics. (2012, Dec). Printing Ceramics [News Release] from the World Wide Web: http://www.formatec.nl/en/information/41printing-ceramics-2.html 李耿芳,溶劑型漿料法之光硬化快速原型系統 開發,碩士學位論文,國立臺北科技大學機電 整合研究所,2010 年。 陳金源,溶劑型漿料光成型鋪層自動化技術開 發,碩士學位論文,國立臺北科技大學機電整 合研究所,2011 年。 游信樺,溶劑型漿料光成型設備鋪料槽內鋪層 系統開發,碩士學位論文,國立臺北科技大學 機電整合研究所,2012 年。 黃晨軒,溶劑型氧化鋯漿料光成型內鋪層系統 開發,碩士學位論文,國立臺北科技大學機電 整合研究所,2013 年。 黃國恩,塑膠漿料為基底之快速原型系統之開 發,碩士學位論文,國立臺北科技大學機電整 合研究所,2007。 Michelle L. Griffith, John W. Halloran, “freeform fabrication of ceramics via stereolithography,” Journal of the American Ceramic Society, vol.79, no.10, 1996, pp. 2601-2608. Jason Grau, Jooho Moon, Scott Uhland, Michael Cima. Emanuel Sachs, “High green density ceramic components fabricated by the slurry-based Keywords:Additive Manufacturing, MicroMachining, Ceramic Material 121
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 溶劑型光硬化積層製造內鋪層系統開發 汪家昌 1、李柏賢 2、黃晨軒 3 1 國立台北科技大學機械工程學系 2 國立台北科技大學製造科技研究所 3 國立台北科技大學機電整合研究所 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-027-032 型研究可分為兩個目的,一為以陶瓷材料為添加劑而 得到複合材料之工件,以增加快速原型成品之強度, 另一為希望快速原型系統可直接製作出高強度的工 件。 台北科技大學所研發的 CLF 與 CLS 系統為利用 陶瓷材料之快速原型方法,CLF 系統為使用 CO2 雷 射直接熔結陶瓷漿料形成陶瓷工件,未燒結的固態部 份自然形成支撐結構,所製作出的陶瓷工件不需經高 溫爐作燒結處理即可製作複雜外型且精度高的陶瓷 工件;而 CLS 系統的製程原理與 CLF 相同,唯雷射 能量低於 CLF ,生坯須經高溫緻密燒結方可得陶瓷工 件。 在國外 Michelle L. Griffith 與 John W. Halloran[1]將 UV 光樹脂加入陶瓷粉末與溶劑調成漿 料,使用 SLA 成型系統來製作陶瓷工件;而 Jason Grau、Jooho Moon、Scott Uhlan 等人將陶瓷材料用漿 料法導入 3DP 成型系統上,提出一個 Slurry-based 3DP 製程[2] ,利用噴頭噴塗漿料的方式來進行鋪層 的動作,並加熱等待漿料乾燥後,繼續進行下一層的 鋪層動作直到工件完成。 摘要 本文主要改良溶劑型光硬化成型(solvent-based slurry stereolithography, 3S)系統技術之缺點,過去的 研究中架設的機台已可成功的製作陶瓷工件,雖然 以供料槽式刮刀進行鋪層,使漿料於鋪層時保持在 供料槽內,使漿料得到最大利用,但由於刮刀材質 較軟,過大的下壓力使得矽膠刮刀產生變形,鋪層 面進而產生刮痕,且供料槽升降機構不易調整,前 後刮刀容易有高低差,使漿料易由供料槽內漏出, 造成製程較不穩定。在鋪層系統上,本研究以新式 供料槽式刮刀作鋪層,讓漿料能夠完全的利用;在 供料槽之升降機構,利用內六角螺絲搭配壓克力圓 棒,讓升降機構較為準確;將儲料槽改以不銹鋼材 料代替,延長儲料槽的使用壽命;在乾燥系統上, 架設熱風槍、遠紅外線燈及風扇來增加工作區域溫 度及對流性,使等待乾燥時間降低,縮短其製程時 間。 關鍵字:積層製造、陶瓷粉末、溶劑型漿料 1. 前言 3. 3S 製程原理 積層製造(AM, Additive Manufacturing)技術是利 用材料層疊進行加工,改變傳統以除料方式加工,成 為現今產品開發中的一項利器。其成型方式有利用雷 射、噴嘴、印表機噴墨頭等,材料有樹脂、塑膠和石 膏粉末等,製作出之工件各有優缺點。而上述利用雷 射或是印表機噴墨頭為成型方式之研究在國內已有 相當多研究,但以陶瓷漿料為材料的成型方式,在國 內外研究相對少數,陶瓷漿料的成型方式及材料配方 仍待改善。因為陶瓷工件比塑膠及金屬更難以用傳統 之切削方式進行加工,且不易製作高複雜度及高精密 度的產品,價格又甚為昂貴,因此可望以積層製造技 術導入製作陶瓷工件,以解決上述缺點。故本研究將 針對鋪料槽穩定性、製程時間及製作氧化鋯陶瓷工件 等三大方向來進行 3S 系統之開發及驗證。 本研究所提出的溶劑型漿料法光硬化快速原型 系統,又稱為 3S 製程,其製程原理是利用陶瓷粉末 加樹脂(3DV1 樹脂、UV 樹脂)及高揮發性的溶劑調配 成有良好流動性與揮發性的漿料,圖 1 為漿料調製示 意圖。 2. 文獻探討 3S 製程原理說明如下: 首先如圖 2(a),在成型板上鋪上數層的漿料作為 犧牲層,目的在於完成後的工件不會黏在成型板上, 可以容易的將工件清出 再以如圖 2 (b)使用風扇吹風 。 加速將漿料中的溶劑揮發,讓新鋪層的溶劑因虹吸現 象而向下層滲透,新鋪層厚度就會跟著變薄,粉末相 對變得更密集且與下層緊密結合,此時的漿料會乾燥 (a) (B) (c) (d) (e) (f) 圖 1 漿料調製示意圖 (a)Al2O3 (b)Methyl Alcohol (c)3DV1 樹脂 (d)UV 樹脂 (e)球磨處理 (f)完成漿料 目前已有許多種積層製造製程應用在製作陶瓷 工件上,主要的方式是以陶瓷粉末作為基材,使用黏 結劑或感光樹脂混合,再利用個別的成型方式來得到 陶瓷工件,其每種製程的基本原理都相類似,不同的 地方在於材料堆疊的方法及狀態。陶瓷相關的快速原 122
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 成半固態狀,而抽出的具揮發溶劑氣體將經過活性碳 濾網再排到室外。再過一段時間後,大部分溶劑會揮 發,如圖 2 (c),鋪上的漿料變得極黏稠,而接近於生 坯,有一定強度,目的就是希望未成型區不會因下次 鋪平時被刮刀刮過而破壞,所以溶劑需要選擇具有高 揮發性,揮發時間才不會太久,加快製程的時間。重 復(a)到(b)步驟,完成一定厚度且穩固的犧牲層。 接著開始工件的鋪層階段,如圖 3(a),Z 軸下降 一層厚高度後,由 X 軸帶動刮刀將新的漿料鋪上, 並等待漿料中的溶劑揮發,使漿料乾燥形成如圖 3(b) 的半固態狀。圖 3 圖(c),進行光照步驟,由上方的 DLP 投射動態光罩 切層圖像投影在黏稠的漿料上, , 希望成型的範圍亮,而未成型的範圍暗,亮處光硬化 樹脂就會因吸收光產生化學反應而硬化成型,暗處無 變化,保持類似生坯的特性,並有支撐工件的功能, 這樣就完成了第一層硬化 圖 3(d) 重復(a)到(c)步驟 。 , , 直至鋪層完成。 最後進行後處理的階段,如圖 4(a),完成後將工 件放入溶劑中進行除料,漿料硬化成型的部份不會被 溶劑所崩解,只有未硬化的部份將被溶劑所崩解,留 下已經硬化的工件。圖 4(b),把未硬化的區塊清除後 既可得到我們所需的工件生坯。圖 4(c),生坯在高溫 燒結的過程中,作為黏結劑的樹脂會被氣化而消失。 圖 4(d),燒結完成因粉末間顆粒為奈米等級,有極高 之表面積,而有高度的分子力,能產生緻密收縮,工 件因而產生較高的強度。 合之漿料,深藍色為溶劑揮發後之漿料,紅色為照光 硬化之樹脂。 4. 光罩產生 積層製造透過層疊加工的方式突破了加工輪廓 的限制,本研究中使用的動態光罩生成方式是以立體 圖檔轉存為 STL 三角網格檔後,以切層程式進行切 層,程式透過設定的厚度找出每層座標並繪出輪廓, 完成切層後輸出為圖片檔,並以程式進行條件判斷後 進行圖形切換,並以 DLP 投影至加工成型區,形成 本研究之動態光罩產生器 結合 Z 軸升降平台就可達 , 到疊層加工的目的,如圖 5 所示。 圖 5 切層與匯出程式運作示意圖 5. 氧化鋯材料特性 5.1 氧化鋯的基本性質 純氧化鋯具有三種同素異構體 (polymorphs), 分別是單斜晶相 (monoclinic)、立方晶相 (cubic) 和 正方晶相 (tetragonal) 圖 6 為氧化鋯三相的結構圖。 。 在室溫時氧化鋯為單斜晶相,當溫度高於 1170℃時 會由單斜晶相轉變成正方晶相,而正方晶相在 2370 ℃時變態為立方晶相。在相變化過程中,材料內部會 因體積急遽變化而產生缺陷,使得純氧化鋯應用上受 到極大的限制。為了解決上述問題,通常會在純氧化 鋯中加入氧化釔(Y2O3) 、氧化鎂(MgO) 、氧化鈣 (CaO)及氧化鍶(CeO)等做為安定劑,添加這些 安定劑主要目的是希望能將高溫穩定正方晶相保留 至室溫。能改善氧化鋯材料的破裂行為,形成高韌性 且高強度的材料。 圖 2 建立犧牲層 圖 3 疊層加工 圖 4 後處理 圖 6 氧化鋯三相結構圖[3] 註:橘色為陶瓷粉末,淺藍色為光硬化樹脂與溶劑混 123
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- UV 光硬化樹脂 5.2 氧化鋯漿料分散劑含量之流變性實驗 良好的漿料必須具有最低黏度、高固含量與穩定 的分散性等。當使用微細粉末調製漿料時容易發生粉 末團聚,需要加入更多的溶劑及分散劑來稀釋漿料, 但溶劑在漿料中的比例過多將會減低其固含量,因此 分散劑含量的多寡將影響漿料的分散性,所以本節將 研究分散劑含量對漿料流變性的影響,再以最低黏度 的漿料調製出高固含量及穩定分散的漿料,並以此做 為之後鋪層所需漿料的依據。 本研究使用醇類專用分散劑做為釔安定氧化鋯 漿料的分散劑,在相同固含量濃度條件下,添加不同 含量分散劑,量測其黏度值,黏度越低,表示該漿料 的分散性質較好。實驗流程將0.25 wt%、0.5wt%、 0.75wt%、1wt%、1.25 wt%、1.5 wt%、1.75 wt%、2 wt% (相對於溶劑)的分散劑,加入10g的甲醇中,再緩緩加 入50g的釔安定氧化鋯粉末,將均勻攪拌好的氧化鋯 漿料進行球磨24小時,藉由球磨瓶內的研磨介質不斷 撞擊漿料使其達到均勻分散效果,並讓粉末表面完整 披覆分散劑。在相同固含量的氧化鋯漿料中添加不同 含量的分散劑,量測結果其分散劑含量對黏度之關係 如圖7所示。從圖中可看出在分散劑含量在1wt%時黏 度到達最低,隨著分散劑的添加量增多,黏度有緩慢 上升的趨勢,而添加至1.5wt%以上黏度大幅上升,推 測分散劑含量在1.5wt%時已達完全飽和狀態, 使過多 未吸附的聚合物存在於粒子表面,導致凝聚,造成黏 度大幅提升。 10.2% 6. 製程設計及後處理 6.1 鋪料系統設計 新供料槽之設計主要是以壓克力為材料 在供料 , 槽之升降機構上,利用內六角螺絲搭配螺帽當作導 螺桿,並以 4 根壓克力圓棒當作導軌提供支撐,使 料槽升降機構較為準確,降低前後刮刀之高低差。 並設計將出料口之儲料槽改以不鏽鋼材料代替,延 長儲料槽的使用壽命。 在輸入漿料部分採用雙接頭, 目的在於使槽體內之漿料不會因壓力過大而滲出, 擠料時間過長時可由另一管接頭回流至遮光瓶中, 使漿料可以得到最大之利用,圖 8 為組裝完成之鋪 料槽實體圖。移動刮刀之設計為了能提供良好的氣 密性,選用軟矽膠材料,將側邊改以圓弧形來製作 可使摩擦力減少,馬達不容易失步,漿料在供料槽行 進中封閉更完全。為了使鋪層面更平順光滑,將前後 刮刀之距離縮短改為 15mm,減少前後刮刀之高度誤 差。而矽膠刮刀為彈性軟材料,為了改善因下壓力產 生之變形,將刮刀的高度縮短為 1mm,如圖 9 所示, 使得刮刀具有一定之硬度,使用時也不容易磨損, 增加矽膠刮刀使用壽命。本研究加工平台之設計為了 使鋪層效率更高,直接改以鐵氟龍板取代,鐵氟龍材 料有自潤滑、不沾黏、抗各種溶劑的特點,且材料摩 擦係數極低,一方面可以減少矽膠移動刮刀與底面的 摩擦力,使鋪層更平順,另一方面可以避免漿料沾黏 於加工板上,減少漿料的浪費。新鋪料槽之鋪層情形 如圖 10 所示。 2800 2600 黏度(mPa · s) 5% 2400 2200 2000 1800 1600 0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5 1.75 2 分散劑含量(wt%) 圖 8 鋪料槽實體圖 圖 7 分散劑含量與黏度關係圖 5.3 漿料之調配 本研究使用的漿料成份為陶瓷粉末與高揮發性 溶劑,並以光硬化樹脂作為黏結劑,將氧化鋯陶瓷粉 末、溶劑、可見光硬化樹脂、UV 光硬化樹脂及分散 劑依表 1 混合調配合成,將以上五種材料與氧化鋯珠 放入遮光瓶使之混合,並置於球磨機上滾動,藉由氧 化鋯珠來使氧化鋯粉、甲醇、樹脂能夠均勻的分散, 經過 24 小時的攪拌後即可完成漿料的調製。 1m 15m 圖 9 矽膠刮刀模具 表 1 漿料配方之重量百分比與體積百分比 重量百分比 體積百分比 氧化鋯粉 72% 28.7% 甲醇 13% 39.6% 可見光硬化樹脂 10% 21.5% 124
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 進行下料的動作,完成後並進行光罩,合計一層之層 厚共 0.02mm,之所以來回鋪層後才進行光罩,是因 為考慮到鋪料槽兩邊軟刮刀可能不平行,因此以來回 的方式,讓層厚只由一邊刮刀來決定,達到可重復性 的目的,光罩完成後再回到第一步驟,直到完成所有 鋪層。 圖 10 新鋪料槽之鋪層情形 6.2 乾燥系統 製程上除了在 X 軸移動平台兩側架設風扇來增 加對流性,為使製程時間縮減,多架設了加熱系統增 加工作區域溫度使乾燥時間更迅速,選用之加熱設備 為熱風槍與 100W 遠紅外線陶瓷加熱燈泡照射來提 供均勻分布的熱源,圖 11 為加熱系統組裝實體圖。 一般遠紅外線燈波長為 8,000~14,000nm,屬於紅外 線的波長範圍,位於可見光光譜紅色光的外側,為不 可見光,使用時不會使樹脂產生反應,而利用輻射能 的方式直接照射於加工區域上,使熱能不會因兩側的 風扇吹散而流失,保持工作區域一定之溫度。原先之 機台鋪完一層的時間約為 70 秒,而經由乾燥系統的 架設,使一層時間縮短為 45 秒,節省 1.6 倍的時間, 明顯提升整體製程效率。 圖 12 鋪層動作流程圖 6.4 生胚燒結處理 尚未經過緻密燒結的陶瓷生坯強度很低,藉由高 溫燒結處理後的陶瓷工件,具有高緻密度與高強度的 特性。為了避免試片燒結後產生翹曲,將以緩慢升溫 與均勻加熱方式來進行試片燒結,燒結溫度的設定如 圖 13 所示,初始溫度設定為 40℃,以 2℃/min 作為 升溫速率加熱至 600℃恆溫 1 小時,將生坯中的黏結 劑完全燒失,再以同樣升溫速率加熱至 1450℃恆溫 6 小時讓氧化鋯顆粒有足夠時間收縮結合,最後在爐 中慢慢冷卻至室溫即可完成陶瓷工件的緻密燒結處 理。 圖 11 加熱系統組裝實體圖 6.3 控制流程 將鋪層所需要的動作照順序並將其設定成一個 按鍵,此按鍵即可完成每層自動鋪層的動作,其鋪層 動作流程如圖 12 所示,首先鋪料槽前進鋪層(層厚 為 0.01mm ) 待 乾 燥 後 鋪 料 槽 後 退 鋪 層 ( 層 厚 , 0.01mm) ,待漿料完全乾燥後,開啟蠕動幫浦開關來 125
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 14 三點抗彎示意圖 6.6 成型結果 本製程在開始製作陶瓷工件前,需先做調配漿料 及製作切層圖檔的事前動作,在漿料經球磨 24 小時 後,即可開始進行陶瓷工件的製作;電腦端方面鋪層 動作流程如圖所示,在 X 軸鋪料槽機構鋪完 0.02mm 層厚並等待漿料乾燥後,即進行光罩硬化加工,以光 照時間 7 秒作為光照時間之秒數,照射完成後就再進 行下一層漿料的鋪層 如此重複動作 直到工件完成, , , 完成所有層數後,將成型板利用工具將生坯從基板上 取下,用溶劑把在工件周圍的廢料給清除乾淨即可得 到我們要的陶瓷工件生胚,最後將生胚經過高溫緻密 燒結就可以得高緻密的陶瓷工件。從圖 15 中可以看 出牙釘的細微的螺紋特徵都可以完整製作出來;圖 16 為獅子的陶瓷工件,並將氧化鋁與氧化鋯之工件 作一比較,可看出氧化鋯材料具有些微透光之特質。 圖 13 加溫曲線圖(2℃/min) 6.5 試片燒結之精度量測 在線收縮率方面,為量測生坯經燒結處理前後的 尺寸,根據其尺寸的變化可得 X、Y、Z 三方向的線 收縮率為 22.7%、22.6%、22.5%,如圖 13 為試片燒 結前後之比較圖。 (a)試片燒結前 (b)試片燒結後 圖 13 試片燒結前後比較 在密度量測與體收縮率量測方面,是利用電子式 比重天秤以阿基米德原理,量測工件重量與水中重量, 來求得工件的密度與體積,再將量得的密度除以氧化 鋁的理論密度(6.05g/cm3)即可得工件的緻密度,其燒 結後之陶瓷工件的緻密度為 94.58%,未燒結的生坯 緻密度為 50.01%,體收縮率為 53.5%。 在三點抗彎實驗方面,氧化鋯試片規格長、寬、 厚燒結完成後尺寸平均大小 26.83 × 2.256 × 1.05(mm),以燒結後之試片來進行測試彎曲強度,如 圖 14 所示為三點抗彎原理示意圖 抗彎強度(Flexural 。 Strength)計算公式如(6.1)式所示。本實驗量測得的抗 彎強度最高為 752.03Mpa,平均約為 701.29Mpa。 抗彎強度:S 3𝑃𝐿 = 2𝑏ℎ2 圖 15 牙釘工件成品 (a)燒結前之獅子陶瓷生胚 (6.1) (P:最大負載,L:跨距,b:試片寬度,h:試片高度) (b)燒結後之獅子工件 126
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 3. M. P. Albano and L. B. Garrido, "Influence of the slip composition on the properties of tape-cast alumina substrates," Ceramics International, vol. 31, no. 1, 2005, pp.57-66. The Development of In-Tank Casting Used in solvent-based slurry stereolithography Additive Manufacturing system Jia-Chang Wang1, Po-Hsien Li2 Chen-Shang Huang3 1 Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 3 Institute of Mechatronic Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei (c)燒結後氧化鋁與氧化鋯之獅子陶瓷生胚 圖 16 獅子工件成品 7. 結論 本研究針對溶劑型漿料法光成型設備鋪料槽內 鋪層系統之積層製造機台進行鋪層機構的改善、製程 穩定性之提升並縮短整體製程時間,將原先機台存 有的缺點找出並改進,最後使用氧化鋯陶瓷於積層製 造製程中,製作出陶瓷工件,並檢測氧化鋯陶瓷試塊 的各項性質。本研究有以下之特點: 1. 設計新鋪料槽機構,使升降機構較為準確。刮刀 設計將高度縮短為 1mm,改善因下壓力產生之 變形,減少表面刮紋的產生。鋪設鐵氟龍板,減 少矽膠刮刀與底面的摩擦力,提高工件製程上的 良率。 2. 乾燥系統上,架設熱風槍、遠紅外線燈及風扇來 增加工作區域溫度及對流性,與原機台相比節省 了 1.6 倍的時間,明顯提升整體製程效率。 3. 由漿料黏度實驗結果顯示,1μm 釔安定氧化鋯漿 料添加分散劑含量為 1wt%,具有最低黏度與最 佳的分散性質。 Abstract This research is focusing on the improvement the slurry coating performance of the Solvent-based Slurry Stereolithography (3S) system. The existing machine set up has been proved to be able to produce ceramic parts automatically. The in-tank slurry coating mechanism has been developed, but the silicone scraper on coating mechanism will be deformed under paving process. Deformed scraper will scratch the top surface of the platforms when moving. The existing machine’s scraper is not only difficult to adjust the suitable height, but also having leakage problem. The new scraper mechanism adds hexagonal screws and rod to adjust the expertise height. The material of the slurry tank has also been replaced to stainless steel to bring the strength. New drying system contains the heat gun, infrared lamp and fan, is used to increase the build platform’s temperature and air convection. As the result, it can save 36% process time compare with the old 3S machine. 8. 誌謝 本研究蒙國科會計畫支持(計畫編號 NSC 101-2221-E-027-032),使本研究得以順利進行,特此 敬謝。 9. 參考文獻 1. 2. Michelle L. Griffith, John W. Halloran, “freeform fabrication of ceramics via stereolithography,” Journal of the American Ceramic Society, vol.79, no.10, 1996, pp. 2601-2608. Jason Grau, Jooho Moon, Scott Uhland, Michael Cima. Emanuel Sachs, “High green density ceramic components fabricated by the slurry-based 3DP process “,Proc. Eighth Solid Freeform Fabrication Symposium, vol. 1997, ed. D.L. Bourell et al. (Austin, TX: University of Texas Press, 1997), pp. 371-378. Keywords:Additive Manufacturing, Ceramic, Slurry, 127
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 工具機光學式誤差檢測系統 覺文郁 1、卓信鴻 1 、黃學良 1、邱俊瑋 1 1 國立虎尾科技大學自動化工程系 國科會計劃編號:NSC 101-2221-E-150-002-MY3 償,可以測得三軸之線性的精度。可補償系統的體積 誤差,特別是角運動誤差,也適用於五軸機床 。 卓明震[8]於 2012 年提出循跡誤差補償系統,能 夠把加工時切削路徑和指令路經之間的動態輪廓誤 差補償。 王志雄[9]於 2012 年研製出三軸工具機的阿貝誤 差補償器,結合了控制器和多角度感測器構成回饋補 償系統,再已量測的誤差做阿貝補償,定位誤差有效 提升 80%以上,工具機精度大幅改善。 陳冠吾[10]於 2013 年發展出一套長行程幾何誤 差量測系統,長達 4 米的量測範圍,水平方向、直線 度與垂直度都擁有高精度,工具機的組裝精度有效提 高。 徐紹洋[11]於 2013 年開發單軸多自由度量測系 統,針對線性平台位移時所產生之多自由度誤差建構 系統。經過廠商現場機台驗證,其自由度誤差包含水 平直度、垂直直度、俯仰度、搖擺度、滾動度、直線 精度和角度精度。 黃緯辰[12]於 2013 年研發角度定位量測系統 除 , 經自動視準儀驗證外,且與廠商進行其自行檢測之誤 差資料做比對,並經由本系統對旋轉軸進行角度定位 補償量測的誤差值。 綜合上述,本文亦以低成本高效率為考量開發出兩套 光學式工具機誤差檢測系統:機台定位量測系統、主 軸量測系統用於校正與提升工具機之定位精度與主 軸旋轉精度。 摘要 近年來隨著新產品的研發趨勢,均朝向輕薄短小 發展,因此諸如面板、航太、汽車與土木等產業,對 於高精度的工具機的需求,更是與日俱增。大多使用 雷射干涉儀做各軸校正,其消耗時間多且成本亦相當 昂貴,因此設計光學式誤差檢測系統來同時量測三軸 工具機的定位性能和主軸旋轉的精度。 結果為 X 軸定位精度達到±4μm 之內、Y 軸定位 精度達到±4.5μm 之內和 Z 軸定位精度±2μm 之內。 主 軸轉速實測與機台輸入值差距±50rpm。主軸每下降 1mm,其偏心半徑增加 10μm,wobble 角為 0.57 度。 關鍵字 :定位性能、主軸轉速、偏心、wobble 角。 1. 前言 目前對於工具機檢測標準主要遵循 ISO-230 之 規範,而各廠商主要使用雷射干涉儀作為校正儀器, 但雷射干涉儀價格昂貴且一次僅能做單軸校正,因此 近年來有許多文獻針對此問題進行相關研究: Ni 等人[1]於 1995 年提出 CMM 即時誤差補償系 統,是基於三個雷射光學的自由度測量系統,且用雷 射干涉儀系統個別驗證,可進一步提高補償效果。 Pahk 等人[2]於 1997 年發展出一套體積誤差模 型,分析 XY、YZ 與 ZX 三個正交平面上的 Ball Bar 量測數據建構圖,可得到多軸工具機的定位、直線度 和角度的誤差。 陳俊仁[3]於 2003 年提出使用雷射四象儀系統, 建立旋轉軸量測與平板量測系統。其兩系統特點在於 雷射光源具有內建電源,當它架設於旋轉軸上,不具 繞線問題,並已完成軟體的建立,架設容易成本低, 前著精度可達 0.5μm,後者精度可達 1μm。 Zhang 等人[4]於 2010 年提出雙 PSD 補償法。成 功補償在不同溫度下的變化,因此誤差消除了,讓實 用性也更廣闊。 You 等人[5]於 2011 年提出光線飄移補償直度誤 差測量方法,從雷射光線的些許因素為啟,理論分析 光線飄移對直度誤差測量的影響,提高直線度誤差的 準確性。 Yang[6]於 2011 年開發直度誤差的無線測量系 統,建立在二維 PSD 上的設計,能夠測量多邊型的 線性誤差。其特點可結合直度測量儀器,如水平儀、 自動視準儀。 Soichi 等人[7]於 2012 年提出補償工具機體積誤 差的方法。工件之製成的成敗因素,可由棱角的精度 來分辨,此方法是觀察角度或傾斜誤差運動數值補 2. 系統架構 2.1機台定位量測系統 此系統由一支雷射二極體、二個反射鏡、兩個位 置感測器與二個分光鏡所組成。雷射二極體與第一組 夾具固定於角架上,第二組夾具鎖上磁性座吸附於主 軸,架構如圖 1。 2.2 主軸量測系統 本系統由一支雷射二極體、一個位置感測器組 成。 夾具內裝三顆 3V 電池,前端可調整雷射二極 體的偏擺角度,後端為口徑 28mm 的圓柱,以利裝備 在主軸上 測量。用於量測主軸轉速、主軸偏心和 wobble 角,架構如圖 2。 3. 系統原理與誤差分析 3.1 PSD 位置感測器原理 PSD是屬於光電二極體的其中一個元件,光電二 128
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 極體是種會反應高能量粒子及光子的半導體元件。一 般依量測維度有分成1D及2D,而依半導體架構又區 分為SPOT segment、Dual lateral、Tetral lateral 三種。 三種各有其適用的特性存在,特性為表1,目前使用 精度最高雜訊最小的SPOT segment。 低擺設誤差的影響。 4. 量測數據 4.1 穩定度測試 穩定度測試可用於判斷系統之準確性,本文檢測 系統之 5 分鐘、10 分鐘的穩定度測試結果,如圖 6、 7 所示 。經過 K 值換算得 PSD1 穩定性為±7μm ,PSD2 為±2μm。 Segment PSD’s 位置計算法 2 此種PSD的實體為圖4,量測範圍分別為20 mm 2 和 10 mm 。訊號處理電路如圖3所示,其光電位置計 算公式如(1)、(2)所述: X  Y ( A  D)  ( B  C ) A BC  D ( A  B )  (C  D ) A BC  D 4.2 三維空間定位檢測 本文定位檢測主要測量工具機的運動誤差,本實 驗路徑規劃為一 5mm 立方體,X、Y、Z 軸各 9 點, 總和為 27 點。實驗結果顯示機台之 X 軸定位精度位 於±4μm 之內、Y 軸定位精度位於±4.5μm 之內和 Z 軸 定位精度位於±2μm 之內,數據整理如表 2 所示。 (1) (2) 4.3 機台主軸量測 4.3.1轉速量測 主軸的轉速是加工重要的步驟,每座機台的精度 也隨之不同,所以測量轉速是加工前必需的一環。圖 8 為轉速 500 rpm 的 X、Y 單軸週期,計算出的實際 轉速是 422rpm,圖 9 為轉速 1000 rpm 的 X、Y 單軸 週期,實測則為 960rpm。 4.3.2 Wobble誤差量測 當主軸在旋轉所產生的wobble角,在速率越大時 會 更為 突顯 。本系 統可 藉由 PSD的距 離變 化 量測 Wobble角誤差,實驗行程設定為5mm,每下降1mm, 其偏心半徑增加10μm,wobble角為0.57度,結果如圖 11。 4.3.3主軸進給性能 主軸在運作時,進給率的精度影響其對工件的加 工深度,理想的情況為高低速的重複性為每次相同, 然而實際量測則否,高速甚至存在慣性,只能依靠來 回距離的差異量,作出精度參考的據數,結果顯示解 析度可達1μm,重複精度達±2μm,數據整理如表3。 3.2 PSD 擺設誤差分析 PSD 擺設誤差對於檢測系統的影響,並透過數 學模式的建立,提出一種降低PSD 擺設誤差影響的 方法(半反向法)。 3.2.1 數學模型建立 本數學模型以極座標來表示(圖5),當PSD 擺設 沒有誤差時,則PSD所讀取到的X、Y 軸訊號如下所 示: X = r (θ) cosθ (3) Y = r (θ) sinθ (4) 但是一旦PSD有如圖5的擺設誤差時 則PSD所讀取到 , 的X、Y 軸訊號會變成: X′= r (θ) cosθ/ cos α (5) Y′= r (θ) sinθ/ cos β (6) 由數學模型,可以瞭解一般的反向法,並不適用PSD 的擺設誤差消除。 3.2.2 半反向法 此方法可降低擺設誤差。由(7)式可瞭解,使用半 反向法後,可將餘弦誤差縮小,並將餘弦誤差與旋轉 軸角位置分離,因此PSD 所擷取的每一點具相同比 例的餘弦誤差。 r22 ( )  X 22  Y22 1 1   1  cos   cos     r 2 ( )   1 1 1 1     2  2  cos  cos  cos 2     4  cos  5. 結論 本論文設計二套光學式檢測誤差系統,第一套為 測量機床和主軸的線性精度,第二套為測量旋轉軸的 偏心量與 wobble 角,能以較干涉儀省時且省力的量 測方式,完成三軸工具機的定位與旋轉誤差檢測。 X 軸定位精度位於±4μm 之內、Y 軸定位精度位 於±4.5μm 之內和 Z 軸定位精度位於±2μm 之內。 主軸轉速實測與機台輸入值差距±50rpm 主軸每 。 下降 1mm,其偏心半徑增加 10μm,wobble 角為 0.57 度。 (7) 把  跟  分別以 0、0.5 和 1 代入(7)式,確認得到以 下結論, 1、假如PSD擺設時明顯有一軸偏擺較度很大,則半 反向法將可以有效縮小擺設誤差的大小。 2、假如PSD的X方向與Y方向的偏擺角度接近,則半 反向法的效果不佳。 3、半反向法無法完全消除擺設誤差,只可以達到降 6. 誌謝 感謝覺文郁老師和黃學良博士的細心指導,還有 研究室學長姐與同學們的陪同,讓本文能順利完成。 129
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 7. 參考文獻 尾科技大學自動化工程系,雲林、台灣,2013。 1. P. S. Huang and J. Ni, On-line Error Compensation of 8. 圖表彙整 Coordinate Measuring Machines, Int. J. Mach. Tools Manufac., Vol. 35, pp.725-738, 1995. 2. J. P. Heuj, S. K. Young, H. M. Joon, A New Technique for Volumetric Error Assessment of CNC Machine Tools incorporating Ball Bar Measurement and 3D Volumetric Error Model, International Journal of Machine Tools & Manufacture., Vol. 37,No. 11,1997. 3. 陳俊仁,使用雷射四象儀檢測精密機具性能,碩 士論文,國立成功大學機械工程系,台南、台灣, 圖 1.架構示意圖 2003。 4. L. L. Zhang, C. T. M, X. Du, P. He, J. Lv, M. Wang, Study on Compensation Method of Circumstance Temperature of PSD, Ha Er Bin Shang Ye Da Xue Xue Bao., Vol. 26,No. 4,pp. 430-432, 2010 5. F. L. You, Q. B. Feng, B. Zhang , Straightness Error Measurement Based on common-path Compensation for Laser Beam Drift, Optics and Precision 圖 2.架構示意圖 Engineering., Vol. 19, No. 3,pp. 515-519, 2011 6. L. Yang, A measuring instrument for angle based on invariant optical path and autocollimation principle., IEEE, No. 4,pp. 44-47, 2011 7. S. Ibaraki, W. Knapp, Indirect Measurement of Volumetric Accuracy for Three-Axis and Five-Axis Machine Tools: A Review, Int. J. of Automation Technology, Vol. 6, No. 2, Kyoto, 2012 8. 卓明震,應用雷射四象儀檢測工具機循跡誤差, 碩士論文,國立虎尾科技大學自動化工程系,雲 圖3.Segment PSD’s 訊號處理示意圖 林、台灣,2012。 9. 王志雄,三軸數控工具機阿貝誤差補償器之研 製,碩士論文,國立台灣大學機械工程系,台北、 台灣,2012。 10. 陳冠吾,長行程幾何誤差量測系統開發,碩士論 文,國立虎尾科技大學自動化工程系,雲林、台灣, 2013。 (a)40 mm 11. 徐紹洋,單軸多自由度量測系統設計開發之研 2 (b)20 mm 圖4.PSD實體圖 究,國立虎尾科技大學自動化工程系,雲林、台灣, 2013。 12. 黃緯辰,工具機分度盤角定位量測系統,國立虎 130 2
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 5.PSD 擺設誤差模型 圖 9 旋轉軸量測系統所擷取的 X、Y 軸訊號 圖6.PSD1位置感測器 圖 10 不同高度之下所量取的旋轉軸訊號 圖7.PSD2位置感測器 圖 11 在不同高度時旋轉軸誤差訊號長短軸大小變化 表1 PSD比較表 Segment Duo-later Tetra-lateral ed PSD’s al PSD’s PSD’s 0.1μm 0.5 μm 2.5 μm Response time Low Normal Faster Dark Current Low High Normal Non-linearity Low Low High Resolution 圖 8 旋轉軸量測系統所擷取的 X、Y 軸訊號 131
