摩擦攪拌銲接過程之作用力和能量對接合特性之影響（3/3）（期末報告）
Effects of Acting Force and Energy on the Joint Characteristics
in Friction Stir Welding Process (3/3)
計畫主持人：李榮宗 教授
計畫參與人員：劉鑑德、宋政昌、陳駿逸
摘 要
本研究首先研製一台可量測摩擦攪拌熔接過程之 擠壓力、介面力或夾持力及進給力等三分力之嶄新的 動力計。此三分力動力計係由夾持、擠壓及進給等三 個模組所組成，各模組中各置一只負荷計，負責量測 一個分力。使用此三分力動力計，探討在不同轉速和 進給速率的條件下，鋁合金 6061-T6 板材熔接過程之 三分力的變化、攪拌頭與工件材料之摩擦行為以及熔 接機制。 實驗結果顯示，進給力和擠壓力或摩擦係數隨著 轉速之增加而下降，隨著進給速率之減少而明顯下 降。攪拌頭與工件材料之摩擦係數為 0.02~0.07，這表 示攪拌頭與工件材料之介面所產生的摩擦熱已使介面 之材料接近熔融狀態。 為了清楚描述熔接過程中肩部及探針所扮演的角 色，本實驗分別探討純肩部旋轉無進給、純肩部旋轉 並進給及正常攪拌頭熔接，同時當熔接穩定後使試片 停止進給且刀具停止旋轉並拔出，然後進行各種剖面 分析。結果發現在純肩部旋轉進給作用時，攪拌區之 塑性流動約只發生在材料之上表層 1/3 之部位，而肩 與針同時作用時，因受針部的擠壓推擠前方材料使塑 性流動區可延伸至針部的底端。介面鋸齒線紋路之產 生主要是受到針部材料旋轉回填以及肩部的旋轉擠壓 作用而由後退邊拉回至前進邊而成形。 關鍵詞：擠壓力、夾持力、進給力、塑性流動Abstract
In this study, a novel dynamometer is developed to measure simultaneity the clamping, the travelling, and the downward forces during the friction stir welding (FSW)
process. Each force is measured using a load cell so that the system has the capability to investigate the effects of the mechanical forces developed in the process on the welding mechanism, and the frictional behavior between the stir tool and the sheet material (Al 6061-T6) under different rotating and welding speeds.
Experimental results show that the traveling and downward forces not only decrease with increasing rotating speed but also decreasing traveling speed. The ratio of traveling force to downward force is about the fiftieth to the fourteenth, which represents the friction coefficient between the stir tool and the work material is about 0.02 to 0.07. This indicates the heat generation from the friction between the rotating tool and the specimen is large enough so that the material at this interface should be in the mushy zone.
In order to clearly describe the functions of the pin and the shoulder during the welding process, the experiments are conducted under the following conditions: the shoulder alone rotating without traveling, the shoulder alone rotating with traveling, and the normal FSW operation. After a stable weld has been established, the pin rotation and the specimen translation are manually stopped. To understand the material flow pattern in FSW, plan view and transverse metallographic sections are examined after etching. Results show that when the shoulder alone is rotating and traveling, the plastic deformation occurs at one third region of the upper layer, while it extends to the bottom layer under the FSW operation due to the action of the pin. An Zigzag–line shape produced at the interface is mainly caused by the
