機械性質測試評估

在拉伸強度測試方面，試片以美國材料測試協會之規範標準 (ASTM E8M-04)製備拉伸試片，其尺寸如圖 3-14 所示；試片採線切 割方式以無加工應力產生之方式製備。拉伸測試主要評估銲後銲道之 降伏強度 Yielding strength (YS)，極限抗拉強度 Ultimate tensile strength (UTS)與伸長率 Elongation ratio (El)。設備上採最大荷載 100kN 之 MTS 810 伺服液壓控制之萬能拉伸試驗機，其夾頭拉伸速 度以 0.05mm/min.進行拉伸。在試片上裝設精確度高之軸向伸長計 INSTRON 2620-525，其基準長度為 25.4±5mm 之量測伸長量，實驗 之挾持方式，如圖 3-15 所示。另以 0.2%平行位移方式在荷載-位移圖 中獲得降伏強度。

圖 3-14 拉伸試驗試片尺寸圖

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圖 3-15 拉伸實驗之試片挾持與量測方式 3.2.6.2 微硬度試驗

為 瞭 解 各 異 質 接 合 之 銲 道 與 其 周 圍 之 硬 度 分 佈 ， 本 實 驗 採 用 SHIMADZU-HMV 微小硬度測定機，將橫截面向之金相試片進行硬 度量測。試驗荷重為 25g；作用反應時間為 10 秒，每 0.25mm 施測一 硬度值，施測範圍涵蓋熔接金屬、熱影響區與母材，其施測範圍如圖 3-16 所示。施測結果並作銲道微硬度分佈變化曲線，其結果將與金相 組織進行比較對照。

圖 3-16 微硬度量測位置示意圖 3.2.7 微觀結構觀察

3.2.7.1 光學顯微鏡

銲後銲道橫截面向金相微觀組織，以 OLYMPUS CX51M 光學顯微 鏡來主要觀察熔融區、熱影響區與未受影響之母材區之銲後各區域變

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化。在金相試片準備上，採機械加工、研磨與拋光，在研磨與拋光方 面分別使用不同等級之水砂紙(#1000 ~ # 2000)與拋光液(1~0.3um)進 行金相試片之準備；最後再以 Keller’s 腐蝕液(2mL HF (48%) + 3mL HCl (conc.) + 5mL HNO₃ (conc.) + 190mL H₂O)進行腐蝕，時間約莫 40~50 秒。

3.2.7.2 掃描式電子顯微鏡

在拉伸破斷面之形貌觀察，採 JEOL-JSM 6500 之(Scanning Electron Microscopy, SEM)掃描式電子顯微鏡觀察銲後之破斷面，並以能量分 散光譜(Energy Dispersive Spectrom, EDS)方式分析晶粒與晶界之元素 分佈來判斷是否由晶界析出所影響。

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第四章 結果與討論 4.1 高強度鋁合金熱裂敏感性之研究

將完成可調應變試驗之試片之高強度鋁合金 A2024-T351、

A2219-T87、A7050-T6，透過 OLYMPUS SZX7 實體顯微鏡放大至 12 倍並觀察熔融區及熱影響區之熱 裂縫，圖 4-1~ 4-3 分別顯示 A2024、

A2219 與 A7050 材料，經歷不同熱循環次數與應變量之熱裂縫巨觀 型態觀察。以巨觀形貌觀察之結果顯示，裂縫形成隨應變量增加而加 劇，但不因熱循環次數增加而有劇烈變化。熔融區、熱影響區等區域 的熱裂性之結果分析，將於下列章節進行更深入討論。

圖 4-1 A2024 經歷不同熱循環次數與應變量之熱裂縫巨觀型態觀察

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圖 4-2 A2219 經歷不同熱循環次數與應變量之熱裂縫巨觀型態觀察

圖 4-3 A7050 經歷不同熱循環次數與應變量之熱裂縫巨觀型態觀察

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4.1.1 熔融區之熱裂敏感性

圖4-4(a~c)分別為鋁合金A2024-T351、A2219-T87、A7050-T6在 不同外加應變、不同熱循環次數之熔融區裂縫總長量測結果。實驗結 果顯示，在不同外加應變下，熔融區總裂紋長度不完全隨熱循環次數 增加而增加，其中在經過多次熱循環過程後，包含母材熔融區與銲道 金屬重熔區，如圖3-7所示，裂紋總長度並無太大差異，因此經過多 次熱循環之熔融區的組織與成份應無太大變化。如圖4-5(a,b)顯示，