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 2 定位檢測測試結果 -2.5mm X 7.631 Y 3.707 -1.517 1.171 8.474 Y 5.363 -2.5mm -2519.99 2.066 1.579 1.416 Z 3.552 2.5mm 2518.121 2.381 1.866 X 8.696 X 5.395 8.591 3.390 2.399 Y 3.777 Y 5.664 -2.5mm -2515.24 5.671 4.192 5.942 Z 3.742 Z 8.085 2.5mm 2521.758 -2.715 2.092 4.770 X 2.258 X 1.872 6.355 -0.923 0.664 Y 5.767 Y 6.272 Y 4.447 -2.5mm -2519.89 3.681 2.604 2.089 Z 7.075 Z 1.397 2.5mm 2537.559 -2.339 1.830 2.651 X 3.095 X 7.880 7.113 -1.071 0.850 Y 6.408 Y 4.050 Y 8.988 -2532.36 -2.499 1.767 4.355 Z 0.509 Z 2.375 5.020 X 4.244 X 6.197 Y 7.530 Y 6.508 Y 6.136 Z 5.182 Z 3.059 Z 8.800 X 3.593 X 4.408 X 8.389 Y 9.268 Y 5.009 Y 8.045 Z 3.765 Z 4.138 Z 4.829 X 8.015 X 5.799 X 5.594 Y 8.444 Y 6.686 Y 3.175 Z 1.840 Z 4.850 Z 5.316 X 2.611 X 7.941 X 6.948 Abstract Y 7.125 Y 7.064 Y 4.196 Z 3.920 Z 5.359 Z 3.134 X 3.882 X 3.939 X 4.416 Y 8.947 Y 4.753 Y 5.827 Z P21 Z 6.570 X X P20 5.082 1.778 Z P19 3.414 -2.493 X P12 Y 2522.863 Z P11 4.610 7.098 Z 3.364 Z 1.882 In recent years, the development of the product is tended to small size. Thus, for requirement of machine tool based on high accuracy are widely be applied in the industries, such as panel, aerospace and car manufacturing industry. Mostly using a laser interferometer calibration for each system, it consumes more time and the cost is also quite expensive. Therefore, the development of an optical measurement system for machine tool error are simultaneously measure the three-axis machine tool positioning capability and precision of the spindle rotation. Results showed that the positioning accuracy can be arrived within X-axis ±4μm, Y-axis ±4.5μm and Z-axis ±2μm. Spindle speed measured machine values of the difference ± 50rpm. Each drop spindle 1mm, eccentric radius increases 10μm and wobble angle of 0.57 degrees. P4 P5 P6 P13 P14 P15 P22 P23 P24 P7 P8 P9 P16 P17 P18 P25 P26 P27 F1000 1.908 X P10 3.937 Z P3 X X P2 Y Z P1 3.356 -2.498 2.5mm 重複性(μm) -2529.01 F1500 F4500 F6000 -1.574 1.264 -2516.17 1.956 1.421 2515.225 -7.288 5.153 7.137 2.164 1.539 -2.5mm -2507.23 -5.427 4.071 2.5mm F500 6.289 2.5mm F300 4.003 -2.5mm F50 5.655 2538.965 -2.097 1.666 6.789 2.512 0mm Wen-Yuh Jywe 1, Hsin-Hong Jwo1,Hsueh-Liang Huang 1,Chun-Wei Chiu1 1 Department of Automation Engineering, National Formosa University,Yunlin (μm) 2523.219 0mm Development Of An optical measurement system for machine tool error 標準差 (μm) 2.5mm 最大誤差 0mm -2.5mm 表 3 各進給率的誤差量 深度(μm) 0mm 1.839 0mm 0mm 0mm Keywords:Position performance, Spindle speed, Eccentric, Wobble angle 132
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 田口方法應用於轉向軸之旋鍛製程研究 嚴孝全1、韓家和2、許孟軒2、韓麗龍1 1 國立台北科技大學機械工程系 副教授 2 國立台北科技大學製造科技研究所 研究生 1. 摘要 1993 年 Joseph P. Domblesky 等人[2]利用 2D 有 轉向軸是以旋鍛製程來完成齒形的加工,旋鍛完 限元素法模擬,大管件徑向鍛造,結果發現等效應變 成後的轉向軸與對手件常發生組立不順的問題。本研 與應變率容易受軸向進給速率影響。 4 究利用田口方法之L 9 (3 )直交表,有系統的變更製程 2006 年 A. Taherizadeh 等人[3]由機械性質與金 參數,如:打擊方式、主軸轉速、送料速度、與停留 相變化觀察,得知旋鍛製程後管材的機械性質增強與 時間。轉向軸是以旋鍛機實際鍛打試片,進行品質特 金相組織均勻化。 性量測與製程參數優化。研究結果顯示,影響S/N比 2007 年 Seong Joo Lim 等人[4]以進給速度及直徑 最顯著的控制因子為送料速度與停留時間。優化後的 縮減率為主要參數,實機實驗尋找最佳成形參數,結 製程參數為送料速度 2.5 mm /sec、停留時間為 0.15 果得知在成形速度越快與直徑減縮率越大時均會造 秒。經由優化製程參數之後,可以有效改善轉向軸的 成尺寸偏差會增大。 組立問題。 2009 年 Seong Joo Lim 和 Chi-Hwan Lee 等人[5] 4 關鍵詞:轉向軸、旋鍛製程、田口方法、L 9 (3 )直交 是使用四片模旋轉鍛造機進行實驗研究,得知可藉由 表、S/N比 進給量和直徑減縮量調整來達到直徑尺法之準確 性,且加工後表面粗糙度優於加工前。 2. 前言 3.2 旋轉鍛造成形 汽車是現代日常活動中,不可或缺的交通工具。 汽車產業非常著重產品的安全性,並確保產品的性 能。每一項零件都必須經過嚴格的安全檢測,從不斷 的測試與修正,達成安全第一之目標,因此開發週期 長。從規畫起始至正式量產,經過制訂規格、原型設 計、材料選用、產品試作、單品性能評價、問題點修 正、總成性能評價、原型車組裝、可靠度測試、耐久 測試與法規驗證等相關流程,開發時間大約需要經過 2 至 3 年。 旋轉鍛造用於生產實心軸、空心階級軸與管件、 旋轉鍛造簡稱旋鍛,1946 年起源於奧地利,1960 年第一台徑向鍛造機問世至今,旋轉鍛造可生產實心 軸或空心階級軸,常應用於管件、軸件及相關管材與 圓棒加工。軍事上則應用於槍管膛線、砲彈等,相較 於切削加工該製程幾乎為無屑加工,幾乎所有的金屬 材料皆可以通過旋轉鍛造加工形成,旋轉鍛造具有相 當高之經濟性與量產性[6]。 旋鍛成形機結構由外環、主軸、凸點塊、滾子、 軸件及相關圓棒加工。本研究在探討汽車用轉向軸之 主軸、斜板與旋鍛模具所組成,圖 1 所示為旋轉鍛造 旋轉鍛造製程,利用田口方法之L 9 (34)直交表,針對 製程的原理與機構示意圖。 不同的旋鍛製程參數,從田口實驗設計的方法中進行 分析比較,找出最佳的製程參數。 4. 研究方法 3. 文獻探討 4.1 田口實驗方法 3.1 文獻回顧 本研究使用L 9 (34)直交表,於旋鍛機實際鍛打試 1992 年 Eberhard Rauschnabel 與 Volker Schmidt 片,進行製程參數優化。旋鍛製程的參數包含四個控 等人[1]說明旋轉鍛造的優勢和主要加工原理 機構部 、 制因子,包含: 位名稱與加工法種類,且說明旋轉鍛造大量應用於汽 控制因子 A:打擊方式 (2 個水準) 車轉向軸生產之優點與特色。 133
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 5.2 品質特性反應表與反應圖 控制因子 B:主軸轉速 (3 個水準) 控制因子 C:送料速度 (3 個水準) 先使用 S/N 比降低品質特性變異,接續要將品質 控制因子 D:停留時間 (3 個水準) 特性移至目標值,因此針對品質特性進行分析,在變 異分析前,同樣將本實驗的品質特性的反應值與反應 其中因子A(打擊方式)含有 3 個虛水準,配置在 第 7、8、9 的三組實驗當中,配置後的L 9 直交表以及 表建立,便於優化過程的控制因子與水準選擇,品質 因子的水準值如表 1 所示。 特性因子反應表 如表 4 所示,將反應值使用圖形來 表示如圖 5 所示。 4.2 品質特性與理想機能 5.3 控制因子分類 旋轉鍛造後之轉向軸,利用花鍵塞規為組立之對 進行製程優化前,將控制因子分類使優化有系統 手件,如圖 2 所示。花鍵塞規與轉向軸組合時,塞規 之外露長度即為品質特性(單位:mm),使用L y 代表 性改善: (1) 用來將變異縮小與最大化 S/N 比。(2) 調 此品質特性,如圖 3 所示。 整品質特性平均值至目標值而不改變品質特性變 異。(3)對 S/N 與品質特性都不具影響,用於降低成 花鍵塞規之外露長度L y,希望越小越好,所以其 理想值為 0,因此理想機能為「望小」的特性。望小 本。以上述三類因子進行第一階段製程參數優化,第 特性的S/N比則由(1)式所示 [7]。 一階段控制因子分類如表 5 所示。 S/N = -10 log( y 2 + S 2 ) 5.4 製程參數優化 (1) 由 S/N 比與品質特性的反應表、反應圖進行參數 4.3 品質特性與理想機能 優化設計,製程優化參數組合如表 6 所示。 砂輪切割機裁切預觀察工件部位如圖 3.6 所示, 因子 B 於水準 1 主軸轉速 9500 rpm 機台產生 鑲埋後使用研磨拋光機將試片經過粗磨與細磨使表 劇烈震動,考量製程穩健性與機台壽命,因此 面平坦後,再使用拋光棉與氧化鋁粉將試片拋光至表 使用水準 2 及 B2 主軸轉速 8500 rpm。控制因 面光亮無刮痕,可進行試片腐蝕,方便觀察觀察金屬 子優化的成形條件結果如表 6 所示。 流線與硬度試驗。本實驗使用 JC-IMAGE SV-210 實 (a) 第 1 類因子(S/N 最大化) 體投影機,用於觀察金屬鍛流線。 圖 4 中,因子 C 與 D 使 S/N 比最大化,做 為優化條件水準,分別 C1 與 D1 各別為送料 速度(2.5 mm/s)與停留時間設定為 0.15 sec。 5. 結果與討論 (b) 第 2 類因子(品質特性最小化) 圖 5 中,因子 A 選 A1(打擊方式設定為推打)。 各組實驗之量測結果經濟算平均值 y 、標準偏差 (c) 第 3 類因子(降低實驗成本) S 與 S/N 比,如表 2 所示。 5.1 S/N 比的反應表與反應圖 5.5 確認實驗 將直交表與各因子間 S/N 值進行反應分析,計算 表 7 與表 8 分別為原始製程與第一階段優化參數 每個因子在各水準下之 S/N 比的反應值,S/N 比因子 實驗數據,(2)式為預測值計算公式,S/N 比的預測值 反應表 如表 3 所示。S/N 比表示品質特性的變異程 計算如(3)式所示,(3)式的計算只考慮重要因子 C 與 1→ 2 度,S/N 愈大表示標準偏差愈小,其中 E A D。由實驗得知原始製程參數 S/N 值-19.3 dB,優化後 為因子 製程參數確認實驗 S/N 值-13.6 dB,S/N 比提升了 5.7 A 由水準 1 變動至水準 2 的因子效應,其餘各因子的 dB 結果明顯縮小變異,有效使品質特性優化,經確 因子效應依此類推。將反應值使用圖形來表示如圖 4 認實驗將花鍵塞規外露長度控制於 4~5mm 內,優化 所示,更能清楚知道反應值之間的相對大小。 前外露長度平均值為 6.91 mm,優化後平均外露長度 為 4.71 mm,但希望花鍵塞規可以完全與轉向軸搭 134
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 接,即花鍵鍵塞規外露長度為 0 mm 完全與轉向軸搭 pp.371-383. 接。 [2] η = η + ( η Ai - η ) + ( η Ai - η ) + ( η Ai - η ) + ... ( 2) Joseph P.Domblesky, Rajiv Shivpuri and Brett Painter, "Application of the finite-element method to the radial forging of large diameter tubes", S / N 預測 = S / N 平均 + (C1 - S / N 平均 ) + (D1 - S / N 平均 ) Journal of MaterialsProcessing Technology, Vol. = -24.7 + [-20.7 - ( -24.7 )] + [-19.9 - ( -24.7 )] = -24.7 + 4.0 + 4.8 = -15.9 49, 1995, pp.57-74. [3] Taherizadeh, A. Najafizadeh , R. Shateri, J.J. ( 3) Jonas ," Comparison of mechanical and 5.5 鍛流線觀察 metallurgical properties of hollow and solid 鍛流線觀察,比較製程優化前與製程優化後之金 屬鍛流線,可以得知下列事項: forged products" ,Journal of Materials Processing (a) 鍛流線鬆散:優化後製程較原始製程金屬,原始 Technology, Vol. 178, 2006, pp.181-187. 製程使用推拉打鍛流線明顯較密集,工件所受打 [4] 擊是次數相較於推打約高出一倍;優化後製程使 用拉打近打退不打與減少加工工量,鍛流線相較 Seong Joo Lim, Ho Joon Choi, Kyoung Hoan Na, C.H. Lee, " Dimensional Characteristics of 於原始製程較鬆散,圖 6 所示。 Products Using Rotary Swaging Machine with (b) 鍛流線平滑:優化前工件加工量大金屬流線曲線 變形量大,優化後工件加工量較少金屬流線曲線 Four-Dies, " Solid State Phenomena, Vols. 較平滑,圖 7 所示。 124-126, 2007,pp. 1645-1648. 6. 結論 [5] 本論文針對汽車用轉向軸於旋鍛成形製程,製程 參數之優化研究。研究結果顯示,送料速度與留時間 Seong-Joo Lim, Ho-Joon Choi, Chi-Hwan Lee, " Forming characteristics of tubular product through 為影響轉向軸品質重要因子,優化參數為打擊方式設 the rotary swaging process, " Journal of 定為推打、送料速度 2.5 mm /sec、停留時間設定為 0.15 秒。由實驗得知原始製程參數之 S/N 值為-19.3 MaterialsProcessing Technology, Vol. 209, 2009, dB,優化製程參數後經確認實驗 S/N 值-13.5 dB,S/N pp.283-288. 比提升了 5.8 dB,明顯縮小品質特性的變異。製程優 化前花鍵塞規外露長度平均值為 6.91 mm,優化後平 [6] 均外露長度為 4.71 mm,組立不順的問題已有改善。 Mikell P. Groover, Fundamentals of Modern Manufacturing: Materials, Processes, and 7. 參考文獻 [1] Systems, 4th Edition, 2010, pp405-419。 Eberhard Rauschnabel and Volker Schmidt, [7] "Mondern applications of radialforging and 李輝煌編著,田口方法-品質設計的原理與實 務,高立圖書有限公司,2006 年。 swaging in the automotive industry", Journal ofMaterialsProcessing Technology, Vol. 35,1992, 135
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 4 品質特性的因子反應表 7.圖表彙整 A 送料 B C D Level 1 17.809 18.078 14.058 11.665 Level 2 23.201 20.322 24.208 27.784 Level 3 表 1 含虛水準之控制因子與因子水準配置表 打擊方式 主軸轉速 (mode) (rpm) (mm/s) (sec) 1 推打 9500 2.5 0.15 2 推打 8500 5 1 3 推打 7500 7.5 1.5 4 推拉打 9500 5 1.5 5 推拉打 8500 7.5 0.15 6 推拉打 7500 2.5 1 7 推打 9500 7.5 1 8 推打 8500 2.5 1.5 類別 S/N 質特性 子 9 推打 7500 5 0.15 1 Yes Yes/No C、D 2 No Yes A 3 No No B 速度 Exp 停留時間 S 20.419 20.553 19.370 5.392 2.244 10.151 16.119 2-3 - 0.098 -3.656 -8.414 Range 5.392 2.342 10.151 16.119 Rank 3 4 2 1 E E 表 5 控制因子分類 因子 是否影響 是否影響品 控制因 表 2 實驗的平均值、標準偏差與 S/N Exp. - 1-2 說明 縮小變異 調整品質特性至 目標 降低實驗成本 S/N 1 3.90 1.176 -12.2 2 32.41 1.235 -30.2 3 20.44 0.701 -26.2 4 26.04 1.463 -28.3 5 16.92 1.196 -24.6 6 26.64 1.318 -28.5 7 24.30 2.599 -27.8 8 11.64 0.695 -21.3 9 14.18 0.423 -23.0 平均 -24.7 表 6 優化後製程參數組合 A1 B2 C1 D1 打擊方式 主軸轉速 送料速度 停留時間 (mode) (rpm) (mm/s) (sec) 推打 8500 2.5 0.15 表 7 參數品質特性與 S/N 比(原始製程) yi S 6.87 7.23 表3 5.98 6.43 S/N 比的因子反應表 A B C -23.458 -22.759 -20.681 -27.146 -25.380 -27.194 -28.834 Level 3 - -25.924 -26.188 -25.290 E1-2 -3.688 -2.621 -6.513 -8.896 E2-3 - -0.544 1.005 3.544 Range 3.688 3.165 6.513 8.896 Rank 3 4 2 1 6.91 0.817 -19.3 -19.939 Level 2 6.89 7.37 5.54 D Level 1 7.21 7.02 8.53 S/N(dB) 表 8 參數品質特性與 S/N 比(優化製程) yi 4.81 4.72 4.81 4.51 136 4.63 4.73 4.89 4.86 4.37 4.73 S S/N(dB) 預測 4.71 0.162 實驗 -19.3 -13.5
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 1 旋轉鍛造製程示意圖[6] 圖 6 鍛流線鬆散 (優化後) 圖 2 花鍵塞規之實體圖 圖 7 鍛流線鬆散 (優化前) 圖 3 花鍵塞規之外露長度 圖 4 S/N 比的因子反應圖 圖 5 品質特性的因子反應圖 137
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 環境的溫濕度變化對 ABS 添加次料之研究 韓麗龍 1、陳彥志 2、陳銘陽 3 1 國立台北科技大學機電學院副教授 2 國立台北科技大學製造科技研究所 3 國立台北科技大學製造科技研究所 2.2 實驗材料(ABS 材料) ABS 為丙烯青丁二烯苯乙烯(Acrylonitrile butadiene styrene) 是以塑化苯乙烯(polymerizing styrene)、丙烯青(acrylonitrile) 及聚丁二烯 (polybutadiene) 混為一種丁二烯孔膠 (latex),再加入 苯乙烯丙烯青(SAN)熔合成塑料。其物理特性相當優 異,具耐熱、耐衝擊、耐腐蝕、高光澤度、易著色、 硬度高、成型容易且二次加工性佳、高剛性及良好的 加工特性,而且價錢便宜;且可接受電鍍,因此被廣 泛應用於汽車製造業。顏色持久不變及其防火的級別 則適合用於文儀機械外殼。可因應顧客需求而加強某 方面的特質(如抗熱、沖擊強度等)。 摘要 本實驗係針對不同次料(regrind material)添加比 例的 ABS 塑膠材料,在環境溫濕度改變條件下作測 試與分析。利用不同次料比例(0%、15%、30%、45%) 的 ABS 塑膠料,經射出成型(injection molding)後製 作拉伸試片與衝擊試片。首先以溫度 25℃及濕度 60%RH 做基準 再與溫度為 40℃ 而溼度分別為 40% , , RH, 60% RH, 及 80%RH 比較,之後經由拉伸、衝擊 試驗比較其機械性質的改變,並以掃描式電子顯微鏡 (SEM)觀察,比較試片斷面形貌的差異。實驗結果顯 示,隨著添加次料的比例增加,抗拉強度及衝擊強度 均隨之明顯下降。至於溫濕度的改變,對抗拉強度並 沒有顯著的影響;但當溫濕度上升時,衝擊強度則有 明顯的提升。透過掃描式電子顯微鏡(SEM)觀察發 現,隨著回收料的增加,拉伸及衝擊試驗的試片除了 橡膠相(rubber phase)減少外,斷面海島結構(sea island structure)也變少,而呈現平坦的趨勢。這是由於高分 子材料在經過射出後,其分子鏈被螺桿剪斷形成短分 子鏈,而當次料加入後,再次因螺桿剪切作用而使得 上述橡膠相(rubber phase)與斷面海島結構變少。因此 隨著次料的添加比例增加,機械強度亦會隨之持續下 降。 關鍵字 : 次料比例、溫濕度、射出成型、橡膠相、 海島結構 2.3 拉伸實驗與試片製作 本實驗之試片 為將回收的次料 依重量百分比 (0%、15%、30%、45%)混合處女料做射出成形(拉伸 試 片 模 具 附 圖 二 ) , 並 根 據 ASTM D638-99 及 ASTM D256-06 製作拉伸及衝擊試片, 再模擬試片於 不同環境條件(溫度、濕度) 。 表 1 試片代表號 環境溫度(℃) 環境濕度(%) 試片代號 25 60 25T60RH 40 40 40T40RH 40 60 40T60RH 40 80 40T80RH 1. 前言 塑膠材料提供了人類便利性,但隨著塑膠製品之 使用量劇增,其所產生之塑膠廢棄物亦早已泛濫成 災,對自然環境造成很大的破壞,也促使人們更迫切 的關注其垃圾產生對地球為害的問題。 就資源有效利用而言,材料回收消耗能資源最 少,產生的廢棄物也最少,而當材質無經濟有效的回 收技術時,才會採焚化方式處理。但並非所有塑膠都 適用於同一操作條件的焚化處理設備。因此,國內大 部分廢塑膠未達最佳利用效益,值得開發研究。 塑膠材料的回收再利用,除了舒緩未來有限天然 資源的短缺,也符合綠色環保、節能省碳的趨勢,而 最終目的是為了讓人類生存的環境不會受到威脅。 拉伸 試驗依 據 ASTM-D638 之標 準試驗 規範 下, 採用單軸向拉伸方式進行 測試,以電腦操作控 制拉伸試驗機,並從中記錄拉伸實驗過程,其中設定 的拉伸等速率為 1 mm/min 每組製程參數均製作 15 , 片實驗試片進行拉伸測試,將測得結果取平均值。 2.4 衝擊試驗(lzod impact test) 衝擊試驗是依照 ASTM-D256 之標準規範並至於 室溫環境下測試,實驗之衝擊試片為回收的次料依重 量百分比(0%、15%、30%、45%)混合處女料做射出 成形(衝擊試片模具附圖三),試片為一長方體試片, 並位於試片之中間有一 V 型缺口(notch) 試片衝擊試 , 驗後,由測試結果得知其衝擊能量以及衝擊值。使試 驗是經由試片經過擺錘撞擊後,來測量、計算出試片 吸收衝擊能量之多寡,經由衝擊能量值除上試片厚 度,即可得知試片衝擊值。本次實驗依據每個參數條 件取樣品 15 片,並依所得數據取以平均值紀錄。 2. 實驗方法 2.1 溫濕度控制 為了模擬塑膠材料在不同濕氣及溫度的工作環 境下材料性質的改變,在這裡使用溫溼度控制機(附 圖一 a),由溫濕度露點控制器(附圖一 b)控制溫度及 濕度。放置時間為 12 hours。 138
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 度由室溫 25℃改變至 40℃, 抗拉強度的改變;以室 溫 25℃的組別為基準,則添加次料比例 0%、15%、 30% 、 45% 所 得 到 的 抗 拉 強 度 分 別 提 升 8.5% 、 4.57%、0.183%、及 1.85%。 3. 結果與討論 3.1 次料添加比例對抗拉強度之影響 拉伸試驗所得到的數據顯示 即便溫度提升至添 , 加料 40℃, 添加次料的比例越多,抗拉強度仍呈現大 幅下降的趨勢。然而在濕度不變的狀況下,工作溫度 40℃的拉伸數據與常溫的抗拉試驗數據相比,可以發 現除了次料添加 30% 的組別拉伸強度僅得到些微的 提升,其他的三組都呈現 1~8%的強度提升。在此推 測由於溫度提升也促使了水分吸收因此對高分子材料 , 。 產生增塑的作用,由此可見溫度升高對於ABS 試片可 以得到抗拉強度的些微提升。 3.2.3 溫度相同濕度改變對抗拉強度的影響 圖 1 不同次料比例之抗拉強度(25℃,60%RH) 如圖 1,添加次料的 0%、15%、30%、45%的抗 拉強度為 20.61 MPa、18.16 MPa、16.34MPa、14.05 MPa;以無添加次料(0%)作為基準,添加次料比例 15%、30%、45%的試片之抗拉強度分別衰退 11.89%、 20.7%、及 31.8%。可見隨著次料的添加增多,試片 抗拉強度也不斷下降。 3.2 工作溫度 40℃及濕度對抗拉強度之影響 3.2.1 工作溫度 40℃濕度 60%RH 的拉伸強度影響 圖 4 不同次料比例之抗拉強度(40℃,40%RH) 如圖 4 所示,在溫度同為 40℃,濕度改變為 40%RH 的情況下,無添加 次料(0%)的抗拉強度為 20.96 MPa,添加次料比例 15%的抗拉強度為 18.42 MPa, 添加次料比例 30%的抗拉強度為 16.8 MPa, 添加次料比例 45%的抗拉強度為 14.28 MPa;以無 添加次料比例(0%)為基準,則添加次料比例 15%、 30%、45% 所得到的抗拉強度分別為衰退 12.11%、 19.84%、31.87%。 圖 2 不同次料比例之抗拉強度(40℃,60%RH) 如圖 2 所示,添加次料的 0%、15%、30%、45% 的抗拉強度為 22.36 MPa、18.99 MPa、16.37 MPa, 14.31 MPa;以無添加次料(0%)作為基準,則經添加 次料比例 15%、30%、45%的試片之抗拉強度分別衰 退 15.07%、26.78%、及 36%。 3.2.2 濕度相同溫度改變對抗拉試驗的影響 圖 5 不同次料比例之抗拉強度(40℃,80%RH) 如圖 5 所示,溫度同為 40℃,濕度為 80%RH 的 情況下,添加次料的 0%、15%、30%、45%的抗拉強 度為 22.61 MPa、19.45 MPa、16.48 MPa、14.72 MPa; 以無添加次料比例(0%)為基準,添加次料比例 15%、 30%、45%所得到的抗拉強度分別衰退 13.97%、 27.1%、34.89%。 圖 3 兩種溫度配合次料比例對抗拉強度之影(60%RH) 如圖 3 所示,比較同為環境濕度 60%RH,但溫 139
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 不同添加次料比例情況下之顯微組織的差異。 3.3.1 次料添加比例對抗拉強度之影響 圖 6 不同濕度及不同次料比例之抗拉強度(40℃) 如圖 6 所示,若以40T60RH 為基準,則 40T40RH 的組別其添加次料比例 0% 15% 30% 45% 、 、 、 的抗拉強度改變分別為,衰退 6.26%、3%、提升 2.62%、及衰退 0.2%;而40T80RH 的組別其添加次 料比例0%、15%、30%、45%的抗拉強度改變分別為, 提升1.11%、2.42%、0.66%、2.86%。 圖 9 不同添加次料比例之拉伸試片斷面(40℃, 80%RH) 如圖 9 所示,ABS 塑膠材料在經拉伸之後,斷 面 會 含 有 橡 膠 相 (rubber phase) 及 母 體 基 材 (Matrix),如圖 8(a)所示,在拉伸的過程中,橡膠相 及母體分子共聚,破壞後形成應力白化的海島結構 (sea island structure),而末端白色絲狀物為應力降伏 後的撕裂產物。塑料經回收粉碎及再加工後,除了 會影響原先母料內添加物的性質,也會剪斷高分子 鏈,並促使橡膠相(rubber phase)降解。 3.3.2 依濕度不同之破斷面觀察 圖 7 不同溫濕度之抗拉強度比較 如圖 7 所示,若以 25T60RH 為基準,40T40RH 的組別並沒有明顯的抗拉強度改變;40T60RH 及 40T80RH 兩組在次料比例 0%及 15%抗拉強度可得 到些許的提升,添加 0%的組別分別為提升 8.49%及 9.7%,添加 15%的組別為提升 4.57%及 5.45%,而 添加次料比例 30%及 45%的情況下,無論溫度的提 升或溼度的改變,抗拉強度沒有造成明顯的影響。 圖 10 拉伸試片斷面(次料添加比例 30%) 如圖 10 所示,除了圖 9(a)可能因電荷累積造成 海島結構邊緣較明亮。濕度 及溫度的變化,對於拉 伸試片的顯微結構影響較不明顯。值得一提的是, 圖 9(a)表面有深陷的谷狀結構,然而高分子材料本 身具有塑性,孔洞、瑕疵在拉伸的過程中,會向邊 緣最近的孔洞、瑕疵聚合,形成一個較大的單體孔 隙,較不會影響抗拉強度。 3.4 次料添加比例對衝擊強度之影響 圖 8 以25T60RH 為基準,抗拉強度改變的百分比 如圖 8 所示,以25T60RH 為基準,40T40RH 雖 然提升溫度,但抗拉強度並沒有造成明顯的影響,而 40T60RH 及40T80RH 由於溫度及濕度均較高,推斷 因此促使高分子材料提升抗拉強度。其中以添加次料 0%及 15%得到 4%~9%的強度提升。 3.3 拉伸試片破斷面微結構之觀察 在此將經拉伸試驗後的試片放至於SEM 儀器 (附圖四)中,透過斷面拍攝以觀察微結構特徵,分析 140
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 13 溫度改變及不同次料比例的衝擊強度比較 圖 11 不同次料比例之衝擊強度(25℃,60%RH) (60%RH) 如圖 11 所示,添加次料的 0%、15%、30%、45% 的 衝 擊 強 度 為 153 J(N-m) 、 137.7 J(N-m)、127.5 J(N-m)、118.32 J(N-m);以無添加次料(0%)作為基準, 添加次料比例 15%、30%、45%的試片之衝擊強度分 別衰退為10%、16%、及 22.6%。 對於熱塑性塑膠來說,其分子鏈屬於高分子結 晶,且彼此糾結在一起,因此形成高的結構強度。塑 膠粒剛進入射出機的螺桿之前為固體型態,經過射出 機的推擠及加熱,塑膠粒被不斷剪切,融化後呈黏稠 狀。長分子鏈會被切斷成較短的分子鏈,分子間彼此 糾結的強度就會減弱,強度也隨之降低。而隨著添加 次料的比例增加,其衝擊強度也會隨著比例而下降。 3.5.1 工作溫度 40℃濕度 60%RH 之衝擊強度分析 如圖 13 所示,比較同為環境濕度60%RH 但溫度 , 由室溫25℃改變至40℃,衝擊強度的改變;以室溫 25℃的組別為基準,則衝擊強度分別提升為10%、 19.3%、24.4%、及14%。 衝擊試驗所得到的數據顯示,即便溫度提升至添 加料 40℃,添加次料的比例越多,衝擊強度仍呈現 大幅下降的趨勢。然而在濕度不變的狀況下,工作溫 度 40℃的衝擊數據與常溫的衝擊試驗數據相比,可 以發現皆得到 10%~20%的強度提升。在此推測由於 溫度提升,也促使了水分吸收。水分進入高分子材料 內的自由體積區,以凡德瓦爾力或氫鍵的方式產生增 塑及提升剛性的作用,由此溫度升高對於 ABS 試片 的吸水率是有增加的效果,而塑膠材料吸收水分也會 使得衝擊強度得到提升。 3.5.3 溫度相同濕度改變對衝擊強度之影響 圖 12 不同次料比例之衝擊強度(40℃,60%RH) 圖 14 不同次料比例之衝擊強度(40℃,40%RH) 如圖 12 所示,當試片處於環境工作溫度在 40 ℃,工作濕度為 60%RH 的情況下,添加次料的 0%、15%、30%、45%的衝擊強度為168.3 J(N-m)、 164.22 J(N-m)、158.61 J(N-m)、139.9 J(N-m);以無 添加次料比例(0%)作為基準,次料比例 15%、30%、 45%的衝擊強度衰退 2.4%、5.75%、16.87%,其中 以添加次料比例 45%的衰退率最大。 3.5.2 濕度相同溫度改變對衝擊強度之影響 如圖 14 所示,在溫度同為 40℃,濕度改變為 40%RH 的情況下,添加次料的 0%、15%、30%、 45%的衝擊強度為 172.38 J(N-m)、159.12 J(N-m)、 149.94 J(N-m)、141.78 J(N-m);以無添加次料比例 (0%)為基準,則添加次料比例 15%、30%、45%所 得到的衝擊強度分別衰退 7.7%、13%、17.75%。 3.5 工作溫度 40℃及濕度對衝擊強度之影響 圖 15 不同次料比例之衝擊強度(40℃,80%RH) 141
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 如圖 15 所示,在溫度同為40℃,濕度改變為 80%RH 的情況下,添加次料的 0%、15%、30%、45% 的衝擊強度為 192.78J(N-m) 171.38 J(N-m) 159.12 、 、 J(N-m)、157.08 J(N-m);以無添加次料比例(0%)為 基準,添加次料比例 15%、30%、45%所得到的衝擊 強度分別衰退11%、17%、18.6%。 添加,在衝擊強度上仍會呈現遞減的趨勢。而環境 濕度屬於較乾的 40%RH,因為工作溫度提高,推測 亦使 ABS 塑膠材料增加吸水性,增加自由體積內凡 德瓦爾力及氫鍵的增加,進而提升衝擊強度;而隨 著環境濕度的升高,ABS 塑膠材料的吸水性也得到 提升,其中以溫度 40℃濕度 80%RH 這組得到最大的 衝擊強度提升,衝擊強度均比溫度 25℃濕度 60%RH 的未添加次料(0%)高。 3.6 衝擊試片破壞斷面微結構之觀察 在此將經衝擊試驗後的試片放至於 SEM 儀器 中,透過斷面拍攝以觀察微結構特徵,分析不同添加 次料比例情況下之顯微組織的差異。 3.6.1 依添加比例之破斷面觀察 圖 16 不同濕度及不同次料比例之衝擊強度(40℃) 如圖 16 所示,若以同為溫度 40℃但環境濕度 60%RH 為基準,則濕度 40%RH 的組別其添加次料比 例 0%、15%、30%、45%的衝擊強度改變分別為,提 升 2.36%、及衰退 3.1%、5.46%、提升 4.8%;而濕 度 80%RH 的組別其添加次料比例 0%、15%、30%、45% 的衝擊強度改變分別為,提升 14.5%、4.4%、0.32%、 16.4%。 圖 18 不同添加次料比例之衝擊試片斷面(25℃, 60%RH) 如圖 18 所示,在添加次料0%的狀況下,因破 斷表面存有較多的橡膠相,在橡膠相及高分子鏈的 結合 下,顯微結構呈現較多的應力白化及延性撕 裂,終端的白絲為破斷後的剪切降伏現象。隨著添 加次料比例的增加,破斷表面也趨於平緩的狀態。 因次料經二次加工,材料內添加物及母料本身經熱 裂化、機械裂化,除了材料的高分子鏈經過破壞, 也促使材料橡膠相生成不易,孔洞、瑕疵也呈現增 加的趨勢,並且散落於破斷表面各處。 圖 17 各組衝擊強度比較 如圖 17 所示,若以溫度 25℃濕度 60%RH 為基 準,則溫度 40℃的組別其衝擊強度皆來得高,其中 以溫度 40℃濕度 80%RH 的組別衝擊強度提升最多, 依添加次料比例 0%、15%、30%、45%所得到的衝擊 強度分別為提升 26%、24.5%、24.8%、32.75%。 3.6.2 依濕度改變之破斷面觀察 圖以 25T60RH 為基準,衝擊強度改變的百分比 圖19拉伸試片斷面(次料添加比例15%) 不論溫濕度的環境如何,塑膠材料隨著次料的 142
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 如 19 所示,任何一組破斷試片的表面均有應 力白化的現象,而除了 25T60RH 以外,其餘三組的 破斷表面均呈現較大面積的延性撕裂以及剪切降伏 現象,推斷因溫度及濕度上升,材料吸收水分,也 因此促使橡膠相及高分子鏈的塑性增加,因此造成 較大面積的延伸斷裂。 附圖三.衝擊試片模具結構(a)母模(b)公模 4. 結論 將材料添加次料及環境溫濕度的組合,並透過拉 伸、衝擊等試驗所得到之實驗數據,彙整歸納分析後 得到以下五點結論: 1. ABS 塑膠材料隨著次料的添加比例增加,抗拉 強度及衝擊強度均隨之下降。 2. 在濕度60%RH, 溫度的提升(25℃-40℃), 在拉 伸試驗及衝擊試驗均得到強度上的提升,分別 為提升0.1~8%及10%~24%。 3. 4. 附圖四.掃瞄式電子顯微鏡 濕度的改變對於抗拉試驗沒有太大的強度改 變,但對於衝擊試驗卻均得到強度上的提升, 其中以濕度 80%RH 得到最大的提升 (26%~32%),推測為高分子聚合體內自由體積 因溫度上升及吸收水分,促使凡德瓦爾力及氫 鍵增加,使剛性提升。 6. 參考文獻 1. 葉琮合,溫濕度對尼龍 66 塑膠材料機械性質影 響評估,碩士論文,正修科大機電工程研究所, 2008。 2. 羅乾豪,吸濕效應對玻纖複合材料機械性質之影 響,碩士論文,中央大學機械工程研究所,2012。 3. ASTM D638-99,Standard Test Method for Tensile Properties of Plastics,2001 4. ASTM D256-06, Standard Test Method for Determining The Izod Pendulum Impact Resistance of Plastics,2006. 透過SEM 的觀察發現,隨著添加次料的比例上 升,材料的斷面結構橡膠相(rubber phase),及海 島結構(sea island structure)會呈現生成不易的 狀態,表面除了增加孔洞瑕疵外也會趨於平坦。 5. 附圖 附圖一.(a)溫溼控制機(b)溫濕度露點控制器 附圖二.拉伸試片模具結構(a)母模(b)公模 143
