試片銲前清洗

鋁在一般環境下表面會與空氣反應，並會在其金屬表面形成一層 氧化鋁薄膜層，此一氧化膜熔點溫度高達 2050℃，且在液態及固態 鋁中均不能溶解，會造成銲接過程熔合的問題。因此，氧化膜在銲接 時扮演著十分重要的角色，主要是氧化膜在溫熱潮濕的環境，內含結 晶水或雜質，會因電弧而分解出氫氣，並於銲接過程存於銲道內生成 氣孔，產生銲道缺陷。故銲接前須將此一較為髒汙的氧化膜層先行清 洗除去，以提升銲接後之銲件品質。

試片銲前清洗均以化學方式進行，其化學清洗流程，如下圖 3-9 所示。分別依不同清洗流程可分為肥皂水、鹼洗、酸洗、超音波震盪 等步驟。

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圖 3-9 銲前化學清洗流程圖 3.2.3 銲接設備

本實驗係採用KUKA機器手臂配合DAIHAN-AVP-500交、直流兩 用GTAW銲接機，銲槍架設於手臂進行各式銲接姿勢之運行動作，銲 接過程之填料動作則以自行開發之自動送線機構配合PC-Base 之Lab View軟體進行銲件銲道之填送料，其銲接與送料之速度均各自由手 臂與伺服馬達各司其職，其外觀照片如圖3-10所示。

圖 3-10 惰氣鎢極電弧銲接設備

其實驗參數電流、電壓、銲接速度、氣體流量及送料速度如表 3-7 所示。板材對接銲示意圖如圖 3-11 所示。銲接後外觀圖如圖 3-12 所示。

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表 3-7 鋁合金 A2024 與 A7050 異質銲接參數

圖 3-11 鋁合金板材對銲銲接示意圖

圖 3-12 (a) 銲接試片挾持固定方式，(b)銲道正面，(c) 試片背面完 全滲透之情形

-74- 後熱處理程序則採用 Nabertherm 熱處理爐於空氣氣氛狀態下進行銲 後熱處理，其銲後熱處理過程示意圖，如圖 3-14 所示；熱處理之參

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圖 3-14 銲後熱處理程序示意圖(a) 7050；(b) 7075；(c)2024；

(d)7050/2024-5356；(e)7050/2024-2319 鋁合金

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表 3-8 A7050 與 7075 鋁合金同種銲接銲後熱處理參數表

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表 3-9 A7050 / A7075 鋁合金異種銲接銲後熱處理參數表

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表 3-10 A2024 / A7050 鋁合金異種銲接銲後熱處理參數表

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3.2.5 實驗組別試片編號

為有秩序瞭解各異質銲接實驗試片使用何種銲條與銲後熱處 理，以下列表 3-11~ 3-13 顯示。

表 3-11 A7050 與 A7075 同種銲接實驗組別之試片編號

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表 3-12 A7050/A7075 異質銲接實驗組別之試片編號

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表 3-13 A2024/A7050 異質銲接實驗組別之試片編號表

3.2.6 機械性質測試評估 3.2.6.1 拉伸試驗

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

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