A2024-T351鋁合金經2、3次熱循環次數，以金相組織觀察不管在母 材熔融區或銲道金屬重熔區，其兩者裂縫無太大差異，因此對熱循環 次數之熱裂敏感性並無影響。更從金相顯微組織可看出熔融區呈樹枝 狀晶成長，而熱影響區則明顯有晶粒粗大之現象。其裂縫主要出現銲 道與熱影響區交界之部分熔融區，所有裂縫皆屬於沿晶裂縫。熔融區 之裂縫寬較小且靠近部分熔融區，直到裂縫延伸至熱影響區後，裂縫 才漸漸變粗大，原因在於熱影響區的晶粒較粗大。

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圖 4-4 (a) 2024-T351; (b) 2219-T87; (c) 7050-T6 鋁合金在不同熱 循環次數與外加應變下對熔融區熱 裂敏感性之影響

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圖4-5 鋁合金經歷熱循環過程之金相微結構觀察 (a) A2024^2nd、(b) A2024^3th；(c) A2219^2nd (d) A2219^3th (e) A7075^2nd (f) A7075 ^3th 圖4-6(a~c)分別為鋁合金A2024-T351、A2219-T87、A7050-T6 在不同外加應變、不同熱循環次數之熔融區最大裂縫寬度量測結 果。實驗結果顯示，最大裂縫寬度會隨著熱循環次數與外加應變量 增加而增加，主要因經歷多次熱循環次數，致使在銲道及熱影響區 之強度下降且隨外加應變量增加的情況下，銲道及熱影響區更需承 受較大的拉應力，因此所形成的最大裂縫寬度也相對增加。

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圖 4-6 (a) 2024-T351; (b) 2219-T87; (c) 7050-T6 鋁合金在不同熱 循環次數與外加應變下對熔融區最大裂縫寬度之影響

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4.1.2 熱影響區之熱裂敏感性

圖4-7(a~c)分別為鋁合金A2024-T351、A2219-T87、A7050-T6在不 同外加應變、不同熱循環次數之熱影響區裂縫總長量測結果。實驗結 果顯示，隨著熱循環次數增加熱影響區之裂縫長度亦隨之增加，但在 外加應變5%之熱影響區裂紋總長卻急遽下降，主要是較大外加應變 促使細微裂紋相互連結形成較大的裂紋，致使整體之裂紋總長下降經 熱循環次數，如圖4-7(a~c)所示。其中熱影響區又區分為母材熱影響 區與銲接金屬熱影響區，整體實驗發現熱影響區的熱裂縫產生大多集 中於銲接金屬熱影響區，如圖3-7所示。更於圖4-7(a~c)整理瞭解，熱 影響區之熱裂縫總長度亦隨熱循環次數增多而增加，主要集中於銲接 金屬熱影響區，母材熱影響區之增加量則無明顯，主要在銲接過程銲 道未經調質處理即時實施點銲所形成的銲接金屬熱影響區，會產生晶 粒粗化及析出物再晶界偏析之現象^[97]。

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圖 4-7 (a) 2024-T351; (b) 2219-T87; (c) 7050-T6 不同熱循環次數 與外加應變下對熱影響區熱 裂敏感性之影響

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4.1.3 外加應變對熱裂敏感性的影響

圖4-8(a~c)分別為鋁合金A2024-T351、A2219-T87、A7050-T6在 不同外加應變、不同熱循環次數之裂縫總長度量測結果。實驗結果顯 示，在各種不同熱循環次數下，其裂縫總長度均隨應變量增加而增 加，因為在較大之外加應變量下，銲道及熱影響區均承受較大之拉應 力，此應力將使融熔區凝固末期晶界之固體連橋(Solid network)及熱 影響區之液化晶界均產生分離而形成裂縫。就受力之方向而言，與拉 應力成垂直之方向因受力最大，所以熱裂縫集中於(6與12點鐘方 向)，與拉應力平行之方向則較無裂縫產生，如圖3-7所示。

圖 4-8 (a) 2024-T351; (b) 2219-T87; (c) 7050-T6 在不同外加應變與 熱循環次數下對熱裂縫總長度之影響

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4.1.4 不同材料之熱裂敏感性比較

圖4-9(a~c)分別為三種鋁合金在不同外加應變與熱循環次數之裂 縫總長度量測結果。實驗結果顯示，在經歷相同熱循環次數並採不同 外加應變量下之比較，以A2219-T87之熱裂縫總長度最短，其次為 A7050-T6，A2024-T351之熱裂縫長度則最長。以合金之材料成份相 較，7050屬於鋁-鎂-銅-鋅(Al-Mg-Cu-Zn)合金，2024與2219均屬於鋁-銅合金，兩者銅含量分別為4.43%與6.48%，但2219合金之銅含量超 過銅在鋁中的最大固溶限，2024合金則低於銅在鋁中的最大固溶限