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 應用倒傳遞類神經網路於工具機熱變形誤差預測 陳紹賢 1、張元泰 2 1 國立勤益科技大學機械工程系助理教授 2 國立勤益科技大學機械工程系研究生 果顯示三軸定位誤差由 250μm改善至±10μm。補償 前的 Y 軸熱偏移誤差從-30μm上升至 110μm,補償 後可將誤差控制在±15μm內。其切削驗證結果顯示 銑削工件表面可將主軸熱伸長量由 196μm減至 8μm,定位孔加工誤差由 92.4μm降低至 18.9μm。 J.S.CHEN 學者[3]等人於 1994 年使用 15 個 E 型熱電偶裝置於立式加工機,文中指出針對 4 個發 熱源進行佈點,分別是主軸、頭部、機身與三軸向 進給系統,配合自行開發量測系統與治具,可同時 測量主軸與軸向熱誤差。其量測結果發現主軸溫升 最高,頭部居第二,次之為三軸進給系統,機身溫 升最低,並指出機身之熱變形性質為熱膨脹,頭部 因上方與底部有梯度產生,造成熱彎曲現象。從量 測數據可得知 X、Y 及 Z 向之熱誤差產生的偏移分 別為 15μm、20μm和 40μm。進給系統 X 軸、Y 軸 及 Z 軸熱膨脹誤差分別為 10μm、14μm和 18μm。 文中說明主軸熱誤差與轉速為非線性關係,因此採 用三層式倒傳遞類神經網路建立熱誤差補償模型。 即時補償系統採用外接 PC,擷取溫度與 encoder 脈 衝訊號,經補償模型運算出補償值,透過 I/O 埠將 訊號傳輸至 FANUC 控制器進行補正,其結果顯示 熱誤差由 40μm改善至 5μm。 李世崇[4]於 2002 年使用 7 個熱敏電阻溫度感 測器、5 個位移感測器裝置於立式綜合加工機量測 熱誤差。依據 ASME. B5.54-1992 測試條件規劃, 以主軸最高轉速之 75%進行量測,測試運轉時間為 3 小時,每 1 分鐘擷取溫度與熱變位資料,使用倒 傳遞類神經網路來建立補償模型。不同於一般類神 經網路架構的實驗方法設計,此研究將溫升與熱變 形之關係,以時間序列當作輸入之變數,採用具多 轉移函數於隱藏層,以熱偏移量 X、Y 及 Z 軸向和 X-Z 與 Y-Z 熱傾量等 5 種變數當作輸出,進行預測 補償。其實驗結果顯示可將三軸熱飄移綜合誤差由 35.5μm降至 3μm;亦可將兩平面上的綜合誤差由 88.78rad 降至 3rad。若以全運轉模式範圍建立補償 模型,可將三軸熱飄移綜合誤差由 29.5μm降至 0.18μm;兩平面上的綜合誤差由 78.76rad 降至 0.6rad。 張銘雄[5]於 2003 年使用 8 個溫度 IC 型溫度感 測器、3 個位移感測器裝置於立式綜合加工機量測 熱誤差。實驗測試條件依據 ASME. B5.54-1992,以 主軸最高轉速之 75%進行量測,運轉 2.6 小時,每 3 分鐘擷取溫度與位移資料,實驗過程中使用溫度 摘要 影響工具機加工精度有許多種原因,包括伺服 控制穩定性、機械變形、加工負荷變形與熱變形, 其中又以熱變形佔整體誤差的 50%以上,熱變形可 分為內部熱源與外部熱源之影響,其中內部熱源以 主軸系統發熱量為最大。因此本研究實驗規劃以主 軸最高轉速 12000rpm 在無負載下進行運轉測試, 量測溫度變化與主軸伸長量,將所擷取的數據進行 分析,建立主軸溫升與變形量之關係,進而探討溫 升對機台精度之影響,並應用倒傳遞類神經網路進 行誤差預測與建模。其實驗量測結果可得知主軸熱 變形量在 Z 方向有 54μm,Y 方向有 44μm、X 方向 有 3μm。網路預測之誤差在輸出值與目標值之間的 相關係數 R 值可達到 0.9967。 關鍵字 : 類神經網路、熱誤差、熱補償 1. 前言 CNC 工具機應用的普及性,機台精度之穩定性 要求日益嚴苛,近幾年來朝向高精度化、高剛性、 高速化、智能化與高性能化持續發展。影響工具機 精度的主要因素分為三個部分:(1)工具機本身精度 之影響:主要為靜態幾何誤差、動態熱誤差與伺服控 制穩定性所造成 (2)切削加工之影響:主要由加工負 ; 荷所產生的變形、切削波紋再生機理所產生的自激 性振動、機台顫震、刀具磨耗、殘留應力與切削時 產生的熱變形所造成 (3)環境變數之影響:以環境溫 ; 度為主要因素,其次為地基剛性與外來振動。先前 學者研究指出精密機械由溫升所引起的熱變形誤 差佔整體的 50%~70%[1],因此大部分研究朝兩大 方向進行探討,分別為(1)有效抑制熱變形與(2)建立 熱變形補償系統等方式進行。 自 1960 年起,對於改善工具機熱變問題之研 究就不曾中斷過,J. S. Chen 學者[2]等人於 1993 年 使用 18 溫度感測器與雷射準直儀進行臥式加工中 心機熱誤差量測。第一次量測(主軸轉速 500rpm、Y 軸以 500mm/min),進行 6 小時並擷取溫度記錄, 待機台冷卻後,進行第二次量測(主軸轉速 2600rpm、 Y 軸以 2000mm/min) 進行 6 小時並擷取溫度記錄。 , 文中提出三軸機共 21 個幾何誤差,作者將 11 個熱 誤差加入體機誤差中。其量測數據以複迴歸分析建 立熱誤差補償模型,結合 PC 並以每 10ms 時間,將 補償訊號傳送至控制器進行體機誤差之補償,其結 144
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- sensor 磁附於鑄件表面及埋入鑄件兩種方式進行量 測,探討對於補償模型強健性有何影響,其結果顯 示「埋入式」的固定方式較「磁附式」之補償模型 有較高的強健性。補償模型分別以 MA 與 ARMA 方法建立,並在 (1)環境溫度變化(2)主軸變動轉速 空切削(3)複合實驗等,三種條件下進行量測數據的 建立。實驗分析結果可得知在複合條件下以 ARMA 方法所建立的模型與實際量測的熱變形量有較小 的誤差量。透過熱誤差補償系統,分別將 Y、Z 方 向的熱變形誤差分別由原本的 30μm及 60μm改善 , 至±10μm 內 若再加上切削座標量測與座標修正系 統,則可將精度再提升至±3μm內。 Wu Hao[6]等學者於 2007 年使用 16 個熱敏電 阻、1 個位移感測器裝置於車床量測熱變形誤差。 量測方法以主軸轉速 4500rpm,運轉 50 分鐘,停止 10 分鐘,接著同樣條件持續運轉 60 分鐘,擷取溫 升與熱變形數據。其熱誤差模型採用遺傳基因演算 法(GA)結合倒傳遞類神經網路(BPN)所建立。將熱 誤差模型建立至數位訊號處理器(DSP),其補償訊 號透過 I/O 埠傳送至 PLC控制器進行補償 補償後, 。 進行切削驗證,工件為鉻鋼材質,切削條件為轉速 1200rpm、軸向進給率 4mm/r,其結果顯示誤差由 27μm改善至 10μm。 軟體補償方式最早以線性迴歸分析來預測熱 變形位移,此方法為線性與靜態模型,抗雜訊能力 差,無法完整描述非線性行為。倒傳遞類神經網路 使用監督式學習法則,可在輸入與輸出數據中,逼 近任何非線性函數,適合用於建立工具機溫升與熱 變位之非線性關係。在國內 CNC 工具機方面,熱 補償技術已趨漸成熟,但受限於國外控制器廠商功 能的限制,業者只能採用迴歸分析法進行建模,故 本文將針對立式綜合加工機進行熱誤差量測,並使 用倒傳遞類神經網路建立預測誤差模型,未來將其 演算法寫入寶元 PC-base 控制器進行補償與驗證, 進而提升國內工具機軟體智能化的實力。 的偏差。而工具機常見的熱變形分別為熱伸長變形 與熱彎曲變形,如圖 2.1 所示。 (a)熱伸長形式 (b)熱彎曲形式 圖 2.1 工具機之熱變形 2.2 主軸轉速對溫升之影響 工具機主軸之溫升與熱變形最主要可分為三 個原因[7]:(1)滾珠間的移動;(2)軸承的滑動;(3)潤 滑液的剪力作用,其中潤滑液種類對軸承滑動與剪 力作用有較大的關係。當主軸高速旋轉時,會因為 前軸承與後軸承之滾動摩擦而產生熱量,造成主軸 溫升與熱變形,經學者的研究報告可得知軸承發熱 量之計算公式為[8]: Q = 1.047 × 10−4∙ ∙ M ∙ n (2.1) (2.1)式中,Q 為軸承產生之熱量(W); M 為摩擦力矩(Nm); n 為軸承轉速(rpm)。 在式(2.1)中,軸承摩擦力矩 M 為軸承負荷引起的力 矩M1 與軸承潤滑油引起之力矩M2 之加總,故將摩 擦力矩表示為: M = M1 +M2 (2.2) 在式(2.2)中,由軸承負荷引起的力矩可表示為: M1 = μ0 ∙ ƒ0 ∙ F ∙ dm /2 (2.3) (2.3)式中,μ0 為摩擦係數; 2.工具機熱溫升變形之探討與類神經網路概述 ƒ 為負荷方向係數; 0 2.1 熱溫升變形之原因 F 為軸承負荷(N); 工具機誤差主要分為下列兩項: dm 為公稱軸承內徑(m)。 2.1.1 靜態幾何誤差 靜態幾何誤差在三軸工具機共有 21 個空間誤 差量,其原因為零件加工時的誤差、移動組件與加 工件重量產生的結構變形與組裝誤差而產生。 由軸承潤滑油引起的力矩可表示為: M2 = ƒ ∙ (v ∙ n)2/3 dm 3(2.4) 1 (2.4)式中 ƒ1 為軸承結構類型與潤滑劑類型之係數 , ; v 為潤滑油黏度(m2 /s); 2.1.2 動態熱幾何誤差 n 為軸承轉速(rpm); 構成動態熱誤差原因,由加工過程中軸向系統、 主軸系統、電控系統、液壓系統、切削時能量轉換 和機械元件間摩擦產生的熱源,促使溫度發生變化, 造成結構熱脹冷縮的效應,其效應將使刀具與工件 的相對位置產生變化,引起被加工件尺寸或形狀上 dm 為公稱軸承內徑(m)。 簡單的軸承發熱量計算,可直接由軸承所受的摩擦 力乘上線速度而得到估計值,其方程式為: 145
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- H = F ∙ V = F ∙ rω = 路,其特性可在問題領域中得到訓練的範例,包括 F ∙ r ∙ n ∙ (2π/60) M ∙ n ≈ (2.5) 12 × 550 6300 輸入變數與輸出變數(目標值),從學習過程中找出 輸入變數與輸出變數之間的映射關係。 (2.5)式中,F 為摩擦力(N); V為切線速度(m/s); r為半徑(m); ω為角速度(rad/sec); M 為摩擦力矩(N-m); n 為軸承轉速(rpm)。 2.3 熱溫升及變形之改善方法 造成工具機熱誤差的來源可分為內部熱源與 外部熱源,針對溫升熱變形改善可分為[9]:(1)機台 結構的改良;(2)減少熱源產生;(3)熱誤差的補償。 圖 2.4 具有隱藏層的類神經網路架構圖 2.3.1 機台結構的改良 倒傳遞類神經網路運算過程可分為(1)前向傳 機台結構設計成熱對稱形式,減少溫度差的產 遞階段、(2)誤差計算階段及(3)誤差遞迴階段,說明 生,進而降低熱變形之問題。 如下: 2.3.2 減少熱源發生 (1)前向傳遞階段:將輸入層每個列向量(Xi )乘於權 重向量(Wji )經由傳遞函數計算至隱藏層,如(3.1)式; 減少熱源的對策可分別為將主要發熱源進行 隔絕、加裝冷卻系統、採用熱傳率低之材質及轉動 再將隱藏層每個輸入向量(Yi )乘於權重向量(Wki )經 的部位給於適當的潤滑油量減少相互間的摩擦。 由活化函數計算至輸出層(Ok ),如(3.2)式。 Yi = ƒ(net j = ∑M Xi Wji ) (3.1) i=1 2.3.3 熱誤差的補償 Ok = ƒ(net k = ∑M Yi Wki ) (3.2) k=1 除了在工具機硬體設備規劃上,盡量減少熱變 形產生,利用軟體補償也是抑制熱誤差的一種方式。 (2)誤差計算階段:誤差函數將計算網路輸出值與期 即時補償系統有修改加工指令、修改伺服控制迴路 望值(t k )之間的誤差,如(3.3)式。 與外部機械原點漂移等三種方式,進行熱誤差量的 1 E = 2 ∑M ( t k − Ok )2 (3.3) k=1 補償。 (3)誤差遞迴階段:若誤差未滿足中止條件 則使用梯 , 2.4 類神經網路 度下降法更新隱藏層至輸出層之權重值與輸入層 類神經網路為一種經驗建模的工具 以曲線擬 , 至隱藏層之權重值,如(3.4)式與(3.5 式)。η為學習 合方式進行作業,然而它與古典的經驗統計建模方 速率。 法存在顯著的不同之處為[10]: ∂E Wki = Wki + ∆Wki = Wki − η ∂W (1)具有更強的過濾能力。 (2)具有適應性學習能力。 ki (3.4) ∂E Wji = Wji + ∆Wji = Wji − η ∂W (3.5) (3)為真正的多輸入與多輸出之系統。 ji 類神經網路可視為黑盒子,由許許多多節點所 倒傳遞類神經網路對隱藏層神經元的數目是 聯結成,一般具有三層分別為:輸入層、隱藏層、輸 很敏感的,太少的神經元會無法配適,而過多的神 出層。每一節點都是獨立運作,可視為一個單獨的 經元會過度的描述,一般隱藏層處理單元數目的選 處理器,以並行的方式作業。如圖 2.4-1 所示。類 取原則如下: 神經網路依學習策略的不同,可分為監督式學習、 (1)NH=(NI +NO)/2 無監督式學習、聯想式學習以及最適化應用等四種 (2) NH=(NI +NO) 網路模式。本文建模方法採用監督式倒傳遞學習網 (3) NH=(NI +NO)×2 146
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- NH為隱藏層的神經元數目; NI 為輸入層的神經元數目; NO為輸出層的神經元數目。 3. 實驗規劃與設備 3.1 實驗規劃 本研究針對主軸溫升對機台精度的影響,進行 熱溫升與熱變位量測,因此所決定的溫度感測器位 置是否能明顯反應出機床熱變形誤差,將是最後補 償模型適用性與強建性之關鍵。因考慮到立式綜合 加工機主要之熱變形來自於:(1)主軸軸向的熱伸長 ; (2)頭部結構的熱伸長或熱彎曲;(3)機身結構的熱伸 長或熱彎曲等,因此將感測器分別安裝於表 3.1 所 示。圖 3.1 為實際機台安裝狀況。圖 3.2 為實驗流 程圖。 表 3.1 溫度感測器貼附位置 感測器編號 T0 環境溫度 T1 主軸前軸承 T2 主軸後軸承 T3 主軸馬達座 T4 主軸馬達本體 T5 頭部(左) T6 頭部(右) T7 圖 3.2 實驗流程圖 本實驗使用 Matlab 軟體進行倒傳遞類神經網 路法建模與誤差之預測,將溫度設定為輸入變數, 輸出變數以主軸熱變位 AI8(X 向)、AI9(Y 向)與 AI10(Z 向)當作訓練的目標值。其訓練函數採用動 量與適應性學習率的梯度下降倒傳遞,函數為 traingdx,此演算法在訓練過程中,會自動變化最佳 的學習速率。網路結構隱藏層設定為對數雙彎曲轉 移函數(logsig),輸出層設定為線性轉移函數 (purelin),其目的可使得網路能夠逼近於有限個不 連續點的任何函數。為了尋找網路最佳化參數分別 以隱藏層之神經元數量 4、8、16 觀察模擬結果散 佈狀況與相關係數 R 值。 貼附位置 機身 3.2 實驗設備 本研究實驗設備包含力勁公司的立式綜合加 工機,搭配寶元 PC-base 控制器。實驗量測韌體採 用智能化模組,配合「VOCON Date Logger」數據 擷取軟體進行溫度與位移量測。本套智慧型模組可 透過 RS-232 及 I/O 通訊 可接收類比訊號與數位訊 , 號 溫度監控模組採用 IC 型 AD592AN 溫度感測器 。 共 8 個,其解析度為 0.03℃,綜合精度為 0~125℃± 0.25%( 兩 點 校 正 後 ) 。 位 移 量 測 模 組 採 用 3 個 KD-2300 渦電流位移計作為量測位移量之用,其解 析度為 0.1μm。 4. 結果與討論 4.1 溫度量測之結果 此研究量測系統中 主要以機身(T7)作為基準, , 並同時量測室溫之溫度變化做為參考,配合位移計 同時量測位移數據,以每 3 秒擷取一筆數據。位移 數據經由公式轉換得到確切位移量,如下列所示: 每隔距離之轉換 = 圖 3.1 溫度感測器貼附位置 147 讀值 1(unit)−讀值 2(unit) 手輪倍率(100μm)
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4.3 類神經預測之結果 其中,讀值 1:退 20 格再進 20 格之讀值; 經溫升曲線分析後,輸入變數決定採納 T0(室 讀值 2:進 1 格之讀值(手輪倍率為 100)。 由圖 4.1 與表 4.1 中可明顯看出前軸承(T1)溫升為 溫)、T2(後軸承)、T3(馬達座)、T5(頭部左)與 T7(機 3.4℃,位置有較明顯的貢獻,但受到油溫控制的影 身)之數據進行建模。可從表 4.2 中得知,三種神經 響呈現周期性的波動,因此不採納 T1 的數據進行 元數量對輸出值與目標值之間的相關係數都具有 建模。T5 與 T6 之溫差 0.1℃,可從測得之數據判 良好的配適性,在神經元數 8 有較高的 R 值,故將 , 定頭部的結構設計為熱對稱 因此將 T6 進行剔除。 隱藏層神經元數量設為 8。圖 4.4 為模擬散佈圖。 表 4.2 不同神經元數量測試之結果 隱藏層神 訓練 R 值 驗證 R 值 測試 R 值 4 0.9965 0.99636 0.99653 8 0.9967 0.99674 0.99692 16 0.99628 0.99619 0.99639 經元數量 圖 4.1 主軸熱溫升曲線圖 表 4.1 熱溫升結果比較 4.2 位移量測之結果 實驗量測結果可得知 Z 向熱位移最大為 54μm , 圖 4.4 模擬散佈圖 Y 向熱位移最大為 44μm,X 向熱位移為 3μm。由 將其類神經網路參數進行熱誤差預測,由圖 4.5 中 圖 4.2 可以看出 Z 向與 Y 向位移曲線有周期性的波 可以看出所預測出的誤差曲線相當接近於實際測 動,與 T1(前軸承)溫升曲線的頻率是相同的,同樣 得的數值。 受到油溫控制的影響所造成。此機台冷卻迴路有經 過頭部鑄件的內部,造成 Y 向有周期性的波動。從 圖形可以看出頭部有熱彎曲現象,X 向因頭部為熱 對稱設計,其熱變位相對偏低且穩定。 圖 4.5 類神經預測模擬結果 5. 結論 本研究對象為立式綜合加工機 針對主軸溫升 , 熱變位進行探討,透過倒傳遞類神經網路進行預測 圖 4.2 主軸熱溫升曲線圖 148
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 7. 楊宏智,CNC 車床熱誤差分析暨改善研究,機 械月刊,第 24 卷,第 3 期,p266-274,1998。 8. 應杏娟,數控機床主軸系統熱特性有限元分析, 工具技術,第 44 卷,No.1,p38-40,2010。 9. 吳建郎,CNC 工具機熱變位補償控制技術,碩 士論文 國立中興大學機械工程學系所 台中、 , , 台灣,2006 10. 羅華強,類神經網路-MATLAB 的應用,第 5-2-5-100 頁,高立書局,台北、台灣,2011 11. 蔡一郎,應用迴歸分析法於 CNC 工具機熱溫 升量測與補償,碩士論文,國立勤益科大機械 工程系,台中、台灣,2011 12. 陳紹賢,鄭玉生,應用倒類神經法於放電切割 機熱溫升量測,2013 綠色科技工程與應用研討 會(GTEA),台中、台灣,第 462-467 頁,2013 與建模。由量測之實驗結果可得下列幾項重點: 1.由溫度曲線圖可得知,主軸前軸承雖有明顯的貢 獻,但因受到冷卻油的影響,造成周期性的變動現 象,未來將考慮其它安裝之位置。 2.由主軸熱位移曲線圖可以得知,主軸 Z 向之熱變 位最大到 54μm,Y 向之熱變位最大為 44μm,X 向 熱變位為 3μm。頭部因受到機台結構與冷卻迴路設 計的影響,造成熱彎曲現象且有周期性的波動,由 此點可得知,有冷卻迴路進行冷卻結構時,油溫控 制單完的響應性與穩定性必須相對的提高,不然將 會對加工精度造成負面的影響。主軸 X 向熱變位, 因頭部為熱對稱設計,其誤差值相對偏低且穩定。 3.類神經網路參數以神經元數量:4 8 16進行測試, 、、 Using the Back-propagation of Artificial neural network for Machine Tools of Thermal Deformation prediction 其結果顯示神經元數量 8 的網路預測誤差在輸出值 與目標值之間的相關係數 R 值可達到 0.9967。模擬 預測的結果可看出誤差曲線相當接近實際的誤差 Shao-Hsien Chen1, Yuan-Tai Chang2 1 Department of Mechanical Engineering, National Chin-Yi University of Technology, Taichung 2 Department of Mechanical Engineering, National Chin-Yi University of Technology, Taichung 值。 4.本研究採用靜態方式進行溫度量測與建模,未來 方向將其演算法寫入寶元 PC-base 控制器,進行即 時補償並結合實際切削作驗證。除了主軸溫升熱變 形導致的誤差之外,軸向的熱溫升也會對加工精度 造成影響,因此在進給軸的熱溫升量測與補償技術 可當作未來發展之方向。 7. 參考文獻 Abstract There are many kinds of reasons affect precision of machining of machine tools, including servo control stability, mechanical deformation, processing load caused by deformation and thermal deformation. The thermal deformation of the total error of more than 50%, it can be divided into internal and external heat source. The spindle system is maximum heat on the machine. Therefore, this study experimental programs is used the maximum spindle speed 12000rpm under no load test, measure temperature changes and spindle elongation, the captured data will be analyzed to establish deformation of the spindle and the relationship between temperature rise, for explore the spindle temperature influence to accuracy of the machine and application back-propagation neural network for error prediction and modeling . The experimental measurement results that the amount of thermal deformation in the Z axis direction 54μm, Y direction 44μm, X direction 3μm. Network to predict the output of the error value and the target value of the correlation coefficient R to reach 0.9967. Keywords:neural network , thermal error , thermal 1. J. Bryan, Internationl status of thermal error research, Annals of the CIRP, Vo1. 16, No .1,203,1968 2. J. S. Chen, Real-time compensation of time-variant volumetric error on a machining center, J. Engng lnd. 115. 472-479.1993 3. J.S.CHEN, Quick testing and modeling of thermally induced errors of CNC machine tools, Int. J. Mach. Tools Manufact. Vol. 35. No. 7. pp. 1063-1074. 1995 4. 李世崇,應用類神經網路於立式綜合加工機主 軸熱變位之預測研究,碩士論文,國立台北科 技大學生產系統工程與管理研究所,台北、台 灣,2002 5. 張銘雄,工具機溫升熱變形及補償之控制研究, 碩士論文,中原大學機械工程研究所,桃園、 台灣,2003 6. Wu Hao, Thermal error optimization modeling and real-time compensation on a CNC turning center, JOURNAL OF MATERIALS PROCESSING TECHNOLOGY 207 (2008)172-179 compensation 149
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 應用剪力試驗於 DP980 高強度鋼之 Yoshida-Uemori 材料模型研究 張志毅 1、林義凱 2、何明雄 1、沈炳臣 3 1 桃園創新技術學院 機械工程系 2 中國鋼鐵股份有限公司 鋼鐵研究發展處 3 元智大學 機械工程學系 E-mail:changci@tiit.edu.tw 易造成挫曲, 常導致整體實驗的失敗 ,[1]將 5 片 1mm 摘要 試片黏著在一起後,再搭配適當的夾具來進行循環拉 在節能與耐衝擊的要求下,高強度鋼逐漸成為汽 -壓試驗,也有學者嘗試以一片試片搭配特殊夾具來 車鈑件的重要材料,然而在金屬沖壓成形的製程中, 進行循環拉-壓試驗,為了避免挫曲現象所付出的代 高強度鋼板的回彈量遠大於一般軟鋼板,使得沖壓成 價是應變量較小,實驗所得的結果往往不能應用在一 形的數值模擬與預測變得非常困難。Yoshida-Uemori 些深抽的成形製程。相對的往復式剪力試驗不需擔心 材料模型能夠完整地描述金屬在循環大塑性變形下 挫曲現象,可以大幅提高應變量,但是如何將 Y-U 的包辛格效應與應變硬化行為,是目前高強度鋼沖壓 材料模型應用在剪力試驗上,卻是以往文獻上未曾提 成形模擬的重要材料模型,本文將藉由往復式剪力試 到的,2012 年[5]提出一套方法,將往復式剪力試驗 驗探討如何建立 Y-U 材料模型,並透過 LS-DYNA 數 的結果轉換成等效拉壓試驗,再以此等效拉壓試驗曲 值模擬驗證其正確性,並且建立 NUMISHEET’93 沖 線回歸求得 Y-U 材料參數,最後以 LS-DYNA 建立往 壓實驗,再以 DYNAFORM 模擬驗證本文所獲得之 復式剪力試驗數值模型 驗證此 Y-U 材料參數確實可 , Y-U 材料模型確實可用於沖壓回彈之模擬。 以模擬循環剪力試驗。 本文將延續[5]的研究 建立往復式剪力試驗與拉 , 關鍵詞:Yoshida-Uemori 材料模型、剪力試驗、沖壓 伸試驗以取得 DP980 高強度鋼之 Y-U 材料模型,利 成形、回彈。 用此材料參數於 LS-DYNA 模擬往復式剪力試驗,以 確認此材料參數確實可模擬 DP980 鋼材料行為。除 1. 前言 此之外,再進行 NUMISHEET’93 之 U 型沖壓試驗, 在國際能源價格不斷高漲的情況下,節能已經變 並利用 Y-U 材料參數進行 DYNAFORM 之沖壓回彈 成現代汽車的基本要求,但為了兼顧安全性,耐衝擊 模擬 驗證本研究所獲得之 Y-U 材料參數確實可應用 , 的高強度鋼逐漸成為汽車鈑件的重要材料,然而在金 於沖壓回彈之模擬。 屬沖壓成形的製程中,高強度鋼板的回彈量遠大於一 2. 往復式剪力實驗與拉伸實驗計算 Y-U 材料模 般軟鋼,這使得沖壓成形的數值模擬與預測變得非常 型參數 困難。 Yoshida-Uemori[1,2]材料模型能夠完整地描述金 本研究所使用的鋼板是中國鋼鐵公司所生產之 屬在循環大塑性變形下的包辛格效應與應變硬化行 DP980 高強度鋼,厚度 1.4mm,首先必須進行單軸向 為,是目前高強度鋼沖壓成形模擬的重要材料模型, 拉伸試驗以及單方向剪力試驗,常見的剪力與拉伸試 幾個常見的商用模擬軟體如 DYNAFORM 與 Pam 驗轉換關係在[5]中有詳細說明 但最符合實驗結果的 , Stamp 已經內建此材料模型,然而 Y-U 材料模型參數 轉換係數卻因材料而不同,經簡單的嘗試之後,即可 眾多,其中多個參數必須仰賴曲線嵌合計算以回歸求 發現本文所探討的 DP980 使用轉換係數為 1.81,即 得,文獻[1-4]中對此部分說明相當含糊不清,造成一   1.81 2 xy  般研究者不容易取得材料參數,因此本文將針對如何   (1) (2)  1.81 1.81 經轉換之後的等效拉伸試驗曲線與真實拉伸試 取得 Y-U 模型材料參數進行探討。 Y-U 模型是基於循環拉-壓試驗所建立的材料模 驗的曲線極為吻合,其曲線如圖 1 所示, 型,然而對於薄板拉-壓試驗而言,壓縮過程非常容 150
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1200 參考 Yoshida-Uemori 的模型說明[1,2]以及[5]的 回歸方法,進行以下步驟以取得 Y-U 模型參數: (a) 利用上昇階段曲線,考慮兩種不同應變範圍的曲 Stress (MPa) 1000 800 600 線來進行曲線嵌合,計算出 B、Rsat+b 及 m 值如 400 Shear test 表 1 所示,其中第 3 組取應變範圍 0.02~0.0489 Tensile test 200 的曲線是較為收斂的結果。 Equivalent Tensile Test 0 p 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 flow  bound  B  R    B  ( Rsat  b)(1  e  m ) 0.12 Strain (b) 參考圖 3 之  0  1042 與 2  0  1042  880  162 與 圖 1. DP980 剪力試驗曲線及轉換後等效拉伸試驗曲  op  0.0489 ,將步驟(a)得到的 m=53.78 值代入公 線 式(4)計算出 b= 87.3。 800 p (  Bp )  2 0  2b(1  e  m 0 ) 0 600 Rsat=143.9。 Shear Stress(MPa) 200 (d) 擷取圖 3 中再降伏點(Re-yielding)d 點至永久軟化 0 (Permanent softening)e 點的範圍,即暫態包辛格 ‐0.10 ‐0.08 ‐0.06 ‐0.04 ‐0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 ‐200 ( ˆ 效應區域的實驗點,將其轉成  Bt )   p 曲線如圖 ‐400 (t 4 其中  B ) 為 d-e 段應力扣除 j-e 段的應力值  p , ,ˆ ‐600 為再降伏點的塑性應變扣除曲線 e-d 段的塑性應 ‐800 ( ˆ 變值。此  Bt )   p 曲線經(5)式曲線嵌合回歸得到 Shear Strain 圖 2. DP980 往復式剪力試驗應力應變曲線圖 C=112, (  Bt )  a    2ae 1500 1000 d ‐0.02 STRAIN RANGE  0  1042 500 ‐0.04 0 0.00 0.02 ‐500 ˆ p ˆ  C p ˆ  C p  2( B  R0  Y )e 表 1. 不同應變範圍回歸所得參數  0p  0.0489 True Stress (MPa) (4) (c) 將 b 值 代 入 由 步 驟 (a) 得 到 的 Rsat+b , 得 到 400 ‐0.06 (3) 0.04 1 2 3 4 5 6 0.06 B  R0  880 (t B) 0.010~0.0489 0.015~0.0489 0.020~0.0489 0.025~0.0489 0.030~0.0489 0.040~0.0489 B 798.76 813.26 818.11 813.04 803.14 725.60 Rsat+b 249.66 235.91 231.22 236.19 245.91 322.75 (5) m 57.00 54.57 53.78 54.45 55.61 62.13 ‐1000 e j (  Bt ) ( MPa ) ‐1500 True Plastic Strain 圖 3. 轉換後等效拉壓試驗之真實應力與真實塑性應 變曲線圖 其次進行往復式剪力實驗,並考慮不同最大應變 的情況,四種不同剪力試驗曲線如圖 2 所示。應用轉 換係數 1.81,將往復式剪力試驗應變最大的曲線轉換 ˆ  p 成等效拉壓實驗之應力與應變,並將應變扣除彈性應 ( ˆ 圖 4.  Bt )   p 曲線 變之後,繪成真實應力與真實塑性應變之曲線圖如圖 3 所示。 (e) 為了計算 Y-U 材料模型中係數 ξ 和 Ea,利用圖 2 151
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 3. DP980 剪力試驗模擬 中不同塑性剪預應變(  0p )之剪應力-應變曲線,從 每一條曲線之暫態包辛格區域劃分四個區域 利用 DP980 剪力試驗所得之應力應變曲線,獲 (1)0.75τ0~0.95τ0 , (2)0.50τ0~0.95τ0 , (3)0.25τ0~ 得 Yoshida 參數如表 4 與表 5 所示,其中 Y 代表線彈 0.95τ,(4)0~0.95τ0。由此四個區域計算出剪應力 性剪應力。 及剪應變之梯度而得到平均剪彈性模數 Gav,而 表 4. DP980 實驗回歸所得的 Yoshida 參數 平均彈性模數 Eav 可以藉由 Eav  2(1   )Gav 計算 B Y Rsat B Ea C M h  (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) 818 500 112 53.78 143.9 87.3 1.0 1.678e5 29.7 出。總共四條不同預應變的曲線,因此可列出表 p 2 不同塑性預應變  0 (剪預應變除以 1.81)所計算 表 5. DP980 其餘參數 出不同應力區域之平均彈性係數 Eav。  (ton/mm3) 由表 2 可畫出塑性預應變  0p 與平均彈性模數 7.85e-9 Eav 關係曲線如圖 5 所示。藉由圖 5 及方程式(6), 。 回歸計算出四條曲線的 ξ 和 Ea 其中 E0 為 DP980 E av  E 0  ( E 0  E a )(1  e R (6) )  0.3 R 1.4925 其中平均異向性係數 R 是參考[6]的實驗結果 之原始彈性模數 210GPa。 p   0 E(MPa) 2.1e5 r0  r90  2r45 4 (7) 表 6. DP980 異向性係數[6] 表 3 為不同應力範圍計算出 Ea 及 ξ 結果。若 r0 r45 r90 0.76 取 0.75σ0~0.95σ0 及 0.5σ0~0.95σ0 兩區域的結果平 2.1 1.01 均可得到 Ea = 167.82 GPa,ξ=29.715。 圖 6 是 LS-DYNA 中 125* MAT_KINEMATIC_ 表 2. 不同應力範圍與預應變所得之 Eav HARDENING_ TRANSVERSELY_ANISOTROPIC 的 應力範圍 預應變 p 0 0.007513 0.010696 0.019407 0.029493 0.049014 材料卡輸入畫面,必須注意 125*MAT 材料卡中只有 0.75σ0~0.95σ0 0.5σ0~0.95σ0 0.25σ0~0.95σ0 0~0.95σ0 一個 SC 欄位對應 Yoshida-Uemori 論文中的 C 值,同 201.9481 200.1762 197.736 189.4809 182.4692 197.252 194.5331 190.5701 181.1514 172.9044 182.6732 179.1616 175.0127 163.5791 156.8774 時負責控制暫態包辛格效應與曲線上昇階段的彎角 156.0225 151.8948 146.8889 135.9981 132.7521 弧度,但 Yoshida-Uemori[1]修正的模型中則利用兩個 C 值分別控制控制暫態包辛格效應與曲線上昇階段 的彎角弧度,這樣才能處理兩邊彎角弧度差距很大的 情況,因此 LS-DYNA 在處理這種暫態包辛格效應與 表 3. 不同應力範圍計算之 Ea 及 ξ 曲線上昇階段的彎角弧度相差很大的材料,先天上就 0.75σ0~0.95σ0 0.5σ0~0.95σ0 0.25σ0~0.95σ0 0~0.95σ0 Ea 169.57 166.08 158.15 ξ 23.08 36.35 79.17 具有難以克服的劣勢。 136.39 153.215 220 200 Eav (GPa) 180 160 140 120 0.75σ 0.75 0~0.95σ0 100 0.5 0~0.95σ0 0.5σ 圖 6. LS-DYNA 中 125*MAT 材料的輸入畫面 0.25 0~0.95σ0 0.25σ 80 0 0~0.95σ0 60 0 0.01 0.02 0.03 Prestrain p ( 0 ) 0.04 0.05 圖 5. 不同應力範圍與預應變所得之 Eav 曲線圖 152