backward movement of material from the pin and the material moved from the retreating side to the advancing side due to the squeeze action of the rotating shoulder. Keywords: downward force, clamping force, traveling force, plastic flow
一、緒論
眾所周知，摩擦攪拌熔接係由 Thomas 等人[1]所 發明。此熔接技術所使用的熔接工具係由探針和軸肩 所組成的攪拌頭。熔接熱源係由高速迴轉的攪拌頭對 欲接合之兩板材介面和表面施加擠壓力所產生的摩擦 熱。在攪拌頭對板材進行擠壓與攪拌過程中，探針及 軸肩分別對兩板材之接合面（joint surface）及表面層 造成高溫的塑性流動，使兩板材接合一起。依這種接 合機制，攪拌頭以一定的轉速和壓擠力下沿著兩板材 的接合線以一定進給速率進行熔接[2]。 摩擦攪拌熔接有諸多顯著優點，例如銲道之機械 性質優良、無氣孔和氧化，板材的外在變形量小，無 污染環境等。因此，此新興熔接技術已逐漸廣受學術 界研究[3-6]及產業界應用[7-12]。 在摩擦攪拌熔接過程中，高速迴轉的攪拌頭對接 合介面之擠壓動作必須藉由專用的機器甚至機械手臂 來進行，因此熔接過程之作用力逐漸受到探討。產業 界已提出可控制攪拌頭之作用力與位移之裝置。例 如，Kinton and Tlusty[13]提出可控制攪拌頭的壓力之 攪拌裝置，其安裝於迴轉主軸下。在此裝置中，利用 應變規檢測擠壓力（downward force），來控制攪拌頭 壓入工件之最佳深度。Hansen 等人[14]提出以負荷計 檢測擠壓力和位移之迴轉主軸裝置，並且在此裝置 中，加裝液壓感測器及雷射位移計分別量測迴轉主軸 的擠壓力及攪拌頭的位移。Campbell 等人[15]提出可 獨立控制探針和軸肩之擠壓力和位移之控制系統。在 此系統中，利用兩種位移計分別檢測探針和軸肩的位 移，另利用液壓計和負荷計分別檢測探針和軸肩的擠 壓 力 。 Stotler and Trapp[16] 提 出 可 控 制 進 給 力 （travelling force）之裝置。在此裝置中，利用一只負 荷計所量測的進給力訊號來控制進給馬達的轉速，使 工作台以一定的進給力進行熔接。 另一方面，在學術界也提出一些量測攪拌頭作用 力之裝置，例如 Soundararajan 等人[17]在迴轉主軸上 安裝可量測擠壓力之攪拌頭夾具，另在工作台上安裝 可量測進給力之工件夾具。將擠壓力之量測值與熔接 參數的設定值來計算平板試片的溫度場分佈。Sorensen and Stahl[18]在 Megastir FSW machine 的工作台上安 裝擠壓和進給方向二分力之動力計，探討探針之長度 和直徑對進給力之影響，進而分析在探針沿長度方向 之力分佈。Blignault 等人[19]研製可量測擠壓力、進給 力及迴轉扭矩之動力計，其安裝於迴轉主軸進行熔接 實驗，以探討攪拌頭之六種探針幾何形狀對熔接作用 力及熔接拉伸強度之影響[20]。Chao 等人[21-22]使用 MTS ISTIR PDS system 探討鋁合金 6061-T6 板材在摩 擦攪拌熔接過程中，攪拌頭之擠壓力和進給力以及主 軸之扭矩之變化，並且在試片中鑲埋 25 片熱電偶量測 溫度的變化。這些作用力的量測結果代入熔接的熱傳 數值模式中，以有限元素分析材料中 3D 溫度分佈。3D 溫度分佈結果與實驗量測結果很接近。 此外，在 FSW 熔接製程中，材料的流動對於顯微 結構的形成及銲道性質有相當大的影響，然而直接觀 察非透明的金屬材質是不可能的，目前間接觀測材料 流動的方式可分為三大類，第一類主要是在材料內鑲 入標示材料來探討材料流動，此種方式雖然可有效的 觀察標記材料的位置來推斷材料的流動，但是標記鑲 塊本身對於基材來說為異種材料，而異種和同種材料 的 FSW 之熔接行為是不同的[23-29]。 第二種方法為 Nowak等人[30]以PC塑膠材質作 為基材，利用塑膠透明的優點，以高速攝影機捕捉塑 膠材料流動的行為，但是此法無法運用在螺紋型探針 攪拌刀具上，因為探針上的螺紋會被PC塑膠材阻塞。 而類似的研究還有使用PVC材質進行FSW並觀察到在 熔接時會有兩個方向不同的渦流[31]。 第三種方法，主要利用FSW過程中特有的鋸齒線 紋路(Zigzag –line亦稱S形)，此種紋路在異種材料熔接 時特別明顯，如鋁合金對鎂合金的對接[32-33]，而在 同種材料熔接時，因為熔接介面有氧化層，所以亦可 觀察得到。