行政院國家科學委員會補助專題研究計畫成果報告
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※ 高強度鋁合金銲接熱影響區之特性研究(Ⅱ) ※
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計畫類別：□個別型計畫
■整合型計畫
計畫編號：NSC 90－2216－E－009－030
執行期間：90 年 08 月 01 日至 91 年 07 月 31 日
計畫主持人：周長彬 教授
計畫參與人員：林后堯
蔡曜隆
蔡
本成果報告包括以下應繳交之附件：
□赴國外出差或研習心得報告一份
□赴大陸地區出差或研習心得報告一份
□出席國際學術會議心得報告及發表之論文各一份
□國際合作研究計畫國外研究報告書一份
執行單位：國立交通大學機械工程學系
中 華 民 國 91 年 10 月 30 日
行政院國家科學委員會補助專題研究計畫成果報告
子計畫一：鋁合金銲接熱影響區之特性研究
The Study of Char acter istics in Weld Heat Affected Zone of Aluminum
Alloys
計畫編號：NSC 90-2216-E-009-030
執行期限：90 年 08 月 01 日至 91 年 07 月 31 日
主持人：周長彬 教授 國立交通大學機械工程學系
計畫參與人員：林后堯 蔡曜隆 國立交通大學機械工程學系
一、中文摘要 本文使用 Gleeble 來模擬 2091 鋁 合金銲接熱影響區之顯微組織。經由 微差掃描卡計(DSC)，穿透式電子額微 鏡(TEM)，拉伸試驗及在 3.5%NaCl 水 溶液中進行電化學量測來探討熱影準 區之顯微組織，機械性質，腐蝕特性 及熱延性。 2091-T3 鋁鋰合金銲接熱影響區 強度衰退之原因為可分為兩個區域;在 峰值溫度 237℃區域為 GP zones 和部 分δ’相之溶解。在峰值溫度為 445"C 區域為δ’相和部分 S’相在加熱過程中 溶解，而在冷卻過程中僅少量析出 A 相。熱影響區中擁有最低含量之 GP zones 及δ’相，有最低之孔蝕電位。沿 晶剝離腐蝕之主要原因為銲接加熱過 程產生 T2相，形成於晶界。銲接熱循 環之峰值溫度愈高剝離腐蝕愈嚴重。 關鍵詞：鋁合金 2091、銲接熱影響區、 銲後熱處理。 ABSTRACTThe microstructures of weld heat
affected zone (HAZ)of 2O9l
aluminum alloy were simulated by Gleeble .The microstructures ， mechanical properties ， corrosion charactertics and hot ductility behaviors were investigated by means of
differential scanning
calorimeter(DSC)，TEM tensile testing and electrochemicaI measurements in 3.5wt.% NaCl solution．
The degradation in strength of weld HAZ of 209l-T3 aluminum-lithium alloy occurred in two regions : ln the region of peak temperature 237℃ was caused by GP zones and partial phase dissolved .In the region of peak temperature 445 ℃ was caused by GP zones，δ’phase and partial S’ phase dissolved during heating process and small amount ofδ’ phase precipitate during cooling process﹒The least amount of GP zones and S’ phase have the lowest pitting potential in weld HAZ .The intergranular exfoliation
corrosion was caused by the
precipitation of T2 Phase on grain boundaries ﹒ The serious intergranular exfoliation corrosion was observed at higher peak temperature of weld thermal cycle．
Keywords : Aluminum Alloy 2091、 Welding Heat Affect Zone、Post Weld Heat Treatment.