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 8 考慮 Y=500 但變化 C=112、150 與 200 的情 況,尋求最接近實驗結果的模擬曲線,由於 DP980 暫態包辛格效應與曲線上昇階段的彎角弧度相差很 大,由圖 8 可以觀察 C=112 在暫態包辛格效應部分 曲線最接近實驗曲線,但上昇階段的彎角則明顯偏離 實驗曲線,雖然提高 C 值為 C=200 可以在上昇曲線 非常接近實驗曲線,但在暫態包辛格部分曲線明顯偏 移實驗曲線,因為 LS-DYNA 無法設定兩個不同的 C 值,因此面對 DP980 這種暫態包辛格效應與曲線上 昇階段的彎角弧度相差很大的材料,立即出現無法同 時模擬兩邊彎角弧度的困境。 圖 7. LS-DYNA 剪力試驗模型之邊界條件與網格 圖 9 使用 Y=500,h=1.0,C=112 即表 4 與表 5 利用 LS-DYNA 建立剪力試驗模擬模型,模擬剪 的設定,但考慮不同的正向剪應變範圍進行模擬,其 , 力試件中央 10mmx10mm 的區域 承受均勻剪應力的 結果並與實驗曲線比較,圖中可以觀察出在不同的應 作用而變形,將其劃分成 20x20 網格,其邊界設定如 變範圍條件下,本計畫所回歸得到的 Yoshida 參數仍 圖 7 所示,下邊界固定 ux,uy,uz 自由度,其他元素僅 保有相當準確性。 固定 uy,uz 自由度,因此當上邊界沿著 x 方向移動時, 4. DP980 U 型成形模擬 每個節點均能保有自由轉動的自由度,且能模擬完整 均勻剪變形的應力與應變狀態。 圖 10 是本文所使用的 U 型成形實驗模具設置  (MPa) 圖,此設置方式是仿照 Numisheet'93 中的設置方式 800  [7] , 但 因 為 本 文 所 使 用之 鋼 板 (Blank) 厚 度 較 厚 (t Shear experiment Y=500,h=1,C=112 600  =1.4mm),因此沖頭(Punch)的寬度與 Numisheet'93 並 Y=500,h=1,C=150 400  Y=500,h=1,C=200 不相同,沖頭與下模(Die)的間隙也不相同,考慮沖頭 200  ‐0.15  ‐0.10  0  0.00  ‐0.05  與 下 模 的 間 隙 為 鋼 板 厚 度 的 1.1 倍 , 其 間 隙 為  0.05  0.10  1.54mm 此外為了比較沖頭圓角(Rp)對回彈角度的影 , 0.15  ‐200  響,考慮沖頭三種不同圓角分別為 R3、R5 與 R9 進 ‐400  行成形實驗,但為了簡化實驗設備而將下模底部的圓 ‐600  角省略,且由於 DP980 的強度遠高於 Numisheet'93 ‐800  中的鋁合金 因此壓料板(Blank Holder)的壓料力也必 , 須適當增加,實驗所使用的壓料力達到 4000N,較 圖 8. 變化 C 值的剪力試驗模擬曲線  (MPa) Numisheet'93 所使用的 2450N 為高,圖 11 是仿造 800  Shear Experiment Simulation Numisheet'93 中對於回彈角度與側板捲曲半徑的測量 600  方式說明,其中 θ 1 , θ 2 為回彈角度,R 為側板捲曲半 400  徑。 200  板 料 的 材 料 性 質 使 用 DYNAFORM 中 的  0  ‐0.10  ‐0.08  ‐0.06  ‐0.04  ‐0.02  0.00  0.02  0.04  0.06  0.08  0.10  0.12  125*MAT,輸入剪力試驗回歸與模擬得到的 Yoshida ‐200  參數如圖 12 所示 125*MAT 材料是完全針對 Yoshida , ‐400  材料模型所設計,而且材料性質欄位與 LS-DYNA 中 ‐600  的 125*MAT 完全相同。 ‐800  圖 9. 不同應變範圍剪力試驗模擬曲線 153
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 板料(Blank)使用完全積分(Fully Integrated)殼元 素,沿厚度方向分佈積分點為 5 個,成形階段使用單 精度計算,回彈階段使用倍精度計算。由於板厚 1.4mm,設置成形工具(Tools)時必須將 Die 向下調整 半個板厚 0.7mm,Punch 與 Binder 向上調整半個板厚 0.7mm , Punch 的成形速度為 1000mm/s (預設為 5000mm/s),壓料力為 4000N,所有接觸面的摩擦係 數為 0.162,Punch 的成形行程為 70mm,回彈分析階 段中的拘束條件為自由釋放。 圖 13 是回彈後的鋼板形狀,在 y-z 平面取鋼板 圖 10. U 型成形設置圖 的截面曲線如圖中之線條,擷取截面曲線座標點,利 用軟體重新繪製曲線圖形,並控制水平垂直比例相同 以還原回彈曲線,將圖形以原尺寸匯出,再利用   AutoCAD 測量  1 、  2 與  值。   圖 11. NUMISHEET’93 回彈結果測量方法 圖 13. 成形完成後回彈的鋼板形狀與擷取之回彈截 面曲線 表 7.實驗與 DYNAFORM 模擬回彈結果比較表 Rp = 3 mm Rp = 5 mm Rp = 9 mm 實驗 模擬 誤差 實驗 模擬 誤差 實驗 模擬 誤差 值 值 (%) 值 值 (%) 值 值 (%) 1 () 106.8 100.2 -6.2 107.5 101.5 -5.6 110.8 104.4 -5.7 2 () 77.4 82.9 7.1 (mm) 94.1 169.7 79.7 78.5 82.7 5.4 97.8 171.7 75.5 77.3 81.8 5.7 93.8 138.1 47.2 表 7 為 U 型成形實驗與 DYNAFORM 模擬之回 彈結果比較,由表中可觀察,不論沖頭圓角 Rp 為 3、 5 或 9mm,實驗值與模擬值的 1 與 2 誤差不大,都在 7.1% 以 內 , 但 側 板 的 捲 曲 半 徑  誤 差 高 達 47.2~79.7%,但 U 型成形實驗隱藏的變因相當多,常 常反應在側板捲曲半徑上。雖然 NUMISHEET’93 探 討的是鋁合金,但觀察 NUMISHEET'93 的統計結果 [7],不同研究者所做的實驗結果,回彈角度的差異性 不大,但側板捲曲的半徑的差異範圍卻非常大,其值 在 75.7~217mm 之間,而模擬結果的差異性更高達 圖 12. DYNAFORM 中 125*MAT 所輸入的 DP980 材 料性質 60-531mm,可見精確模擬側板捲曲半徑的困難度確 實非常高。 154
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 央大學,2012 5. 結論 6. 洪英治 , 先進高強度鋼板沖壓成形包辛格效應 本研究建立往復式剪力試驗與拉伸試驗以取得 之研究, 台灣大學機械所碩士論文,2011 轉換係數,將往復式剪力試驗曲線轉成等效拉壓試驗 7. Z., Dongjuan, C., Zhenshan, R., Xueyu, L., Yuqiang, An analytical model for predicting springback and side wall curl of sheet after U-bending, Computational Materials Science 38, 707-715, 2007 曲線 再據此求取 DP980 高強度鋼之 Yoshida-Uemori , 材料模型參數,並成功使用此材料參數於 LS-DYNA,精確模擬往復式剪力試驗。除此之外, 本研究建立 NUMISHEET’93 之 U 型沖壓試驗,並利 用 Y-U 材料參數進行 DYNAFORM 之沖壓回彈模 The Research of Yoshida-Uemori Material Model in DP980 High-Strength-Steel by Shear Test 擬,雖然側壁捲曲半徑誤差較大,但兩個回彈角度的 誤差相當小 證實本文所獲得之 Y-U 材料參數確實可 , 應用於 DP980 高強度鋼沖壓回彈之模擬。 Chih-Yi Chang1,Yi-Kai Lin2, Ming-Hsiung Ho1, Ping-Chen Shen2 1 Department of Mechanical Engineering, Taoyuan Innovative Institute of Technology 2 Iron & steel Research & Development Department, Chin Steel Corporation 3 Department of Mechanical Engineering, Yuan Ze University 6. 誌謝 感謝中國鋼鐵股份有限公司對本研究團隊的經 費支援與經驗上的多方支持,在此特別予以感謝。 7. 參考文獻 1. F. Yoshida, T. Uemori and K. Fujiwara, Elastic-plastic behavior of steel sheets under in-plane cyclic tension-compression at large strain, International Journal of Plasticity, Vol. 18, No. 5-6, pp. 633-659, 2002 2. F. Yoshida and T. Uemori, A model of large-strain cyclic plasticity describing the Bauschinger effect and workhardening stagnation, International Journal of Plasticity, Vol. 18, No. 5-6, pp. 661-686, 2002 3. A. Ghaei, D. E. Green and A. Taherizadeh, Semiimplicit numerical integration of Yoshida-Uemori two-surface plasticity model, International Journal of Mechanical Sciences, Vol. 52, No. 4, pp. 531-540, 2010 4. Ming F. Shi, Xinhai Zhu, Cedric Xia and Thomas Stoughton, Determination of Nonlinear Isotropic/ Kinematic Hardening Constitutive Parameters for AHSS Using Tension and Compression Tests, Proceedings of the 7th International Conference and Workshop on Numerical Simulation of 3D Sheet Metal Forming Processes, Interlaken Switzerland, pp.137-142, 2008 、 、 、 , 5. 張志毅 林義凱 何明雄 沈炳臣 Yoshida-Uemori Abstract Demands for energy conservation and impact resistance have made high-strength steel a crucial material in sheet metal parts for the automotive industry. However, during metal stamping, the springback associated with high-strength steel plates is significantly greater than for mild steel. This makes numerical simulation and prediction in stamp forming extremely difficult. The Yoshida-Uemori material model comprehensively describes the Bauschinger effect and work hardening stagnation that occur in metal during cyclic large plastic deformation, making it an important model for the simulation of high-strength steel stamp forming. This study employed cyclic shear tests to explore the construction of a Yoshida-Uemori model and verify its accuracy using numerical simulation. Then, constructed the NUMISHEET’93 stamp forming process to obtain the springback result and compared with numerical simulation. Keywords Yoshida-Uemori material model, shear test, : stamp forming, springback. 材料模型於循環拉-壓與剪力試驗之探討,中華 民國力學學會第三十六屆全國力學會議,國立中 155
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 鋁合金 6061 車削斷屑槽設計之有限元素分析 陳狄成 1、尤麒熊 1 、潘俊諺 1 1 國立彰化師範大學 工業教育與技術學系 率、切削深度對工件的受力分析。郭俊雄[9]針對熱處 理型6061鋁合金經不同的時效處理其機械性質會有 顯著的不同,合金的強度及硬度會隨著固溶處理溫度 的增加而增加,但延伸率會降低。Mitrofanov等[10] 分析有限元素分析正交切削時刀具與工件所產生的 溫度分布。Ceretti等[11]利用DEFORMTM 2D模擬車削 過程其參數變化的影響。例如溫度和剪切應力將使得 有可能最大限度地減少刀具磨損。此外,有限元素模 擬也有利於機具與工具製造商,他們將幫助選擇合適 的材料,最好的刀具幾何形狀和以優化刀具的設計與 處理參數工作流程以節省時間和金錢。 摘要 本文以有限元素分析DEFORMTM3D建構鋁合金 6061車削斷屑槽設計模擬,分別為平行式、外斜式、 內斜式共3組切削條件組合。分析和探討斷屑槽之設 計條件下的切屑形成、等效應力、切削溫度、螺紋車 刀磨耗的變化。並全面考慮車削斷屑槽切削加工之間 的相互影響作用,能依據參數之間的影響改善車刀斷 屑槽之設計。 關鍵字 :有限元素分析、磨耗、斷屑槽。 1. 前言 2.相關理論 刀具斷屑槽之加工設計,對正常生產與操作者安 全都有著重大影響。在切削加工中,崩碎切屑會飛測 傷人,而長條帶狀切屑會纏繞在工件或刀具上,易割 傷工件,引發刀具破損,甚至影響人員安全,所以在 設計、選用或磨刀具時,必須考慮刀具斷屑的性質。 刀具斷屑槽設計加工是一種重要的金屬加工方法,為 了提高加工效率和產品表面質量,特別是滿足各式零 件的嚴格要求,必須深入研究螺紋切削加工原理。由 於端螺紋車刀切削技術相當複雜,涉及的影響因素較 多,利用解析方法很難準確描述切屑的形成過程[1], 而單純的實驗研究所需的經費和時間投入很大,相對 而言,有限元素分析技術作為一種有效的輔助設計工 具,能夠將工件材料屬性表示成溫度、應變和應變率 的函數,並全面考慮斷屑槽參數之間的相互影響作 用,依據參數之間的影響改善端銑刀之結構設計。 對於有關斷屑槽設計車切削加工研究包括 Domenico[2] 利 用 DEFORMTM3D 軟 體 模 擬 正 交 切 削,改變刀角、溫度、速度、進給率等參數模擬出鈦 合金最佳的切削參數。Schulz[3]歸納高速切削的速度 範圍,50~110m/min切削速度範圍屬於過渡區域,而 大 約 110m/min 以 上 就 屬 於 高 速 切 削 的 區 域 。 Astakhova和Outeirob[4]分析在金屬切削中接觸應力 的分佈情形,結果指出正切應力和剪切應力的部分是 不均勻的。Karamer[5]的研究指出切削溫度會隨著切 削速度增加而遞增,但最高溫度不超過工件材料的熔 點,所以為了維持刀具幾何形狀不改變,高速切削 時,選擇的刀具材料軟化溫度應該高於材料熔點。蔡 志成、陳定宇[6]透過Makino-A55高速切削工具機對 常用之6061-T651鋁合金進行高速切削實驗,探討鋁 合金最佳製程參數之技術。Omar Bataineh和Doraid Dalalah[7]提出一種優化切削參數,在車削加工時, 以提高表面粗糙度及加工時間,以降低加工成本。 Wang[8]比較SCMT與CNMM正角車刀,在不同進給 2.1.材料的物理性質 一般鋁合金特性除了質量輕、高強度、延展性 佳、抗腐蝕性外,更易於加工且其低密度,若添加 其他元素能更充分表現機械性質[12]。本文主要以 鋁合金6061為主要之切削對象,以鎂和矽作為合金元 素,具有好的機械性質及物理性質,可以進行熱處理 及焊接,是最常被使用的鋁合金。廣泛用於建設飛機 結構、構造工作物,運動器材,滑翔翼骨架,腳踏車 骨架。鋁合金特性在退火或溶體化熱處理狀態,可作 嚴苛之成形加工。經由熱處理也可發揮完全的性能。 而且耐腐蝕性好,強度是中等度,可用於熔接。 2.2.有限元素模擬分析 DEFORMTM3D[13] 軟體是根據設計系統及加工 製程中,藉由二維或三維流動變形的解析模式,得以 模擬出金屬材料於模具成形上,延性破壞值、變形後 之溫度、塑性流動速度、應力和應變等的分佈情形。 使用此軟體模擬,不但可以大大地省去製模、試模的 時間和金錢,且提供了我們極重要的資訊,如不同材 料對成形加工的影響和熱傳導對整個成品的效應 等。DEFORM TM3D 廣泛地被應用於鍛造成形、擠製、 抽拉、輥軋、衝壓、切削、鍛粗等精密金屬加工成形 上。此軟體由多個模組所組合而成,主要結構可分成 前處理模組、模擬引擎、後處理模組和多功能模組。 在金屬成形過程中,由於受到塑性變形之影 響,造成被加工物中缺陷的產生大都是為材料延性 破壞所導致。金屬材料的脆性破壞是以結晶裂開面 間,原子相互結合破壞為主的微視現象,即劈開破 壞(Cleavage fracture)且直到材料破壞之前,產生的 應變量極小甚至沒有塑性變形且無預警的形成破 壞;而延性破壞則是屬於結晶滑移所致的剪斷破壞 (Shear fracture)。Chen 等[14]針對 Cockcroft & Latham 156
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 準則進行修改,訂定一無因次(Non-dimensional)的判 斷準則公式稱之為 Normalized C & L criterion 延性 破壞準則: f  max d  C (1) 0  圖 2 為鋁合金 6061 車削斷屑槽有限元素分析加 工示意圖,其圖(a)為加工前圖 (b)為加工後,本模擬 所選擇的工件材料為鋁合金(6061),而刀具材料為 WC 碳化物刀片。工件邊界條件 x、y、z 方向位移 完全固定如圖 3 所示之 x、y、z 方向示意圖。  其中  max 為最大拉伸應力,   為等效應變, 為等效應力,  f 為破壞時的等效應變,C 為破壞 指數(Damage value)。 模具磨損計算模型: 對模具的磨損進行分析, 首先需選擇磨損計算模型,在 DEFORM 類比分析軟 體中給出了兩種計算模型:Archard 模型和 Usui’s 模 型。Archard 模型是以磨粒磨損為主要計算對象,主 要應用在分析金屬塑性成形時模具的磨損,是最經 典和最常用的磨損模型;Usui’s 模型以粘著磨損為 主要計算物件,一般用在金屬切削加工時刀具的磨 損[15]。這裡選擇 Archard 磨損模式,公式表示如下: (2) (a) 加工前 ( 公式中,ZAB 為磨損,p 為接觸壓力,v 為相對 速度,H 為模具的硬度,dt 為增量時間,a、b 由實 驗決定之係數。 (b)加工後 2.3.斷屑槽 斷屑槽與主切削刃的傾斜方式常用的有平行 式、外斜式、內斜式三種如圖 1 所示。 圖 2 鋁合金 6061 車削斷屑槽加工示意圖 (a)平行式 圖 3 x、y、z 加工方向示意圖 3.結果與討論 表 1 為模擬參數表,其設定模擬分析變動設計為 平行式、外斜式、內斜式三種斷屑槽,固定參數直徑 20mm、切削深度 2.5mm、轉速 1200RPM。 (b)外斜式 表 1 模擬參數表 編號 斷屑槽傾 工件直 切削深 轉速 斜方式 徑(mm) 度(mm) (rpm) 2.5mm 1200 01 外斜式 (c)內斜式 02 內斜式 圖 1 斷屑槽與主切削刃的傾斜方式 03 平行式 157 20mm
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 4 為斷屑槽傾斜方式 X 軸負荷圖取行程 0.28mm 之負荷做為比較如圖 4 所示,由圖可知編號 1 之外斜式 x 軸負荷最大,其在車削時刀具所承受之 徑向負荷較大。由圖 5 Y 軸負荷比較圖可知外斜式之 負荷較大。由圖 6 Z 軸負荷比較圖可知平行式之 Z 軸 負荷較大,由此可知平行式斜角在車削時軸向負荷較 大。 圖7 等效應變比較圖 圖 8 編號 2 內斜式模擬圖 圖4 X 軸負荷比較圖 圖 9 為等效應力比較圖,由圖可知編號 2 之內斜 式所產生之等效應力較大。其模擬對照圖如圖 10 所 示,由圖可知其最大應力在於刀具對工件產生切削 作用時最大。 圖 5 Y 軸負荷比較圖 圖 9 等效應力比較圖 圖 6 Z 軸負荷比較圖 圖 7 為等效應變比較圖,由圖可知編號 2 之內斜 式之等效應變值最大,其模擬對圖照如圖 8 所示, 內斜式其刀尖處斷屑槽之槽寬較窄,切屑最先受阻 而卷曲,且卷曲半徑小而使得等效應變較大,切屑 因卷曲而翻轉至刀面及工件表面上,經碰撞後折斷 而形成C形屑。 圖 10 編號 2 等效應力圖 158
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 11 為溫度比較圖,其取模擬行程 0.3mm 做為 比較之基準,其編號 1 外斜式之溫度較高,平行式之 溫度較低,其平行式斜角較不易容過熱。圖 12 為編 號 1 工件溫度分析圖由圖可知車削溫度會隨著車削 時間的長短而增加。圖 13 為編號 1 之模擬對照圖由 圖可知切屑在形成時溫度最高。圖 14 為編號 1 刀具 溫度對照模擬圖,由圖可知溫度集中於刀刃部位。 圖 14 編號 01 刀具溫度模擬對照圖 圖 15 為深磨耗分佈圖,由圖累積之深磨耗在於 車刀尖端紅色區塊部位,其車削時須注意尖端部位是 否磨損,如己磨損須重新研磨再使用。圖 16 為淺磨 耗分佈圖,因切屑的形成與溝槽之磨擦(黃色區塊), 造成輕微的磨損。 圖 11 溫度比較圖 圖 15 深磨耗模擬圖 圖 12 編號 01 工件溫度分析圖 圖 16 淺磨耗模擬圖 圖 13 編號 01 工件溫度模擬對照圖 159
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4. 結論 1. 斷屑槽傾斜方式之外斜式 x 軸負荷最大,其在車 圖 17 為外斜式斷層槽切屑模擬圖,由圖可知切 屑較為流暢,圖 18 為內斜式切屑模擬圖,由圖可知 在因前端槽窄切屑先卷成小卷,在卷曲的方向碰撞到 工件表面造成切屑折斷。圖 19 為平行式斷屑槽切削 模擬圖,由圖可知切屑流暢。因此外斜式、平行式之 切屑較為流輰,內斜式之切屑較易折斷或阻塞。 2. 3. 4. 5. 6. 圖 17 外斜式斷屑槽切削模擬圖 削時刀具所承受之徑向負荷較大。外斜式之 Y 軸 負荷較大。平行式之 Z 軸負荷較大,由此可知平 行式斜角在車削時軸向負荷較大。 內斜式之等效應變值最大,其刀尖處斷屑槽之 槽寬較窄,切屑最先受阻而卷曲,且卷曲半徑 小而使得等效應變較大,切屑因卷曲而翻轉至 刀面及工件表面上,經碰撞後折斷而形成C形 屑。 內斜式所產生之等效應力較大,最大應力在於 刀具對工件產生切削作用時最大。 外斜式之溫度較高,平行式之溫度較低,其平行 式斜角較不易容過熱。車削溫度會隨著車削時間 的長短而增加,切屑在形成時溫度最高,溫度集 中於刀刃部位。 累積之深磨耗在於車刀尖端,其車削時須注意尖 端部位是否磨損,如己磨損須重新研磨再使用。 因切屑的形成與溝槽之磨擦,造成輕微的磨損。 為外斜式斷層槽切屑較為流暢,內斜式切屑因前 端槽窄切屑先卷成小卷,在卷曲的方向碰撞到工 件表面造成切屑折斷。平行式斷屑槽切屑流暢。 因此外斜式、平行式之切屑較為流輰,內斜式之 切屑較易折斷或阻塞。 5. 參考文獻 1. Astakhov, Metal Cutting Mechanics, CRC Press, USA, 1999. 2. Domenico Umbrello, Finite Element Simulation of Conventional and High Speed Machining of Ti6Al4V Alloy, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 196, pp. 79-87, 2008 3. H. Schulz, T. Moriwaki, High-Speed Machining, Annals of the CIRP, Vol. 41, p. 637, 1992 4. V. P. Astakhova, J. C. Outeirob, MODELING OF THE CONTACT STRESS DISTRIBUTION AT THE TOOL-CHIP INTERFACE, Machining Science and Technology: An International Journal, Vol. 9, p. 85-99, 2005 5. B.M. Kramer, On Tool Materials for High Speed Machining, Journal of Engineering for Industry, Vol.109 , p. 87 , 1987 6. 蔡志成 陳定宇 高速切削加工條件最佳化技術 、 , , 機械月刊雜誌社 ,第二十六卷,第三期,第 383-390 頁,2000 7. Omar Bataineh, Doraid Dalalah, Strategy for optimising cutting parameters in the dry turning of 6061-T6 aluminium alloy based on design of experiments and the generalised pattern search algorithm, International Journal of Machining and Machinability of Materials, Vol.7, p. 39-57,2010 8. J. Wang, The Effect of the Multi-layer Surface Coating of Carbide Inserts on the Cutting Forces in Turning Operations, Journal of Materials Processing Technology, Vol.97, pp.114-119, 2000. 圖 18 內斜式斷屑槽切屑模擬圖 圖 19 平行式斷屑槽切削模擬圖 160
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 9. 郭俊雄,6061 鋁合金在時效期間加工特性之研 析,碩士論文,國防大學中正理工學院兵器系統 工程研究所,桃園、台灣,2005 10. A.V. Mitrofanov, V.I. Babitsky and V.V. Silberschmidt, Finite Element Analysis of Ultrasonically Assisted Turning of Inconel 718, Journal of Materials Processing Technology, Vol.153–154, pp.233–239, 2004 11. E. Ceretti, C. Lazzaroni, L. Menegardo, T. Altan, Turning simulations using a three-dimensional FEM code, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 99-103, 2000 12. 張維麟,6061 鋁合金及其顆粒強化銲道之摩擦 攪拌銲接研究,碩士論文,國立中正大學機械系 研究所,嘉義、台灣,2004 13. DEFORMTM3D Version 6.1(sp1) User’s Manual, Scientific Forming Technologies orporation, Columbus OH, 2006. 14. C.C. Chen, S.I. Oh and S. Kobayashi, Ductile Fracture in Axisymmetric Extrusion and Drawing, J Eng. Ind, Vol.101-102, p.36, 1979 15. DEFORM User’s Guide, Scientific Forming Technologies Corporation, Columbus OH, 1995. Finite Element Analysis of Turning Chipbreaker Design of 6061 Aluminum Dyi-Cheng Chen*、Ci-Syong You、 Jun-Yan Pan 1 Department of Industrial Education and Technology,National Changhua University of Education Abstract This paper is based on the finite element to analysis DEFORMTM 3D construction of aluminum alloy 6061 turnings breaker design simulation. There are Parallel type, external oblique type and internal oblique type respectively, a total of 3 groups of internal oblique type cutting condition combination. To analyze and discuss the chip formation, the equivalent stress, cutting temperature, thread turning abrasion changes under the design conditions of Chipbreaker. And fully consider the interactional impact of turnings breaker cutting, according to the influence of the parameters to improve the design of tools chipbreaker. Keywords:Finite element analysis, wear, chipbreaker. 161
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 精密定位機台精度檢測與調校 顏翰銘 1、楊世將 2 范光照 1 1 國立台灣大學機械工程系 2 智泰科技股份有限公司 量錶,另外垂直度則透過直角規與量錶配合檢測,以 上幾種量測方式操作容易且廣泛採用,但因違反布萊 恩原理( Bryan Principle ) [4],即便符合組裝規 範,機台面誤差依然過大,無法與知名廠牌設備競 爭。 摘要 精密機台的精度與其結構設計、零組件的加工以 及組裝技術有著密不可分的關係。雖然製造和加工技 術一直在不斷的改進,然而國內的組裝技術仍沿用傳 統的簡易量規與量表的組裝方式,假如在組裝過程中 無法確保每一階段的組裝精度,則在此情况下組裝出 來的機台其定位誤差一定不佳。本文針對雙導軌移動 平台的組裝及調校,提出一套直線度、平行度及角度 的檢測方法,利用自製光學量測儀器,可有效改善機 台組裝後的定位精度。其中本研究提出的直線度感測 器精度,與市售 HP 雷射干涉儀進行比對,在 60cm 量 測範圍內,其比對誤差在±1.5μm 以內。 Y 關鍵字 : 機台組裝,精度檢測, 阿貝原理 1. 前言 精密機械加工平台主要提供工件沿三個軸向線 性運動,其目的在精確的定位到要加工的位置。雙軸 移動台為工具機基本組成,一般皆搭配兩線性運動軸, 但各軸運動會有無法避免六自由度誤差 (圖 1),其 中分別為三個線性與角度誤差,兩軸 12 項誤差,再 加入兩軸之間垂直度共 13 項,統稱為幾何誤差 ( geometrical errors )[1]。這些誤差造成定位點 偏移,其中角度誤差與垂直度誤差因阿貝原理放大 [2],為誤差來源中主要成因。移動台上各誤差組成 的空間稱為「面誤差」( surface Errors ) ,如圖 2 所示。 X 圖 2: 雙軸運動平台之面定位誤差 本研究提出一套符合布萊恩原理的誤差量測系 統,利用自製光學儀器對常用工具機進行組裝誤差檢 驗。結果發現,連結兩軸之橋架 Yaw 角度為面誤差 主要來源,而一般調教導軌直線度與平行度無法有效 降低因 Yaw 角度產生的誤差量,因此提出本套直線 度、平行度、垂直度與 Yaw 角度檢測系統,改善機 台組裝精度。 2. 精密機台定位誤差成因: 圖 3(a)所示為常見龍門型( Gantry type )機台,由 兩導軌支撐移動橋架( moving bridge ),Z 軸搭配 不同模組達到各種功能例:铣切、鑽削等,光學尺裝 置於其中一側基準軌上感測縱向(Y)位移。由於導軌 間平行度誤差,橋架移動產生偏擺( yaw )角度(圖 3(b)) ,使 Y 軸定位誤差因為兩導軌跨距增加而放大, 此即阿貝誤差(Abbé error),其公式表達為: 𝛿y (𝑦) = −𝑋 × 𝜀 𝑧 (𝑦) 圖 1:機台各軸六自由度誤差 機台精度提升仰賴各軸幾何誤差的降低,機台組 裝時以精密儀器進行檢測與調校可有效提升精度。而 組裝與調校項目: (1) 線性導軌直線度,(2) 線性導 軌相互平行度及(3)導軌間垂直度等,目前調校方法 皆為 ISO 230-1 規範之工具機幾何精度檢測法[3], 目前直線度檢驗方法以直規( straightedge )與量錶 ( dial indicator )為主,平行度則利用平行規搭配 圖 3(a): 常見的 AOI 門型機台 162 (1)
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 鎖緊結合,如圖五(b)再於橋架上放置反射鏡以視準 儀量測 yaw 角度偏擺,若角度未達標準則必須重新 對兩軌直線度與平行度做調整,直至 yaw 角度達到 標準才算組裝完畢。 圖 3(b): Yaw 角度產生的定位誤差 欲提升工具機精度,則必須於組裝時將移動台之 yaw 角度盡可能降低,包括各導軌直線度、相互平行 度及裝配橋架後之 yaw 角度,偏擺角度可透過對導 軌平行度與直線度重複調校而降低。線性導軌 ( linear guide )直線度常藉助直規與量錶進行調校, 由圖四(a)可知,量錶懸臂距離對量測值造成影響, 原因在於量錶底座隨導軌移動時,底座有 pitch 與 yaw 角度,而角度與阿貝誤差影響下,所得量測值誤 差因而放大,又量測軸與待測軸不同軸,所得數值非 理想直規之直線度 此又稱為布萊恩原理 由圖四(b) , , 可知,傳統直線度組裝不符合布萊恩原理,同理,傳 統平行塊與量表直線度調校方式亦違反此原理,由此 可知,傳統組裝導軌方式有其謬誤之處,應於符合布 萊恩原理情況下進行調整與校正,方可大幅提升機台 精度。 圖 5(a):導軌直線度與平行度調整 圖 5(b):以視準儀量測 yaw 角度 3. 雷射凖直儀、自動視凖儀研製 圖 4(a): 用直規及量表做直度檢測的方法 3.1 雷射凖直儀精度校正: 整個校正系統利用 SIGMA KOKI 公司之精密微動平 台 SGSP60-10ZF 來提供微小位移,並在平台上方架設 四象限與雷射干涉儀(HP5529)的反射鏡組。當精密微 動平台產生位移時,透過 HP 干涉儀量得平台實際運 動距離,同時紀錄四象限感測器的輸出電壓的變化。 透過線性擬合的方式,即可得到電壓值與實際運動距 離之間的關係。下圖為水平直線度與垂直直線度校正 結果殘差圖,由校正結果可得,於 ± 100 μm 量測 圖 4(b): 實際直度組裝調整照片 因此本研究提出一套光學量測系統如圖五(a)所 示,包括五角稜鏡( pentaprism )、半導體雷射與四 象限感測器( QPD, Quadrant Photo Detector ),先 將雷射光以五角稜鏡轉到基準軌,調整該軌直線度, 調整完成後利用五角稜鏡將雷射光轉至平行軌,接著 對該軌做平行度調整,待調整完畢後,將橋架與兩軌 範圍內,殘差於 ± 0.7μm 內。 163
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4.1 直線度檢測 準直雷射與四象限光感測器的組合可用來量測直 線度,實驗架設如圖 8,將四象限感測器固定在線軌 滑座上,當線軌有不直度時,光點在四象限的位置就 會改變。在本架構中使用五角稜鏡(Pentaprism),它 能讓光進行方向改變 90 度,在此使用的目的,是為 了平行度檢測(下節會提到)。 QPD Pentaprism Linear Guideway 圖 6a:水平直線度殘差 Horizontal Straightness Collimated LD 圖 8: 直線度檢測架構圖 為驗證本研究提出的雷射準直儀之精度,本研究 使用 HP 直度干涉儀作比對,圖 9 為雷射準直儀量測 四次的實驗結果,重覆性良好。將四次結果取平均, 並和 HP 直度干涉儀方法作比對,如圖 10,在 60cm 量測範圍,誤差約+/-1.5μm,其原因如下: 1. QPD 系統校正誤差約+/-0.7μm 2. 所有的測量位移方法(例如雷射干涉儀測位移/直 線度、四象限位置感測、千分量錶),其選擇的量測 軸線會受到餘弦誤差、阿貝誤差(角度誤差)影響,亦 即,兩種方法的實驗條件必須相同(須在同一量測軸 線作比對),分批次進行比對,此可能是誤差來源之 一。 圖 6b 垂直直線度殘差 3.2 自動視凖儀校正: 圖 7a、圖 7b 為自動視準儀 pitch 與 yaw 校正結果 的殘差圖,由校正結果可得, 於± 100 arcsec 量 測範圍內,殘差於 ± 0.5 arcsec 內。 圖 9: 雷射準直儀對基準軌直線度量測結果 圖 7a pitch 殘差 圖 10: 兩種方法比對結果 4.2 平行度檢測 工業界習用的方法如圖 11 所示,違反布萊恩原理。 本研究提出的光電檢測法如圖 12 所示,兩支線性導 軌的平行度量測方法分為兩步驟: 1、按照直線度量測方法,量測基準軌的直線度,如 圖 12 實線部份所示。 2、將五角稜鏡從基準軌移至非基準軌,四象限光感 測器裝在非基準的滑台上,量測直線度,如圖 12 虛 圖 7b yaw 殘差 肆、 4. 機台組裝檢測與調校 164