由以上研究可知不論同種或異種材料熔接 時，均會出現介面偏移之現象，而在剖面圖中產生S 形。Zhang [34]等人利用此方式，認為前進邊底部和後 退邊頂部有兩個不同方向的材料流動，並且推測出當熔接壓力不足或熔接速度過快時，前進邊底部會因為 回填不及而留下孔狀的缺陷 (Pore defect)。 由以上的列舉說明可知，研製一部能量測和控制 摩擦攪拌熔接作用力之裝置或動力計有助於在熔接區 域之熱、塑性流動、材料金相等特性之學術研究以及 在產業界之實際應用。在摩擦攪拌熔接過程中，兩板 材銲道所承受之作用力可分為(a)高速迴轉的攪拌頭對 兩板材銲道之擠壓力和扭矩，(b) 與兩板材接合介面垂 直方向之介面力或夾持力（clamp force），(c) 沿接合 方向運行之進給力。由於安裝於迴轉主軸上之攪拌頭 之扭矩可從驅動馬達之輸入功率量測得知[21,35]，因 此本研究研製一台能量測擠壓力、夾持力及進給力之 三分力動力計，並且實驗探討攪拌頭轉速和進給速率 之熔接條件對 Al 6061-T6 鋁合金材料熔接過程之三分 力之影響，以及攪拌頭與工件之摩擦行為。同時由本 計畫之實驗觀察得知介面之偏移主要是肩部的旋轉帶 動已軟化材料所產生的塑性流動行為所致，為能清楚 描述熔接過程中肩部及探針所扮演的角色，本實驗分 別探討純肩部旋轉無進給、純肩部旋轉並進給及正常 攪拌頭熔接，同時當熔接穩定後使試片停止進給且刀 具停止旋轉並拔出，然後進行各種剖面分析，藉以了 解在熔接過程中之材料流動之行為。
二、實驗設備
在摩擦攪拌過程中，為了量測攪拌頭對兩板材接 合區之擠壓力及與兩板材接合介面垂直之介面力或夾 持力，以及其沿接合線運行之進給力，本研究研製一 台嶄新的三分力動力計如圖一所示。圖一所示之三分 力動力計的結構係由夾持、進給及支撐等三個模組 （unit）由上而下依序疊合而成，說明如下。 2.1 夾持模組 夾持模組恰似傳統虎鉗結構，係由螺桿、負荷計 I、滑台、平板工件及固定塊依序連結。當位於螺桿外 端之長圓桿以手力驅動螺桿、負荷計 I、滑台前進，來 夾持兩平板工件時，兩平板工件之夾持力可由負荷計 I 量測。為了提升介面力量測值之重現性和穩定性，在 夾持模組中有兩種精心設計：(1)滑台係由其兩側之 V 型線性滾柱導軌所支撐，使滑台做線性運動時之滾動 摩擦力很小。(2)在螺桿前端與負荷計 I 之間設置半球 型接觸面之連接組件，使螺桿對負荷計 I 之施力能對 準負荷計 I 之軸心。 2.2 進給模組 進給模組係由伺服馬達、聯軸器、滾珠螺桿和螺 帽、負荷計 II 及滑台依序連結。在進給 unit 中之滑台 上面安裝夾持模組。滾珠螺桿係穿過滑台的中心通 道，由位於螺桿兩端之滾珠軸承座支撐。當伺服馬達 驅動聯軸器、滾珠螺桿和螺帽、負荷計 II 及滑台，使 攪拌頭沿工件之接合線進行熔接時，攪拌頭之進給力 由負荷計 II 量測。為了提升進給力量測值之重現性和 穩定性及減少振動，在進給模組中有三種精心設計： (1)滑台係由 V 型線性滾柱導軌所支撐。(2)滾珠螺帽之 夾具與負荷計 II 之間設置半球型接觸面之連接組件。 (3)螺帽之夾具與負荷計 II 及滑台之間以兩壓縮彈簧組 件連結，使負荷計 II 與滑台產生預負荷，而能一起做 往復運動。 2.3 支撐模組 支撐 unit 係由ㄇ型滑台、錐形圓柱元件、負荷計 III 及圓柱元件依序連結。在ㄇ型滑台上面安裝進給 unit。攪拌頭對工件之擠壓力由負荷計 III 量測。為了 提升擠壓力量測值之重現性和穩定性及減少模組的振 動，在支撐 unit 中有三種精心設計：(1)ㄇ型滑台係由 其兩側之 V 型線性滾柱導軌所支撐。(2)錐形圓柱元件 可導引擠壓力對準負荷計 III 之軸心。(3)在進給 unit 的底板四個角落與支撐 unit 的底板相對應之四個位置 各附加一只拉伸彈簧（在圖一中沒標示），使負荷計 III 產生預負荷。 2.4 量測訊號處理 圖一所示之負荷計 I、II 及 III 所量測之三種輸出 電壓訊號分別經由三台放大器放大，再經由資料擷取 卡及個人電腦進行數據收集。在個人電腦中，將電壓 訊號代入已建立的力-電壓線性方程式轉換成力訊號。 2.5 進給模組之V型線性滾柱導軌之滾動摩擦力 如上述，在圖一所示之動力計結構中使用 V 型線 性滾柱導軌，因而使任一負荷計獨立量測單一方向的 力量，並且不互相干擾。由於安裝在進給 unit 中之負 荷計 II 所量測的進給力可用於探討攪拌頭與工件材料 之摩擦行為，因此其量測值之精確性格外受到重視。 影響進給力量測值精確性之重要因素係滑台在 V 型線性滾柱導軌中運動之滾動摩擦力或滾動摩擦係數。為 了量測此摩擦力的值，進行以下的校正實驗。 首先在進給 unit 中之滑台上方放置不同重量之砝 碼，接著由伺服馬達驅動滑台以 20mm/min 的進給速 率直線運動。在運動過程中，由負荷計輸出之力訊號 即為滑台與 V 型線性滾動導軌之摩擦力。在不同垂直 負荷（包含滑台、夾持 unit 及砝碼之總重量）下，摩 擦力以及摩擦係數（摩擦力/垂直負荷）之量測結果如 圖二所示。 由圖二可知，在不同垂直負荷下，摩擦力幾乎呈 現約 0.2kN 之一定值。至於摩擦係數隨著垂直負荷之 增加而快速下降至約 0.0018 之一定值。此摩擦係數與 垂直負荷的關係類似於一般商用線性導軌系統之摩擦 係數與載重的關係[37]。由此可知，在摩擦攪拌熔接之 進給過程中，由負荷計 II 所量測之力量必須扣除滑台 與 V 型線性滾柱導軌之間的摩擦力才是真實的進給 力。然而，此摩擦力的大小僅佔實際熔接實驗所量測 的進給力（後述）之約 10％，其對進給力之值的影響 很小。因此，圖一所示之三分力動力計是一台研究摩 擦攪拌熔接之理想的裝置。
