第二章 文獻探討
2-1 摩擦攪拌點銲
2-1-1 摩擦攪拌點銲之簡介與原理
摩擦攪拌點銲(friction stir spot welding, FSSW)係在 1991 年，由 Wayne Thomas 於英國銲接研究中心(the welding institute, TWI)發表的一 種新式銲接製程技術-摩擦攪拌銲接(friction stir welding, FSW)中衍生出 來的另一種銲接技術[1]。其原理係利用安裝在銑床上的攪拌桿，在高速
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6 (unaffected material)：此區之材料 FSSW 點銲過程並未受到影響，即原 始施銲之材料。HAZ 區為熱影響區(heat affected zone)：介於母材和熱機 影響區之間，此區的晶粒僅受摩擦熱造成晶粒成長，並未受到 FSSW 銲
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圖 2-2 銲點橫截面進給邊與退出邊示意圖
部的協同作用，由於旋轉對稱，材料沿著一個虛擬的倒錐狀螺旋線表面，
達到同步旋轉及相下斜的轉動，如圖 2-3。而攪拌區主要是由击梢的旋 轉，裡面提到了三種材料的傳輸過程：(1)下試片向上移動且與上試片的 材料結合；(2)結合的材料以螺旋式沿著击梢下降；(3)由击梢開始結合 之材料有助於形成攪拌區。由此可說明下方材料受到擠壓與迴轉作用會 向上流動迴轉，並與上方材料做結合，且可產生攪拌區。
Advancing side Retreating side
圖 2-1 摩擦攪拌點銲製程之示意圖[1]
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BM：母材(Base Metal)
HAZ：熱影響區(Heat Affected Zone)
TMAZ：熱機影響區(Thermo mechanically Affected Zone)
SZ：攪拌區 (Stir Zone)
無比例尺 圖 2-3 摩擦攪拌銲接擠塑區的材料流動模型 [17]
圖 2-4 FSSW 銲道橫截面顯微結構示意圖[22,23]
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時，肥粒鐵基地因拉伸變形產生動態再結晶。發生動態再結晶現象主要受 拉伸溫度、應變速率以及基地微觀組織三種因素之影響。拉伸溫度較高、
應變速率較低、微觀組織細化等條件對動態再結晶之發生有促進作用，如 表 2-1 所示。而肥粒鐵基球墨鑄鐵在拉伸變形過程發生動態再結晶之臨界 溫度約為 700℃左右。先前研究曾探討球墨鑄鐵在反覆溫度劇烈變化下之 熱疲勞行為[40]，文獻表示在最高加熱溫度 800℃時由於熱誘發應變作用使 肥粒鐵基地產生再結晶作用導致高溫變形現象，如圖 2-6 所示。
圖 2-5 不同矽含量砂模鑄造試片拉伸性質與溫度之依存性：(a)5%
應變量之流應力；(b)延伸率，應變速率為 3.3× 10-3s-1[41]
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圖 2-6 球墨鑄鐵在最高加熱溫度 800℃之熱循環過程時 肥粒鐵基地產生再結晶[42]
表 2-1 拉伸溫度及應變速率對矽含量 3.9wt%之球墨鑄鐵再結晶 發生的影響(true strain = 0.6~0.7)[41]
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2-5 肥粒鐵不銹鋼
肥粒鐵不銹鋼因為含有較高的鉻與鉬，對於氯化物或在氯氣環境之中，
有很好抵抗孔蝕現象(pitting)、裂縫腐蝕 (crevice corrosion)與晶界腐蝕 (intergranular attack)之能力。其含依鉻量可分為：(1)低鉻(10.5 to 12.5 wt％) 應用於汽車的排氣管系統，如：type 409；(2)中鉻(16 to 18 wt％)應用於一 些更嚴重的腐蝕環境中，如熱交換設備或是耐海水設備等，如：type 430、
16 500~800℃(930~1470℉)幾個小時即可[45]，鉻含量與時間對 σ 相成形相對關 係，如圖 2-7 所示。
三、 高溫脆性(High-Temperature Embrittlement, HTE)
高溫脆性發生在肥粒鐵不銹鋼曝露在金屬熔融溫度約 0.7 Tm時，HTE
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圖 2-7 鉻含量與時間對 σ 相成形相對關係圖[46]
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圖 2-8 不同氮與碳含量對材料韌性的影響(a)815℃(1500℉)/1hr/WQ, and (b)1150℃(2100℉) /1hr/WQ[48]
表 2-2 成份與微結構對高溫脆化的影響[50]
Variable Effect
Carbon＋Nitrogen Intensifies severely
Chromium Intensifies
Oxygen Intensifies slightly Grain size Small for high C＋N Titanium, Niobium Reduces
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2-6 肥粒鐵不銹鋼銲接性