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 線部份所示。 兩正交運動軸的垂直度量測方法仍須用雷射準直儀 搭配五角稜鏡來操作,分為兩步驟: 1、四象限光感測器裝在基準軸與橫樑的交點上,量 測基準軸的直線度,以此為基準,如圖 14(a); 2、將五角稜鏡置於橫樑上,四象限感測器裝在橫樑 的移動平台上 量測非基準軸的直線度 如圖 14(b)。 , , 從步驟 1,2,即可得到兩軸向的垂直度。相較於平行 度量測方法,因五角稜鏡於步驟 2 才放置,因此五角 稜鏡的精度會影響垂直度的量測結果。 圖 11: 傳統使用平行塊的檢測方式 X Y Y Collimated LD 圖 14(a): 垂直度步驟一 圖 12: 兩線性導軌平行度光電檢測方式 整個量測過程使用同一顆五角稜鏡,可比對兩支 線軌的直線度結果,亦可得到兩支線軌的平行度。圖 13 為經過直線度與平行度的調校後基準軌與非基準 軌的直線度,兩軸頭尾的平行度誤差可調到約 2 μm 左右,這是使用傳統的平行塊與量錶調校法無法達到 的精度。 X X Y Collimated LD Pentaprism 圖 14(b): 垂直度步驟二 同樣於平行度,花崗岩方規搭配量錶可用來測量垂直 度,不過受限於架設方法,目前架設均存在阿貝誤差 影響,因此並不是一個可參考依據;本研究調校過 XY 軸垂直度約 2 μm。 4.4 機台定位精度檢測 將機台之直線度、平行度調校完後,使用自動視凖儀 量測 X 軸在 y 方向行走時,所造成之 yaw 角度,如圖 5(b),而此 X 軸的 yaw 角度正可代表基準軸與非基準 軸兩軸間的定位誤差,如公式(1)所示 圖 13a 基凖軌直線度 圖 13b 非基凖軌直線度 4.3 垂直度檢測 圖 15 橫樑沿 Y 軸運動 yaw 角度 165
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 將上述調整過的機台,量取 X 軸的 yaw 角度,如 圖 15。發現其角度還是偏大,如此機台的橫樑長為 1m,其左右邊相對最大定位精度誤差約達 150 μm。 本研究因此重新調校基準軸、非基準軸兩軸線軌,利 用兩線軌之 yaw 為依據,使其越小越好,如圖 16。 而當兩軸 yaw 角度都調校完成後,重新量測 X 軸 yaw 角度,如圖 17,可發現 yaw 角度明顯的變小,最大 yaw 約是 18sec,相對應兩導軌的定位誤差最大約 90μm,與原來的 150 μm 相比有明顯的改善。 Measurement and calibration of linear guide gantry system Kuang-Chao Fan1,*, Han-Ming Yen1, and Shih-Jiang Yang2 1 Department of Mechanical Engineering, National Taiwan University, Taipei, Taiwan 2 3Dfamily Technology, Taipei, Taiwan Abstract The accuracy of machine tool is mainly determined by its structure design, quality of parts and assembly methods. While the manufacturing technic advances with time, the traditional assembly methods still consist of dial indicator and straightedge which is unable to meet the requirement for precision machine tool. Moreover, the positioning error of machine tool results from incorrect approaches during assembling. In this study, a laser measurement system is used to efficiently improve the assembly of linear guide gantry system. By obtaining and adjusting the straightness, parallelism and angle movement of the linear guides, the enhancement of positioning error is achieved. Calibrated by the laser angular interferometer, the error of the straightness measurement system is better than ±1.5 μm in the measuring range of 60 centimeter. With the application of laser measurement system and calibration methods in this study, the positioning accuracy of the linear guide gantry system improved by 75% (60 μm) . 圖 16 基準軌與從動軌 yaw 圖 17 橫樑運動時 yaw 角度 5. 結論 本研究從精密精度的理論來探討常用橋架式機 台,組裝後定位精度不良的原因,取代傳統使用量規 與量錶來調校機台組裝時的直線度、平行度及垂直度 的方法,提出符合布萊恩原理的光電檢測方法。研究 中發現線性導軌及橋架移動的 yaw 角度為影響整體 機台定位誤差的主要原因,因此建議在機台直線度與 平行度的組裝過程中,應使用附合布萊恩原則的光電 檢測方法進行機台的調校,此方法適用於任一精密機 台的組裝與調校。 Keywords :Machine assembly, Accuracy detection, Abbe`s principle. 6.參考文獻 1. Tlusty J, (1980) Technologies of machine tools, Supplement volume. 2. Abbé E, (1890) Meßapparate für physiker. Zeitschrift für Instrumentenkunde 10: 446– 448 3. ISO230-1, (1988) Acceptance codes for machine tool. 4. Bryan JB, (1979) The Abbé principle revisit: An updated interpretation. Precision Engineering 1: 129–132 166
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 電化學陶瓷反應之研究與分析 蘇程裕、曾煥明、林彥甫、范富雄 國立臺北科技大學 機械工程系 暨製造科技研究所 國科會計劃編號:NSC-101-2622-E-027-007-CC3 摘要 本研究係固態氧化物陶瓷電化學模組應用於產 氧機制中,並降低其工作溫度至 600~800 ℃。其系 統 包 括 陰 極 (Cathode) 、 電 解 質 (Electrolyte) 及 陽 極 (Anode)材料分別為 LSM、YSZ 及 Ni/YSZ,製備出 之陶瓷電化學反應試片,並做微結構、孔隙率及阻抗 分析。實驗首先將 NiO/8YSZ 粉末經過壓碇、燒結、 還原之過程製備出陽極支撐之試片(Ni/YSZ),為降低 工作溫度將使用熔射塗層技術降低電解質層厚度,將 電解質層(YSZ)及陰極層(LSM)噴塗在陽極層上,完 成電化學反應試片。微結構分析結果顯示 NiO/8YSZ 經還原後之孔洞比還原前多,並用阿基米德法量測孔 隙率得到 1300 ℃之未還原試片孔隙率為 34 % ,還原 後為 40 %,1450 ℃之未還原試片孔隙率 20 %,還原 後為 22 %,顯示還原過後之試片孔隙率有提高。 NiO/8YSZ 試片之阻抗非常大,但還原過之 Ni/8YSZ 試片之阻抗為 0.4 Ω,顯示還原過後之試片導電性明 顯提高,有助於電化學反應之運作。單電池試片 (NiO/YSZ/LSM)在 800 ℃時阻抗為 70 Ω,單電池試 片(Ni/YSZ/LSM)在 800 ℃時阻抗為 5 Ω 在高溫運作 , 下 Ni/YSZ 和 NiO/YSZ 阻抗相近,顯示 YSZ 有傳導 氧離子的現象才會使阻抗降低。 圖 1.1 燃料電池運作原理 本研究擬利用固態氧化物陶瓷特性組裝,並製作 出低工作溫度、低噪音、體積小、高效率之固態氧化 物之陶瓷電化學反應應用於氧氣產生器。其系統中包 含 陰 極 (Cathode) 、 電 解 質 (Electrolyte) 及 陽 極 (Anode)。圖 1.2 為產氧原理,當空氣中之氧氣通入多 孔隙之陰極後,電子將氧氣解離為氧離子,此時電解 質的兩側將產生電位差。低電位的氧離子利用電解質 中的氧空位遷移到陽極,其後再與多孔性的陽極起化 學反應,生成氧氣和電子,電子再經由迴路回到陰 極。依此特性產生氧氣為氧離子直接合成氧氣,因此 氧氣純度達 95 %以上。製程方面為了使其工作溫度 降低至 500~800 ℃之間[4-5],故需使其厚度降低至 5~50 μm,使用陽極支撐的方式製備,且其結構需 讓氧離子遷移至陽極,故須具備優良的氧離子導性, 但電解質本身為低電子導電率[6] 為防止氧離子以外 , 的氣體通過,其電解質層要有相當之高緻密性,因此 技術上有相當之挑戰性。 關鍵字 : 電化學反應、固態氧化物燃料電池 1. 前言 電化學反應已被許多學者提出,此為導電陶瓷排 列為電化學迴路,在固態氧化物燃料電池中最為常 見,可將化學能轉化為電能。在燃料電池,陰極與陽 極皆由多孔性且電子導電率高的材料所組成,電解質 為緻密性且低電子傳導率、高氧離子傳導率的材料所 組成,工作溫度約在 600~1000 ℃[1-2]。其運作原理 為在陽極通入燃料氣體(如天然氣,一氧化碳,氫氣 等),圖 1.1 為燃料電池運作原理,陰極通入空氣,空 氣中的氧氣在陰極端解離成氧離子,經由電解質傳遞 至陽極與燃料氣體發生氧化反應,產生水與電子,達 到發電目的[3] 近年來更有學者提出陶瓷電化學產氧 。 機制,此陶瓷材料和燃料電池有相似特性,兩層多孔 且電子導電性良好的材料夾著一層緻密的低電子導 電性且高氧離子傳導率的材料,此三明治結構在外部 連接電壓提供電子,在陰極端通空氣,空氣中的氧氣 在陰極端解離成氧離子,經由電解質傳遞至陽極,氧 離子在陽極釋出電子形成氧分子,達到產氧的目的。 圖 1.2 電化學陶瓷產氧原理 167
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2.3 孔隙率量測 坯體在燒結、還原過後,皆會以量測孔隙率的方 式來判斷緻密性。孔隙率之量測乃以阿基米德法,先 將試片以熱板烘乾 5 小時,使其表面水分蒸發,秤取 出的重量為原始重量(Wo) ;再將試片泡入甘油以超 音波振盪機振盪 10 分鐘,使甘油滲入試片孔洞中, 取出試片後將表面多餘甘油擦乾後再次秤取重量 (Woil) ;在下列孔隙率公式中,原始重量除待測物密 度為待測物體積(Wo/ρc) ,我們使用阿基米德法量測 試片之體積,帶入下列公式即可求得孔隙率。 2. 實驗方法與步驟 2.1 實驗流程 圖 2.1 為實驗流程圖,實驗分為兩大部分,第一 部分為製作陽極基板,再以熔射噴塗方式製作電解質 層與陰極層,完成電化學陶瓷試片。第二部分為孔隙 率分析、微結構觀察及電性量測。 /   Wo Woil WoWo 1/ 1 )  (Woil c  為孔隙率、Woil 含甘油之燒結微結構重量、Wo 為 燒結微結構原始重量、ρ1為甘油密度、ρc 為待測物密 度。 3. 結果與討論 3.1 微結構分析 圖 3.1 分別為 NiO/8YSZ、YSZ、LSM 之粉末粒 徑 由圖中可知 NiO/8YSZ 粉末的粒徑比較不均勻(約 , 10um~50um) ,是由於 NiO 和 YSZ 混合造成粉末顆 粒 大 小 不 均 勻 , YSZ 粉 末 之 粒 徑 分 布 在 20um~50um,LSM 粉末之粒徑約為 50um。 圖2.1 實驗流程圖 2.2 電化學陶瓷之製作 欲降低其工作溫度,採用陽極支撐之方式製備其 電化學模組[7],其陽極材料使用 YSZ 混合 NiO 粉末 共燒所製成,電解質亦使用 YSZ 製成,陰極材料係 使用 LSM 所製成。其製程如圖 2.2 所示,Ni/8YSZ 粉末經壓碇成形後經過 1450 ℃燒結,再通入 H2 還 原成 Ni/8YSZ,完成之試片以電漿熔射噴塗方式將電 解質(YSZ)與陰極(LSM)附著其上,完成電化學陶瓷 試片。 圖 3.1 (a)NiO/8YSZ(b)YSZ(c)LSM 粉末形貌 圖 3.2 為 NiO/8YSZ 及 Ni/8YSZ 經 1300 ℃燒結 後表面和斷面形貌,由圖中可以明顯看出,還原過的 試片產生許多氧空缺,孔洞比未還原的試片多,顯示 出還原過程有助於提升孔隙率。圖 3.3 為 NiO/8YSZ 及 Ni/8YSZ 經 1450 ℃燒結後表面和斷面形貌,又於 燒結溫度較高使試片的結晶性更好、更緻密,相對孔 隙率下降許多,和圖 3.2 比較孔洞的確少很多,且還 原過後的孔洞比未還原的多。 圖 2.2 電化學陶瓷試片製作流程 168
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖3.4 試片之斷面分析 圖3.2 陽極基板1300 ℃ (a)燒結表面(b)燒結斷面(c) 還原表面(d)還原斷面 圖 3.3 陽極基板 1450 ℃ (a)燒結表面(b)燒結斷面(c) 還原表面(d)還原斷面 圖 3.4 為噴塗過電解質(YSZ)及陰極(LSM)之單電 池試片經過研磨處理後之斷面分析 並作線掃描(Line , Scan)依鎳(Ni)、釔(Y)和鑭(La)三種元素判斷電解質 (YSZ)及陰極(LSM)塗層的厚度。由圖中可知陽極 (Ni/8YSZ)部分為多孔結構,但研磨過程許多掉落的 碎削將孔隙填滿,導致孔隙度沒有像圖 3.2 和圖 3.3 看起來這麼明顯,不過還是可以辨認出陽極層為多孔 性結構;電解質(YSZ)為中間白色薄薄一層,為了降 低其工作溫度,我們將電解質厚度控制在 5 um,由 線掃瞄分析(圖 3.5)可知 Ni 元素之範圍約在 32~50 um 處,而Y元素的範圍約在 28~50 um 處,可以推論出 32~50 um 處為 Ni/8YSZ 28~32 um 處為 YSZ 故 YSZ , , 的厚度約為 4 um;以 La 元素即可分辨出剩下部分為 LSM。 圖 3.5 線掃描之元素分布 3.2 孔隙率分析 以阿基米德法所量測出之孔隙率結果如圖 3.6 所 示,1300 ℃燒結出之 NiO/8YSZ 試片孔隙率為 34 %,還原後之 Ni/8YSZ 試片孔隙率為 40 %,顯示還 原後試片所產生的氧空缺,使孔隙率提升。1450 ℃ 燒結出之 NiO/8YSZ 試片孔隙率為 21%,還原後之 Ni/8YSZ 試片孔隙率為 22 %,顯示 1450 ℃之試片還 原後孔隙率略為提升,但因燒結溫度較高,試片之結 晶性較好,以致於孔隙率降低。孔隙率量出之結果可 以和微結構分析之結果相互呼應,其結論為還原後之 試片確實可以使孔隙率提升,燒結溫度越高,結晶性 越好,試片強度越高,但會使孔隙率下降,試片強度 和孔隙率之間必須取得良好的平衡點,才能使電化學 反應之效率提升。 169
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4. 結論 本研究成功以電漿熔射噴塗技術製備出電化學 陶瓷試片,以電子顯微鏡觀察微結構,可以明顯看出 試片經過還原後,由於產生氧空缺,孔洞有變大且變 多的趨勢。1300 ℃和 1450 ℃燒結溫度的比較可知, 燒結溫度越高,結晶性越好,試片愈緻密,孔隙度愈 低。孔隙率量測結果為 1300 ℃燒結出之試片 34 % 高於 1450 ℃燒結出之試片 21 %,還原後之試片孔隙 率高於未還原之試片,故以 1300 ℃燒結之電化學陶 瓷試片孔隙度較高,有助於電化學反應的進行。電性 量測結果為,在 800 ℃下,試片(Ni/YSZ/LSM)阻抗 為 5 Ω , 試 片 (NiO/YSZ/LSM) 阻 抗 為 70 Ω , (NiO/YSZ/LSM)由常溫下阻抗極大至 800 ℃時 70 Ω,說明 YSZ 有傳導氧離子才會使電阻下降,電化學 陶瓷試片運作的機制是可行的。 圖 3.6 孔隙率量測結果 3.3 電性量測 經由電漿熔射噴塗完成之電化學陶瓷試片 (Ni/YSZ/LSM),陰極部分通入空氣,還原過之 Ni 部 分在 400 ℃左右時會再度氧化形成 NiO,故做了 (Ni/YSZ/LSM)和(NiO/YSZ/LSM)在常溫及 800℃時 的阻抗比較,量測的結果如圖 3.7 所示,NiO/8YSZ 在常溫下由於阻抗太大無法量出 而 Ni/8YSZ 的阻抗 , 為 0.4 Ω,顯示還原過後可以明顯提高導電性,有助 於電化學反應的運作。噴塗過電解質(YSZ)和陰極 (LSM)之電化學陶瓷試片(Ni/YSZ/LSM),電阻量測結 果為 30 kΩ,是由於電解質在常溫下的性質為低的電 子導電率且不會傳導氧離子,故電阻值由 0.4 Ω 上升 至 30 kΩ。在高溫下為了不讓 Ni 再度氧化,故以 N2 取代空氣保護陶瓷試片(Ni/YSZ/LSM) 使之在高溫下 , 與氧氣隔絕,此狀態下 800 ℃量出之電化學陶瓷試 片(Ni/YSZ/LSM)阻抗為 5 Ω,而電化學陶瓷試片 (NiO/YSZ/LSM)在 800 ℃下之阻抗為 70 Ω,說明電 化學陶瓷試片在 800 ℃時會產生電化學反應,YSZ 有傳導氧離子才會使電阻下降。 5. 誌謝 本 論 文 為 國 科 會 編 號 NSC-101-2622-E-027-007-CC3 之計畫 由於國科會的 , 支持,使本計畫得以順利進行,特此致上感謝之意。 6. 參考文獻 1. R. R. Chandran, L. Klein, S. Mege, “Multiayer electrochemical cell technology using sol-gel processing applied to ceramic oxygen generator”, 2. N. Q. Minh, J. Am. Ceram. Soc., 76, 1993, 563-588. 3. G. Raymond, V. John, “Novel SOFC anodes for the direct electrochemical oxidation of hydrocarbons”, Journal of Catalysis,(2003),216,477-486. 4. S. C. Singhal, MRS Bulletin, 2000, 16-21. 5. T. Fukui, S. Ohara, K. Murata, H. Yoshida, K. Miura, and T. Inagaki, J. Power Sources, 106, 2002, 142-145. 6. 黃鎮江,燃料電池(修訂版),全華科技圖書股份 有限公司,2005。 7. 詹少華,研究影響 NiO-YSZ 陽極性能在固態氧 化物燃料電池的應用,國立臺灣師範大學,化學 系,台北,台灣,2010 The Research and Analysis of Ceramics Electrochemical Reaction C. Y. Su , H. M. Zeng , Y. F. Lin and F. S. Fan Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 圖 3.7 NiO/8YSZ 與 Ni/8YSZ 在 800℃阻抗比較 170
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Abstract In this study, we utilized the solid state oxide ceramic electrochemical modules to apply to oxygen generators, and devoted to abating the working temperature to 600 ~ 800 ℃ as well. The system involved Cathode, Electrolyte, and Anode, made of LSM, YSZ, and Ni/YSZ, respectively. The system would be used to fabricate the oxygen generator. The microstructure, porosity and impedance would also analyzed in detail. The sample of anode-support (Ni/YSZ) was prepared by pressing, sintering and deoxidation of NiO/8YSZ powder. The thermal spray coating technique was used to lessen the thickness so reduce the working temperature and then we sprayed the electrolyte layer (YSZ) and cathode layer (LSM) on anode-support sample. The microstructure analysis showed that the deoxygenated sample had more holes than undeoxygenated sample. Porosity was measurement by Archimedes method. The value of porosity at 1300 ℃ showed that undeoxygenated sample was 34 %, deoxygenated sample was 40%, when the temperature was increased to 1450 ℃ , undeoxygenated sample was 20 %, deoxygenated sample was 22%, it indicated that deoxygenated process enhance the porosity. The ammeter could not measurement the impedance because of NiO/8YSZ sample exhibited very large resistance, but Ni/8YSZ sample showed deoxygenated resistance of 0.4Ω, it mean that deoxygenated sample can improve the conductivity and be helpful for electrochemical reaction. The unit-cell sample (NiO/8YSZ/LSM) had the impedance of 70Ω at 800℃, and the unit-cell sample (Ni/8YSZ/LSM) had the impedance of 5Ω at 800℃, it revealed that both samples had the nearly impedance at high temperature. Keywords:Electrochemical reaction, Solid Oxide Fuel Cell (2~4 Words, 10 point, Times New Roman) 171
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 以磨削力訊號分析砂輪須削銳時磨粒狀態之關聯性 磨削力訊號分析砂輪須削銳時磨粒狀態之關聯性 分析砂輪須削銳時磨粒狀態之 邱能信 1、陳泓衛 2、朱建勳 2 1 國立高雄第一科技大學機械與自動化工程系副教授 2 國立高雄第一科技大學機械與自動化工程系研究生 摘要 而 SKD11 模具鋼是一種耐磨性能較佳的冷作模具鋼, 本文針對砂輪歷經磨削而即行削銳前,其表面磨 粒發生變異之情況進行研究,藉磨削力的取樣、搭配 關鍵資訊的萃取,以觀察磨削資訊與砂輪磨粒變異之 關連。文中藉磨削實驗時,所擷取到的磨削力訊號, 並進行工件磨後面粗糙度與表面微硬度的量測,而進 行其關聯性分析 結果發現 當磨後表面變異過大時, 。 , 磨削力量比之變化亦隨之改變,可藉其變異有效判定 砂輪應削銳之時機。同時並發現,磨削力量比的變化 趨勢與工件磨後粗糙度的變化情形類似,因此可應用 於砂輪再削銳時機與工件表面粗糙度的預測。 有著良好的淬火性,並且淬火變形量小。因此在許多 精密加工被用來當作材料使用。 當磨削發生時,工件材料必施予砂輪阻抗,砂輪 乃藉由磨削力產生來移除材料。而此力作用於磨粒, 其大小決定磨粒的磨耗,而改變其銳利程度及幾何形 狀。Younis[5]利用動力計來記錄磨削時,不同加工參 數下所產生的磨削力相對於工件表面及砂輪磨粒變 化。Tonshoff [6] 利用 AE 感測器對磨削製程進行監 控,藉以找出 AE 訊號與磨後工件表面特性之間的關 關鍵字 : 磨粒變異、磨削力、砂輪削銳。 係,再進一步改善工件品質。由上述可發現,感測裝 置確能反映磨削變異,而加工參數、磨削特性、感測 1. 前言 訊號三者間亦具關連。 精密零組件為達到最終尺寸及形狀精度 大多以 , 因此本文針對 KG 砂輪與 SKD11 模具鋼的磨削 經過磨削加工作為最後的一道加工製程。磨削加工是 加工搭配,進行砂輪在磨削之後的觀察探討。進而探 利用高速旋轉的砂輪,搭配與工件表面的精密進給, 究磨削變異、製程訊號與工件表面品質三者之間的關 產生微量的材料移除,來達到精良的工件表面。當砂 聯,以尋找出對砂輪削銳的時機,歸納出有效可行的 輪表面磨粒持續的進行加工下,其狀態必然會產生變 必然規律。 異。透過許多文獻得知[1][2][3],當砂輪表面磨粒變 異過大時,會改變砂輪原有的初始狀態,導致磨削能 2. 研究方法 力的變異影響到工件表面,此時則需進行砂輪表面磨 粒調質(稱為削銳),使其恢復應有磨削能力。若判斷 本文乃針對砂輪在初次削銳與再次須削銳 (簡稱 削銳時機不當,則可能會造成提高加工成本或降低工 削銳區間)之間的磨削,來觀察磨後的磨削變異、製 件表面品質。因此若能針對砂輪狀態進行線上資料的 程訊號改變及工件品質變化三者之間的關聯,探索出 取樣,將有利於製程之掌控及削銳時機判斷。 砂輪磨削特性變異的規律性。磨削力的產生是當磨削 在精密的磨削加工中 工件表面品質極為重要。 , 發生時,砂輪表面磨粒為了移除工件材料而產生的切 因此在挑選時,會選擇保有銳利性佳,可減少工件燒 屑阻抗。磨削切線力(Ft)作用於砂輪與工件切線方向 傷或加工變質層變異過大的砂輪,以避免影響到工件 的力量,一般影響到磨削時有效的能量消耗及磨削溫 表面品質。透過文獻中提到中國砂輪所生產的 KG 砂 度等;磨削法線力(Fn)作用於砂輪軸心與工件垂直的 輪(於本文中簡稱:KG 砂輪)具有「小破碎形態下之磨 力量,在對工件材料表面品質有相關。因此加工過程 刃自生」 ,新切刃連續浮露,並能持續保有磨粒的銳 中,磨削切線力的大小會影響磨粒外形變異,而改變 利度,在針對難研磨材料也均有良好的加工性,在許 其銳利程度及幾何形狀,造成移除材料能量的差異。 多文獻中均有這樣的使用趨勢[1][4]。 磨削法向力將於砂輪發生填塞或打滑而有明顯的增 大,並引起振浪或燒傷現象,使得工件品質惡化。 一般來說會影響磨削結果的重要因子 不外乎是 , 本文藉由上段所述,將磨削力中的磨削切線力 砂輪本身的條件,另一個就是加工材料自身的特性。 172
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- (Ft)與磨削法線力(Fn)分解為兩分力,分別代表著磨粒 此程序反覆進行,直至工件表面出現刀痕、燒傷或顫 移除材料能量與磨粒頂部磨耗能量。為觀察兩者力量 振等,工件表面品質不堪負荷時,即停止該組實驗條 之消長變異,依二者的比值提出“磨削力量比”,可視 件的試加工。之後,則以下一組實驗條件進行,重複 為磨粒移除材料能量與磨粒頂部磨耗能量的比值,如 以上的程序進行實驗,直至所有實驗條件完成為止。 下式所示,本文將藉以觀察砂輪的變異: rn / t F = n Ft 4. 實驗結果與討論 (1) 根據上述所規劃之實驗進行磨削試加工 當所有 , 實驗條件完成後,並進行實驗數據的分析與關連。磨 再透過工件的表面粗糙度與表面微硬度的搭配觀察, 削期間所擷取的磨削力可分成三個分力:磨削切線力 則可用以判別磨粒因磨損變異而造成不同能量消耗 (Ft)、磨削法向力(Fn)及磨削軸向力(Fs),上記三分力 比例的消長。 中以磨削法向力最大,磨削軸向力則極為微小,通常 因此本文乃利用磨削實驗的實施 依所設計的實 , 可加以忽略,因此於本文中暫不討論,如圖 1 所示。 驗條件,同步蒐集磨削力訊號,及磨後工件品質,期 磨後工件表面隨磨削而發生之變異,在所有條件實驗 望能藉由各項的數據分析及參數關連,以歸納砂輪在 中,磨後工件表面的變化大致上可分為三類。第一種 削銳區間中。 類型變化如圖 2(a.b)所示,隨磨削的持續進行,在磨 削初期時,工件表面粗糙度會逐漸上升,意謂砂輪表 3. 磨削實驗 面磨粒漸趨銳利,使得磨粒變得更好移除工件材料, 由於本研究在探討磨削變異 製程訊號與工件表 、 可藉此推測,此階段為產生磨粒微破碎情形。於磨削 面品質三者之間的關聯,故藉由磨削實驗的結果作相 後期,工件表面粗糙度突然增加,且磨後工件表面出 關的觀察與分析。本文所實施的磨削實驗,其詳情如 現表面燒傷的狀態,會產生此狀態可能為磨屑填滿了 下。實驗所用工具機為建德 KCF-52AH 型深切緩給 磨粒間的氣孔,造成切屑堵塞現象,導致熱能不易排 平面磨床,砂輪選用中國砂輪 5KG80H10V 氧化鋁砂 出磨削區間。另外從工件表面微硬度與磨削力量比 輪(寸:200mm×25mm×50mm),工件材料則為 SKD11 (r 模 具 鋼 ( 尺 寸 :100 mm×68 mm×25 mm 化 學 成 份 化趨勢,發現隨著磨削移除體積量的增加,磨削法線 1.6%C 0.35%Si 0.3%Mn 11.5%Cr 0.6%Mo 0.5%V 、 、 、 、 、 , 力也會隨著增加,但磨削切線力起伏變化並不大,使 JIS 規格,經熱處理後硬度達 HRc60。為了進行磨削 得磨削力量比( r 力的量測,我們利用夾至具將工件夾持住,然後夾至 切屑填塞現象,因切屑不斷的堆積,磨屑填滿了磨粒 具固定於動力計上,再將它吸附在磨床的電磁工作台 間的氣孔,使得熱能無法順利傳導,導致熱能不斷增 上,所採用的感測器為 Kistler 生產的三軸動力計(型 加於磨削區間,造成工件表面燒傷及表面微硬度急速 號 為 KISTLER 9257B) 與 電 荷 放 大 器 ( 型 號 為 下降。因此需對砂輪進行削銳以去除窩藏在氣孔內的 KISTLER 5019)來獲得數據。再連結數據擷取卡 (A/D 切屑,並露出新的磨刃,以確保工件表面品質。 card model, NI-PCI 6110) 將數據資料傳送至電腦,透 n/t)的角度來觀看,兩者之間呈現一種負相關的變 n/t)比值逐漸上升,代表著可能產生 至於第二種類型得到的磨削表面粗糙度 磨削力 、 過 Labview 軟體所建置的程式加以分析,實驗過程所 量比( r 設定的取樣頻率為 100kHz。磨削加工參數及砂輪削 n/t)與工件表面微硬度變化趨勢如圖 3 所示。 由圖中的觀察得知,在磨削初期,與第一類型二者變 銳參數分別如表一及表二所示。砂輪依削銳參數完成 化趨勢一致,工件表面粗糙度均呈現上升走勢,而磨 削銳後,即依實驗條件進行磨削試加工。當砂輪每完 削力量比( r n/t)與工件表面微硬度也一樣呈現一種負 成 500mm3 的工件材料移除時,進行一道次工件磨削 相關趨勢。當進入磨削末期,工件表面粗糙度迅速的 的磨削力訊號取樣。完成取樣後,隨即將試片取下, 由向上趨勢轉變至下降趨勢,此時的磨削力量比( r n/t) 以進行當道次工件面粗度及表面微硬度量測。完成量 與工件表面微硬度也都呈現相同的向下趨勢。依磨削 測後再行將工件固定於機台,以利後續的試加工。依 理論推測 這時應該是發生磨粒鈍化 在磨削過程中, , , 173
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 工件與磨粒的交互磨擦以及磨粒產生高溫氧化的擴 不同的磨削特性變異。其一為產生切屑填塞的現象, 散作用,會使得磨粒鈍化,因此磨粒必須對工件材料 會使得工件產生燒傷或是顫紋及表面微硬度下降的 施以更大的磨削阻抗才可切除材料,磨削切線力會因 現象;其二為在磨削後期,磨粒會產生鈍化現象,易 此而提升,造成磨削力量比( r n/t)向下的趨勢,此外 使得工件表面產生熱損傷及表面微硬度的下降;其三 磨粒與工件的接觸面積會增加,磨粒鈍化的部分與工 為在磨削後期,磨粒會產生巨觀破碎或磨粒脫落的情 件表面產生過度摩擦,導致產生過多的熱能,易使得 況,因此產製不穩定的表面粗糙度。如發生上述之現 工件表面產生熱損傷及表面微硬度的下降。如圖 3(b) 象,皆會對品質造成不良之影響,本文因而藉之以判 所示。此時砂輪處於不佳的磨削狀態,因此必須進行 定再削銳時機。 削銳,以利繼續的磨削。 6. 誌謝 最後第三種類型的趨勢變化如圖 4 所示 在連續 。 感謝所有協助 2013 年全國精密製造學術研討會 的相關人員。 的磨削加工下,工件表面粗糙度的變化是呈現向上攀 升的趨勢,最後出現刀痕刮傷的現象。另外磨削力量 比( r n/t)與工件表面微硬度的變化情形也都呈現出一 7. 參考文獻 種負相關趨勢,但唯一與前兩種類型最大不一樣的是 1. 黎祐任,“硬化剛加工特性之實驗與分析”,國立 成功大學 碩士論文,2006。 2. Rowe, W. B., Black, S. C. E., Mills, B., Qi, H. S., Morgan. M. N., “Experimental Investigation of Heat Transfer in Grinding”, Annals of the CIRP, Vol. 44(1), p. 329-332 , 1995. 3. 福田力也,磨削作業法,賴耿楊 編譯,建宏出 版社,台北,1993。 4. 張致祥,“應用適應性模糊系統於磨後工件表面 品質之預測” ,國立高雄第一科技大學 碩士論 文,2003。 5. M.Younis, ” A new approach to development of a grinding force model ” ,Trans. ASME, Vo1.109,1987. 6. H. K. Tonshoff, M. Jung, S. mannel, W. Rietz, “Using acoustic emission signals for monitoring of production processes”,Ultrasonics,Vol.37, 2002. 工件表面微硬度的變化趨勢在磨削中期後是出現一 種小幅度的震盪變化。可藉此說明了砂輪表面磨粒在 磨削初期時呈現了磨粒微破碎情形,使得工件表面粗 糙度達到良好的狀態。在磨削中後期,工件表面粗糙 度與磨削力量比都持續的上升增加,但工件表面微硬 度呈現出向下小幅度的震盪,可藉此推測,此時砂輪 表面磨粒可能產生大量的磨粒脫落或者是巨觀破裂 情形,導至磨粒出現不一致的幾何外型,加速惡化工 件表面粗糙度。因此需對砂輪進行削銳,以改善砂輪 不佳的磨削狀態。 藉由以上的結果分析,我們另外發現到,不同加 工參數下的工件表面粗糙度與磨削力量比( r n/t)在交 互比對下,呈現相同的趨勢變化。說明了磨削加工過 程中,磨削切線力與磨削法向力的變化是因為在不斷 連續的磨削下,砂輪表面磨粒產生不同的變異而促使 改變砂輪表面狀態,同時也因砂輪表面的狀態改變影 響到工件表面粗糙度。因此磨削力量比( r n/t)也可反 映出工件表面粗糙度的變異情況。 5. 結論 本文透過磨削實驗 搜集不同磨削加工參數於削 , 銳前所產生的磨削力訊號,利用磨削力量比( r n/t)來 作為觀察的因子,同時搭配表面粗糙度與表面微硬度 的關連分析,並可用於削銳時機的判定,於是獲得以 下的結論: 本文透過磨削實驗,砂輪在持續磨削下,會呈現三種 174
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 圖 1 磨削力三軸分力圖 圖 3(b)工件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft)變化 圖 3 Vs=32 Vw=10 A=10 磨後工件面粗度變化(a)、工 件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft) (b)圖 圖 2(a)磨後工件面粗度變化 圖 4(a)磨後工件面粗度變化 圖 2(b)工件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft)變化 圖 2 Vs=32 Vw=12 A=15 磨後工件面粗度變化(a)、工 件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft) (b)圖 。 圖 4(b)工件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft)變化 圖 4 Vs=32 Vw=12 A=10 磨後工件面粗度變化(a)、工 件表面微硬度與磨削力量比(Fn/Ft) (b)圖 圖 3(a)磨後工件面粗度變化 175
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表一、磨削實驗參數 砂輪線速度 vs(m/s) 24, 28, 32 工件進給速度 vw(m/min) 8, 10, 12 切深 a (µm) 10, 15, 20 表二、砂輪削銳參數 削銳參數 v d (m/min) a d (µm) 實驗組別 1 1.5 10 2 1.5 20 176