三、實驗步驟
將圖一所示之三分力動力計安裝於立式銑床之工 作台上，攪拌頭安裝於迴轉主軸下方，以實驗探討摩 擦攪拌熔接過程中夾持力或介面力、擠壓力及進給力 之變化。在熔接過程中，攪拌頭之傾角和轉速，進給 速率及工件的夾持力如表一所示。攪拌頭及二平板工 件之幾何形狀和尺寸如圖三所示。攪拌頭之材料為淬 火硬化之高速鋼 SKH51。平板工件為鋁合金 6061-T6。 平板工件下方之背部襯墊為不鏽鋼 SUS304。 在實驗之前，工件試片表面以＃400 砂紙研磨之 後，置入丙酮溶液中以超音波洗淨。熔接時，先將欲 對接之二工件試片置於夾持 unit 之背部墊板上面，接 著以手轉動長圓桿使螺桿和負荷計及滑台一起壓向工 件試片，兩工件試片接合面之夾持力為 2kN。 熔接過程分為五階段。(1)擠壓階段：以一定轉速 的攪拌頭擠入工件試片熔接處，擠入過程約 20 秒，由 負荷計 III 所量測值之假壓力約 3kN。在此擠壓力下， 軸肩之根部擠入深度為 0.21mm 而其前緣恰接觸工件 表面。(2)預熱階段：於原熔接處，攪拌頭保持在擠壓 狀態下，持續轉動 30 秒。(3)熔接階段：啟動進給 unit 中之伺服馬達，使攪拌頭沿接合線以一定進給速率進 行熔接。(4)持住階段：當攪拌頭之熔接距離為 40mm 時停止進給，但其仍持續迴轉 3 秒來使材料均勻攪拌。 (5)拉離階段：迴轉中的攪拌頭離開熔接處。 如第 2 節所述，在熔接過程中，由三個負荷計 I、 II 及 III 分別所量測之夾持力，進給力及擠壓力之訊號 經放大器、資料擷取卡進入 PC，以進行數據處理。在 熔接之前，工件試片之溫度維持在 30+2℃。為了避免 夾持 unit 中之負荷計 II 發生過熱，於滑台與工件之間 加入絕熱板，並且在滑台上面安裝致冷器，使負荷計 II 之溫度維持在 40℃以內。 為探討材料受到攪拌頭連續的旋轉與擠壓作用， 使得原本簡單的兩接合板介面有著複雜的改變，這些 改變不僅伴隨著材料流動而成形，更能清楚描述刀具 各部設計在熔接過程中所扮演的角色，因此本實驗另 以轉速 1000rpm 進給速度 80 mm/min 的實驗條件下， 分別以純肩原地下壓旋轉 30 秒，純肩下壓旋轉進給及 同時有肩部與針部旋轉下壓進給，並搭配 stop-action 方法與金相觀測之光學照片，將熔接後攪拌頭下方覆 蓋之部分，以垂直熔接方向數個剖面建立三個 3 維的 熔接介面模型。四、實驗結果與討論
4.1 擠壓力、夾持力及進給力之變化 依表一所示之熔接參數進行鋁合金工件的摩擦攪 拌熔接實驗。在熔接實驗過程中，由圖一所示之三分 力動力計中的三只負荷計可分別量測夾持力，進給力 及擠壓力之時間變化。典型的結果如圖四所示。 圖四表示在進給速率 20mm/min 及不同攪拌頭轉 速條件下，三分力之時間履歷。由於熔接過程分為擠 壓、預熱、進給或熔接、持住及拉離等五種階段，所 以圖四所示之三分力之變化依此五種階段說明如下。 (1)擠壓階段 (a~d)係指從探針接觸工件表面(a 點) 至軸肩全面擠入工件內部(d 點)。在此階段，擠壓力和 夾持力顯著上升並有些變動，而進給力受攪拌頭之水 平分力干擾而發生不穩定變化。夾持力之顯著上升係起因於摩擦熱使工件發生熱膨脹。而擠壓力之下降 (b~c)係起因於工件材料之一部分溢出而使擠壓力之一 部分被釋放。從工件材料之部分溢出可知，擠壓區之 工件材料已發生熱的塑性流動，甚至其一部分達到半 熔融狀態。 (2)預熱階段(d~f)係指攪拌頭在保持擠壓力 3kN 下，在原擠壓區轉動 30 秒。在此階段，擠壓力在不同 轉速下有微降之變化。擠壓力之下降位置(e 點)在 800rpm 條件下發生在熔接階段之初期，這表示預熱尚 不充足。隨著轉速之增加，擠壓力下降位置(e 點)發生 在預熱階段。這表示高轉速情況下，预熱更充分且溢 料多。另一方面，隨著轉速之增加，夾持力從緩升至 陡升，進給力仍呈現不穩定變化。 (3) 熔 接 階 段 (f~h) 係 攪 拌 頭 擠 壓 著 工 件 以 20mm/min 之進給速率沿接合線從 f 點前進至 h 點。在 此階段，擠壓力隨著進給時間或轉速之增加，而無顯 著變化。夾持力於總進給時間之一半(g 點)之後，開始 下降至原先預設的力量（h 點）。隨著轉速之增加，夾 持力之變化趨勢並不顯著，但進給力之變動有下降的 趨勢。進給力之變動起因於攪拌頭進給時所發生之滯-滑現象，但於高轉速或高溫度時逐漸減緩。 (4)持住階段(h~i)係攪拌頭停止進給而持續擠壓並 攪拌工件材料，使熔接更均勻。在此階段，在不同轉 速下，擠壓力）、夾持力、進給力都呈現微降。 (5)拉離階段(i)係將攪拌頭上升，離開熔接處。在 此階段，擠壓力及進給力驟降至零，但夾持力緩慢下 降至零。當夾持力為零時，工件可用手從夾持處取出。 從圖四所示之三分力之時間履歷可瞭解摩擦攪拌 熔接之機制非常複雜。亦即，從工件熔接處之材料受 到攪拌頭之擠壓和攪拌之作用而產生溫度變化、塑性 流動及進給摩擦行為甚至溢料似乎都呈現在三分力之 時間履歷中。尤其是夾持力在熔接階段先上升後下降 之現象意味著在熔接階段的前半段初期，工件材料受 摩擦熱而仍持續膨脹，但在後半段，隨著熔接銲道因 空冷作用而發生縮收，即使熔接前所預設的夾持力也 被銲道吸收。 