超声辅助微挤压成形系统设计

彭 卓, 韩光超,2,3, 李 凯, 陈 昊

(1. 中国地质大学(武汉)机械与电子信息学院, 武汉 430074;2. 哈尔滨工业大学 先进焊接与连接国家重点实验室, 哈尔滨 150001;3. 华中科技大学 材料成形与模具技术国家重点实验室, 武汉 430081)

超声辅助微挤压成形系统设计

彭 卓1, 韩光超1,2,3, 李 凯1, 陈 昊1

(1. 中国地质大学(武汉)机械与电子信息学院, 武汉 430074;2. 哈尔滨工业大学 先进焊接与连接国家重点实验室, 哈尔滨 150001;3. 华中科技大学 材料成形与模具技术国家重点实验室, 武汉 430081)

针对微型零部件的超声微挤压成形过程，对超声振动平台的振动特性进行仿真优化设计，研制可实现工件辅助超声振动的超声微挤压成形系统。在对矩形六面体竖直超声振动模态进行仿真分析的基础上，通过矩形六面体的结构参数优化并设置一定数量的圆柱形内孔，使得超声变幅器辐射面可实现均匀的竖直方向超声振幅输出，并采用双换能器和双变幅杆驱动形式实现整体超声振动系统的支撑和振动能量的输入。实验结果表明，所研制的超声辅助微挤压成形系统可负载微成形工件及模具实现竖直方向的整体超声谐振，并能满足工件超声振动辅助微挤压成形加工的需求。

微挤压; 工件超声振动; 超声变幅器; 振动特性; 仿真分析

随着微型零部件在微机电系统(MEMS)、通讯、电子等领域的广泛应用，微型构件的微细成形加工受到广泛关注。20世纪90年代出现了应用传统塑性加工工艺制备微型零件的微塑性成形工艺，可用于生产至少在两维方向上尺寸小于1 mm的零件。微塑性成形工艺制备微型零件具有高精度、高生产效率、低成本、净成形等优点，并已大量应用于微电子、微机械等行业当中，已成为微器件制造领域的关键技术之一，主要包括微挤压、微锻造、微冲裁等工艺[1]。微塑性成形工艺并不是传统塑性成形工艺的简单几何缩小，由于存在介观尺度效应，建立在宏观连续介质力学基础上的塑性变形理论已不再适用，传统的塑性成形设备和工艺方法也已不能满足微塑性成形的要求，这使得各种复合微塑性成形工艺成为国内外研究和发展的焦点。超声辅助微塑性成形工艺正是在此背景下被提出并成为微塑性成形加工领域的重要研究方向之一[2]。

近年来，国内外学者对超声辅助微塑性成形工艺进行了广泛的研究。Bunget等[3]对超声振动微挤压成形的基本特性进行了研究，发现超声振动使模具/工件表面间产生很高的瞬间相对速度，不易形成黏着摩擦，改善了润滑条件，且摩擦力的方向随着模具/工件界面的相对运动不断改变，有利于材料流动。Yao等[4]进行介观尺度高频振动辅助微镦粗成形研究，结果表明超声振动引起变形力降低主要存在应力叠加、超声软化以及摩擦力降低等3个方面原因，而超声引起的材料软化是主因。Witthauer等[5]研究了超声冲裁过程中声波软化与硬化的作用规律，研究发现高速冲裁时超声振动能够减弱应变速率的影响，且冲裁力可降低30%。张博等[6]对紫铜箔板的超声微冲裁成形工艺进行了研究，发现紫铜箔板的表面粗糙度随着冲头超声振幅的增加而降低。Bai等[7]采用超声微锻压工艺来提高金属箔板表面质量，结果也表明工具的超声振动可有效降低金属箔板的表面粗糙度。Hung等[8]研究了多种合金材料的超声微墩粗成形过程，结果表明超声振动可降低材料的塑性变形抗力，但振动能量较大时材料会产生硬化现象。Huang等[9]搭建了20 kHz 超声振动辅助微拉深系统，对超声振幅、板厚等微拉深成形工艺进行研究，发现超声振动能明显降低冲头载荷，振幅越大，冲头载荷越低，最大降幅可达32%。Zhuang等[10]研究超声振动辅助成形内在机理，发现振动有利于降低材料流动性和改善试样表面形貌，而成形力的降幅与所施加超声振动的振幅成比例关系。Luo等[11]采用超声振动来实现金属薄板微压印成形过程，通过工具超声振动熔融塑料颗粒来传递成形压力和超声波振动。结果表明高频振动能够有效地减少微压印缺陷，提高制品的尺寸精度和几何精度。