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Analysis of State Variation of Grinding due to Dressing with grinding force signal. Dr. Neng-Hsin Chiu, Hung-Wei Chen And Jian-Shiun Ju National Kaohsiung 1st University of Science and Technology Abstract In this paper, after the grinding wheel and the front row sharp cut, the surface of the abrasive mutate conducted a study, by the grinding force of sampling, with the extraction of critical information, in order to observe the grinding wheel abrasive variation information and connected. The paper by grinding experiments, the grinding force captured signals and the workpiece surface roughness after grinding micro hardness measurement, and analysis for its association. The results showed that when the surface after grinding variation is too large, the change of the grinding power than has changed, the variation can be effectively determined by the wheel the timing should be cut sharply. At the same time and found that the grinding power than the trend and the workpiece roughness after grinding the variations are so similar can be applied to further sharpen sharp timing wheel and the workpiece surface roughness prediction. Keywords:Variation of grinding , Dressing, Grinding force 177
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 電腦輔助抽屜滑軌珠溝幾何設計 許進忠 1、洪佳吟 2 1 國立高雄應用科技大學 模具工程系 教授 2 國立高雄應用科技大學 模具工程系 研究生 Email: jjsheu@kuas.edu.tw 本研究提出一斷面設計數學模型設計抽屜滑軌 斷面,使用電腦輔助分析(CAE),探討抽屜滑軌零件 強度及組立之剛性並以降低噪音及提高疲勞壽命為 目標 設計適合之外框 中框及內框的斷面輪廓設計。 , 、 摘要 本研究提出一抽屜滑軌斷面設計方法,設計抽屜 滑軌內外珠溝斷面,提出一斷面設計數學模型,針對 兩種滑軌珠溝設計探討不同珠溝斷面設計對組立剛 性之影響,並以有限元素分析評估零件強度與組立之 剛性。結果顯示使用不同抽屜滑軌斷面幾何形狀設計 在接觸位置及應力分佈有顯著影響,經由 CAE 分析 評估圓形珠溝接觸應力較橢圓珠溝小。 2. 抽屜滑軌斷面設計及結構分析 2.1 抽屜滑軌產品幾何特徵與應用 抽屜滑軌應用於辦公室家具、櫥櫃、工具櫃及伺 服器等抽屜部位,如圖 1 所示,此款滑軌特性如下: 1. 可以承受 150lb(68Kg)負荷,可超荷重產品,滑軌 並可以全展。2. 有快拆裝置 3. 防抽屜彈出機構,如 果將抽屜在關閉時固定位置,防止地面不平時抽屜輕 易滑出。本研究以封閉式斷面產業應用級滑軌為例, 其設計及研究流程,如圖 2 所示, 關鍵字 : 抽屜滑軌設計、珠溝幾何設計、有限元素 分析 1. 前言 本文探討滑軌斷面設計方法,產品由內框、中 框、外框組成三節滑軌,可應用於辦公室家具、櫥櫃、 工具櫃、伺服器等之抽屜部位。 Woo 等人[1]使用力平衡分析,評估抽屜系統之 疲勞壽命。Zupan 等人[2]提出一個計算模型,使滾道 面的曲率中心與滾動元件的圓截面平面維持正確相 對位移關係,根據外部的徑向,軸向和組合負載,實 際接觸範圍之的角度可以維持接觸點和支承結構的 彈性位移。Kunc 等人[3]利用實驗建立數值分析材料 模型,驗證單列滾動軸承滾動接觸實際負載能力。 Gunduz 等人[4]使用五維剛性矩陣分析模型進行評估 影響雙列角接觸球軸承的軸向預緊力對振動反應,並 以軸承鋼度測量模態實驗模型進行驗證。 Aguirrebeitia 等人[5]建立一個理論模型,評估四個接 觸點迴轉軸承靜態負載,並以有限元靜態結構分析評 估。Minjin 等人[6]利用有限元素軟體(SHAPE-RF4.0) 分析滑軌(中軌)成形,使用反應曲面法穩健優化設計 技術,分別對形狀差分因子(SDF)、弓形因子(BF)、 逆安全因子(MISF)三項因子做優化,利用 ANSYS 軟 體及實驗預測產品之疲勞壽命,成功增加產品精度。 楊等人[7]以單層側壁滑軌中框作為載具,利用 CAE 軟體模擬其成形過程,比較其差異性以利於改變設 計,節省設計時間及成本。湯等人[8]等人提出一種三 點接觸溝道截面形式的球籠式等速萬向節,其鐘形殼 外溝道的溝道截面形式為圓弧珠溝,星形套內珠溝的 珠溝截面形式為橢圓珠溝或雙心弧珠溝,對其內、外 珠溝結構進行設計,並利用 Hertz 接觸理論進行接觸 應力的計算.結果表明,三點接觸珠溝能減小內、外 珠溝接觸應力,改善其內部接觸狀況。 2.2 抽屜滑軌產品設計 抽屜滑軌必須以抽屜與櫃體間隙、荷重及展長為 設計準則,如表 1 所示。當抽屜與櫃體間隙大小會影 響滑軌之展長,間隙越大滑軌展長可越長;間隙越小 則滑軌展長越短。 本研究載具為三節式抽屜滑軌,如圖 3 所示,該 滑軌分為三節,分別為外框、中框、內框、珠條、珠 座及鋼珠所組成,框體材質為高強度鋼(降伏強度 330MPa);其中珠條及珠座當滑軌運動時有固定鋼珠 之功能。滑軌組合寬度為 54.5mm、高度為 12.7mm。 此滑軌必須承受重負荷,其中內外框腿高皆為單層肋 結構、中框腿高設計成雙層肋結構以增加零件之剛 性。其中框體與鋼珠接觸區即為珠溝所在位置,如圖 3 所示。 2.3 抽屜滑軌珠溝幾何特徵設計 本研究目的比較不同珠溝形狀,因此滑軌珠溝採 用兩種設計,探討滑軌與鋼珠對滑軌結構的影響。 2.3.1 橢圓珠溝截面設計 橢圓截面形式的珠溝如圖 4 所示。以橢圓中心 O 為原點,建立平面直角座標系,鋼珠中心位於 O1。 由圖 4 可知,橢圓珠溝截面方程式可表示為 x2 y2  1 a 2 b2 a :橢圓珠溝長半軸, b :橢圓珠溝短半軸 178 (1)
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 鋼珠與珠溝接觸點(切點) 處的關係式及其一 階、二階導數分別為 2  2 f sin 2  cos  Dw x0  i   1  2 f i cos 2  2   y  Dw sin   0 2  2 x0 y  02  1 2 a b a2 x ' y0   2 0 b y0 (2) 由(11)和(12)式可知橢圓長半軸 a 和短半軸 b 是 (3) 由珠溝曲率係數 a2 y  x y " y0  2 0 20 0 b y0 ' 1 ,則 C 點的二階導    ~ 50 ,通常 fi  0.51 ~ 0.53 。 40 數可用瞬時曲率表示為 2.3.2 圓形珠溝設計 3 (1  y0 ) 2 " y0  (   0, y0  0) 2 y0 '2 " 圓弧截面形式的珠溝是由一半徑稍大鋼珠半徑 的形成,如圖 5 所示,以鋼珠圓心為原點,建立平面 (5) 直角座標系, R1 為圓形珠溝的半徑, OO1 為圓形珠 溝中心和鋼珠的圓心距離。 由(4)式和(5)式可得 3 '2 2 a 2 y0  x0 y0 (1  y0 )  2  b2 y0 ' (6) 由圖 5 可知,兩圓的中心距 OO1 對(2),(3),(6)式聯立求解,可得到珠溝參數 1  3 2  3  '2 2   y0  (1  y0 )    a   3  ' '2 y0 (1  y0 ) 2  y0   3 3 '2  y0 (1  y0 ) 2 b  3  '2 2 y0 (1  y0 ) 2  y0  '2  y0  x0  3 2 '2  y0 (1  y0 ) 2  y0   Dw sin   y0  2  帶入瞬時珠溝曲率係數 f i ,令 fi   ' 令 OO1 代入瞬時曲率係數 Dw , 2 2 (13) f1 ,令 f1  R1  f1Dw (7)  R1   e ,則圓形珠溝方程式可表示為 ( x  e) 2  y 2  R1 R1 ,可得 Dw (14) 由(14)式可得 OO1  Dw (2 f1  1) 2 (15) 由此可知,圓形珠溝的結構參數 OO1 , R1 皆與 鋼珠直徑 Dw 和珠溝曲率係數 知,取 (8) f1 有關。由文獻[8]可 f1  0.503 ~ 0.505 為宜。 2.4實例計算 根據以上公式,參照文獻[8]相關參數,進行以下 珠溝參數計算: 2.4.1 橢圓珠溝實例計算 (9) Dw 可得 y0 f i 、鋼珠直徑 Dw 和接觸角  共同 決定的。給出這 3 個參數,橢圓珠溝的長、短半軸和 接觸點座標即橢圓珠溝結構參數是唯一確定的。由文 獻[9]可知,接觸角理想值為   45 ,實際上,該 值不須十分精確,應是一個範圍,可取 (4) 設接觸點珠溝瞬時曲率為 (12)   cot  外鋼珠直徑為 Diw =4.9mm,接觸角理想值為  =45∘,瞬時珠溝曲 (10) f i =0.52 將以上參數代入(11)式可得外珠溝尺 寸 a =3.02mm , b =2.91mm ; 內 珠 溝 尺 寸 為 a =2.6mm, b =2.5mm。 率係數 將(9)和(10)式代入(7)和(8)式可得  2 f i sin  Dw a  1  2 f i cos 2  2   Dw sin  b  2  1  2 f i cos  2  Dow =5.7mm , 內 鋼 珠 直 徑 為 2 (11) 2.4.2 圓形珠溝實例計算 外鋼珠直徑 179 Dow =5.7mm , 內 鋼 珠 直 徑 為
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 針。 Diw =4.9mm,珠溝曲率係數 f1 =0.504 將以上參數帶 入(14)式,外珠溝尺寸為 Ro1 =2.87mm,內珠溝尺寸 5. 誌謝 感謝國科會提供經費支持,計畫編號 NSC101-2221-E-151-013,南俊國際股份有限公司提 供產品設計資料 為 Ri1 =2.47mm。 2.5抽屜滑軌有限元結構分析 利用有限元素分析軟體 ANSYS 分別進行零件強 度及結構分析,以下為分析之設定參數: 6. 參考文獻 1. Seong-woo Woo, Dongsu Ryu, Michanel Pecht “Design evaluation of a French refrigerator drawer system subjected to repeated food storage loads,” Engineering Failure Analysis, Vol. 16, Issue 7, pp. 2224-2234, 2009 2. S. Zupan, I. Prebil, “Carrying angle and carrying capacity of a large angle single row ball bearing as a function of geometry parameters of the rolling contact and the supporting structure stiffness,” Mechanism and Machine Theory, Vol. 36, Issue10, pp.1087- 1103, 2001 3. Robert Kunc, Andrej Zerovnik, Ivan Prebil, “Verification of numerical determination of carrying capacity of large rolling bearings with hardened raceway,” International Journal of Fatigue, Vol. 29, Issues9-11, pp.1913-1919, 2007 4. Aydin Gunduz, Jason T. Dreyer, Rajendra Singh, “Effect of bearing preload on the modal characteristics of a shaft-bearing assembly: Experiments on double row angular contact ball bearings,” Mechanical Systems and Signal Processing, Vol. 31, pp.176-195, 2012 5. Josu Aguirrebeitia, Mikel Abasolo, Rafael Aviles, Igor Fernandez de Bustos, “General static load-carrying capacity for the design and selectionK. F. Hayes, Equilibrium, Spectroscopic, and Kinetic Studies of Ion Adsorption at the Oxide/Aqueous Interface, Ph.D. Dissertation, Department of Civil Engineering, Stanford University, Stanford, CA, 2001 6. Minjin Oh, Moon Kyu Lee, Naksoo Kim, ”Robust design of roll-forming slide rail using response surface method,” Journal of Mechanical Science and Technology, Vol.24 pp.2545-2553, 2010 7. 楊東,肖小亭,基於 CAE 分析的抽屜滑軌輥壓 工藝及孔型設計,現代機械,1,2010 8. 湯雙清,胡歡,球籠式等速萬向節三點接觸溝道 的設計分析,軸承,10,2009 9. 羊拯民 傳動軸與萬向節 人民交通出版社 , , ,1986 2.5.1 結構分析參數設定 滑 軌材 料為 冷軋 鋼鈑 SL-330Y,鋼 珠材料 為 S45C , 珠 座 為 結 構 鋼 及 珠 條 為 塑 料 , 施 力 400.48N(90lb),分析參數如表 2 所示。將外框使用螺 絲孔固定,並將內框每一施力點施加 133.49N,圖 6 所示。按照實際螺絲孔位置加上邊界條件。 抽屜滑軌網格劃分如圖 7 所示,由於中框為主要 承受的扭矩的框體,因此進一步增加了網格的數目, 總網格數目達到 95437 個。 3. 結果與討論 3.1 滑軌變形量分析結果 抽屜滑軌之結構分析結果,如圖 8 所示,預估橢 圓珠溝滑軌最大總變形量為 1.76mm;圓形珠溝滑軌 最大總變形量在 1.73mm。 藉由觀察 y 軸的變形量來判斷每一段滑軌的變 形,如圖 9 所示,在橢圓珠溝的 y 軸最大變形主要在 內框與中框部分;但在圓形珠溝 y 軸最大變形卻是僅 有中框,且橢圓珠溝 y 軸最大變形量達到 0.27 是圓 形珠溝的兩倍。 3.2 滑軌應力分析結果 抽屜滑軌之結構分析結果,如圖 10 所示,預估 橢圓珠溝滑軌在外框與中框,此處 最大應力值為 98.91MPa;圓形珠溝滑軌在外框與中框,此處最大應 力值為 83.64MPa。兩種設計此處應力集中在此,是 因滑軌在此產生較大的扭矩。除此之外,滑軌在其餘 位置應力大多不到 62.37MPa。 4. 結論 在本研究中透過計算得到最佳抽屜滑軌斷面設 計,以改善抽屜滑軌整體結構,並透過有限元素分析 軟體分析抽屜滑軌整體結構。藉由 CAD 設計軟體與 CAE 分析軟體,增加抽屜滑軌斷面設計可靠性,得 到下列結果: 1. 經由數學模型計算可得到鋼珠與珠溝的幾 何尺寸,繼而得到產品的幾何尺寸。 2. 使用不同的幾何形狀設計,經由 CAE 分析 證明圓形珠溝所得到的結果較橢圓珠溝佳。 3. 利用 CAE 對抽屜滑軌結構進行可行性評估 高。利用 CAE 結構分析相較於傳統直接試 模 有限元素法可以節省較多模具成本降低 , 開發產品的時間,可以找出適當的設計方 7. 圖表彙整 圖 1 抽屜滑軌產品應用 180
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- · · · · 滑軌功能 y 抽屜與櫃體 間隙 荷重 展長 滑軌節數 R1 2D滑軌產品斷 面幾何尺寸 O x O1 C ( x0 , y0 ) 否 3D組立及干涉 分析 圖 5 圓弧珠溝幾何模型 產品強度有限元 結構分析 固定孔 是 施力邊 「邊: 圖 6 抽屜滑軌結構分析模型 完成 圖2 抽屜滑軌產品設計研究流程圖 中框(雙層肋) 內框(單層肋) 珠座 外框(單層肋) 鋼珠 圖 7 抽屜滑軌網格劃分圖(95437 個元素) 珠條 圖 3 抽屜滑軌 2D 組立斷面示意圖 1.76 1.6 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 z 0 單位:mm (a)圓形珠溝總變形量 y a 2 O b O1 x C ( x0 , y0 ) 圖 4 橢圓珠溝幾何模型 xuxu;4 181 1.73 1.6 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 y y 0.4 0.2 0 z 單位:mm (b)橢圓珠溝總變形量 : 圖 8 抽屜滑軌總變形量
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 表 1 抽屜滑軌產品設計準則 0.14 0.12 0.08 0.04 0 -0.04 -0.08 -0.12 -0.17 單位:mm 抽屜與櫃體 小 大 荷重 輕負荷 重負荷 展長 3/4 全展 滑軌節數 兩節 三節 間隙(mm) 表 2 有限元素分析參數表 滑軌 (a)圓形珠溝 y 軸變形量 材料 0.27 0.12 0.08 0.04 楊氏係數 0 -0.04 -0.08 -0.12 -0.30 (MPa) 單位:mm (GPa) 降伏強度 極限強度 (MPa) 接觸 (b)橢圓珠溝 y 軸變形量 珠座 珠條 鋼珠 結構鋼 塑料 S45C 210 200 1.1 205 318 250 25 343 545 460 33 569 SL-330 Y No separation 電腦輔助抽屜滑軌珠溝幾何設計 圖 9 抽屜滑軌 y 軸變形量 259 Computer Aided Ball Bearing Gutter Profile Design for Drawer Slider 80 60 Jinn-Jong Sheu1, Jia-Yin Hong2 1,2 Department of Mold and Die Engineering, National Kaohsiung University of Applied Sciences, Kaohsiung 40 20 0.0018 單位:MPa 最大應力約 98.91MPa (a)圓形珠溝應力分佈 278 Abstract 80 In this paper, a mathematical model for drawer slider profile was proposed to design the ball bearing gutter. Two types of design were proposed and the assembled drawer slider rigidity was evaluated via FEM analysis. The simulation results revealed the circular shape of bearing gutter profile has less contact stress. 60 40 20 0.0034 單位:MPa Keywords:drawer slider design, ball bearing gutter 最大應力約 98.91MPa profile design, FEM (b)橢圓珠溝應力分佈 圖 10 抽屜滑軌應力分佈 182
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 微型齒輪幫浦之性能 Performance of a Miniature gear pump 王正豪 、古運宏 國立聯合大學機械工程學系 摘要 本文主要針對微型齒輪幫浦進行設計製造並進 行性能分析,探討不同驅動電壓對直流馬達轉數以及 微型齒輪幫浦之揚程、輸出流量、流體動力與容積效 率之影響。實驗結果顯示微型齒輪幫浦之揚程、流量 、流體動力與容積效率和馬達之驅動電壓有關。驅動 電壓增大使馬達轉數隨之增加,馬達轉數與輸入電壓 成正比。施加電壓為 2.2 V 時,微型齒輪幫浦之最大 揚程為 7.4 m。 關鍵字 : 齒輪幫浦、流量、壓力、揚程、流體動力 1. 前言 幫浦是人類用於輸送流體不可或缺的重要裝 置,功能與動物的心臟雷同,為產生動力的來源。無 論是輸送流體或產生高壓流體都需應用幫浦。在農 業、礦業、化工、機械、生醫與能源工程等產業處處 可見幫浦的應用。為因應輸送微量流體需求,因此有 微型齒輪幫浦的產生,微型齒輪幫浦的主要特色是可 準確的控制輸送流量。此外使用齒輪式幫浦來傳動黏 滯係數較高的流體,可確保輸送精確的流量,且若流 體中含有固態粒子時也不影響幫浦傳動。流量和壓力 並沒有明顯的關係,除非當壓力最大時,流量才會有 些許的減少[1]。由於齒輪幫浦不間斷的提供液體,和 往復式幫浦相比較,壓力波動較小。但缺點是震動較 大,有噪音的問題。其應用方面,微型齒輪幫浦是一 種高精密計量輸送裝置。 圖一微型齒輪幫浦的作動原理。 2. 設計及製造 微型齒輪幫浦的作動原理如圖一所示,齒輪的齒 形曲線為漸開線,兩個外接正齒輪在一個緊密配合的 殼體內相互嚙合,主動齒輪以 DC 馬達驅動並帶動另 一從動齒輪以相反方向旋轉,微幫浦的排量可藉馬達 旋轉速度調節。產生壓力流體係藉由嚙合的一對齒當 要離開的瞬間,在幫浦入口處形成局部真空,產生吸 入作用,將流體吸入充滿兩齒輪的齒間,隨著兩齒輪 的迴轉,將流體輸送到幫浦排出側,當排出側齒輪開 始嚙合時,容積逐漸減少壓力增加,因為液體是不可 壓縮性,齒輪產生作用力,強制將流體由幫浦排出。 微型齒輪幫浦主要由齒輪、軸、軸承、幫浦本體、O 型環、DC 馬達與流道所組成,微型齒輪幫浦的總體 積為 25×16×12 mm3 。幫浦的主要元件以不鏽鋼製 成。齒輪為廣營電子公司製造(型號為 GWGER001A),規格如表一所示。正齒輪的特徵為 製程簡單,齒輪製造技術已達穩定且可大量生產,容 易取得,價格不高。DC 馬達為廣營電子公司製造, 型號為 CN12-HP,此馬達體積小、運轉穩定與扭力 高,DC 馬達的規格如表二所示。為防止微幫浦產生 洩漏,於幫浦腔室外緣置 O 型環材料進行迫緊。O 型環的材質為矽橡膠。軸承採用不鏽鋼精密滾珠軸 承,其內徑與外徑分別為 1 mm 與 3 mm。設計幫浦 本體時以 Solidworks 內建的 toolbox 畫出齒輪之幾何 形狀,確定齒輪之中心距並考慮軸、軸承與密封墊之 配置定訂幫浦內部之輪廓。進行齒輪嚙合模擬,檢視 齒輪轉動是否良好,微型齒輪幫浦之組合圖如圖二所 示。微型齒輪幫浦的零件爆炸圖如圖三所示。設計完 成 後 將 微 型 齒 輪 幫 浦 之 本 體 , 以 Autocad 匯 入 1988年Koc與Hooke[2]研究發現齒輪幫浦洩漏主 要來源在齒頂和外殼間、齒輪側面與外殼間的間隙。 Manring與Kasaragadda[3]探討外齒輪嚙合時的流量 變動,齒輪幫浦浦對中主、被動齒用多種齒數搭配來 觀察流量變動情形。Doepper等人[4]以鎳鐵合金製造 微型正齒輪,其特徵是能以固定的流量傳送高黏度之 工作流體和輸出較大工作壓力,最後發現以油為工作 流體,齒輪轉數之排油量精確可達nanoliter。Huang 與Lian[5-6]以數值分析外接齒輪幫浦之傳動特性,發 現增加齒冠係數可提高齒輪幫浦之效率,設計時增加 溢流槽可改善排放能力並降低噪音。為降低微型齒輪 幫浦磨耗,增加微型齒輪幫浦之壽命並應用於生醫產 業,幫浦的組件如軸承、軸和外殼材質皆使用不鏽鋼 材料製造。一個優異的微型齒輪幫浦必需具備良好的 性能。為瞭解微型齒輪幫浦的性能,增進產業的競爭 力,本文主要目的為探討驅動電壓對微型齒輪幫浦總 揚程、流率(Mass flow rate)、流體動力與效率之影響。 183
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- AlphaCAM 進行加工模擬,最後將 AlphaCAM 加工 程式匯入 CNC 加工機進行加工。 進行加工幫浦腔室與流道時,以鎢鋼成形銑刀在 CNC 加工機(圖四) (型號 GF-450)進行精密銑削和鑽 孔加工而成。加工前以精度可達 0.003 mm 的尋邊器 VPS302(圖五)校正原點。鎢鋼成形銑刀之直徑分別為 8 mm、4 mm、3 mm、2 mm、1 mm 和 0.5 mm(圖五)。 切 削 過 程 使 用 嘉 實 多 公 司 生 產 之 切 削 液 (Ilocut 280),含極壓和油性添加劑。上下本體完成加工後, 將不鏽鋼毛邊清除並進行表面拋光。最後進行組裝, 組裝完成微幫浦內部之照相圖如圖六所示。 表一齒輪規格 齒冠圓直徑(mm) 4.1 模數 (mm) 0.3 齒數 12 齒寬 (mm) 2.5 壓力角(度) 20 表二直流馬達規格 軸徑×軸長(mm) 1×3.4 長×寬×高 (mm) 12×10×15 重量(g) 5.6 測試電壓(V) 4.5 4.5V 轉速(rpm) 20850 圖二微型齒輪幫浦之組合設計圖。 圖四CNC加工機。 圖三微型齒輪幫浦之零件分解圖。1.上本體 2.墊片 3. 齒 輪 4.軸 承 5.中 本體 6.軸 墊 片 7.下 本體 8.螺 絲 9.DC馬達。 184 圖五尋邊器與鎢鋼刀具。
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 4. 微型齒輪幫浦理論 4.1驅動微型齒輪幫浦的馬達轉數 微型齒輪幫浦的重要特性該屬幫浦的輸送流體 的壓力、流量與其揚程。使用時依據所需的輸送壓 力、流量與其揚程決定驅動微型齒輪幫浦的適當轉 數。幫浦輸送流體的性能與原動機的驅動電壓與轉數 有極大的關係。依據楞次定律(Lenz's Law)[7]直流馬 達的轉數和驅動電壓關係式為 E  kw (1) 其中 k 為常數、w 為電樞轉數、ψ為磁通量。式中表 示電動勢和轉數成正比。 4.2 流量 微型齒輪幫浦以齒輪傳動方式,將流體從入口吸 入充滿齒間,利用齒輪迴轉運送至出口端排出的連續 作動,輸送流體。齒輪的幾何形狀與尺寸決定齒輪幫 浦的排出量,從齒輪的外型和互相嚙合之情況,可求 出齒輪幫浦迴轉一圈所輸出之流體體積。將齒輪之迴 轉數 rpm 和輸出的流體體積相乘 即得知齒輪幫浦每 , 分鐘之輸出流量 以漸開線之齒輪理論排放量[8]之表 。 示式為 圖六微型齒輪幫浦內部照相圖。 3. 實驗量測 實驗設置如圖七所示,平台上有電源供應器、微 型齒輪幫浦、橡膠軟管、電子磅秤、壓力錶與真空壓 力錶。實驗時將電源供應器之正負兩極與微型齒輪幫 浦之 DC 馬達電極相接,幫浦出入口分別連接壓力錶 與真空壓力錶,入口端之管子放入儲水槽,微型齒輪 幫浦輸出端管子垂直定位一高度後放置於容器。實驗 時以水為工作流體,為排除微型齒輪幫浦與管路內部 的空氣,用針筒插入橡皮管內注入水。以計時器與精 密電子磅秤量測微型齒輪幫浦在不同的電壓下,輸送 的流體的時間與質量。以輸送之流體質量換算成體積 後,除以輸送時間即得幫浦之流率。進行實驗時,記 錄微型齒輪幫浦在每一實驗條件下,輸送流體的時 間、質量、輸出壓力與總揚程。直流馬達轉速以非接 觸式光電轉速計(PH-200L-SEB)進行量測。 Vth   w  D12  iD2 2  2  2   2i 2 1  i 2 1  i 2 L  tn  w tan 2   1 i 6 6  (2) 其中 Vth 為排量、w 為齒寬、D1 為主動齒輪外徑、D2 為從動齒輪外徑、i 為齒數比、L 為兩齒輪中心距離 、tn 為法線的節距、θ為斜齒輪之斜角。齒輪中心距 表示式為 L m T1  T2  2 (3) 其中 m 為模數、T1、T2 分別為主動齒輪和從動齒輪齒 數。正齒輪之斜角為 0 ゚,將斜角 0 ゚為帶入(2),兩正 齒輪組合之幫浦,其理論排放量[8]為   1 i   2 Vth  2 wm 2  T  cos 2    1  2  12   (4) 其中 m 為模數、T 為齒數、α 為齒輪的壓力角。(4) 式中後面兩項之值影響不大,因此忽略不計,則(4) 式修正為 Vth  2 wm 2T (5) (5)式顯示,微型齒輪幫浦之排量可由齒寬、模數和齒 數決定。最後將排量和齒輪轉數相乘即可得幫浦之流 量表示式 Qth  2 wm2TN (6) 其中 Qth 為流量、N 為齒輪每分鐘轉數。而容積效率h 為 Q   ac (7) Qth 其中 Qac 為幫浦的實際流量。 圖七實驗設置圖。1.壓力錶 2.微型齒輪幫浦 3.電源供應器 4.電子磅秤 5.真空壓力錶。 185
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 20000 Rotational speed (rev/min) 4.3 揚程 微型齒輪幫浦的實際揚程乃指吸水面至流出水 面的垂直距離。自吸水面至幫浦的軸心的垂直距離稱 之為吸入實際揚程 H。 i 自幫浦的軸心至流出水面的垂 直距離稱之為流出實際揚程 Hk。一般而言,吸入側 水位的決定,通常取其最低水位;而流出側的水面, 則取其最高水位。上述的實際揚程又稱為理想揚程。 其乃指管路系統不產生任何摩擦損失時,微型齒輪幫 浦施於流體的能量。微型齒輪幫浦輸送有黏度的流體 ,考慮流體摩擦造成的能量損失, em 為欲將單位重 量的流體輸送至實際揚程所需輸入的能量,一般稱之 為總揚程(Total head),考慮磨擦損失,微型齒輪幫浦 之總揚程理論值 H[9]表示式為 H  em  H i  H k  hl1  hl 2 (8) 4000 1 2 3 4 Voltage (V) 圖八馬達轉速與驅動電壓之關係圖。 0.04 Voltage 2.2V 1.6V 1.1V Fluid power(W) 0.03 (10)  8000 0 其中 f 為摩擦因子、Lp 為管長、Dp 為管徑、Vp 為平均 流速、g 為重力加速度。由上式可知流速越大,摩擦 損失越大。由於此微型齒輪幫浦出入口管徑相同,因 此出入口的流速也相同,依能量方程式微型齒輪幫浦 之總揚程可表示 H 12000 0 其中 Hi 為入口揚程、Hk 為輸出揚程、hl1 為吸入側摩 擦損失、hl2 為排出側摩擦損失。hl 管路摩擦損失可表 示為 L V2 V2 hl  f p p  k p (9) Dp 2 g 2g P  P2 1 16000 其中 P1 為輸出壓力、P2 為入口壓力、γ為比重量。 由(10)式可知微型齒輪幫浦的總揚程可直接由真空壓 力錶與壓力錶的讀數算出。值得一提的是真空壓力為 負值,故總揚程實際上等於兩錶讀數的絕對值之和。 0.02 0.01 5. 結果與討論 5-1 DC 馬達之轉數與驅動電壓關係 DC 馬達的主要功用是將電能轉換為機械能的元 件,旋轉速度的大小由輸入電壓控制。微型齒輪幫浦 的輸出流量及輸出壓力與驅動幫浦的馬達轉數有關 ,馬達之轉數以非接觸式轉速計量測的結果如圖八所 示,圖中顯示馬達轉數與輸入電壓成正比。此現象符 合楞次定律(Lenz’s Law)[7]中直流馬達之反電動勢與 馬達轉速的關係。 0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 Flow rate (ml/s) 圖九電壓-流體動力-流量曲線圖。 5-3 驅動電壓對微型齒輪幫浦總揚程和流量之影響 流體本身具有黏度,當微型齒輪幫浦輸送流體 時,發生壓力損失是由於流體內部摩擦或流與體與管 壁間的摩擦,此損失產生熱。軸動力並非100%傳達 至流體,摩擦所引起的動力損失,幾乎全部變成熱 能,致使輸送的流體溫度上升,因此應儘量設法使摩 擦損失減小。將單位重量的流體輸送至預定高度所需 輸入的能量稱之為總揚程。圖十顯示驅動電壓對微型 齒輪幫浦的總揚程與流量關係圖,圖中顯示總揚程隨 著驅動電壓升高而增加,原因為驅動電壓升高使馬達 轉數增加,致使幫浦輸出壓力增大,總揚程隨著增 大。施加同一電壓於微型齒輪幫浦,其流率隨總揚程 增加而減少,此乃因總揚程增加,輸送流體能量未隨 5-2 驅動電壓對微型齒輪幫浦流體動力與流量之影響 微型齒輪幫浦加於流體的動力稱之為流體動力 ,其大小可藉由輸送流體的壓力與流率相乘而得。圖 九為施加電壓對流體動力-流率之影響,圖中顯示當 施加電壓愈大,微型齒輪幫浦施加於流體的動力也愈 大,三種電壓對微型齒輪幫浦流體動力與流率之影響 趨勢均相同。當施加電壓為 1.1 V、1.6 V、2.2 V 時, 其分別最大流體動力為 0.00424 W、0.01123 W、0.03 W。 186
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 壓增大,幫浦的容積效率隨之增大,但當達某一門檻 值時因幫浦的洩漏量增大,其容積效率隨之變小。 之增加,另一方面總揚程增加,管路的壓力損失也增 大。施加2.2V的電壓,微型齒輪幫浦的最大揚程可達 7.4m。當出口揚程為零,施加2.2V的電壓於微型齒輪 幫浦其最大流量可達0.82ml/s。 6. 結論 驅動微型齒輪幫浦之馬達轉數與輸入電壓成正 比。當施加電壓為 1.1 V、1.6 V、2.2 V 時,其分別最 大流體動力為 0.00424 W、0.01123 W、0.03 W。施加 2.2V 的電壓,微型齒輪幫浦的最大揚程可達 7.4m。 當出口揚程為零,施加 2.2V 的電壓於微型齒輪幫浦 其最大流量可達 0.82ml/s。幫浦轉動輸送流體時,流 體會經由間隙產生洩漏,發生容積損失。 9.0 Voltage Total head (m) 7.5 2.2 V 1.6 V 1.1 V 6.0 4.5 7. 參考文獻 1. 3.0 2. 1.5 0.0 0 0.15 0.3 0.45 0.6 0.75 3. 0.9 Flow rate (ml/s) 圖十電壓-總揚程-流量曲線圖。 4. Volumetric efficiency (%) 30 25 5. 20 15 Total head 6. 1m 2m 3m 10 5 7. 0 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 8. 9. Voltage (V) 圖十一電壓-揚程-容積效率曲線圖。 5-4 驅動電壓對微型齒輪幫浦揚程與容積效率之影響 微型齒輪幫浦的齒輪與本體之間存在間隙,當幫 浦轉動輸送流體時,流體會經由間隙產生洩漏,於是 幫浦實際輸出的流量比理論流量少,發生容積損失。 微型齒輪幫浦的容積效率如圖十一所示,輸入電壓改 變時,幫浦的容積效率亦為之改變。一開始當施加電 187 M. Pinches, and J. G. Ashby, Power Hydraulics, Prentice Hall International (UK)Ltd, 1998 . E.Koc and C. J.Hooke, "End lubrication and sealing in gear pumps with fixed end plates",The Journal of Fluid Control, Vol.18-(3), 1988pp. 52-69. Noah, D., Manring, and Suresh, B., Kasaragadda,The Theoretical Flow Ripple of an External GearPump, Transactions of The ASME, Vol. 125, pp.396-404, 2003. J.Doepper, M. Clemens, W. Ehrfeld, S. Jung, K. -P Kaemper, H. Lehr, Micro gear pumps for Journal of dosing of viscous fluids, Micromechanics and Microengineering, v 7, n 3,pp.230-232,Sep 1997. K. J. Huang, et al., "An optimization approach to the displacement volumes for external spur gear pumps," in 2007 SME International Conference on Advanced Manufacture, SME ICAM 2007, November 26, 2008 - November 28, 2008, Tainan, Taiwan, 2008, pp. 57-71. K.J.Huangand W.C.Lian,"Kinematic flowrate characteristics of external spur gear pumps using an exact closed solution,"Mechanism and Machine Theory,vol. 4, pp. 1121-1131, 2009. 儀器股份有限公司編輯部,直流伺服馬達控 制,第 2-17 頁,全華科技圖書股份有限公司, 台北,台灣,1993 油空壓協會,油空壓便覽,日本油空壓協會 (1975) Roy Munson, Theodore Hisao Bruce Okiishi, Wade W. Huebsch,"End lubrication and sealing in gear pumps with fixed end plates",Introduction to FLUID MECHANICS 5th Edition,John Wiley & Sons, Limited, 2012.