4.2 攪拌頭與工件材料之摩擦行為 如前述，由於摩擦攪拌熔接之接合作用主要來自 摩擦熱以及材料之塑性流動。由於摩擦攪拌熔接之接 合係在熔接階段，所以分析轉速和進給速率對進給力 和擠壓力之影響程度是有益於瞭解攪拌頭與工件材料 之摩擦行為。 將熔接階段之中點位置(如圖四中之 g 點附近）所 對應之擠壓力和進給力之平均量測值在不同轉速和進 給速率的條件下整理成圖五。 由圖五(a)和(b)分別可看出擠壓力和進給力隨著 轉速之增加而下降，也隨著進給速率之減少而明顯下 降。為了物理地說明圖五所示之結果，將不同轉速和 進給速率條件下之進給力與擠壓力之比值，亦即摩擦 係數整理成為圖六。 從圖五可知，摩擦係數隨著轉速之增加而下降， 也隨著進給速率之增加減少而顯著下降。由於高轉速 與低進給速率下摩擦介面每單位時間所產生之摩擦熱 更高，導致摩擦係數下降。圖六的結果呈現出，在熔 接階段，攪拌頭與工件材料之摩擦係數在 0.02 與 0.07 之間，亦即進給力為擠壓力之 1/50 ~1/14。在 0.07 以 下之摩擦係數相當於鋼球在彈液動潤滑(極薄油膜)情 況下之滑動摩擦係數[38]。這表示攪拌頭與工件材料之 介面所產生的摩擦熱已使介面附近之工件材料接近熔 融狀態。這也可以說明在一般摩擦攪拌熔接過程中常 發生溢料之原因。此外，為了驗證此非常小的摩擦係 數或進給力，作者們特意延長圖四所示之持住階段 （hold stage）(h~i)之試驗時間，將進給 unit 中之負荷 計等元件拆下，使滑台組件獨立。在此延長試驗中， 可觀察到滑台可自行沿逆進給方向發生滯-滑式移動。 4.3 攪拌頭與熔接介面之材料流動行為 由於摩擦攪拌熔接之攪拌作用主要來自攪拌頭旋 轉擠壓工件材料間之塑性流動行為，使得原始兩平板 之接合介面被打亂。因此研究熔接介面之流動行為有 助於了解材料與刀具幾何及熔接參數之相互關係。為 能清楚描述熔接過程中肩部及探針所扮演的角色，本 實驗分別探討純肩部旋轉無進給、當純肩部旋轉並進 給，以及正常攪拌熔接，同時當熔接穩定後使試片停 止進給且刀具停止旋轉並拔出，然後進行各種剖面分 析。
當純肩部以轉速 1000rpm 原地旋轉 30 秒，沿著熔 接方向觀察其剖面如圖七所示，同時依照剖面圖之塑 性流動可畫出其三維熔接塑性流動模型，圖中剖面 A 恰與肩部相切。當刀具以順時針方向旋轉，材料表面 與肩部緊密貼合，與材料表面形成剪切作用產生大量 之摩擦熱來軟化材料並產生塑性流動，沿著熔接方向 其塑性流動如圖中 B 至 I 所示，其中剖面 E 為肩部之 旋轉中心，圖中之黑線為兩試片間之介面，因此可觀 察到介面偏移之狀況。結果顯示旋轉中心之材料溫度 比外圈高溫，因此熱擴散層厚度最厚，如剖面 E 之 '' ee JJK 所示，而熱擴散層厚度由 '' a→ee JJK 逐漸遞增，再由 '' '' ee→ii JJK JJK 逐漸遞減，形成似半圓弧狀的塑性流動層。此外，肩 部與試片接觸處之擴散層的介面偏移最大如 '' ee JJK 所示， 此乃由於肩部與試片接觸處之溫度甚高所造成，但在 擴散層下方則明顯減少且在旋轉中心處(剖面 E)達到 零塑性流動，此乃分別由於溫度無法完全使底部材料 充分軟化以及旋轉中心速度為零。同時依照剖面圖之 塑性流動可畫出其三維熔接塑性流動模型，圖中以旋 轉中心為基準，其塑性流動方向恰好相反如 '' a→ee JJK 及 所示，此乃由於刀具以順時針方向原地旋轉。 再者，熱擴散層的下方之介面偏移，與距離熱擴散層 以及材料表面與肩部之相對速率有關，同時因為工件 底層溫度不足使材料產生良好的熱擴散鍵結，因而留 下肉眼可見的熔接介面。此外攪拌頭具1D傾角，使得於 肩部後方下壓深度較大，因此於剖面 I 之 處有一薄 層的塑性流動層。 '' '' ee→ii JJK JJK '' ii JJK 當純肩部以轉速 1000rpm 旋轉並以 80mm/min 進 給，沿熔接方向之垂直剖面如圖八所示，結果顯示介 面仍然受肩部作用而產生偏移，但與圖七原地旋轉之 情形相比較，其偏移量較小，同時其熱擴散層厚度較 薄，此乃由於肩部進給使於肩部下方材料受到摩擦熱 量較少所致，所以其塑性流動較小，同時依照剖面圖 之塑性流動可畫出其三維熔接塑性流動模型。由於肩 部的持續下壓與進給作用，將肩部下方前緣所產生之 塑性流動層帶往肩部後方層層下壓，使材料於肩部後 半圓之熱擴散層 逐漸增厚。過了旋轉中心剖面 E 後，旋轉扭力由 '' '' ee→ii JJK JJK f →i點應逐步增，使材料表面一層薄 薄之半熔融材料，被肩部旋轉而扯回，材料之塑性流 動 也 將 原 本 右 偏 的 熔 接 介 面 往 左 邊 拉 回 ， 如 介 面 '' ''' '' ''' '' ''' g g →h h →i i JJJJJK JJJJK JJK 所示。 圖九比圖八多了探針的作用，圖中介面之偏移主 要是肩部的旋轉帶動已軟化材料所產生的一種塑性流 動行為所致。由 '' ''' '' ''' '' ''' '' ''' b b →c c →d d →e e JJJJK JJJJK JJJJK JJJK 可發現針部旋轉 擠壓前方前進邊的材料帶往後退邊之同時，也將介面 推擠到後退邊，而往下延伸了介面偏移之材料塑性流 動的行為。介面於材料表面之最大偏移量發生在攪拌 頭旋轉中心之後退邊側，順著針部外型往下延伸至針 部底端，如圖九之 ''' ee JJJK 所示。