上述研究表明，在超声辅助微塑性成形工艺中，辅助超声振动可有效改善金属材料的微塑性成形过程。但在目前的研究中，超声振动主要施加在工具头上，对工件直接施加超声振动的研究较少，这主要是由于工件的形状、尺寸和质量的多样性使得超声谐振的实现难度较大。而已有研究表明[12]，工件的辅助超声振动可以有效降低工件材料的屈服强度和塑性变形抗力，从而有利于增强材料的微塑性成形性能。在超声微塑性成形工艺中，不同工艺参数微成形模具和工件之间的形状和尺寸差别不大，且总体质量较小，这都降低了实现超声谐振的难度。但目前仍缺乏一种可负载不同微小形状和尺寸工件实现超声辅助振动的微塑性成形平台，从而灵活满足各种超声微塑性成形工艺的需求。本文在前期对多孔矩形六面体超声变幅器进行深入研究的基础上[13]，以超声微挤压成形工艺为研究对象，对矩形六面体超声振动平台进行优化设计，研制可实现工件辅助超声振动的超声辅助微挤压成形系统，并进行超声微挤压成形实验验证。

1 超声辅助微挤压成形系统设计

为了实现工件超声振动辅助微挤压成形，需要研制具有较强负载能力的超声振动平台。矩形六面体由于具有极为丰富的三维耦合振动模式，且在某些频率附近谐振频率密集分布，作为一种有效的宽频带辐射声源特别适合于制备可负载多种形状和尺寸工件的大尺寸超声变幅器[14-15]。但由于矩形六面体超声变幅器具有明显的三维耦合振动特性，因此需要对其振动特性进行优化控制，才能满足超声辅助微挤压成形工艺单向振动的要求。

1.1 矩形六面体结构设计

采用ANSYS有限元软件对常规矩形六面体(基本尺寸为120 mm×130 mm×40 mm)的超声振动模态进行仿真分析，发现矩形六面体有一种特殊的固有模态，可使得矩形六面体上下表面的中心区域实现Z向的对称垂直振动(如图1中六面体上下表面中间部分黑色区域所示，此时默认的超声输入方式为水平Y向输入)，如果将其上表面中心区域作为辐射面即可满足超声辅助微挤压成形工艺要求。

图1 矩形六面体特殊振动模态

图2 优化设计尺寸的矩形六面体振动模态

根据超声微挤压成形实验要求对矩形六面体形状和结构进行优化设计。设定矩形六面体长宽相等，高度小于1/4波长，材料为钛合金Ti6242，工作频率为20 kHz，其弹性模量E=116 GPa，密度ρ=4 500 kg/m3，泊松比υ=0.34。根据表观弹性法，可确定其基本尺寸为160 mm×160 mm，并得到Z向振动模态如图2中所示。仿真结果表明，重新设计的矩形六面体在上下表面中心区域(图2中六面体上表面中心黑色圆形区域)仍保持均匀且单一方向的振动特性，但总体振幅分布并不均匀，且谐振频率仅为18 607 Hz，较20 kHz的工作频率低7%，因此需要对其进行进一步结构优化。

已有研究表明，R-L型超声变幅器是一种类似可实现超声振动方向转换的超声变幅器，它通过杆与盘的结合，将纵向振动与径向振动进行耦合，可以实现杆的轴向振动位移与盘的径向振动位移间的相互转换。因此，参考R-L超声变幅器的结构，采用逆向结构设计，实现水平振动与竖直振动间的相互转换。所得到超声变幅器的基本结构由中部的方形板和上下对称的方形凸台连接而成，其超声振动模态的仿真分析结果如图3中所示。结果表明，经过结构调整的超声变幅器谐振频率已在工作频率的允许范围内(20 kHz±0.5 kHz)，同时保持了中心区域(图3中凸台上表面的中心黑色圆形区域)的Z向单一振动特性。

图3 矩形超声变幅器基本结构仿真特性

1.2 超声变幅器振动特性研究

为了对超声变幅器结构进行进一步的优化，调整超声变幅器的谐振频率并增强Z向的超声振幅，采用ANSYS软件对不同结构参数条件下超声变幅器的振动模态进行仿真分析，主要研究凸台结构(如凸台高度和凸台边长)对超声变幅器振动特性的影响。另外，为减少超声变幅器结构上的应力集中，在超声变幅器的中部方形板与凸台结构间采用圆弧过渡，以增加杆结构与盘结构的耦合面积，并增强耦合效果。其基本结构如图4(a)中所示，Z向振动仿真模态如图4(b)所示，凸台中心黑色圆形区域为均匀纵振覆盖区域。