氫脆裂(HIC)或凝固裂縫兩種缺陷往往在大部分肥粒鐵不銹鋼銲接後 產生，低鉻合金不銹鋼對銲接裂縫敏感性比較低，針對此兩種之研究常常 發生於中鉻合金(HIC)，其與凝固裂縫的敏感性被討論於文獻[51-54]。 在最後冷卻時，晶界旁的一些雜質與元素因凝固溫度的較低，故合金 冷卻凝固時，雜質和元素與合金之間產生化合作用分離，故銲接凝固裂縫 常常因合金凝固時發生在晶粒的晶界。當合金的主要相為肥粒鐵時，對銲 接凝固裂縫的敏感性會變低，當合金在凝固時，會因加入一些鈦(Ti)與鈮 (Nb)元素或其他雜質，使得合金凝固熱裂敏感性提高。為了避免合金因凝 固時裂縫的產生，必頇要降低合金的熔融凝固。
合金凝固裂縫敏感性之間的關聯性，下列針對肥粒鐵不銹鋼 430，
26Cr-1Mo 合金(E-Brite)與沃斯田鐵不銹鋼 304 作 Varestraint 測試如圖 2-9 所示[53]。在相同的拉伸應變下，由於肥粒鐵不銹鋼 430 凝固裂縫有 C、S、
P、N 元素集中現象，故有較高的裂縫長度，若含鈦量小於 0.65％與 C+N 小於 0.04％可以降低凝固裂縫產生。
圖 2-9 一些商業用鋼利用 Varestraint test 銲接凝固裂縫敏感度[52]
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第三章 研究設計與實施
本研究改變不同攪拌時間，探討球墨鑄鐵、日本鋼鐵協會所制定的 SUS 444 肥粒鐵系不銹鋼與商用之 SUS 304 不銹鋼異質板材摩擦攪拌點銲 之適當接合條件，經由金相觀察、微硬度試驗瞭解接合區域之顯微組織特 性，並透過拉伸試驗探討其銲接後之強度，再藉由 SEM 瞭解材料的拉伸 破壞斷面形態。
3-1 實驗流程設計
本研究實驗設計步驟說明如下，如圖 3-1 所示:
1. 收集所有相關論文的文獻與資料。
2. 準備相關的實驗機具及設定銲接參數。
3. 材料備製，以參數進行試銲。
4. 銲後進行材料特性與分析，如機械性質分析、金相實驗、破 斷面觀察、微硬度試驗。
5. 整理相關數據，與文獻作相關比對。
6. 歸納出結論並提出相關建議。
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圖 3-1 實驗流程圖
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150mm×100mm×30 mm 之 Y 型金屬模中空冷至室溫。所有試料均先進行 兩階段肥粒體化處理，其過程為第一階段將材料加熱 930℃恆溫 3 小時，
爐冷至 730℃後再進行第二階段恆溫 5 小時，最後爐冷至室溫。圖 3-3 為 肥粒體化球墨鑄鐵、SUS304 不銹鋼與 SUS444 不銹鋼三種實驗材料之金相 組織，三種實驗材料之化學成分則如表 3-1 所示。進行實驗前，肥粒鐵基 台進給速率(traverse speed) 50 ~ 1056 mm/min，刀具主軸可作左右傾斜的角 度調整設定。
基於試片夾持牢固與平整的需要，使用一經特殊設計夾具，除試片側 面夾持固定外，並利用螺帽與電圈將試片表面適度壓緊，以防止試片翹曲 現象的產生。
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3-2-3 攪拌桿設計
本實驗摩擦攪拌桿之設計，攪拌桿常用的型式有圓柱型、螺旋型等，本 實驗材料的厚度僅 3 mm，以圓柱型較適宜。肩部直徑(D)取最大板厚四倍 值(D = 4 t) 為 12 mm，击梢直徑(d)為 4 mm，击梢長度(L)為 3 mm，前端 击梢為平素形(plain shape)，其形狀及尺寸如圖 3-5 所示。摩擦攪拌桿的材 質則採用鉬系之碳化鎢合金材質的圓棒，其硬度值為 HRc 72，利用工具磨
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圖 3-2 試片示意圖：(a)2mm；(b)3mm
圖 3-3 球狀石墨鑄鐵(左)、SUS304 不銹鋼(中)與 SUS444 不銹鋼(右)之 BM 區金相組織圖
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圖 3-4 實驗用床台立式銑床
圖 3-5 攪拌桿形狀尺寸圖 表 3-2 銲接參數設定
接合方式 搭接接合(lap welding)
攪拌桿轉速 1615 rpm
攪拌頭停止下降之停留時間
10S、30S、60S、90S、
120S、180S、240S
攪拌桿傾斜角度 0°
肩部從試片表面往下壓入深度 1mm
攪拌桿迴轉方向 逆時針方向迴轉
26 度(Micro Vickers Hardness)量測，Vickers 硬度負荷範圍在 1~1000g 之間，
量測條件為荷重 200 gf 進行硬度測試，如圖 3-6 所示。試片經研磨至#2000
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圖 3-6 Future-Tech FM-700 型微硬度試驗機
圖 3-7 試片硬度取點示意圖
3-5 TSFL 試驗
試片經由各參數 FSSW 點銲後之外觀，如圖 3-8 所示。再利用 58503 型萬能材料試驗機(Universal Tester)，如圖 3-9 所示，並在室溫下以 1 mm/min 的拉伸速率進行銲點之拉剪破壞負荷(即 TSFL)測試，求得各參數 的最大破壞荷重。本 TSFL 測試為使試驗能進行純剪應力之拉伸，故在試 片兩端分別黏附 20×20×2mm 及 20×20×3mm 兩種不同厚度的材料，如圖 3-10 所示，以利試片夾持時，不會發生扭轉的情形。
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圖 3-8 試片經 FSSW 點銲外觀圖
圖 3-9 國產 58503 型萬能材料試驗機
圖 3-10 拉伸試片示意圖
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3-6 SEM 顯微觀察
