機械性質的量測

3.2.1 硬度量測

材料添加奈米粉末對於硬度有明顯提昇，從表 3-2 可知當奈米粉末添加的越多則硬 度就越來越高如鑄造複材SiO₂含量從 1-3 vol%則硬度從 70 提昇至 79。另外硬度量測中 可發現一現象，鑄造複材及噴覆複材量測出的硬度值均起伏不大，由此可知材料具有均 質性，即表示奈米粉末較為分散。對於粉末複材而言，在硬度量測過程中，隨著強化相 增加則硬度值的起伏隨之變大，表示強化物的團聚越發明顯。

3.2.2 密度量測

複合材料密度的量測是為了從中得知與製程間的關係，於是針對材料各製程的密度 做量測如表 3-3 所示，可知母材經擠型後的密度大多趨近原來密度值(1.80 g/cm³)，而從 中可發覺鑄造複材及噴覆複材所量測的密度少於或相當於母材密度，且以鑄造複材的密 度值最低；此現象表示在此三種製程中以鑄造製程屬於較容易產生空孔的製程，且材料 的機械性質會受到此空孔的影響，事實上這樣的現象與熔鑄時間及澆注的速度有關，製 程參數的拿捏對鑄造複材的影響相當大。在各組的密度量測中，僅有粉末複材所量測出 的密度大於理論密度，其實事實上在粉末冶金過程當中跟鑄造及噴覆複材比較而言，材 料並不會有明顯的損失，同時又採取了熱壓燒結再加上擠型的方式，所以材料內部的緻 密度理當比鑄造複材及噴覆複材高，該兩製程有奈米粉末的損失或多孔隙的問題，同時 又因為本研究中，所採用的擠型比 17:1 較低的緣故，所以該兩組材料在密度上並無顯著 的增加。

3.2.3 熱差分析

圖 3-34 為本研究中針對擠型後的各項材料，包括合金母材，鑄造複材、粉末複材、

以及噴覆複材，所做的一系列DSC分析結果。從結果中發現其實各組材料的升溫過程，

其吸放熱反應均無太大差異，且針對各製程添加強化物對於吸放熱峰情況的研究，在過 去文獻[41]中記載非晶質SiO2，其玻璃轉換溫度約為 571 °C，該結構會從α相轉變至β相，

然而經由圖3−36 所得結果知道對於此強化物並沒有明顯反應產生，大概是因量少偵測 不到。因此，於本研究規劃中之所有複合材料，如此在升溫過程當中大同小異的結果，

說明了在反應後該產生的生成物早已存在於各組試片中，而在升溫過程當中，並無劇烈 反應產生，亦即在升溫過程中，其結構狀態仍保持原先內部的狀態，即使有反應產生，

其生成的量亦不多，無法從DSC的結果中察覺出來。

3.2.4 拉伸測試

針對各製程之擠型材進行室溫拉伸試驗，應變速率(strain rate)為 1×10^-3 s^-1，試片的 取樣是沿著擠型方向，將得到的數據整理成表 3-2，從表中可知道經過擠型後的試片的 強度較未擠型母材強度增加許多，這是因為經由擠型使晶粒細化進而使強度大幅提昇。

此外，從表得知此三種製程所得到的機械性質，其中以噴覆複材的強度有輕微的提昇，

對於其它兩種製程其強度均不大於母材，這是因為強化物的分佈不均，聚集處形成缺陷 或是孔隙太多弱化材料強度，以致破壞容易在上述區域發生。由文獻[18]上知當強化物 與母材尺寸差異太大將導致空孔的流動性不佳，可利用大量的塑性變形可使顆粒的重新 排列，當兩者尺寸差異變小會對硬度、降伏強度、抗拉強度、伸長量都有明顯的改善。

本研究擠型比 17:1 與本實驗室洪英博學長[40]利用高擠型比 100:1 所得之機械性質 與相比時，可發現擠型母材之抗拉強度輕微提昇從 313 MPa 到 341 MPa 如表 3-2，而伸 長量從 15%提伸至 31%。而從文獻[24]上知，當擠型比小對於其強度較無影響，而對於 其伸長量影響較大，經過較高擠型比確實對於強度的提昇有限，但對伸長量影響較大，

這與本研究所得結果相符。而對於經過固溶處理母材發現降伏強度小於母材，但抗拉強 度確差異不大，這應該是因β相明顯減少，所以阻礙差排前進的東西變少，將會使材料

的降伏強度降低，而基材的延性因固溶而增加，且晶粒尺寸較母材分佈均勻，所以會有 較好的伸長率。

對於鑄造複材而言，由於容易受製程操作參數變化而導致孔隙增加，孔隙率容易是 主宰機械性質的參數。當強化物添加分別為 1 vol%及 3 vol%則抗拉強度則分別為 320 MPa 及 310 MPa，因是添加較多的強化物使得破壞提早。由於所得資料較少及製程變異 性大，因此無法多加探討。