二、計畫緣由與目的
Al-Li-Cu-Mg 系合金之析出行為 隨著合金之含量而異。2091 鋁合金主
要 之 析 出 相 為 δ ’(Al3,Li) ，
T2(AI6CuLi3)及β’(Al3Zr)。S’與 S 相具 有相近之結構。在 Al-Cu-Mg 系合金中 加入 Li 會使 GP Zone 及 S’(AI2CuMg) 相緩慢析出。而主要之析出強化相為 δ’和 S’相。本文利用 Gleeble 試驗機 來模擬 2091 鋁合金熱影響區各溫度區 域之顯微組織。並利用徵差掃描卡計 來 探 討所 模 擬之 熱 影 率 區 之 顯 微 組 織。使用拉伸試驗來探討熱影響區之 機械性質，並利用掃描式電子顯微鏡 (SEM)來觀察拉伸試片之破斷面。熱影 響區之腐蝕特性，使用 Gleeble 所模擬 之試片進行電化學腐蝕試驗及進行定 電位下之腐蝕形態觀察，以了解熱影 響區之腐蝕特性。 三、實驗方法 3.1 銲接熱影響區之熱循環量測及模擬 銲接熱影響區溫度量測使用之材料為 商 用 2219-T3 鋁 合 金 板 ， 厚 度 為 2mm 。使用惰氣鎢極電弧銲(GTAW) 進行銲接熱循環量測。單道全穿透之 銲接參數為;AC 電流 127A，電壓 l6V， 銲接速度為 3.3mm/sec，熱輪入量為 6l0J/mm。量測之熱循環如圖 1 所示。 這 5 個溫度熱循環經由 Gleeble 試驗機 進行銲接熱影響區各個區域之模擬。 圖 1 銲接熱影響區所量測之溫度熱循 環 為方便識別及說明，熱循環試片 紙號為該試片承受最高峰值溫度熱循 環。模擬 7075 鋁合金銲接熱影響區之 試片在鋒值溫度前加個'A'字來表示。 而模擬 2091 鋁合金銲接熱影響區之試 片，則在鋒值溫度之前加個'Tp'字。例 如 Tp377 代表 2091 鋁合金承受 377℃ 之峰值溫度熱循環，以此類推。 3.2 微差掃描卡計分析 使用 Perkin-Elmer DSC7 熱分析儀 來進行 2091 銲接熱影響區各個區域之 微差掃描卡計分析。將 Gleeble 試驗機 模 擬 之 各 個 熱 影 響 區 試 片 取 約 6Omg，放置於熱分析儀中，進行微差 掃 描 卡計 分 析。 為 增 加 量 測 之 靈 敏 性，使用的等貿量之純鋁當為參考試 片。掃描溫度自室溫至 520℃，掃描速 率為 10℃/min。實驗時避免氧化產 生，將流速為 40ml/min 之乾燥氮氣通 入儀器中。為求相對熱容量之比較， 將所有資料等比例轉換成 100 毫克之 熱容量。所量測之數據扣除一個線性 基線(Linear Base Line)，此基線代表與 鋁固溶組織及所存在析出物之溫度相 關之熱容。 3.3 電化學量測 以 EG&G PAR M273 電位儀進行 腐 蝕 電位 ， 孔蝕 電 位 及 保 護 電 位 量 測，在 3.5 wt % NaCl 水溶液中，pH 值為 4，測試溫度為 25 土 3℃。 四、結果與討論 4.1 2091-T3 鋁合金銲接熱影饗區之微 觀組織現象 圖 2 顯示 2091-T3 母材，Tp237 及 Tp288 之 DSC 掃描結果。在本文中峰 值 I(150"c)代表 GP zones 吸熱溶解，峰 值 I 被 其他大多數 作著解釋為 GP
zones 之吸熱溶解[8-10]。峰值 II(230"C) 代表δ’相之溶解。在鋁鋰合金中δ’ 相之溶解溫度可能隨著合金中鋰含量 及析出物大小而異。峰值 III(275℃)為 S’相之放熱形成。峰值 IV(320℃)為 S’ 相之溶解。峰值 V(350℃)為 T2相之大 量形成。 圖 2 2091 鋁合金母材，Tp237 及 Tp288 經 30 天自然時效之 DSC 掃瞄結 果 2091-T3 母 材 僅 含 有 細 小 之 δ ’ 相，圖 2 中之峰值 I 代表 GP zones 溶 解，峰值 II 代表δ’相之吸熱溶解，而 峰值 III，IV，V 係 DSC 掃描時產生， 因為 T3 母材除了 GP zones 及δ’相幾 乎不含其他相。在 Tp237 區域，由於 受到銲接加熱之影響，使得峰值 I 消 失，經 30 天自然時效產生一較低溫度 之微量峰值 I。而峰值 II 略低於 T3 母 材，此表示經 237℃之峰值溫度加熱使 得 GP zones 及部分δ’相溶解。而產生 較低溫度之微量峰值 I 為經 30 天自然 時效 GP zones 之再形成。在 250℃以 後之 DSC 掃描其特性與 T3 母材完全 相同，此代表經 237℃之峰值溫度加熱 並不會產生 S’相。在 Tp288 區域，經 過銲接加熱後，峰值 I 消失後經 30 天 自然時效 產生比 Tp237 較多之 GP zones。