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 結合快速成型及精密鑄造於微小結構放電加工之研究 趙彥龍、陳健志、許春耀、李維祥、陳俊生 龍華科技大學 機械工程系 NSC 101-2622-E-262 -008 -CC3 摘要 放電加工為用途廣泛的傳統加工,但是造形複雜 之微小結構的電極不易成型。本研究利用快速成型系 統(Rapid Prototyping, RP)設計放電加工電極,配合精 密脫臘鑄造製程,開發雕模放電加工電極,進行放電 加工研究降低製造成本。精密鑄造是生產高品質及複 雜幾何鑄件的方法,該製程對於複雜幾何形狀的再現 所需費用較低。 精密脫臘鑄造製程: 完成射臘、組合澆道系統, 進行沾漿、淋砂、脫臘、燒結、澆鑄、去殼、加工等 過程,獲得磷青銅材料的電極。經放電加工顯示放電 電流愈大,工件(工具鋼 SKD 5)材料去除率及表面粗 糙度愈大。由於放電加工後工件表面產生重鑄層,導 致工件表面硬度提昇,放電加工前、後硬度分別約為 HRC 8、HRC 13。此外,本研究對放電加工後工件表 面進行電漿蝕刻(氧氣),分析電漿蝕刻對工件表面粗 糙度及表面變質層的影響。 割開紙杯,取出矽膠模。取出矽膠模,用刀片從底部 工件邊緣將矽膠模割開,取出電極原型,切割之長度 應注意能使臘模輕易取出,不致損壞。完成矽膠模製 作,翻轉後即可注入熔臘,製作臘模型。 2. 臘模型製作 將石臘(Parsffin wax)以熔臘機加熱至 80°C 成熔 融狀態,將熔融之臘澆注於矽膠模,待熔臘冷卻凝固 (30 分鐘)取出臘模型。 3. 組樹 將臘模型、臘底座、澆道、流道等組合成串。 4. 沾漿 組樹完成之臘模型,沾上預先調配的泥漿,第 一層為鋯粉加矽酸膠加入少量消泡劑、潤溼劑,黏度 以黏度計量為 40~45 秒,第二層到第五層的成份為鋯 粉加矽酸膠,黏度以黏度計量為 10~15 秒。 5. 淋砂 沾漿後馬上淋砂,第一層為鋯砂,第二到第四 層由細砂到粗砂補強,待泥漿乾(6 小時以上),再反 覆沾漿及淋砂四次,第五次只沾漿不淋砂,可避免砂 粒脫落。 6. 脫臘 待包殼模及臘型乾燥後,將殼模放入蒸氣脫臘 機中進行脫臘。 7. 殼模燒結 脫臘完成的殼模送入燒結爐加熱(約 900oC),使 殘留在殼模中的臘蒸發,並且將殼模燒結,可防止澆 鑄時殼模受熱龜裂。 8. 澆鑄 將預熱完成之殼模取出 將 850℃熔融的磷青銅 , 熔漿澆入殼模,等待凝固冷卻。 9. 去殼模、清砂及切除澆口 打破殼模,取得磷青銅電極鑄件,將殘留在磷 青銅電極鑄件殼模清除,並將連接於磷青銅電極鑄件 上的澆口、流路系統切除回收。 10. 整修及品管 將切割處磨平,完成銅電極鑄件。 關鍵字 : 快速成型、精密鑄造、放電加工、電漿蝕 刻 1. 前言 產品設計開發不斷求新求變,美觀、多功能、 少量多樣,產品壽命週期短,新產品需在短時間內快 速推出,爭取更多經濟效益,期望在市場上出奇制 勝,獲取最大商機。有效縮短產品開發製程,成為市 場 所 追 求 的 目 標 , 各 種 快 速 成 型 系 統 (Rapid Prototyping,RP)陸續開發,帶動市場熱潮,因 RP 材 料種類、尺寸精度、成品強度及硬度限制,RP 製程 較少有實際功能性的應用。 本研究應用快速成型系統[1],製作微小外形放 電加工電極,配合精密鑄造製程,獲得金屬電極,經 放電加工測試,觀察並量測放電加工的成果。此外、 應用電漿進行放電加工後工件表面蝕刻,進一步改善 工作表面品質。 2. 實驗方法與步驟 本研究利用 Pro/E 3D CAD Model 系統,建構電 極 3DCAD 模 型 , 轉 換 為 STL 格 式 檔 後 , 應 用 FDM360MC 快速成型系統,輸出 3D 塑膠材質(ABS) 實體模型。經翻製矽膠模具,配合精密脫臘鑄造製程 [2],完成磷青銅電極 。 2.2 放電加工流程 對工具鋼(SKD5) 進行放電加工測試,放電深度 3.5 mm 。使用電子天秤(Precisa 240A)量測電極與工件 於放電前、後的重量,計算電極消耗率(EWR)與材料 去除率(MRR) [3]。熱場發射式電子顯微鏡 (JEOL JSM-6500F)觀察工件放電後表面輪廓及白鑄層。光學 顯 微 鏡 觀 察 工 件 表 面 。 表 面 粗 糙 度 儀 (Mitutoyo.Surftest.301)量測工件表面粗糙度,硬度試 驗機量測 HRC 洛氏硬度。 2.1 脫臘精密鑄造電極製程 翻製矽膠模 準備適當容器,取適量之矽膠加入少許硬化 劑,攪拌均勻,噴分模劑於樹脂滲透到電極原型表 面。為防止工件表面產生氣泡,將矽膠均勻塗抹於工 件表面,加入矽膠至適當高度,等待硬化(約 4 小時), 1. 2.3 實驗設備 實驗與量測儀器設備: 188
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. PTC(Parametric Technology Corporation )公司 Pro/ENGINEER Wildfire:CAD 軟體,建構電極 外型設計軟體。 FDM360MC 快速成型系統:製作快速原型件的 系統。 精密脫臘鑄造設備:臘、矽膠、各型砂、熔臘 機、熔爐…等設備,精密脫臘鑄造電極。 倍速特 BEST 340 雕模放電加工機 :放電加工實 驗。 OLYMPUS BX51M 光學顯微鏡及 VERTEX 220 工具顯微鏡:觀察快速原型電極表面情況。 場發射電子顯微鏡(JEOL JSM-6500F): 觀察工 件表面。電子束與試片的作用可分為彈性及非 彈性碰撞兩類,掃描式電子顯微鏡以偵測器偵 測物質表面,因電子束撞擊而產生的二次電子 及背向散射電子,可推知表面結構的起伏。 表面粗度儀:量測放電加工後之表面粗糙度。 3.3 表面粗糙度 圖 4 為工件表面粗糙度、放電時間與放電電流 的關係,顯示低放電電流,可得到較佳的加工表面, 由於加工過程緩慢,能量不過於集中於材料表面。隨 放電電流增大,產生的能量愈高、愈激烈,表面粗糙 度隨著放電電流增加而增加。 3.4 電漿蝕刻對工件表面的影響 放電加工對工件放電產生數千度的高熱作用, 經加工液急速冷卻,該急熱急冷的過程,使工件表面 產生變質層。加工液因高溫使元素裂解及電極的電離 作用使元素溶入工件表層,影響表面組織。經洛式硬 度量測放電前、後的工件表面硬度,圖 5 顯示放電前 硬度為 HRC 5.33,放電後的硬度因產生重鑄層而增 加,隨著放電電流的增加,硬度有明顯增高的趨勢。 此外,應用氧氣電漿蝕刻放電後的工件表面,圖 6 為 電漿(100 W, 250W, 400W)蝕刻前、後工件表面硬度, 顯示隨著蝕刻電漿功率增加,工件表面硬度有下降的 趨勢。圖 7 電漿(100 W, 250W, 400W)蝕刻前、後工 件表面粗糙度,顯示隨著蝕刻電漿功率增加,工件表 面粗糙度有下降的趨勢。圖 8~圖 11 為電漿(100 W) 蝕刻前、後,工件表面形態(SEM)的差異,顯示電漿 蝕刻後的工件有比較平整的趨勢。 3. 結果與討論 電極經 Pro/E 3D CAD Model 系統設計,輸入快 速成型系統(FDM360MC),形成 ABS 材質 3D 實體 模型,經精密脫臘鑄造,製出磷青銅電極,對工具鋼 (SKD5) 進行放電加工,放電深度 3.5 mm,表 1 為放 電加工參數 相關文獻指出[4]放電加工電流大小為影 , 響放電特性的重要因子,因此本研究探討放電電流 (5A, 10A, 15A, 19A)對工件之材料去除率(Material removal rate,MRR)、工件表面粗糙度、電極消耗率 (Electrode wear ratio,EWR)的影響。此外,應用功率 100 W 的氧氣電漿,蝕刻工件表面,達到表面平整、 消除重鑄層的目的。使用電子天秤(Precisa 240A)量測 電極與工件於放電前、後的重量,計算電極消耗率 (EWR)與材料去除率(MRR)。熱場發射式電子顯微鏡 (JEOL JSM-6500F)分析工件加工後表面輪廓及白鑄 層之觀察。光學顯微鏡觀察工件表面。表面粗糙度儀 (Mitutoyo.Surftest.301)量測工件表面粗糙度。硬度試 驗機量測 HRC 洛氏硬度。圖 1 為放電加工完成的工 件。 4. 結論 本研究應用 RP 快速成型系統配合精密脫臘鑄 造,取代 CNC 銑刀加工,製造具有形狀複雜的電極, 可減少傳統切削方式製作電極之大量母材消耗,降低 生產成本,實驗結果說明如下: 1. 探討放電電流對工具鋼(SKD 5)的影響,實驗結果 顯示,電極消耗率及工件表面粗糙隨著電流的增加而 增加。材料去除率隨著放電電流增加而提升,當放電 電流增加到 19 安培時,材料去除率有些微的下降的 趨勢。 2. 放電後產生重鑄層使得硬度高於放電前工件的硬 度,實驗顯示隨著放電電流的增加,工件硬度有增高 的趨勢。經電漿蝕刻顯示,隨著蝕刻電漿功率增加, 工件表面硬度有下降的趨勢,電漿蝕刻後可降低工件 表面粗糙度,且顯微組織有較平整的現象。 3. 經實驗顯示本研究的製程對工業界的應用甚有價 值。 3.1 材料去除率 放電加工為電極與工件受高溫、高熱、蒸發、 熔融、沖除等過程。材料去除率(MRR)又稱為加工速 度,指單位時間內材料去除量,一般以 g/min 或 mm3/min 為單位,表示放電加工效率的指標,其值 愈大愈好。材料去除率(g/min)=(材料加工前淨重- 材料加工後淨重)/放電時間,表 2 為材料去除率量 測值,圖 2 材料去除率與放電電流的關係,顯示材料 去除率隨著放電電流增加而提升,當放電電流增加到 19 安培時,材料去除率有些微的下降。 5. 參考文獻 1. 2. 3. 3.2 電極消耗率 電極損耗愈少愈好,電極消耗率(EWR)=(放電 前電極淨重-放電後電極淨重)/ 放電時間 表 3 為電 , 極消耗率量測值。圖 3 為電極消耗率和放電電流的關 係,顯示電極消耗率隨著電流的增加而增加。 4. 189 吳英正,快速無模成型技術,機械月刊 19, No. 3,pp.146-154,1993 黃新春,精密鑄造與實習,新科技書局,1991 呂學傑 以加工參數抑制裂紋生成法改善放電 , 加工表面之疲勞壽命 南台科技大學機械工程 , 研究所碩士論文,2007 王奕權 放電加工參數對於鎳基超合金表層特 , 性之研究,南台科技大學機械工程研究所碩 士論文,2007
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 5. 圖表彙整 表 1 放電加工條件 工具鋼 SKD 5 成分 Cu:87%,Sn:6.5%,Zn:4%, Pb:1.6% 極性 工件(-),電極(+) 加工液 煤油 3.5 放電深度(mm) 180 放電電壓(V) 2 加工時間(µs) 5 跳躍高度(mm) No. 放電電流(A) 放電波幅(µs) 休止時間 (µs) 1 5 26 15 2 10 100 35 3 15 200 50 4 19 400 100 工件材料 磷青銅電極 No. 1 2 3 4 No. 1 2 3 4 放電前 工件重 量(g) 50.970 48.733 46.976 49.196 表 2 材料去除率 放電後 材料去除 工件重量 率(g/min) (g) 50.305 0.011 47.488 0.052 45.995 0.79 48.514 0.059 放電 時間 (min) 66 24 13 11 放電前 電極重量 (g) 164.332 161.126 164.379 164.329 表 3 電極消耗率 放電後 電極消耗率 (%) 電極重量 (g) 161.154 0.048 158.436 0.112 161.648 0.211 161.126 0.059 圖 2 材料去除率與放電電流的關係 放電 時間 (min) 66 24 13 11 圖 3 電極消耗率與放電電流的關係 圖 1 放電加工完成的工件 圖 4 工件表面粗糙度、放電時間與放電電流的關係 190
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 圖 8 左邊為電漿蝕刻前,右邊為電漿蝕刻後,兩邊 放電電流皆為 5A。 圖 5 工件硬度與放電電流的關係 圖 9 左邊為電漿蝕刻前,右邊為電漿蝕刻後,兩邊 放電電流皆為 10A。 圖 6 電漿 100 W, 250W, 400W 蝕刻前 後工件表面硬 、 度 圖 10 左邊為電漿蝕刻前,右邊為電漿蝕刻後,兩邊 放電電流皆為 15A。 圖 7 電漿 100 W, 250W, 400W 蝕刻前 後工件表面粗 、 糙度 191
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ Study of the EDM machining for micro-structure by combining RP technique with investment casting Y.L. Chao C.C. Chen, C.Y. Hsu, W.H. Lee, C.S. Chen Department of Mechanical Engineering, Lunghwa University of Science and Technology, Taoyuan NSC 101-2622-E-262 -008 -CC3 Abstract Electrical discharge machining (EDM) is one of the most extensively used non-conventional material removal processes. However, some electrodes are difficult to fabricate because of the complexity. Applying rapid prototyping (RP) technology to fabricate an EDM electrode prototype with investment casting, the cost and cycle-time can greatly be reduced. Investment casting is a method of producing high quality and complex metal shapes casting. The process has the advantages of reproducing complex shapes at relatively low cost, scalability from single items to large numbers of identical items, and low wastage of raw materials. The complex shapes electrode manufacturing process made by phosphor bronze alloy includes pattern assembly, slurry coating, stucco coating, pattern melt out, sintering, pouring, and shakeout, etc. This method was shown to finish the development of die-sinking EDM electrodes, shorten the electrode manufacturing process, decreased the manufacturing duration as well as the cost of electrodes. During EDM with distilled water, resolidification is very rapid at high temperatures and changes the microstructure of the machined surface layer. This layer is called the heat-affected zone. For comparison purposes, after EDM the hardness values of workpieces increases from HRC 8 to HRC 13. Additionally, the workpieces were etched by O2 plasma, it is apparent that the surface roughness could be decreased. 圖 11 左邊為電漿蝕刻前,右邊為電漿蝕刻後,兩邊 放電電流皆為 19A。 Keywords:Rapid prototyping, Investment casting, EDM, Plasma etching 192
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 準確測算精密機件數控車削之刀尖圓弧半徑 魏英哲 崑山科技大學機械工程系 國科會計劃編號:NSC 101-2622-E-168-009-CC3 摘要 向的位置[1,2]。這樣,在加工不平行於 X、Z 軸方 數控車削對刀時總是以刀尖圓弧上在 X、Z 方向 向的表面時,實際切削點 J 與假想刀尖點 P(即編程 相應的最凸出點為準,而實際切削點卻是刀尖圓弧上 與被加工表面相切的那一點,它會隨錐面半錐角 θ 值 點, Χ P = Χ A 、 Ζ p = Ζ B )產生偏移量 ∆Χ 、 ∆Ζ : 的變化而變化,並由此造成實際加工錐面對編程錐面 對於偏刀:| ∆X |=| X J - X P |= r(1-cos θ ) 的偏移。按照量測工藝與數控系統、加工對象相結合 (1) 採取的對策,在工件上加工出一個錐面及輔助面,只 | ∆Z |=| Z J - Z P |= r(1-sin θ ) 要測量出有關尺寸,即可準確計算出車刀刀尖圓弧半 (2) 徑值,並進行了相應的驗證。 對於尖刀:| ∆X |=| X J - X P |= r(1-cos θ ) 關鍵字 : 數控車削、量測工藝、刀尖圓弧半徑 (3) | ∆Z |=| Z J - Z P |= r sin θ 1. 前言 垂直偏移量: 測量車刀刀尖圓弧半徑,現有两種方法,即用工 具顯微鏡或樣板法測量[3,6]。第一種用得相對多一 h= 些,它把刀頭放在工具顯微鏡下,放大幾十倍後測出 2 rcos(45  - θ ) –r = r(sin θ +cos θ -1) (4) 刀尖圓弧半徑,這種方法較可靠、直觀,但在實際使 用中,存在明顯缺點:(1)使用不便,它必須依賴工 具顯微鏡測量,而工具顯微鏡一般不能在生產現場使 用。必須把刀具從機床拆下送計量室,用工具顯微鏡 測量,這在很多情況下是不允許或不經濟的;(2)精 度雖較高,但不一定符合刀具實際切削時的狀態。因 為它是靜態測量,所以當刀尖圓弧半徑小於 1/4 圓弧 圖 1 刀尖圓弧半徑補償的產生根源 半徑時,就不符合實際切削狀況。而樣板法則依靠一 對於這個偏移量,因不同的加工表面 θ 角變化 套離散的圓弧樣板值逼近套取刀尖圓弧半徑,這種方 不定,故目前 CNC 數控系統,或按式(1)、(2)、 法不夠精確,更難以解決千變萬化的手工刃磨刀具的 (3)採取直接補償[5,7],或用 ISO 標準歸定的半 量測。 徑補償概念補償:即按刀尖圓弧圓心為標準點編 程,再調用刀具半徑補償,即沿加工軌跡方向向左 2. 數控車削特點分析 或向右偏移 h(詳情請參閱有關文獻)。這樣,用戶 為於闡述新方法的理論依據,必須先對數控車削 每次使用該功能前必須輸入所用刀尖半徑值,對於 刀尖圓弧半徑的產生根源進行分析。 精車削則更是必不可少。 2.1 刀尖圓弧半徑補償的產生根源 2.2 刀尖圓弧半徑的影響敏感方向 如圖 1 所示,由於車刀刀尖不是一個真正的點, 而是一段比較小的圓弧或線段,所以對刀時由 A、B 由於對刀時總是以刀尖圓弧在 X、Z 方向相應最 兩點分別決定刀架中心(CNC 系統直接控制點) X、Z 凸 A、B 點為準,所以刀尖尺寸不影響外圓和端面加 193
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 工,但在加工不平行基本座標軸的表面(圓錐面、曲 D[圖 3(b)] 大端長度 L[圖 3(a)]便於加工即可。 , D 1、 面)時,CNC 車床刀尖半徑就會引起實際切削點的偏 移,使刀尖半徑的影響開始顯現出來。  按圖 3(b)編程加工大端直徑為 d 的 45 錐面,測量 如圖 1 所示,刀具實際切削點總是 AB 上與被加 工表面相切的那一點,它隨錐面的半錐角 θ 值的 實際加工值 D; 變化而變化。由此必然造成實際加工錐面對編程錐面 的偏移。偏移量 h = r(sin θ +cos θ -1),在 θ =π/4 刀尖圓弧半徑 r= 時取得極大值,故定義該方向為刀尖圓弧半徑 r 的影 D−d ≈ 0.85(D-d) 2(2 − 2 ) 理論依據圖中 響敏感方向。在該方向加工最顯化刀尖半徑值(由於 工藝及力學性能需要,刀尖圓弧半徑 r 一般取 h = (sin θ +cos θ -1)r,(D- d)/2= 0.2-1.5mm,精車時,偏移誤差將相對很大)。 圓弧半徑 r= 3. 基於數控系統的測量工藝 2 h,∴ 刀尖 D−d 2[ 2 (sin θ + cosθ − 1)] 3.1 端面法 測量工藝如圖 2 所示,編程加工大端直徑為 d θ = 45  時,刀尖圓弧半徑 r=  的 45 錐面,並使外圓面與錐面間形成一推拔(便於測 D−d 。 2(2 − 2 ) 這種量測法相當精確[8,9](其精確度只依賴於  數控機床的加工精度和測量精度), 且操作者易於把 取 D 即可),錐面長短不限。實際加工工件的 45 錐 握,唯一遺憾的是需要工件錐面大端直徑大於鄰面 面如圖中實線所示。量取 D,計算 r=(D-d)/2(d 為編程 直徑,這樣就要在工件上預先切槽或專門準備試 值)。 件。目前尚未有更好的解決辦法。 理論依據從圖 2 可看出,M 點恰為車刀假想刀尖 點 P N 點則為刀具上的 B 點(即 Z 軸方向對刀點可參 , 閱圖 1)。由此可得 D=d+2r;r=(D-d)/2。 此工藝難點在於較難精確測取 D 值,因為此時錐 面與軸肩交界處是刀尖所留下的一段圓弧。即便如 此,所測值比樣板法還是要精確得多。 圖 3 試件法 3.2 側角法  若按圖 4 對工件進行。45 倒角,測出 S 0 ,則有 如下計算方法: 刀尖圓弧半徑 r= Sb − S0 2( 2 − 1) ≈ 1.2( S b − S 0 ) 。 只是 S 0 難以精確量測,所測 r 只能精確到 0.05mm, 僅適合低檔機床或粗加工使用,但非常方便。 圖 2 端面法 上述三種量測法都需要對工件略作加工,但不依 3.2 試件法 賴任何專用量具,不僅能做到在機測量,而且所需加 工面很小,在正式加工前對任何工件只需試切一次即 測量工藝如圖 3(a)準備試件,要求 D 2 小於 194
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2. E. J. Wei, M. C.Lin., “Study on General Analytical Method for CNC Machining the Free-Form Surfaces,” Journal of Materials Processing Technology, Vol. 168, October 2005, pp. 408-413. (SCI, NSC-90-2212-E-168-008 ) 3. Sartkar, B. and Menq, C. H., “Parameter Optimization in Approximation Curves and Surface to Measurement data,” Computer Aided Geometric Design, Vol. 8, pp. 267~290(1991). 4. Chen, C. H., "Boundary Curves, Singular Solutions,Complementary conjugate Surfaces and conjugation Analysis in Theory of Conjugate Surfaces," Proceedings of the 5th Word Congress on Theory of Machines and Mechan-isms, Montreal, Canada, 1478-1481(1979). 5. KUNWOO LEE, “Principles of CAD/CAM/CAE Systems”,Addison Wesley Longman, Inc. 1999。 6. 范光照,“精密量測專輯”,機械工程第 181 期, 民國 87 年 11 月,pp. 211~220。 7. 魏英哲,“自由曲面 CNC 加工之通用方案研究”, SME 國際製造工程學會中華民國分會九十一年 度年會暨精密機械製造研討會,國立台灣科技大 學,C-8,pp. 172-177。 8. 魏英哲,林明長“整合 CAD/CAM/CAE 系統於 高功能高爾夫球桿頭之設計與製造”,SME 國 際製造工程學會中華民國分會九十三年度年會 暨精密機械製造研討會,台北,國立臺北科技大 學,A01-001, November 2004, pp.1~6。 9. 魏英哲,林明長,楊俞青“電腦輔助精密平板凸 輪的設計與切削之研究”,中國工業工程學會九 十二年度年會暨學術研討會,彰化,建國技術學 院,CIIE-2003-172, December 2003,pp.1-8。. 10. 魏英哲,“電腦整合高精度自動分度關鍵組件之 設計與切削”,中國工業工程學會九十年度年 會,暨學術研討會,高雄,民國九十年十二月八 號。 11. 周建來,數控車削中刀具半徑補償值的間接測 量,機床與液壓,2001。 可完成測量。比文獻[10,11]所介紹的方法簡潔很多。 圖 4 側角法 5. 結論 數控加工時,由於工藝連續性不同於傳統加 工,故刀具的參數影響不一定能通過手工消而 常在編程中設置補償或通過初始偏置來消除, 這樣刀具參數對加工精度的影響就會明顯表現 出來。數控車削中刀尖半徑對加工精度的影響就 是一個典型實例。按誤差補償規律,刀具狀況必 定會在工件加工面上留下相應的復映結果。如同 切削有誤差敏感方向一樣,這些參數對加工精度 的影響也有敏感方向,通過特殊表面的加工,這 些參 數應該能直 接或間接或間 接地被顯化 出 來, 從而即可把 它們定性或定 量推算出來 。 此外,只有從加工表面反推得到的刀具參 數才能真正反映刀具的實際切削情況。目前在數 控加工前為獲取這些刀具參數而測得的數據都 是靜態值,而且測量工藝往往脫離數控系統。測 量結果未必與刀具實際加工狀態吻合。數控系統 的長處在這一點上沒有得到體現,這就從客觀上 要求刀具量測應結合所加工對象特徵及 CNC 機 床的特有屬性配合進行,只有達到了這一步,數 控機床的刀具參數才能稱得上完善。 6. 誌謝 在 此 感 謝 國 科 會 補 助 計 畫 編 號 Accurate measure the protruding point of tip radius of precision mechanical parts in CNC turning NSC 101-2622-E-168-009-CC3 的支持,使本文得以 順利完成。 7. 參考文獻 Ying-Che Wei Department of Mechanical Engineering, Kun Shan University of Technology, Tainan 1. E. J. Wei, and Lai, H. Y., “Machine Tool Setting for the Manufacturing of Spherical Cams,” Journal of Materials Processing Technology, Vol. 100, September 2000, No. (1-3), pp. 147-155. (SCI, NSC-88-2212-E006-086 ) 195
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Abstract Tool position proof in turning is based on the protruding point of tip radius within X and Z directions in NC machining, therefore, the true cut point is contacting point both of tip radius and machined surface, it will be verified according to the change of angle θ , and the resulting offset of the actual processing of cone surface to the programming cone. In accordance with the process of measurement and numerical control syste ms, the processing obj ect is the combination of the countermeasures to be taken on the workpiece to be processed into a cone and auxiliary surface, to measure dimensions. You ca n . a cc u r a te l y ca lc u l a t e t h e t ur no u t k n i fe tip radius value, and the corresponding verification. Keywords:Protruding point of tip radius, Precision measurement, NC machining, 196
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 工具機切削特性之研究 蘇春熺 1、吳俊誼 2、黃士益 3 1 國立台北科技大學機械工程系 2 國立台北科技大學製造科技所 3 國立台北科技大學機電科技所 摘要 工具機在加工當中,振動會使得原有的加工尺寸無 法達到設計尺寸的精度。為了提升生產效率與尺寸精 度,本論文探討如何使用慣質系統,將振動干擾力減 至最低。研究內容包括慣質的製作與測試,分析減振 的效果,並設計與製作實驗平台,且開發了圖控程式 圖 1.1 切削厚度相位角示意圖[1] 來監控工具機振動方面的各項狀況。本實驗利用加速 減振目前已有許多地方可獲得與應用之方法, 度規系統、麥克風系統來量取我們在銑削時所產生的 振動狀況與減振效果。結果發現,利用慣質可有效減 王福清、程文男、鄭志鈞[2]利用阻抗的方法設計振 少加工時的振動。 動抑制的機制運用在螺桿上,並把設計好的吸振機 構進行分析,而分析結果發現需增加吸振機構的質 量,來減少螺桿不穩定的振動。廖運炫、孟尚賢[3] 關鍵字 : 銑削、精度、慣質 利用主軸調整之方法進行躲開不穩定的振動區,而 進行一些理論上的推導,將固定之實數修改為變動 1. 前言 之實數來達到穩定之目的。 近年來產業界對於產品上的需求是希望在短時間 本文是利用 2001 年劍橋大學首先提出慣質的概 內能切削材料並且保持材料的最大移除率(Material 念,其想法在於利用慣質此完整兩端點機械元件之 removal rate,MRR),而且能在製造的精度上提升使 特性,來突破質量加速度必須對地量測之限制 [4], 得生產設備當中的切削振動能降至到最低 。切削時 並針對此概念來進行切削時所產生的不穩態振動下 所產生的不穩定振動會有許多負面的影響,例如不好 進行減振,而此應用是為了讓不穩定的振動區所造 的加工表面、精度無法有效的控制,再加上刀具的磨 成的工件表面粗糙度,進行穩態其振動讓原有不好 耗與加工機長期的不穩定振動下都會影響其壽命,導 的表面粗糙度提升。 致工時的加長、材料的消耗都會造成不必要額外的成 本增加。 2. 慣質之原理分析 而切削當中會產生顫振是由於刀具與工件之間會 2.1 機械系統與電子系統的相互關係之原理 由於機械與電子的相互關係(力-電壓)如圖 2.21 所示,由圖可發現機械系統當中與電子系統的對應關 係之中少了其完整性,由於機械系統當中受限於質量 與加速度當中,必須由質量視為一個接地物才能成為 此機械系統,經比較發現電子系統中電容是一個兩端 點之原件,並可運用兩端點之電壓差經而求得,而慣 質的運用為使用其電子系統之優點,並且改善其原有 的限制。 有不穩定的振動,而此不穩定的現象為在切削過程當 中的加工平面會產生刀紋,由於第一個刀齒所切削的 厚度與第二齒的切厚度會產生不一樣的厚度變化量, 而且會產生高低起伏的刀紋,當第一刃的起伏刀紋與 第二刃起伏刀紋相位差接近 180 度時,就容易出現再 生顫振如圖 1 所示。 197
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 2.2 慣質之理論方法 本文此次也運用了相關原理模仿與設計了齒輪組 由於傳統的機械系統為一個接地之原件而電子系 的慣質如圖 3.2 所示,其目的是為了讓振動之能量給 統為一個兩端點之原件,所以此兩種系統之關係下在 予齒條之中,並帶動其齒輪進行振源之轉移到飛輪之 2001 年,英國劍橋大學提出了一項新的發明—慣質 中,然而消耗其能量。 (Inerter),而其方程式可表達為: F=b(a 2 -a1 ) 其中所表的符號,a 2 末加速度、a1 初始加速度、b(kg) 為慣質系數。 由於慣質的運用為把原有的機械系統當中的限制 如圖 2.2.1 所示,經修正後把電子系統的兩端點設計 之概念加以使用如圖 2.2.2 所示,所以此種概念與應 圖 3.2 齒輪慣質示意圖 用是相當可發展的。 經文獻的探討[7]可運用其相關的方程式來計算其慣 質系數: 𝑟 2 F=Ẍ {𝐼1 + [(𝐼2 + 𝐼飛輪 ) ∗ ( 𝑟1 )2 ]} /𝑟1 2 (3-1) 圖 2.2.1 傳統機械系統與電子系統之關係[5] 並且我們可運用此方程式(3-1)之運算出可行的慣 質系數如圖 3.2 所示,而慣質系數可依所需之齒輪、 飛輪之大小與質量來計算其慣質係數,而本文所選用 之齒輪大小分別為半徑 50mm 與 15m 而飛輪大小為 50mm,經公式計算可得到其慣質係數為 3kg 圖 2.2.2 修正後之機械系統與電子系統之關係[5] 3. 慣質之設計實現 3.1 慣質系統 圖 3.2 齒輪組零件與飛輪之規格 慣質系統為 2001 劍橋大學所提出的,而發表時運 4. 監控之方法與系統支架設 用的機構設計方式為齒輪與齒條所組成的,如圖 3.1 所示為實體製作之模型[6] 4.1 硬體系統設計 本次研究及實驗所使用的工具機為永進機械公司 所生產之CNC 三軸工具機型號為FV-56A之規格如 圖4.1,此次監控的硬體設備為加速度規系統與麥克 風系統,而所感測的位置分別為主軸與切削源為主要 的感測位置,如圖4.2所示,並且會加入其慣質系統而 此系統的架設位置會以X軸工件右側進行減振測試 如圖4.3所示。 圖 3.1 齒輪慣質實體圖 [6] 198
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 固定為 225mm/min,再切削過程中並無開啟切削液, 而再此過程之中也會加入其慣質系統來測試其減振 機台規格 效果。 錐孔規格:BBT40 實驗中以加速度規系統、麥克風系統來量測 FV56A 銑削狀況,而量測的銑削參數是以刀具進給率、 最高轉速:10000rpm 轉速、切削寬度、切削深度來得到音頻與振動訊號。 軸向行程:X/Y/Z 560mm/410m/450mm 圖 4.1 CNC 銑床 FV-56A 之規格 圖5.1切削條件示意圖 圖4.2 監控系統與感測位置 圖5.2切削條件統整表 圖 5.3 工件硬度量測值與文獻[8]比較 圖4.3 慣質系統的相對位置 6. 結果與討論 4.2 軟體系統設計 切削時由於刀具與工件之間皆會產生振動,導致每 為了配合精密銑削加工的需求加工時須以即時的 一次刀齒切削到的工件厚度都不一樣,使得切削力有 抓取振動訊號,訊號擷取系統必須以PC-base 為基礎 所改變,這是因為切削力的變化量與切削厚度的變化 來做訊號擷取工作,因此硬體之擷取卡擷取振動訊號 量成比例的關係[9]由於在切削的過程中依上述所說 給予PC中的圖控程式 進行訊號處理。 的,不會每一刀齒都會切削到的工件厚度都一樣,因 此在正常的切削情況下所量測的頻率大部分都是以 5. 實驗之設計 此實驗是利用三刃碳化鎢面銑刀,刀具直徑為 刀具的轉頻如(6.1)式、刀齒通過頻率如(6.2)式,而此 32mm,以 X 方向中間開槽的方式切削中碳鋼(S45C) 次的實驗就有部分情況的顯示,但可在加速規的X向 如圖 5.1、圖 5.2,而其中在銑削之前先把 S45C 進行 的訊號之中可發現頻譜圖在730Hz~830Hz處會有較 勃氏硬度的量測而量測的值為 HB 205 並與文獻中硬 高振幅會集中,而此振幅可到0.343 g (1 g = 9.81 m/s2) 度的範圍值比較而比較結果是在範圍值內的如圖 5.3。 如圖6.1所示,而在麥克風所感測的部分也相對的在 而切削深度為 4mm,轉速固定為 500rpm 而進給速度 頻譜圖之中會有在800Hz處會有較高振幅會集中如圖 199
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 6.2所示,而上述針對噪音振動的感測之中是未加入 慣質減振系統所量取的數據,而接下來會以慣質的減 振系統進行量取與測試其效果,其中可發現在加速規 感測系統中以同樣的加工參數和同樣的擷取頻寬之 下與未加入慣質的減振系統相互比較其頻譜圖,發現 在730Hz~830Hz處的振動量是明顯的可下降至0.1 g 如圖6.3所示,經過整理後可由圖6.5進行比較,而在 麥克風的部分可發現在加入其慣質減振系同時,可由 圖 6.3 加速規 X 向感測位置頻譜圖(有慣質減振系統) 原有的800Hz高頻區域降至較低頻346Hz處如圖6.4所 示,經過整理後可由圖6.6進行比較。  刀具轉頻(Spindle speed):刀具轉頻(Hz)=主軸 轉速(RPS) 8.33(Hz) = 500(rpm)/60  (6.1) 刀齒通過頻率(Tooth passing frequency): 刀齒通過頻率(Hz)=主軸轉速(RPS)*銑刀刀刃 數 25(Hz) = 500(rpm)*3/60 (6.2) 圖 6.4 麥克風感測之頻譜圖(有慣質減振系統) 圖 6.1 加速規 X 向感測位置頻譜圖(無慣質減振系統) 圖 6.5 加速規系統所量測之減振效果統整表 圖 6.6 麥克風系統所量測之噪音效果比較統整 圖 6.2 麥克風感測之頻譜圖(無慣質減振系統) 200
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 9. 結論 Study of Milling characteristics for Machine Tools 本文目的在針對切削時所產生的振動進行監測,並 提出方法與減振的效果進行測試。 Chun-Hsi Su1, Chun-Yi Wu2, Shih-I Huang3 1 Department of Mechanical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 2 Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei 3 Graduate Institute of Mechanical And Electrical Engineering, National Taipei University of Technology, Taipei 結論如下: (1) 透過所架設的加速規感測器系統,可助於了解於 在某個方向的振動性,並進行抑制或是提出減振 之方法來減少刀具的磨耗性。 (2) 透過所架設的麥克風感測器系統可助於了解於 在某個頻段所產生的高頻異音,並進行抑制之方 法來減少噪音干擾。 (3) 加入慣質的減振系統可發現,在加速規所量取的 頻段中(730Hz~830Hz)最大的加速度由 0.343 g 降 至到 0.1 g。 (4) 加入慣質的減振系統可發現,在麥克風系統所量 取的頻段中由 800Hz 的噪音降至到 346Hz Abstract 8. 誌謝 Machine tool vibrations will make the size of the 感謝永進機械有限公司提供加速度規之設備, 使本研究得以順利完成。 workpiece unable to reach the design precision during machining. In order to improve production efficiency and dimensional accuracy, this study used the inerter to 9. 參考文獻 force vibration disturbance to a minimum. 1. R. Faassen, Chatter Prediction and Control for High-Speed Milling, Eindhoven University of Technology, 2007. 2. 王福清、程文男、鄭志鈞,研磨顫振抑制機構之 設計、模擬與分析,機械月刊,第二十九卷,第 四期 3. 廖運炫、孟尚賢,銑削顫振之控制-主軸轉速調整 法之研究,機械月刊,第三十六卷,第四期 4. M.C. Smith. Synthesis of mechanical networks: The inerter. IEEE Transactions on Automatic Control, v 47, n 10, October, 2002, p 1648-1662 5. 林子謙,慣質模型的實現,國立台灣大學碩士論 文,2007,台北、台灣 6. M.C. Smith and F.C. Wang. Performance Benefits in Passive Vehicle Suspensions Employing Inerter. Vehicle System Dynamics, October 2004 7. K. M. Shu and G. C. Tu, Metal Matrix Composite for EDM Grinding, Proceeding of the 13th International Symposium for Electromachining, Spain, Vol. 2, pp. 869-879, 2001 8. JIS,日本規格協會,page708 9. B.P. Mann, P.V. Bayly, M.A. Davies and J.E. Halley, “Limit cycles, Bifurcations, and Accuracy of the Milling Process,”Journal of Sound and Vibration, vol. 277, pp. 31-48, 2004. The study adopted inerter in the production and testing, analysis, damping effects, and design and production experiment platform, and also developed a graphic control program to monitor various aspects of machine tool vibration condition. The accelerometer system and microphone system were used to measure milling conditions and vibration generated damping effect. It is found that the inerter can indeed reduce vibration during machining. Keywords:Milling, Accuracy, Inerter 201
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Zerodur®精微研銑加工研究 Study on micro milling-grinding of Zerodur ® 陳順同 1,楊凱傑 2 國立臺灣師範大學 機電科技學系 國科會計劃編號: NSC-101-2221-E-003-001- MY2 摘要 本研究主要目的是針對零膨脹係數陶瓷玻璃材料 Zerodur ®進行精微研銑加工(Milling-grinding)研究 首 。 先,建構適合硬脆性材料研銑加工的智能化精微三軸 CNC 複合工具機 工具機上並建構研銑力偵測迴路, 。 透由荷重元偵測三軸研銑力,並即時分析判斷回饋, 以便調整進給率,嚴謹控制研銑力大小。陶瓷玻璃材 料之治具以真空吸附方式固定。工作平台以模組化設 計,透由定位銷可精密替換線上精微線切割放電 (Wire electrical discharge machining, w-EDM) 機構及 銑 削 治 具 。 刀 具 以 含 硼 聚 晶 鑽 石 (Boron-doped polycrystalline diamond, BD-PCD)製成,並以雙負後 斜角(Double-negative back rake angle, DN-BRA) 設計。 實驗結果由研銑路徑的側邊進行觀察,試片經酸蝕後, 可顯示出其次表層受研銑後的表面性狀。透由研銑力 偵測與進給率回饋機制調整,陶瓷玻璃能維持在延性 模式下加工,研銑路徑側邊鮮有脆性破壞,而研銑路 徑表面的粗糙度可達 Ra 0.063 µm;而刀具磨耗率約 為 1/200 µm/mm。 關鍵字: Zerodur ®、研銑加工、線切割放電加工、含 加 工 條 件 , 應 用 線 上 電 解 削 銳 技 術 (Electro-lytic In-process Dressing, ELID)研磨,使砂輪保持良好的切 削力,獲致良好研磨的表面粗糙度[3]。本研究提出研 銑力判斷回饋機制,透過荷重元(LoadCell)感測,並 即時判斷與進給率調整,避免 Zerodur 陶瓷玻璃發生 脆性破壞及次表層損傷(Subsurface damage, SSD);若 研銑力未達到脆性破壞,則逐次提高進給率,以提高 工作效率並維持良好加工品質。所開發的工具機,並 結合線上線切割放電加工機能,在不必拆卸刀具情況 下,達到高同心度及高效率加工,避免刀具偏擺對陶 瓷玻璃造成脆性破壞。 表1 Zerodur材料性質[1] Properties Young‘s modulus E Poisson‘s ratio Density Knoop Hardness Coefficient of thermal expansion CTE (0 °C - 50 °C)[10–6/K] 硼聚晶鑽石 1. 前言 Thermal Conductivity λ90°C 近年來,航太、機械、半導體等科技蓬勃發展, 產品及零組件愈趨向精密化與微型化。物件越小,尺 寸精度要求相對更嚴苛,量測技術更顯重要。在不同 環境下,材料受到溫度變化而改變體積,造成尺寸上 的誤差。德國 Shoctt 公司所生產的 Zerodur ®陶瓷玻璃 材料,主要由玻璃及陶瓷所組成,其中 70-78%為 50-80nm 為石英晶粒所組成 在 20-700ºC 具有極低的 。 熱膨脹係數(Coefficient of thermal expansion, CTE) , 硬度高達 620HK(BK7: 610HK),良好的透光性及同 質性高,即使數米大的尺寸,也無偏差,適用於大型 天文望遠鏡光學元件、高精密機械零件、光學尺及 IC 與 LED 等微影製程,表 1 為 Zerodur ®材料性質[1]。 1986 年,Marshall and Lawn 對脆性材料做壓痕負載 實驗,證實當壓痕深度達一臨界極小深度時,即便是 像玻璃這樣極端脆性材料也可產生塑性變形而無任 何裂痕[2]。2009 年,Shaohui Yin 等人研磨陶瓷玻璃 Zerodur ®,探討研磨深度、進給速率及加工熱損傷等 Max. Application Temperature Zerodur 90.3 Gpa 0.24 2.53 g/cm3 620 0 ± 0.02 (class 0) 0 ± 0.05 (class 1) 0 ± 0.10 (class 2) 1.46 W/(mK) 600°C 2. 實驗設備 為加工零膨脹係數的 Zerodur ®陶瓷玻璃材料,本 研究首先建構一部智能化精微三軸 CNC 複合工具機, 如圖 1 所示,三軸位移平台採線性馬達驅動,透過直 接驅動技術,避免像滾珠導螺桿有遲滯(Hysteresis)及 背隙(Backlash)現象[4],解析度可達奈米等級,以利 臨界切深使用,表 2 所示為本研究所用位移平台相關 規格。平台上建構真空治具(Vacuum fixture)及線上精 微線切割放電加工機構,並以定位銷(Locating pin)配 合,模組化機構設計,可達高重現定位精度。為偵測 研銑力,位於工作平台及高速主軸下方設置荷重元, 感測三軸研銑力 判斷回饋調整進給率(見圖 1 設計)。 , 為製作高精度含硼聚晶鑽石微端銑刀具,本研究透由 線上線切割放電加工模組(參考圖 2 設計),以直徑 50µm 的黃銅線直接於高速主軸上,切割鑽石素材。 202