而針對粉末複材，知高擠型比容易造成強化物的重新排列，使強化物均勻分佈。從 表 3-2 中當同為 1 vol%材料對於 17:1 及 100:1 材料則其抗拉強度分別為 306 MPa 及 367 MPa，可知 100:1 試片是經由 400 °C 擠型而 17:1 是經由 300 °C 擠型，通常經由較高溫 擠形則機械性質應為下降，但從表 3-2 中得知其抗拉強度及伸長率依然比 300 °C 良好，

則可知經由高擠型比確實能讓強化物分散更均勻，產生更好的機械性質。

對於噴覆複材，從表中得知 17:1 及 100:1 之抗拉強度分別為 325 MPa及 342 MPa，

且伸長率相當一致，而 400 °C擠型及固溶處理之機械性質相當接近，應是噴覆複材的製 程如 1.8 節所述會得到等軸晶粒，而所添加的SiO₂可經由噴覆使強化物均勻分散，所以 高擠型比的功用無發揮，而使機械性質相當一致。

3.2.5 破壞韌性實驗

此破壞韌性實驗採用的是SE(B)試片厚度為 9 mm，試片經由計算其Pmax / PQ＞1.1，

並沒有辦法符合ASTM的規範之要求如表 3-4，所以無法獲得有效的平面應變破壞韌性 值。針對韌性材料Pmax通常大於PQ，會得到甚為彎曲的P-COD曲線，這意味著降伏行為 比平面應變行為多。但依然可從K_Q值判斷出當加入奈米粉末對於材料的破壞韌性會減少 的，若依然想得到KIC，爲了符合平面應變的要求，則必須準備更大尺寸的試片來求得

K_IC值，對於若要改進試驗達到規範要求P_max / P_Q＜1.1 則可增加至原來尺寸的 1.5 倍。

此外，對於下列條件式

B、a、

2

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

ys

K

σ

對於材料試片往往是在厚度方面無法滿足上式的要求，因此破壞就不是屬於平面應變。

若要針對所得KQ值推論，從表 3-4 可得知原始鑄錠(A試片)的破壞韌性值為 9.8 MPa．m^1/2，而加工處理後擠型母材(B試片)及固溶擠型母材(C試片)後其值分別為 21.5 MPa．m^1/2和 16.5 MPa．m^1/2。針對兩經擠型後之B、C試片可知之間的差別僅在晶粒尺 寸及β相大小，由文獻[17]知於β相的析出反而會造成破壞韌性的降低，B試片是擁有較 小的晶粒卻有較多析出的β相，所以可推斷出是小尺寸晶粒可提昇破壞韌性，所以原始 鑄錠(A試片)的晶粒尺寸最大而破壞韌性也是最低的。

此外，針對複合材料作評估，先分析添加強化物 0 vol%~5 vol%，可知材料的破壞韌 性會從 22 降至 13 MPa．m^1/2，從這可知道隨著強化物體積分率增加破壞韌性會隨之降 低，將

m Q

K

K

外針對同樣製程相互比較，如鑄造複材、粉末複材，而噴覆複材僅有一種體積分率所以 不評估。首先針對鑄造複材，經由先前所述資料如密度、SEM、OM可對此複材做出合 理的假設，此複材有添加強化物進去，晶粒尺寸分別為 4.1 µm及 2.9 µm，兩者的晶粒尺 寸並無多大差距，因此判斷可知 1 vol%與 3 vol%的破壞韌性應是差異不大，然而兩者卻 有不小之差距(15 MPa．m^1/2及 12.4 MPa．m^1/2），且鑄造複材 3 vol%不應比粉末複材 5 vol%

低才合理(12.4MPa．m^1/2及 13.8 MPa．m^1/2)。經密度量測發現經由鑄造 3 vol%具有較多

的孔隙率，所以推測應是材料本身存在的孔隙造成破壞韌性降低。

至於粉末複材而言，在粉末冶金製程中，所會發生變動的因子很少。1 vol%與 5 vol%

均是由相同的參數產生，且強化物的損失是最少的及兩者的晶粒尺寸也差異不大(分別 為 4.7 µm及 3.8 µm)，而所得的破壞韌性也相似(13.3 MPa．m^1/2及 13.8 MPa．m^1/2)，應 是強化物超過一定比率時，對於破壞韌性的減低變為緩慢導致。

從表 3-5 僅可得知添加奈米粉末的複材其破壞韌性會有所降低，但無法從中得知平 面應變破壞韌性會降至多少，則可計算其強度比當作參考值：

YS

sb

B W a

W R P

σ

2 max

) (

6

= − , (22)

其中，Pmax為最大荷重，W為試片寬度，B為試片厚度，a為平均裂紋長度，σYS為拉伸 降伏強度（平移 0.2%），此值是用來測定材料韌性之比較值為無因次，將單位換算一致 即可，此結果只能用來估算材料的破壞韌性，估算結果在表 3-4，若值越高表是越具韌 性，另將R_sb與強化物體積分率作圖 3-38 可知隨著強化物增加則強度比隨之減少。

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