首先研究不同凸台高度对超声变幅器振动特性的影响规律。主要研究凸台高度变化对超声变幅器谐振频率和凸台中心均匀纵振覆盖区域分布面积的影响，凸台高度的取值范围为5～45 mm。仿真分析结果如图5(a)中所示。由结果可知，随着凸台高度的增加，超声变幅器的纵振基频呈现先增大后减小规律，而其相对应的均匀纵振区域分布面积则呈现先减小后增大规律。当凸台高度为15 mm时，可获得较好的纵振基频和较大面积的均匀纵振区域。

(a) 矩形超声变幅器优化结构

(b) Z向振动仿真模态

在凸台高度一定的条件下，对不同凸台边长的超声变幅器进行仿真模态分析。凸台边长的取值范围为40～120 mm。仿真分析结果如图5(b)中所示。分析结果表明，超声变幅器的纵振基频随凸台边长的增大呈现先增大后减小的规律，而其均匀纵振区域分布面积则呈现单调线性增长趋势。当凸台边长为80～90 mm时，可获得较好的纵振基频和较大面积的均匀纵振区域。上述仿真分析结果表明，随着凸台高度和边长的增加，即随着矩形超声变幅器中部凸台质量的增加，超声变幅器的频率增加存在一个明显的峰值，可根据工作频率需要设定合适的尺寸。而在均匀纵振分布区域方面，随着凸台高度的增加，纵向振动能量的传递损耗也增加，因此纵振分布区域总体呈先逐渐减小然后小幅上升趋势，存在一个最小分布极值；而随着凸台边长的增加，凸台表面积也随之增大，因此纵向振动能量的传播面积也随之增大，从而有利于均匀纵振面积的增加。

图5 矩形超声变幅器振动特性与不同凸台高度和凸台边长的关系

Fig.5 Vibration characteristics of rectangular sonotrode with different height and length of convex platform

在对超声变幅器凸台结构进行仿真优化分析后，还通过在凸台内分布一定数量的竖直圆柱形孔来调节超声变幅器的振动特性以及辐射面上均匀纵振覆盖区域面积，并采用类似的仿真分析方法对圆柱形孔分布特性进行了研究[16]。经过最终仿真优化得到的超声变幅器结构及其超声振动模态如图6(a)中所示，其均匀纵振覆盖区域(图中凸台上表面中心黑色圆形区域)基本覆盖整个凸台的辐射面，有利于实现负载在超声变幅器表面任意位置进行连接，且超声变幅器的谐振频率也满足工作要求。

1.3 超声振动微挤压系统设计

为了验证所研制的超声变幅器对工件的负载能力，将一简单形状工件(直径10 mm，高度15 mm的45#钢质圆柱)通过螺纹与超声变幅器上表面的孔进行连接，负载工件后变幅器整体振动模态如如图6(b)中所示。仿真结果显示，超声变幅器的纵振基频仅微升0.4%，同时，工件整体获得了均匀且最大的Z向超声振幅。这表明所研制的超声变幅器可在一定尺寸和质量范围内负载工件实现超声谐振，且系统的谐振频率对负载不敏感，并具有较强的负载能力。

为了实现超声变幅器与超声振动系统以及微挤压成形设备的有效结合，采用双换能器和双变幅杆驱动形式实现整个超声振动系统的支撑和振动能量的输入。根据设计方案制备的微挤压超声振动实物系统如图7中所示[17]。采用杭州成功超声设备有限公司生产的两套YP5020-4D超声换能器和两个阶梯型变幅杆与超声变幅器进行双向对称连接。在阶梯型变幅杆的节点位置设置法兰及支撑座，整套超声系统采用一台TJS-3000超声电源提供高频电信号，从而满足超声辅助微挤压成形工艺要求。

(a) 优化结构振动模态

(b) 负载工件后振动模态

Fig.6 Vibration modal of structure optimized sonotrode and vibration modal loading with workpiece