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 粉粒,使試片表面平整光滑。脆性材料無明顯的降伏 點及強度變異性大,造成加工困難,市面上廣用的脆 性材料包含陶瓷玻璃、陶瓷、光學玻璃、碳化鎢等。 圖 3 為硬脆材料延性移除機制與裂紋深度關係,將切 削深度控制在極小的條件下,可使脆性材料產生延性 模式切削,透過雙負後斜角設計,以磨料粒擠壓工件, 擠壓過程工件上會產生許多微細裂痕(Micro crack), 微細裂痕對後續加工有相當大的影響。切削深度過大, 裂痕也會隨之擴大,研銑加工所造成的微裂痕平均深 度 yc , 當 裂痕 深度 未 延伸至 切 削 平面 (Cut surface plane)以下,便可獲得良好表面品質[6]。所以當切深 控制在極小的範圍時,脆性材料達到延性模式的材料 移除,此稱為脆性轉延性(Brittle-ductile transition), 此切削深度稱為臨界切深(critical depth of cut, dc),如 式(1)所示: 黃銅線收線端利用微型直流馬達進行送線速度控制 並收線。細線張力以磁力機構控制,透過磁力盤間距 調整,以控制線張力;送線機構並設置海綿,以便吸 收細線振動。線電極便可穩定地延著導軌進行放電加 工,(上述線割機能將應用於進階研究)。 表 2 本研究所用位移平台相關規格[5] X-axis Y-axis Z-axis Model ANT-95-50-XY-PLUS AVL125 Travel 50mm Repeatability ±75nm Resolution 1nm Straightness ±1μm Maximum Speed 500mm/s Stage Mass 3.2kg 25mm ±300nm 0.0045-1.0µm ±3μm 100mm/s dc =b 5.6kg Material Aluminum Body/Black Hard coat kc H kc:材料斷裂係數 E:彈性模量 2 E H (1) H:硬度 b:刀具幾何形狀常數 圖 1 智能化精微三軸 CNC 複合工具機及荷重元設計 圖 3 硬脆材料延性移除機制與裂紋深度關係[7] 圖 2 線上放電加工機構設計 3. 實驗方法 3.1 硬脆性材料之延性研銑原理 本研究所用 Zerodur ®熱膨脹係數為± 0.10×10–6/K, 等級 Class 2,由國家實驗研究院儀器科技研究中心所 提供,透過平面磨床及鑽石砂輪切割,使試材兩平面 平行,以精密研磨拋光機,配合不同號數砂紙及拋光 203 3.2 微端銑刀設計及成型 為研銑 Zerodur ®陶瓷玻璃,傳統碳化鎢與立方晶 氮化硼刀具已不適合使用,需要更堅硬的刀具材料因 應。含硼聚晶鑽石是將含硼單晶鑽石,以高溫高壓方 式燒結而成,具有導電性、高切削率及高耐磨性且均 勻的磨粒分佈[8],可利用放電加工方式製作成型。單 晶鑽石雖具極佳的導熱性及耐磨性,但含硼聚晶鑽石 成型刀具成本比單晶鑽石低、加工程序簡易。硬脆材 料能承受很大的壓應力 所以本研究設計精微端銑刀, , 刃角為負 70°雙後斜角,利用負的後斜角對硬脆材料擠 壓移除材料,可減少陶瓷玻璃發生微裂縫。為避免刀 具中心靜點接觸工件,刀具中心以線切割方式移除。 圖 4 所示為本研究所設計之刀具形變分析(Deformation analysis),邊界條件給予正向力 Nf=1N (Normal force) 及旋轉扭矩 M=0.0005N-m (Torque),可獲至刀具最大 形變量 δmax=0.547µm。
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 面進行潤滑,能有效降低摩擦阻抗。後續再以微量酸 蝕製程,將加工面與工件微裂縫處的殘渣移除,以便 觀察不同加工條件下所產生的表面性狀變化[10]。 圖 4 刀具形變分析 含硼聚晶鑽石因鑽石顆粒本身摻雜硼元素,促使 碳原子形成三個價電子,並留下一個電洞,故具良好 導電性[9] 所以含硼聚晶鑽石有利於以線切割放電加 , 工方式製作刀具,刀具切割參數如表 3 所示。透過彈 簧及碳刷的導電設計,與高速主軸緊密接觸,使主軸 在運轉時達到穩定的導電能力。為達準確的幾何精度、 縮小放電坑及減低鑽石因熱造成石墨化現象,本研究 採「割 1 修 3」方式,以大能量粗修刀具輪廓,再以 三道微細能量進行精修,以保有良好磨粒礪度,以利 後續加工硬脆材料。 3.4 進給判斷回饋機制 由於光學玻璃在發生脆性破壞前, 切削力會急劇 增加,故本研究提出以荷重元設計力的感測機構,以 便量測三軸研銑力。利用研銑力進行判斷,以防止研 削過程中材料發生脆性破壞,圖 5 研銑力判斷回饋機 制。設置的變數為平均次數(At)、判斷次數(Jt)與超越 力量(Fo),感測力判斷式分析如式(1)所示。刀具進給 率(Manual feed-rate override, MFO) 調整係當目前量 測力值與先前單次量測力平均值相減,所得之差若大 於原先設定的研銑力,則進給率 MFO 歸零停止,當 小於設定的研銑力,則繼續執行加工。若連續判斷未 大於設定的研銑力,則進給率 MFO 逐次提高 20%, 至最大值 200%。 Fnow - ∑A t F t t=1 ≥ Fo At Fnow:目前量測力值(g) At:平均次數 (2) Ft:先前單次量測力值(g) Fo:超越力量 表 3 刀具製作線切割放電加工參數 加工參數 粗割條件 精修條件 x3 開路電壓(V) 70 70 加工電流工作時間(µs) 2 1 加工電流休止時間(µs) 15 21 輔助電流工作時間(µs) 1 2 輔助電流休止時間(µs) 15 8 伺服電壓(V) 60 65 進給超越倍率 2 2 送線速度(mm/sec) 5 3 圖 5 判斷回饋流程圖[11] 870g 2200g 4. 驗證 5 2 本研究利用自行開發的含硼聚晶鑽石刀具,配合 真空治具緊密吸附試片於工具機上,再於 Zerodur ® 陶瓷玻璃上進行微溝槽研銑實驗。為使硬脆材料 Zerodur ®以延性模式進行研削,實驗首先改變研銑深 度進行探討,表 4 為研銑加工參數,圖 6 果顯示出研 銑深度對加工表面的影響,當切深 50 nm 時,雖然有 最好的表粗(Ra 0.063 µm)由於切深太淺,刀具對陶瓷 玻璃的摩擦機制遠大於研削機制,所以材料並未被完 整移除;當切深提高至 100 nm 時,研削機制大於摩 擦機制,材料因刀具的壓應力而產生原子差排,並順 利被移除,所以,表面少有脆性破壞,表粗達(Ra 0.119 µm);當切深提高至 500 nm 以上,材料開始發生脆 性破壞,意謂研銑切深已超過該材料的臨界切深 (dc)。 送線張力(g) 進給速率(mm/min) 主軸轉速 電極 工件 500 rpm Brass wire(φ250µm) BD-PCD & WC 3.3 Zerodur®微溝研銑實驗 含硼聚晶鑽石刀具製作完成後,進行陶瓷玻璃 Zerodur ®進行微溝槽研銑,探討其「研銑深度」「研 、 銑進給速率」「研銑速度」等條件對工件加工品質的 、 影響。本實驗為精確將微端銑刀定位於起始點,採用 荷重元感應與刀具的接觸,以進行精密對位,以 0.1µm/step 離開工件,感測力隨之減少,至荷重元與 刀具無任何接觸力為止。切削液以油霧方式(Oil mist) 透過高壓氣體持續噴向工件,以便切屑更容易排出, 同時加工液油滴更容易進入刀具切刃與工件間的介 204
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 為,造成刀具或工件的振動,而影響表面粗糙度。 表 4 不同研銑深度實驗之加工條件 Parameters Conditions Cutting Tool BD-PCD Work-piece Zerodur ® Cutting speed(V) 90 m/min Feed-rate (F) 6 mm/min Depth of cut(Dc) Total depth (D t) Back rake angle (θb) Lubricant 50 nm, 100nm, 500nm, 1µm 5 µm -70° Oil mist 圖 8 研削速度對加工表面之影響 5. 討論 酸蝕實驗 ® 為觀察 Zerodur 微裂痕,利用酸蝕方式去除殘渣, 酸蝕溶液由 40%氫氟酸(HF),37%鹽酸和水以 2:1: 1.5 比例混合,酸蝕時間 20 秒,圖 9 為酸蝕前與酸蝕 後的表面變化,不同的研削深度(研削深度:100 nm, 1 µm,其他參數如表 4 所示),在酸蝕後,可觀察出微 裂縫 ,切深 100 nm 相較於切深 1 µm 的表面裂縫少; 且酸蝕前未加工表面呈現平整光滑,酸蝕後發現明有 顯裂縫,這表示殘渣填滿微裂縫中。進行研銑實驗時, 加工於次表層破壞上,使加工表面無法達到延性切削 模式,另外,殘渣黏滯於刀具上,造成刀具無法有效 加工工件。 5.1 圖 6 研銑深度對加工表面的影響 當進給速率改變時(研削深度: 100 nm,進給速率 3, 6, 30, 60 mm/min,其他參數如表 4 所示),發現表 面並無明顯延脆轉換的變化,如圖 7 所示。進給速率 越慢,表粗越好,但考量加工效率,本實驗所獲得較 佳之進給速率為 6 mm/min。 圖 9 酸蝕前與酸蝕後的表面變化 圖 7 研銑進給速率對加工表面之影響 在研削速度方面,透過改變研削速度(研削深度: 100 nm,研削速度: 50, 70, 90,110 m/min,其他參數如 表 4 所示),亦可獲得材料不同表面性狀,如圖 8 所 示。所謂研削速度(Grinding speed),是指刀具切刃通 過切削點的瞬時速度。當研削速度在 90 m/min 時, 發現研銑路徑上的邊緣最為平整,表粗可達 0.119 µm, 在此速度的兩端,都有較劣的表面平整度,推估是因 為在此兩端的研削速度,易使工具機系統產生共振行 205 5.2 進給回饋判斷機制的影響 為提升硬脆性材料加工表面的品質,本研究提出 刀具進給回饋判斷機制之策略,所謂「進給回饋判斷 機制」係將所偵測到的研銑力,透由電腦即時判斷, 並即時回饋給刀具,刀具藉此快速調整自身進給率, 使玻璃材料獲致最佳延性模式加工。加工條件為研削 深度: 100nm、進給率: 6 mm/min 及研銑速度: 90 m/min。判斷回饋式參數設定(平均次數 At:10 次, 判斷次數 Jt:10 次,超越力量 Fo:5g)。實驗結果如 圖 10、11 所示,相同加工條件下,無回饋機制與有 回饋機制的研銑加工面比較,前者出現脆性模式表面;
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 而後者出現延性模式表面。由此可見,刀具進給率透 ® 過判斷式分析與調整,能有效防止 Zerodur 陶瓷玻璃 發生脆性破壞。 6. 結論 本研究提出一種精微研銑加工的技術,成功應用 ® 於零膨脹係數的 Zerodur 陶瓷玻璃加工。為提供奈米 等級的臨界切深(dc),研究先建構一部智能化精微三 軸 CNC 複合工具機,並以線性馬達驅動,可達奈米 ® 位移精度,故可使 Zerodur 陶瓷玻璃以延性模式切削, 達到良好表面粗糙度。本實驗所得成果結論如下: 1. 以 本 實 驗 所 開 發 的 含 硼 聚 晶 鑽 石 研 銑 刀 具 對 ® Zerodur 陶瓷玻璃進行加工,研銑深度 100 nm、 研削速度 90 m/min 進給率 6 mm/min 油霧切削, 、 , 陶瓷玻璃能以延性模式去除材料,可獲致最平整 研銑邊緣,表面粗糙度可達 Ra 0.119 µm。 ® 2. 為使 Zerodur 陶瓷玻璃以壓應力模式去除材料, 實驗以開發雙負後斜角含硼聚晶鑽石刀具,證實 可降低陶瓷玻璃發生脆性破壞及微裂縫的機會。 3. 以荷重元即時量測三軸研銑力,進行判斷分析, 調整進給率機制,可避免硬脆性材料發生脆性破 壞,有效提升加工面品質。 4. 切削液以油霧方式能有效將切屑排出、潤滑鑽石 切刃,並減少填塞及切削熱造成得刀具磨耗,經 由實驗測試刀具磨耗率約為 1/200 µm/mm。 圖 10 無回饋機制之研銑表面 7. 誌謝 本 研 究 感 謝 國 科 會 NSC101-2221-E-003-001MY2 計畫經費支援、國家實驗研究院儀器科技研究 ® 中心提供 Zerodur 試材及許巍耀博士的技術支援,使 研究得以順利完成,在此致上最高謝意。 圖 11 有回饋機制之研銑表面 刀具磨耗 含硼聚晶鑽石刀具雖具高耐磨耗特性,但加工硬 脆材料,刀具磨耗在所難免,圖 12 所示為刀具未加 工與加工後磨耗比較,全新的刀具,表面相當平整, 刀具採用負後斜角設計,加上切削液以油霧方式噴入, 能有效將切屑排出,潤滑鑽石切刃,並冷卻加工時所 產生的切削熱,故能提高刀具耐磨耗阻抗能力。刀具 , 加工總行程為 1,630 mm 刀刃上未發現有殘渣填塞, 由 SEM 圖量測總磨耗量約為 8µm,故刀具磨耗率約 為 1/200 µm/mm。 5.3 圖 12 刀具加工前與加工後磨耗比較 206 8. 參考文獻 1. Schott, ZERODUR®–Extremely low Expansion Glass Ceramic, 2013, http://www.schott.com/advaned_optics/english/download/index.html 2. W.S. Blackley, R.O. Scattergood, Ductile regime model for diamond turning of brittle materials, Precision Engineering, Vol.13, pp.95-103, 1991 3. S. Yin, H. Ohmori, Y. Daic, Y. Uehara, F. Chena, H. Tang, ELID grinding characteristics of glassceramic materials, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 49, pp.333-338, 2009 4. NSK, Precision Machinery & Parts, NSK Ltds., pp.10, 2013, http://www.nskamericas.com/cps/rde 5. Aerotech Inc., http://www.aerotech.com 6. T. Nakasuji, S. Kodera, S. Hara, H. Matsunaga, N. Ikawa, S. Shimada, Diamond turning of brittle materials for optical components, Annals CIRP, Vol. 39, pp. 89-92, 1990 7. S.T. Chen, Z.H. Jiang, Y.Y. Wu, H.Y. Yang, Development of a grinding-drilling technique for holing optical grade glass, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol.13, pp. 95-103, 2011 8. 陳偉恩,含硼聚晶鑽石材料最新研究之探討,碩
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers -SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 士論文,華梵大學,機電工程學系,2010 9. S.T. Chen, C.H. Chang, Development of an ultrathin BD-PCD wheel-tool for in situ microgroove generation on NAK80 mold steel, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 213, pp. 740–751, 2013 10. 陸怡妏,精密磨削加工 Zerodur 之次表面微裂縫 分析與研究,碩士論文,國立臺灣大學,工程學 院機械工程學系,2012 11. 江宗翰,智能化精微工具機開發與光學玻璃微結 構加工研究,碩士論文,國立臺灣師範大學,機 電工程學系,2012 Keywords: Zerodur ®, milling-grinding, w-EDM, BD-PCD Study on micro milling-grinding of Zerodur® Shun-Tong Chen1, Kai-Chieh Yang2 1 Department of Mechatronic Engineering, National Taiwan Normal University, Taipei 2 Department of Mechatronic Engineering, National Taiwan Normal University, Taipei Abstract The mail purpose of this paper is to the research of a grinding-milling technique for micromachining Zerodur ® glass-ceramic material which has an extremely low coefficient of volume expansion. An intellectualized miniature 3-axis CNC machine tool that can senses the machining force of tool is first designed and established to provide for optimal grinding-milling process on hard-brittle material. Application of a load-cell that detects in real-time the machining force providing feedback for fine tuning the feed-rate of tool is conducted. The glass-ceramic fixed by way of the vacuum jig is proposed. The modular worktable design makes the wire electrical discharge machining (w-EDM) device and the milling fixture being able to exchange one another. A grinding-milling tool which is made of boron-doped polycrystalline composite diamond (BD-PCD), has a double-negative back rake angle (DN-BRA) is designed, which lets hard-brittle material removal be progressed under compressive situation. The subsurface of the machined glass-ceramic is inspected from the side wall of specimen after etching. Experimental results show that the glass-ceramic can be machined under ductile regime without micro cracks and brittle fracture occurring when the feedback control enabled. A roughness of Ra 0.063 µm on the ground surface is achievable. Also the tool wear rate inspected under SEM is shown about 1/200 µm/mm. 207
  • 而, 208 力 入 插 的 大最 到 得 果 結的 驗 實 由 經 果結驗實 果結驗實 果結驗實 果結驗實 樣測實來驗實以再後最,子因應效主和,數參計設佳 最的力出拔和力入插了出找且並,性理合的件條界邊 及性 異差的者 二解了, 對比的 擬模 和 過透, 擬 模做來的體軟析分素元限有 用運再。型模 立建,法方驗實表交直的程工質品式口田依再,子 因寸尺的關有力出拔、力入插和個幾出找先,子端 式眼針的器接連子電式接壓對針,化佳最與析分之子 端眼針 之器接 連式 接壓 河清 謝,年 元 西 。求 要格規 合符認 確來力 拔 插測驗實以並,品成出產並模開際實行進組數參的佳 最以後最,組數參的力入插之小望佳最之求需格規合 符最出找尋,法計設驗實式口田以後然,數參的力拔 插響影出找來論理和書範規計設過透時同。力應的後 體導心中的器接連軸同入插線心的纜電軸同受,片彈 觸接之器接連軸同析分來,型模構建體軟析分素元限 有 用運,究研數參化佳最之 片彈 觸接器 接連式 片彈 魁柏蘇 ,年 元 西 。 圖寸尺 片彈為 圖如 材鋼銹 不 , 計 設 片 彈 的 落脫 會 不且 力 出 拔 和 力 入 插 的 好較到得何如,向方的討探要文本是,力出拔和力入 插的當適計設何如以所,夠不就力持夾的筆對則力出 拔的小太而,便方不用使者用使讓會力出拔和力入插 的大太但。落掉上品產子電從於至不乃,持夾力持夾 的片彈藉以得筆控觸,時筆控觸用使不在者用使止防 以,定固的筆控觸供提是能功要主其,話的上品產子 電的 等機手 型慧智 和 在用 使筆控 觸配搭 果 如。品產子電 和品產器接連在用使如比,件零的 用使被泛廣且宜便、速迅、易容造製種一是片彈 3.2 ANSYS 3D 0.35kgf 。向 方出拔 、入插 為做動 移 下上的向方軸 以,設架的備設驗實為 圖如,驗實 拔插的片彈與筆做行進機驗試能萬用使驗實本 8 式方驗實 式方驗實 式方驗實 式方驗實 3.1 [2] Z 。 示 所7 圖 如 , 圖 線曲的係關力用作和間時到得可,軸縱為力用作,軸 橫為間時以並,腦電到輸傳據數的測量將後最。力拔 和力入插測量來)LLEC DAOL(元重荷用利再。示所6 圖如,機驗試能萬是台機的用使驗實。驗實拔插的際 實了行進下以,力出拔和力入插的際實到得了為,證 驗 到 得 法 方 的 驗 實 過 透 以 可 常 通 果 結 的 析 分 EA C 3. 劃規驗實 劃規驗實 劃規驗實 劃規驗實 [1] COSMOS/Design STAR 。 為力出 拔的大 最 而 , 為力入 插 的大 最到得 ,示所 圖如, 圖線 曲 出 製繪中面介在可並, 取讀以可,入輸檔 檔 果結 析 分 在將,理處後作 生產動自會,後 來 用使究研本。檔 畢 完行執 體軟在 , 的中項 選 擇 選要出輸料資果結析分。 表如,離距和間時的程過 個兩定 設來能 功 的 要用要需此因,用 作的程過個兩有具出拔和入插到討探要究研本 。觸 接 為筆與片彈義定將,時件條觸接置設在。化緻細以 加置設的格網將,方地的大較比會力應上片彈測預並 ,格網立建式方的 用使,面方定設格網。示所 圖如型類素元其,點節個八有具,元單體實的維三為 , ㄧ之素 元 的 是 。 為型類素元的用採所筆與片彈,中析分素 元限有在。示所 表如質性料材其, 、 別分質材的用採所筆與片彈。式格案檔 的取讀可 成換轉 的立建中 軟 在把要,前 入滙在,立 建中體軟 在先首型模析分 的究研本 SUS301 array parameter 2 ASCII resultant force rcforc ANSYS/LS-DYNA resultant force resultant force 5 0.3kgf 3C 3C 1.08kgf LS-PrePost rcforc surface to surf automatic (ASTS) sweep SOLID 164 ANSYS/LS-DYNA 言前 言前 言前 言前 析分聯 關灰、 析 :詞鍵關 :詞鍵關 分數異變、法口田、法方素元限有、力拔插:詞鍵關 :詞鍵關 。合組 子因計 設 佳最的片彈個整得獲析分聯關灰用運後最,子因要主 最的力出拔和力入插響影出找,序程計設驗實法口田 用利來再。性確正的組擬模一此證實驗實以並,力出 拔和力入插的後用作的筆屬金受片彈得求,擬模的組 計設始原行進體軟析分素元限有用利是法方究研。析 分的 合組子 因計設 佳最的 力出拔 和入插 的生產 所 , 後之用 作力向 橫的鋼 速高之 為質材 且狀筆 一 受 承,片 彈的質 材鋼銹 不 一 討究研 本。小 大 的力出拔和力入插意注須必計設的片彈此因,性能功 的合卡有具要也,性固穩有具到達要需既,內間空的 限有在需計設構結的片彈持夾,勢趨的小短及薄、輕 求要品產子電以加,展發的異月新日技科 著隨 SOLID SHK9 2. 1 析分擬模素元限有 析分擬模素元限有 析分擬模素元限有 析分擬模素元限有 2D 3D 2009 1 2004 PDA 1. 4 164 IGES SUS301 3D Pro/E ANSYS/LS-DYNA Pro/E 3D ANSYS/LS-DYNA SUS301 SKH9 。數 參計設的佳最得求而,析分擬模做子因的應效主對 針要只,時子端計設來未出找而因,異差的擬模和品 3C 要摘 要摘 要摘 要摘 陳政順 1、李政訓 2 1 國立台北科技大學製造科技研究所 2 國立台北科技大學製造科技研究所 cshchen@ntut.edu.tw, ulysses22@pchome.com.tw 彈片式卡合結構之插拔力最佳化參數研究 彈片式卡合結構之插拔力最佳化參數研究 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
  • 209 力入插標目質品的究研本,理處化規正做據數將先此 因﹐性極同和性級等同、性次因無足滿須必列序﹐行 進的析分聯關灰利以﹐性較比可具列序使了為 A A A i =1 L i 5.1 i 。度聯 關的標 目質品 重多得 獲以, 序排再 以加小 大 值數的度聯關灰的間列序其將並,度程關相間列序散 離析分由經, ) (論理統系色灰自 源) ﹐ (析分聯關灰 n ∑ (S / N ) 生產聯關灰 生產聯關灰 生產聯關灰 生產聯關灰 次的準 水現出 中 點劃 規驗實總 在 子 因計設 是 數 次的現 出準水 中表交直 在 子因 計設是 值均平 之比號 信的準 水 第在 子 因計設 是 )( 下如 式公算 計其 ,例 為 子因計 設以。 合 組數參計計的佳最出找此藉可且並,勢趨的影生產會 數函標目於對,下之準水個各的定設所在,子因計設 的中驗實個每解了要是的目要主的析分數均平 nA LA = Ai 8 Grey Relational Analysis GRA Grey System Theory 5. 析分聯關灰 析分聯關灰 析分聯關灰 析分聯關灰 A i i 析分數均平 析分數均平 析分數均平 析分數均平 。表析 分數異 變力出 拔的 9 表和表 析分數 異變力 入 插的 8 表得求,算計的) (式公至) (式公照按 ) ( 度程 要重的 中驗實 個整在 子 因 示 顯: , ) (率獻貢 差 誤動變 : ) ( 異變 的生產 所 動變 的子因 某: , ) (動 變 純 ) ( 異變 的生產所差誤驗實由: , ) (數異變 。 值平的 據數驗 實: 。 據 數驗實: 。目數 的據數驗 實: 。數總驗 實: ) ( ) ( 和總 方平的 後 值均平去減 據數驗實: , ) ( 動變 目 數準 水 : ) ( 度由自 子 因個 各 : , ) (度由 自 。足不 的度程 響 影質品對子因驗實各判研法無驗實口田補彌以,應效 響影的子因個各斷判來,法方的定檢計統用應是要主 ) 稱簡, (析分數異變 。驗實組 了行進 共,列 排 的表交直據根體軟析分素元限有以中表,劃計驗實口 田 ) ( 的整完 個一表 代 表。題問 的質品 決 解和訊資整完的需所驗實得獲能且並,間時省節但不 ,驗實 擬模組 行進 要只, ( - 表交直 的 ) 計設所士博口田用運但,本成和間時的量大要需就此 如, 驗實的 組 行 進要共 ,話的 驗實進 要 都合組的動變有果如,子因制控個八有共究研本 21X73 ρ= 21X73 15 S' × 100 % S 'T 15 Percent Contribution ρ% 4.5.5 18 Ve S ' = S − (DOF × V e ) 21X73=4374 表交直用選 表交直用選 表交直用選 表交直用選 4.5.4 14 Pure Variation S´ S DOF 。示 所 表如,準水動變個三有皆子因計設的他其,外準 水 動變個 二有只 )質材 ( 除 而。 示所 圖 如, 子 因計設個八共出選挑則法驗經據根。動變做以加不 寸尺的有所筆此因,象對的究研被要主為片彈,究研 行進筆屬金和片彈對,型模何幾的化簡用運文本 4.5.3 A 13 Variace V y n r y 準水及子因計設驗實義定 準水及子因計設驗實義定 準水及子因計設驗實義定 準水及子因計設驗實義定 i =1 j =1 S T = ∑ ∑ ( y ij ) − n × r × y n S = )( 示所 ) (式公 如,佳 愈值標 目近靠 愈 質品品產是就也,性特目望是性特品的比 其以所 , 力出拔 和力 入 插 的 和 為 各格 規合符 到 得於在標目的驗實本,標指的功效成計設質品品產估 評為做 比號訊以士博口田 n 7 2 n×r L 12 2 n n =1 ∑ ( y − y) n Variation 4.5.2 7 0.3kg 0.8kg 11 2 S 10 4.5.1 數函標目義定 數函標目義定 數函標目義定 數函標目義定 (signal-to-noise ratio) Degree of Freedom DOF 析分數異變 析分數異變 析分數異變 析分數異變 y y 1 LA A 4.4 10 18 L18 5 L18 4.3 V = 4 10 4.2 η = − 10 log i =1 ∑ ( yi − m) n DOF=L-1 L S/N 4.1 。低 最到降題問管品把,間時短最和本成低最在期以,來 出應反能就段階計設在早提能,題問的質品把能師程 工計設讓要的目要主,數參計設出求來驗試擬模腦電 或作操際實場現過透是段手要主其,出提所 士博一玄口田由年 是法劃計驗實口田 4.5 Analysis of variance ANOVA 。示所 圖和 圖如, 圖應反 比 的 力 出拔和力入插出製繪表二此據依再,表應反比 力 出拔為 表,表應反比 力入插為 表如,表應反 比 的力出拔 和力入 插各得 求別分 和 式公照 依 )( S/N S/N (Taguchi) 析分數異變和法口田 析分數異變和法口田 析分數異變和法口田 析分數異變和法口田 4. 1950 11 9 6 8 12 S/N 7 S/N 。性 確正和 性理合 之型模 析分素 元限有 認確可 故 ,示所圖較比的 圖如, 於小差誤,力出拔大最 和力入插大最的驗實和擬模,列所 表如果結較比的 擬模體軟析分素元限有和, 為力出拔的大最 j =1 y = n ∑ (S / N ) j 為 值均 平的比 的驗 實部全 而 比 訊雜號 信的準 水 第 在 子因計 設是 數 1.11kgf 3 15% 1 9 9 n S/N (S/N)Ai A i 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
  • 210 素元限有與法口田用應。益助的實確有質品計設品產 高 提對, 化佳最 與析分 的片彈 品產 對究 研本 。 為 合組子 因計設 佳最的 片彈得 獲可析 分度聯 關 灰由 經。 為度 獻貢 其,) 離距邊 斜部頭 ( 為 子因計 設要主 最的力 出拔響影 而。 為度 獻 貢其 , 度厚( 為子 因計設 的力入 插響影 要主。 性 ) 確正和 性理合 的型模 素元限 有的構 建定認 可故, 內 在差誤力出拔和力入插,後較比相果結驗實和果 結的析分片彈型原對 用利,中案個究研此在 。合 組數參 佳最的 求要計 設合符 出找的 功 成,析分聯關灰和法劃計驗實口田用利再,內 在 差誤力出拔和力入插其,組模始原的效有且確正到得 ,果結的證驗驗實與體軟析分素元限有由經。況狀力 受的後壓推屬金一另受片彈屬金一討探究研本 Abstract Graduate Institute of Manufacturing Technology, National Taipei University of Technology, Taipei. A2B1C3D3E3F3G3H2 3C 42.819% Cheng-shun Chen, Cheng-hsun Lee ,社 版出業 工械機, 髓精到 門入從 析 分 素 元限有 性線 非 ,廷士 康 ,書 圖 立高,務實與理原的計設質品 法方口田,煌輝李 。 ,北 台,所 究研技 科 造製 學大技 科北台 立國, 文論士 碩,計 設化佳 最 與析 分力合 結之構 結合接 扣卡殼 外膠塑 ,成旭 鄭 G 12. 議建和論結 議建和論結 議建和論結 議建和論結 11. 2008 ANSYS12.0 LS-DYNA 2005 。 度厚, 度寬, 離距平水部頭, 離距平水側左, 離距平水側右, 離距點支, 質材為即, 為合組子因佳 最得獲可圖應反度聯關灰和表應反度聯關灰由 。 圖和 表 如 ,圖應反度聯關灰和表應反度聯關灰成作製,後值均 平取加相度聯關灰的數準水同相中子因別個將 13 圖和表應反度聯關灰作製 圖和表應反度聯關灰作製 圖和表應反度聯關灰作製 圖和表應反度聯關灰作製 。 表度聯 關灰到 得可 和 式公據 依 數 組驗實 為 ,度 聯關灰 為 Γ 中 11 , ,所究 研技科 造製學 大 技科 北台立 國,期 四第, 卷二十 二第, 刊學術 技 ,計 設化佳 最之件 構金鈑 荷負轉 扭受承 ,達文 李 。 ,北 台,所 究 研技 科造製 學大技 科北台 立國, 文論士 碩,計 設 化佳 最與析 分之件 構結扣 卡器接 連腦電 ,信忠 沈 ,園 桃 ,所 究研程 工械機 學大智 元立私 ,文論 士碩, 構 建 型模素 元限有 簧彈觸 接器接 連子電 ,展元 徐 , 北台, 所 究研 程工械 機學大 技科灣 台立國 ,文論 士碩, 化 佳最 與析分 之子端 眼針之 器接連 式接壓 ,河清 謝 .2 。 , 北台, 所 究研 技科造 製學大 技科北 台立國 ,文論 士碩, 究 研數 參化佳 最之片 彈觸接 器接連 式片彈 ,魁柏 蘇 (18) 度 聯關的 數係聯 關之組 驗實各 出求法 均平用 運 度聯關灰取求 度聯關灰取求 度聯關灰取求 度聯關灰取求 5. 。 為義 定般一 ,整調 的 當 適做要需 的際實據 根以可是小 大值 數 ) ( 數係識辨。值大最的中值對絕 的差點個各在列序考參和列序較比是 。值小最的 中值對絕的差點個各在列序考參和列序較比是 2008 4. Distinguishing ∆min + ζ∆max ∆0i (k ) + ζ∆ max 2000 3. 2009 (17) 得求式 公列下 由可數 係聯關 灰 數係聯關灰算計 數係聯關灰算計 數係聯關灰算計 數係聯關灰算計 。 為義 定般一 值的列 序考參 ,值對 絕的值 差 列 序 較 比 和 列 序 考 參 為 |) k ( x - )k ( x| Δ 列 序 差 。據 數的列 序 差 和,據數的列序較比表交直力出拔和力入插之 表得可 式公依,值標目的定設為 ,值小最和值 大最的中列序始原示表 和 ,中其 ) ( 2005 1. i 7. 。案方 決 解的計設構結的確精更得獲會將,據數的證驗驗實上 加再如,析分與計設的件零似類相於用應可,序程與 法方的驗實的立建所究研本由經。範規化佳最的計設 件零立建地速快更以可,合結的析分聯關灰及法析分 0 下如式 公算計 ,式型 目望是 力出拔 和 xi (k ) − OB 獻文考參 獻文考參 獻文考參 獻文考參 E 38.776% Investigating the Optimum Parameters in Insert and Pull Force of Lock Structure of a Metal Sheet 15% FEM 2010 15% 6. 2007 pp.291-297 6. I.Sawchynand, E.S.Sproles ”Optimizing and Geometry Parameters in Design of Reduced Insertion Force Connectors,” Components, Hybrids, and Manufacturing Technology, IEEE Transactions on, Volume 15, Pages 1025-1033, Dec 1992. 7. Yun Ling, Matting Mechanics and Stubbing of Separable Connectors, Electronic Components and Technology Conference, U.S.A, 1998 8. Bathe, K. J, Finite Element Procedures, Prentice Hall, NJ, USA (1996) 9. Yun Ling, Matting Mechanics and Stubbing of Separable Connectors, Electronic Components and Technology Conference, U.S.A, 1998 10. A2B1C3D3E3F3G3H2 SUS301 3/4H 15.7mm 3.48mm 4.75mm 0.77mm 3.0mm 0.2mm 12 5.4 1 n ∑γ (x0 (k), xi (k)) n i=1 ( x 0, x i ) n 17 18 Γ(x0 , xi ) = 5.3 0.5 Coefficient ξ ∆max ∆min γ (x0 (k), xi (k)) = 5.2 1 0i(k)= 10 max{max[i (k )] − OB},OB− min[xi (k )]} x max[xi(k)] min[xi(k)] OB 16 xi*(k ) = 1 − 16 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 -------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------With the rapid development of 3C technology, electronic products are required to be lighter, thinner and shorter. The holding structural of a metal sheet is designed in a limited space, both needs to reach with stability, but also has the function of engagement. Therefore the design must be taken on insert and pulling force of the metal sheet. In this study, to discuss a the best design factor combination of insert and pulling force of a SUS301 stainless metal sheet, when it is compressed by a lateral force of the high-speed steel SKH9. This research used the finite element analysis method to simulate an original model and attained the insert and pulling force. And then an experimental is practiced to evidence the correctness of the FAE simulation. Again, using the Taguchi method to find out the main factor of insert and pulling force. The Grey Relational Analysis is used to find out the best design combiantion of the mteal sheet. Keywords: insert and pull force, Finite element analysis, Taguchi Method, ANOVA, Grey Relational Analysis 圖 係 關 的 間 時 和e c ro f t n at l us e r 5 圖 機驗試 能萬 6 圖 整彙表圖 整彙表圖 整彙表圖 整彙表圖 圖 線曲力 用作的 驗實 圖 8. 7 :mm) 態狀出 拔或入 插未 2 圖 態狀 入插 圖 3 設架的 驗實 8 圖 型 模素元 之 4 SOLID 164 圖較比 驗 實 和 圖 211 9 LS-Dyna 片彈 架載 承 承軸 筆屬 金 桿接 連 頭接向 萬 元重 荷 位單( 圖寸尺 片彈 圖 1 圖
  • 2013 全國精密製造研討會論文集-SME 2013 2013 Conference on Society of Manufacturing Engineers-SME 2013 -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 2 3 4 力 力 驗 出拔 入插 實 據數驗 實 子因制 控 a P M 0 1* 1 3. 1 為 數 模 性 彈 的H 2 /1 0 02 7 1C uC e B 中 其 表 置配因 要畫計 驗實 表 角 度厚 度寛 離距 平水部 頭 離距 平水側 左 離距 平水側 右 離距點 支 質材 子因 明說 表較比 驗實和 擬模 3 表 力出 拔 力入 插 擬模 差誤 驗實 定設的 表 ) ( ) ( Distance mm Time 0 12 12 0.15 sec 0 0.1 2 array parameter kgf 0 0.25 kgf % 0.3 0.350 14.29 1.08 1.110 2.7 L1 L2 BeCu SUS301 C172001/2H 3/4H 圖意 示子因 計設各 01 圖 A B 15.7 圖 應 反 比 N/ S 力 入 插 1 1 圖 D E (mm) 2.98 3.48 4.25 4.75 0.57 (mm) 18.7 3.75 (mm) 17.2 2.48 (mm) C L3 0.67 0.77 F (mm) 2.2 2.6 3 G (mm) 0.15 0.2 0.25 (mm) 4 2.8 4.8 6.8 R H 5 圖 應 反 比 N/ S 力 出 拔 2 1 圖 A B C D E F G H 筆 片彈 圖 應反度 聯關灰 31 圖 Poisson's Ratio SHK9 SUS301 3/4H 1.93*105 MPa 2.25*105 MPa 0.3 0.27 -6 7.93*10 Kg/mm3 Density Yield Strength 8.2*10-6 Kg/mm3 908 MPa 1034 MPa 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 1 1 2 2 2 3 3 3 1 1 1 2 2 2 3 3 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 2 3 1 3 1 2 2 3 1 3 1 2 1 2 3 2 3 1 1 2 3 3 1 2 3 1 2 2 3 1 1 2 3 2 3 1 3 1 2 2 3 1 1 2 3 3 1 2 1 2 3 3 1 2 2 3 1 2 3 1 3 1 2 1 2 3 1 2 3 3 1 2 3 1 2 1 2 3 2 3 1 2 3 1 (kg) 0.20 0.35 0.92 0.67 0.18 0.33 0.30 0.55 0.13 0.76 0.14 0.25 0.87 0.26 0.60 0.25 0.36 0.92 20.18 25.85 4.22 8.71 18.64 29.37 50.46 12.11 15.34 6.74 15.96 26.38 4.87 28.64 10.49 25.68 24.58 4.22 (kg) 0.38 0.89 1.99 0.89 0.77 0.49 0.75 0.79 0.31 0.16 3.47 0.89 1.42 0.60