針部於前進時會將擠壓前 進邊的材料由後退側帶往後方回填前進時所留下的溝 槽，本實驗所使用之探針如圖三所示有一 15 度的錐 度，而底端為一圓弧狀，因此於針部上半部的材料受 迴轉攜帶的能力也較大，但在下半部則逐漸減弱，因 此如圖九 ' ''' ' ''' e e →f f JJJK JJJJJK 所示材料於回填之同時，將介面上 半部扯回的幅度大於下半部，形成似 S 形之紋路，這 個動作大幅度的使材料變形，能使原介面氧化或污染 層破裂，使新鮮的材料能相互擠壓碰觸形成良好的擴 散鍵結。其後再隨著具一度傾角的肩部逐步下壓將材 料 壓 實 增 加 了 S 形 上 半 部 的 曲 度 如 圖 九 之 ' ''' ' ''' ' ''' f f →g g →h h JJJJJK JJJJK JJJJK 所示，這個過程也壓縮了 S 形的高度， 使 ' ''' ' ''' h h →i i JJJJK JJK 之 S 形上半部，出現了似皺折狀的下壓紋 路。然而，由 S 形下半部曲度不再改變的情形可推測， 針部後方下半部之材料塑性流動行為不再受針部之作 用。旋轉扭力由f →i點應逐步增，使材料表面一層薄 薄之半熔融材料，被肩部旋轉而扯回，材料之塑性流 動 也 將 原 本 右 偏 的 熔 接 介 面 往 左 邊 拉 回 ， 如 介 面 '' ''' '' ''' '' ''' g g →h h →i i JJJJJK JJJJK JJK ，此情況如純肩部圖八時相似。
五、結論
本研究研製一台可量測摩擦攪拌熔接過程之擠壓 力，介面力或夾持力及進給力等三分力之嶄新的動力 計。實驗結果歸納如下： (1) 從三分力隨時間變化可判斷工件的溫度變化、塑 性流動及進給摩擦行為。 (2) 在熔接或進給階段，進給力和擠壓力或摩擦係數 隨著轉速之增加而下降，亦隨著進給速率之減少 而明顯下降。 (3) 攪拌頭與工件材料之摩擦係數為 0.02~0.07。這表 示攪拌頭與工件材料之介面所產生的摩擦熱已使介面之材料接近熔融狀態。 (4) 此嶄新的三分力動力計是一台研究摩擦攪拌熔接 之理想的裝置。 (5) 在純肩部旋轉進給作用時，攪拌區之塑性流動約 只有材料之表層 1/3 之處，而肩與針同時作用時， 因受針部的擠壓推擠前方材料使塑性流動區可延 伸至針部的底端。 (6) 熔接界面偏移之主要原因是肩部旋轉帶動已軟化 材料之塑性流動行為，但 Zigzag –line 之產生主要 是受到針部材料旋轉回填以及肩部的旋轉擠壓作 用而由後退邊拉回致前進邊而成形。 (7) 材料回填之擠壓過程將原材料接合介面之氧化層 及污染層扯破，使露出新鮮之金屬能充分的熱擴 散與接合。
六、自評
感謝國科會補助本計畫的研究經費，使本計畫能 順利完成。 本計畫第一年期完成摩擦攪拌熔接裝置之研發， 此裝置可分別精準的量測摩擦攪拌熔接過程之 1.試片 夾緊力，2.攪拌頭之進給力，3.熔接過程之下壓力。本 計 畫之裝 置獲 得中華 民國 發明專 利： No. I298029, 2008.[36]。 第二年期主要探討異種金屬(6061 鋁合金及 C1100 純銅)之摩擦攪拌熔接三分力的變化與材料接合特性 的關係。在相同熔接條件下，前進邊材料為純銅時之 進給力為 6061 鋁合金時之 5.5 倍，並且其銲道表面較 粗糙，銲道內部並沒有緻密的組織。在異種金屬對接 時之進給力與軸向力變化都較鋁合金及純銅熔接情況 不穩定。鋁合金對接時，抗拉強度隨熔接速度增加而 增大，伸長量隨熔接速度增加而減少。 第三年期深入探討熔接過程中肩部及探針扮演之 角色，並剖面觀察材料之塑性流動及摩擦攪拌之熔接 機制，此成果將投稿於國外 SCI 期刊。原先設定以進 給力為回饋控制之主題，但由於進給力非常小，又為 擠壓力之 0.02~0.07，所以回饋控制無法用於摩擦攪拌 熔接而轉於研製一台可控制鑽削力之先進槍鑽加工 機，如圖十所示（正準備申請發明專利）。當槍鑽在不 當之加工參數或刀具磨耗產生過大的鑽削力時，能使 刀具在所設定之鑽削力下得以退刀，以避免刀刃損 壞，典型例如圖十一所示。七、未來規劃
實驗結果發現此嶄新的三分力動力計是一台研究 摩擦攪拌熔接之理想的裝置，因此在未來希望能進一 部探討使多刀刃或螺旋狀之攪拌工具，在不同熔接參 數下在力量的動態響應，以及以力量為基礎，找出最 佳攪拌頭尺寸之設計來降低熔接缺陷之生成，進而提 升熔接之速度，使摩擦攪拌熔接技術能廣泛的導入產 業界之實際應用與生產，促進國內此項銲接技術之發 展。八、參考文獻
[1] W. M. Thomas, E. D. Nicholas, J. C. Needham, M. G. Murch, P. Temple-Smith and C. J. Dawes, Pat. No. WO 9310935, 1993 and US5460317, 1995, et al.
[2] Thomas and Nicholas, Materials and Design, 18(1997)269-273.
[3] R. S. Mishra, Z. Y. Ma, Materials Sci. and Eng., R50(2005)1-78.
[4] C. A. W. Olea, L. Roldo, T. R. Strohaecker, J. F. dos Santos, Welding in the World, 50(2006)78-87.