試片經過拉伸試驗拉斷後，為了瞭解材料的拉伸破壞斷面形態，本
實驗利用 JEOL JSM6360 電子顯微鏡觀察拉伸破斷形態，JEOL JSM6360 電子顯微鏡設備採用鎢燈絲電子槍，可調整 X、Y、Z 及 R 軸(旋轉軸)去觀 測，可測量直徑 125mm 的調整範圍，可以觀察材料表面的破壞形態，JEOL JSM6360 電子顯微鏡設備，如圖 3-11 所示。
圖 3-11 JEOL JSM6360 電子顯微鏡
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加，所以強度較時間短者好。再從破斷型態來看破斷的位置都是在銲點(也 就是銲核)附近而非母材區，推測因為該區有裡面含有麻田散鐵所致。
4-1-4 SEM 試驗
圖 4-6 為 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵在不同時間參數下相互搭接接合後 之拉伸破斷面的顯微組織圖，從 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵的部份可以觀察 到 10 秒及 90 秒其斷裂面呈現平坦狀，是屬於脆性破壞的劈裂破壞，從圖中可 以觀察到其斷裂的位置大約在麻田散鐵組織的區域，而麻田散鐵其性質硬而脆 且延展性低，所以在拉伸時會產生應力集中的現象，故在此區產生斷裂，也證 明了 4-1-3 破斷位置的推測正確。
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圖 4-1 FSSW 試片橫截面巨觀圖
I：攪拌區 (Stir Zone, SZ)
II：熱機影響區(Thermo mechanically Affected Zone, TMAZ)
III：熱影響區(Heat Affected Zone, HAZ)
IV：母材(Base Metal, BM)
Advancing side
Retreating side
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時間
編號 10 s 90 s
1
圖 4-3 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵接合之不同區域微觀組織
a a
(a) (a)
b
(b)
SZ TMAZ
b
(b) 1
2
3
4
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圖 4-3 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵接合之不同區域微觀組織(續)
時間
編號 10 s 90 s
2
3
4
HAZ HAZ
1
2
3
4
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(a)
(b)
(c)
圖 4-4 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵在不同時間參數下接合之微硬度分佈：
(a)10 秒；(b)60 秒；(c)90 秒。
Advancing side Retreating side
Advancing side Retreating side
Advancing side Retreating side
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圖 4-5 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵在不同時間參數下接合之強度與破 斷面型態
(kg)
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圖 4-6 SUS444 不銹鋼與球墨鑄鐵經不同時間結合後之拉伸破 斷面顯微組織
材料 時間 巨觀影像 微觀影像
SUS444 不銹鋼與 球墨鑄鐵
10 s
90 s
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4-2-3 TSFL 試驗
圖 4-10 是 SUS304 不銹鋼與球墨鑄鐵經 FSSW 在不同時間參數下搭接 後拉伸所得到的最大抗拉荷重，我們從圖 4-10 顯示 SUS304 與球墨鑄鐵接 合在 90 秒以下沒有接合效果，從 120 秒之後才接合，推測兩者因為試不 同結構的異質材料，加上球墨鑄鐵本身屬於難銲之材質，在停留時間較短 的情況下，所產生的熱量不夠引起兩者有接合效果，故在 90 秒時還未能 接合。而在 240 秒的時候最大抗拉荷重達到 604kg，從三者之破斷型態可 觀察到在 240 秒時球墨鑄鐵發生斷裂，但其斷裂之位置是從靠銲點附近開 始，推測是因為停留時間較長該區的麻田散鐵範圍較大，導致接合之強度 低於銲點之強度，故從旁邊斷裂到母材。
4-2-4 SEM 試驗
圖 4-11 為 SUS304不銹鋼與球墨鑄鐵在不同時間參數下相互搭接接合後 之拉伸破斷面的顯微組織圖，SUS304 不銹鋼與球墨鑄鐵在 180 秒時由圖中所 標示的位置可觀察到變形之石墨，其為熱機影響區，此區在銲接後產生麻田散 鐵組織和 240 秒接合拉伸後 SEM 圖中呈現劈裂斷面的型態，再對照圖 4-10 其 破斷型態並無伴隨著變形，故亦屬於脆性破壞。
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時間
編號 120 s 240 s
1
圖 4-8 SUS304 不銹鋼與球墨鑄鐵接合之不同區域微觀組織
圖 4-8 SUS304 不銹鋼與球墨鑄鐵接合之不同區域微觀組織