[11]；其中2024合金中又含有1.47%的鎂(Mg)，使其合金強度更加提 高，Mg的存在有固溶強化的效果，亦有析出強化的功效。但鋁合金 的合金成份與其熱裂性有相當大的關聯性^[98]，其中又以Cu、Mg與Si 影響最大，當Cu含量為2.0~4.0%、Mg含量為2.0~5.0%、Si含量為 0.5~1.2%具有最高的熱裂敏感性，因此當鋁合金之成份越接近其熱裂 敏感性就越高^[98]。故以此相較表3-1之2024與7050合金之元素成份都 同時具備較高的熱裂敏感性，故所經歷不同熱循環過程所呈現的均有 較高的熱裂敏感性。

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圖 4-9 不同高強度鋁合金之熱裂敏感性比較(a)一次熱循環, (b)二 次熱循環, (c)三次熱循環

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4.1.5 熔融區熱裂縫破斷面 SEM 觀察

圖4-10(a~c)分別顯示為鋁合金2024-T351、2219-T87與7050-T6之熔 融區熱裂縫破斷面之自由表面組織，根據Matsuda研究指出^[99]，銲接 金屬熱裂在外觀上可分為三個明顯區域，樹枝狀區(D區)、樹枝-平滑 凝固裂縫表面(D-type solidification cracking surface)。在溫度最低的區 域裂縫表面呈平板狀(Flat)稱為F型凝固裂縫表面。而在中間的溫度區 域，稱為D-F型凝固裂縫表面。

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圖 4-10 熔融區熱裂縫破斷表面組織 (a) A2024-T351；(b) A2219-T87；(c) A7050-T6

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4.1.6 熱影響區破斷面 SEM 觀察

圖4-11(a~c) 分別顯示為鋁合金2024-T351、2219-T87與7050-T6 之熱影響區破斷面之自由表面組織，與圖4-10的凝固熱裂機制相較有 明顯地差異，均呈現沿晶之脆性破壞現象，在整個 裂縫斷面中都是晶 粒的界面，但是各晶粒的界面不會十分尖銳且在各晶粒間存有一些圓 滑的小洞，尤其以靠近熔池之部份最為明顯，由於晶粒粗化造成強度 甚低無法承受因溫度下降所產生的收縮應力，此時就形成了液化裂 縫。根據Hemsworth, Boniszewsky與Easton等人研究指出，熱影響區 裂 縫 主 要 為 液 化 熱 裂 縫 (Liquation cracking) 與 延 性 降 低 熱 裂 縫 (Ductility-dip cracking) ，依據掃描式電子顯微鏡分析結果顯示，本實 驗之三種金屬材料都屬於液化熱裂，而熱影響區的液化熱裂有二種情 況:一為熱影響區之晶界有偏析之合金或雜質成份進而降低該處的熔 點，在銲接過程中生成液化膜；二為純粹由晶界的液化，因為晶界在 材料的凝固過程中是最後凝固的，因此該處的熔點溫度最低，在銲接 過程中，熱影響區之部分晶界將會熔化。

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圖 4-11 熱影響區熱裂縫破斷表面組織 SEM 觀察 (a) A2024-T351；(b) A2219-T87；(c) A7050-T6

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4.1.7 部份熔融區 EDS 分析

本研究對此三種金屬2024-T351、2219-T87與7050-T6在銲接金屬 熱影響區(W.M.HAZ)之部分熔融區(PMZ)進行EDS分析，透過不同熱 循環歷程，以Spot mapping方式橫跨PMZ處之晶界掃描，如圖4-12(a, b) 顯示，圖4-12(a)顯示部份熔融區之組織結構，箭頭所指處為放大後 EDS取樣分析範圍。圖4-12 (b)顯示由A至B橫跨兩晶粒間，沿著AB路 徑擷取銅成份之Spot mapping情形。再透過圖4-13(a~c)結果顯示，三 種合金金屬在晶界附近均有Cu偏析的現象，其中在一次熱循環時，

Cu在晶界的含量分別為A2024- 14.2 wt%；A2219- 10.67 wt%；

A7050- 21.59 wt%；二次熱循環時，在晶界的Cu含量較一次熱循環增 加，分別為A2024- 27.38 wt%；A2219- 19.87 wt%；A7050- 42.99 wt%；

三次熱循環時，在晶界的Cu含量部分又較二次熱循環增加，分別為 A2024- 32.58wt%；A2219- 20.18 wt%；A7050- 39.3 wt%。經歷不同 熱循環次數後，在晶界附近的Cu含量隨熱循環次數增加而增大，與

三次熱循環時，在晶界的Cu含量部分又較二次熱循環增加，分別為 A2024- 32.58wt%；A2219- 20.18 wt%；A7050- 39.3 wt%。經歷不同 熱循環次數後，在晶界附近的Cu含量隨熱循環次數增加而增大，與