[5] M. W. Mahoney, J. Japan Welding Soc.,
76(2007)19-25.
[6] R. Nandan, T. DebRoy, H. K. D. H. Bhadeshia, Progress in Mater. Sci., 53(2008)980-1023.
[7] C. K. Russell, R. Carter, D. L. Ellis and R. Goudy, J. Propulsion and Power, 23(2007) 756-762.
[8] C. Connolly, Industrial Robot: An Inter. J., 34(2007)17-20.
[9] W. J. Arbegast, Welding J., 85(2006)28-35.
[10] J. Ding, R. Carter, K. Lawless, A. Nunes, C. Russell, M. Suits and J. Schneider, Welding J., 85(2006)54-59.
[11] S. Hirano, J. Light Metal Welding and Construction, 43(2005)1-5.
[12] M. Ema, T. Matsumoto, N. Eguchi, S. Sasabe, Res. and Develop. Kobe Steel Eng. Rep.,
52(2002)90-93.
[13] J. D. Kinton and J. Tlusty, European Pat. Appl. No. EP 0968788A2, 2000.
[14] M. J. Hansen, J. A. Bushey and M. F. Nemeth, PCT No. WO 03/084707A1, 2003.
[15] C. L. Campbell, M. S. Fullen and M. J. Skinner, PCT No. WO 00/02704,1998.
[16] T. V. Stotler and T. J. Trapp, Pat. No. US 2005/0040209A1, 2005.
[17] V. Soundararajan, S. Zekovic and R. Kovacevic, Int. J. Machine Tools and Manuf., 45(2005)1577-1587. [18] C. D. Sorensen and A. L. Stahl, Metall. and Mater.
Trans. B, 38B(2007)451-459.
[19] C. Blignault, D. G. Hattingh, G. H. Kruger, T. I. van Niekerk and M. N. James, Measurement, 41(2008)32-43.
[20] D. G. Hattingh, C. Blignault, T. I. van Niekerk and M. N. James, J. Mater. Proc. Techn., 203(2008)46-57.
[21] Y. J. Chao, S. Liu and C. H. Chien, J. Chinese Inst. Engr. , 31(2008)757-767.
[22] Y. J. Chao, S. Liu and C. H. Chien, J. Chinese Inst. Enqr. , 31(2008)769-779.
[23] Y.H. Zhao, S.B. Lin, F.X. Qu, L. Wu, Influence of pin geometry on material flow in friction stir welding process, Material Science and Technology 22 (2006) 45-50.
[24] T.U. Seidel, A.P. Reynolds, Visualization of the material flow in AA2195 friction-stir welds using a marker insert technique, Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science 32 (2001) 2879-2884.
[25] J.H. Ouyang, R. Kovacevic, Material flow and microstructure in the friction stir butt welds of the same and dissimilar aluminum alloys. Journal of Materials Engineering and Performance 11 (2002) 51-63.
[26] H.N.B. Schmidt, T.L. Dickerson, J.H. Hattel, Material flow in butt friction stir welds in AA2024-T3, Acta Materialia 54 (2006) 1199-1209.