图7 超声振动系统整体装配图

2 超声辅助微挤压成形实验

为了验证所研制超声微挤压成形系统的实际效果，采用该超声振动平台对铅质工件进行超声辅助微挤压实验。微挤压成形实验采用日本岛津AG-100 kN压力机(如图8(a)中所示)，凹槽尺寸为0.8 mm和1 mm的微挤压模具如图8(b)中所示。工件为直径10 mm，厚度4.5 mm的铅质圆柱工件，通过模套将工件和模具连接到超声变幅器上表面实现整体超声谐振。直径4 mm的碳化钨圆棒作为压头在压力机作用下以0.1 mm/min的速度完成微挤压过程，压下行程为0.5 mm。有/无超声振动的挤压成形工件如图9中所示(模具凹槽宽度为1 mm)，其挤出凸台高度如图10中所示。结果表明，在工件的辅助超声振动条件下，铅质圆柱工件微挤压十字凸台挤出高度比常规微挤压过程增加了50%以上，这表明所研制超声微挤压成形系统有效实现了超声微挤压成形实验，同时工件的辅助超声振动显著改善了金属材料的微塑性成形性能，提升了材料的微挤压挤出成形性能。

(a) 成形实验装置

(a)无振动(b)工件超声振动

图9 超声辅助微挤压成形铅质工件

Fig.9 Ultrasonic assisted micro extrusion lead workpiece

3 结 论

为了满足负载不同形状和尺寸的微小工件实现超声辅助微塑性成形加工的需求，以超声微挤压成形工艺为研究对象，研制可实现工件辅助超声振动的超声辅助微挤压成形系统，得到如下研究结论：

(1) 矩形六面体超声变幅器具有可实现竖直超声振动的特殊振动模态；

图10 超声辅助微挤压铅工件挤出高度与模具尺寸关系图

Fig.10 Relation between ultrasonic assisted micro extrusion height of lead work-piece and mould size

(2) 参考R-L型超声变幅器结构，对矩形六面体结构进行优化设计，可使得矩形超声变幅器的辐射面上基本实现均匀竖直方向超声振动输出；

(3) 超声变幅器的凸台结构尺寸变化会直接影响超声变幅器的谐振频率以及辐射面上的均匀纵振覆盖区域面积；

(4) 采用双换能器和双变幅杆驱动形式可实现整个超声振动系统的支撑和振动能量的输入；

(5) 超声微挤压成形实验表明，所研制的超声微挤压成形系统可负载微型工件和模具实现超声谐振，并改善材料的微挤压成形性能，满足超声振动辅助微挤压成形工艺要求。

致谢

本文的研究还得到中国地质大学(武汉)中央高校基本科研业务费专项资金资助项目—“大学生自主创新资助计划”项目(1610491B08)的大力支持，在此表示感谢！

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Design of an ultrasonic-assisted micro extrusion forming system

PENG Zhuo1, HAN Guangchao1,2,3, LI Kai1, CHEN Hao1

(1. School of Electronic Information & Mechanics, China University of Geosiences, Wuhan 430074, China;2. State Key Lab of Advanced Welding and Joining, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China;3. State Key Lab of Materials Forming and Die & Mould Technology, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

For an ultrasonic-assisted micro extrusion process of a micro part, an ultrasonic micro extrusion forming system was developed to realize the ultrasonic-assisted vibration of a workpiece. The numerical simulation analysis method was used to optimize the vibration characteristics of a rectangular hexahedron ultrasonic horn. Based on analyzing vertical ultrasonic vibration modes of the rectangular hexahedron, the radiating surface of the ultrasonic horn was made to realize uniform vertical outputs of ultrasonic vibration amplitude through optimizing structural parameters of the rectangular hexahedron and making a certain number of cylindrical holes inside. Double transducers and double stepped horns were designed to support the whole ultrasonic vibration system and to input the ultrasonic vibration energy. Test results showed that the developed ultrasonic assisted micro extrusion forming system can be used to load micro forming workpieces and dies and to realize global ultrasonic resonances; it can meet the requirements of workpieces’ ultrasonic-assisted micro extrusion forming processing.

micro extrusion; ultrasonic vibration of workpiece; ultrasonic horn; vibration characteristics; simulation analysis

湖北省科技支撑计划项目(2015BAA019)；哈尔滨工业大学先进焊接与连接国家重点实验室开放课题(AWJ-M15-07)；广西制造系统与先进制造技术重点实验室开放基金课题(14-045-15S06)；华中科技大学材料成形与模具技术国家重点实验室开放基金课题(P2015-04)

2016-04-26 修改稿收到日期：2016-06-17

彭卓 男，硕士生，1993年生

韩光超 男，博士，副教授，硕士生导师，1974年生

TG375

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.15.039