[27] R. Zettler, S. Lomolino, J.F. Dos Santos, T. Donath, F. Beckmann, T. Lippman, D. Lohwasser, Effect of tool geometry and process parameters on material flow in FSW of AN AA 2024-T351 alloy, Welding in the world 49 (2005)
nced Engineering
Journal of Nonferrous Metals 15
ce : Trends in Welding
Japan Institute of
lloys, Materials Letters 62 (2008)
rnal of Materials Science 41 41-47.
[28] R. Zettler, T. Donath, J.F.D. Santos, F. Beckman, D. Lohwasser, Validation of marker material flow in 4 mm thick friction stir welded Al 2024-T351 through computer microtomography and dedicated metallographic techniques, Adva
Materials 8 (2005) 487-490.
[29] X.J. Wang, X.H. Han, C.F. Li, K. Bao, R.J. Guo, Horizontal flow status of plastic metal in different depth during friction stir welding for thick aluminum alloy, Zhongguo Youse Jinshu Xuebao/Chinese
(2005) 198-204.
[30] B.M. Nowak, A.C. Hall, G.A. Knorovsky, High-Speed Video Flow Visualization in Friction Stir Welds of Polycarbonate, ASM Proceedings of the International Conferen
Research (2002) 224-228.
[31] M. Higashiyama, T. Shinoda, H. Takegami, Visualization of material flow phenomenon during friction stir welding, Journal of
Light Metals 56 (2006) 533-537.
[32] Y.J. Kwon, I. Shigematsu, N. Saito, Dissimilar friction stir welding between magnesium and aluminum a
3827–3829.
[33] A.C. Somasekharan, L.E. Murr, Characterization of complex, solid-state flow and mixing in the friction-stir welding (FSW) of aluminum alloy 6061-T6 to magnesium alloy AZ91D using color metallography, Jou
(2006) 5365-5370.
[34] H. Zhang, H.Q. Wu, J.H.Huang, S.B. Lin, L. Wu, Effect of welding speed on the material flow patterns in friction stir welding of AZ31
magnesium alloy, Rare Metals 26 (2007) 158-162. [35] M. J. Peel, A. Steuwer, P. J. Withers, T. Dickerson,
Q. Shi and H. Shercliff, Metall. and Mater. Trans.
d R.T. Lee, Taiwan Pat. Pub. No.
NB eng. Inform., NB
Chiou and R. T. Lee, Wear 201(1996)217-226.
表一、 實驗參數設定 A, 37(2006)2183-2193. [36] Y. C. Chiou an
I298029, 2008.
[37] Nippon Bearing Co. Website,
圖三、 工件與攪拌頭之幾何形狀與尺寸 linear system, 2008, Eng-18.
[38] W. F. Kuo, Y. C. -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0 50 100 150 200 250 Travelling F o rce ( k N ) -2 0 2 4 6 8 Downward Clamping Fo rc e ( k N ) a b c d e f g h i Time (s) -2 0 2 4 6 8 Downward Clamping F o rce ( k N ) a b c d e f g h i -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0 50 100 150 200 250 Travelling F o rce ( k N ) (a) 800 rpm (b) 1000 rpm (c) 1400 rpm -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0 50 100 150 200 250 Travelling Fo rc e ( k N ) F o rce ( k N ) -2 0 2 4 6 8 10 Downward Clamping a b c d e f g h i Plunge Preheat Weld Hold Pull-off
圖一、 三分力動力計量測系統 0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 Normal load (kN) F rictio n co ef fi cien t 圖二、 滑台在 V 型線性 圖四、 在進給速率 20mm/min 及不同攪拌頭轉速條件 下，三分力之時間履歷 滾柱導軌中運動之滾動摩擦係 數與垂直負荷的關係
M e a n dow n w a rd for c e (kN ) 0 1 2 3 4 600 800 1000 1200 1400 1600 80 mm/min 40 mm/min 20 mm/min (a) M ean tr av ellin g f o rce ( k N ) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 600 800 1000 1200 1400 1600 (b) Rotating speed (rpm) 80 mm/min 40 mm/min 20 mm/min 圖五、 在不同轉速和進給速率的條件下，熔接階段之 (a)平均擠壓力和(b)平均進給力 F rict io n co ef fi ci en t 0 0.02 0.04 0.06 0.08 600 800 1000 1200 1400 1600 Rotating speed (rpm) 80 mm/min 40 mm/min 20 mm/min 圖七、純肩部在轉速 1000rpm 及進給速率 0 之條件下， 於原地旋轉 30s 後之熔接介面塑性流動模型 圖六、在不同轉速和進給速率的條件下，熔接階段之 摩擦係數
圖八、純肩部在轉速 1000rpm、進給速度 80mm/min 之條件下，熔接介面之 3 維塑性流動模型 圖十、摩擦攪拌熔接動力計之進給模組應用於研製一 台先進槍鑽加工機之實體照片 0 100 200 300 feed f o rc e ( k g f) 0 50 100 150 0 200 400 600 800 D is ta n ce (mm) time (s) a a b b c c 圖十一、具回饋控制之槍鑽加工機之鑽削力與進給距 離之關係。a：進給起始位置， b：進給力超過設定值， c：刀具退回起始位置 圖九、肩部與針部同時在轉速 1000rpm、進給速度 80mm/min 之條件下，熔接介面之 3 維塑性流動模型