峰值 II 峰值 III 代表 S’相之形 成反應，當含有完全析出之 S’相，則 峰值 III 消失。比較 Tp237 及 Tp288 之 DSC 掃描結果，可知 Tp288 含有較多 之 S’相。 圖 3 顯示 Tp377，Tp445 及 Tp546 之 DSC 掃描結果。在 377℃區域，峰 值 I 及峰值 II 消失，而吸熱峰值 III 較 Tp288 更小。此表示在 Tp377 區域已 形成更多之 S’相。而經 30 天自然時 效，擁有較低之峰值 I 及峰值 II。在 Tp445 區域，峰值 I 及峰值 11 再度出 現，而峰值 I 之溫度略低於 150℃。出 現峰值 I 及峰值 lI 代表 GP zones 及 S’ 相之再度形成，此區域已有部分固溶 之效果。在 Tp445 區域，吸熱峰值 III 消失出現 320℃放熱峰值 VI，此表示 經 445℃之峰值溫度加熱，S 相形成後 再度部分溶解。峰值 IV 表示 S’相部分 溶解，而峰值 VI 與峰值 IV 具有相同 之峰值溫度 320℃，但方向相反。此表 示 S’相部分溶解，在進行 DSC 掃描時 須額外產生放熱形成反應。在 Tp546 區域，峰值 I 及峰值 II 再度出現，比 Tp445 更多。且放熱峰值 VI 亦大於 Tp445。此表示 GP zones 及百相之形成 更多，此區域部分固溶之效果更大且 S’相形成後再度溶解之量更大。 圖 3 2091 鋁合金 Tp377，Tp445 及 Tp546 經 30 天自然時效之 DSC 掃 瞄結果
由圖 2 及圖 3 可發現，放熱峰值 V 隨 著 銲 接 溫 度 之 升 高 而 變 小 。 在 Tp445，放熱峰值 V 幾乎已消失。峰值 V 代表 T2相之形成反應，愈小放熱峰 值代表 T2相形成愈多，故經 DSC 掃描 時放熱愈少。由此可知 T2相之析出隨 著銲接峰值之升高而增加。 經 Gleeble 試驗機模擬之熱影響區 試片，取 7 天及 30 天之自然時效試片 進行 DSC 掃描如圖 4 所示。峰值 I 受 到自然時效時間之影響，經 30 天之自 然時效 GP zones 之析出更為明顯。鋰 之加入會使得 Al-Cu-Mg 之 GPzones 緩慢析出，此造成 7 天 30 天自然時效 之峰值 I 之差異。峰值 I 溶解溫度在 75-150℃。此特性與其他鋁鋰合金之 GP Zone 溶解特性相似。峰值 II 與自 然時效之時間無關但與銲接之峰值溫 度有關。在 Tp237 至 Tp377 間峰值 II 由大而小，此代表δ’相因受熱而溶 解，溫度愈高溶解愈多。在 Tp377 至 Tp546 峰值 II 由小而大．此表示δ’相 溶解後在銲接冷卻過程再產生，銲接 溫度愈高析出愈多峰值愈高。δ’相之 成核在冷卻過程即產生。在圖 4 中 275 ℃之放熱峰值 III 隧著銲接溫度之升高 而變小，代表 S’相因銲接加熱而析 出。在 Tp377 析出最多。在 Tp445 及 Tp546 轉變為 320 之放熱峰值 VI，此 表示 S’相形成後再溶解。 圖 4 2091 鋁合金模擬銲接熱影響區經 7 天及 30 天自然時效之 DSC 掃瞄 結果（虛線 7 天自然時效，實線 30 天自然時效） 4.2 2091-T3 鋁合金銲接熱影響區之微 硬度量測 圖 5 表示 Gleeble 模擬銲接熱影響 區各區域經 7 天及 30 天時效之硬度。 比較圖 4 及圖 5 可知道，經 30 天自然 時效形成峰值 I 可使硬度增加，形成量 愈多硬度回升愈多。在 Tp237 區域由 於 GPzones 及部分δ’相之溶解使硬度 下降。在 Tp288 區域雖然有 GP zones 及部分δ’相之溶解，但產生 S’相故使 硬度值與 T3 母材相當。在 Tp377 區域 GPzones 及δ’相幾乎完全溶解，但產 生大量 S’相，故硬度值僅略低於 Tp288 區域。在 Tp445 區域 GP zones 及δ’ 相幾乎完全溶解，且 S’相形戌後再溶 解，經 7 天自然時效擁有最低硬度， 經 30 天自然時效峰值 I 析出較多故硬 度亦恢復較多。在 Tp546 區域 GP zones 及δ’相幾乎完全溶解，且 S'相形成後 再大量溶解。δ’相在銲接冷卻過程再 度形成。此區域已接近完全固溶，銲 接峰值溫度較高，δ’相較易析出，故
硬度略高於 Tp445 區域。經 30 天自然 時效 GP zones 大量析出故硬度大為恢 復。209l-T3 銲接強度衰退可分為兩個 區域:在 Tp237 區域為 GP zones 及 A 相之溶解。在 Tp445 區域，銲接加熱 過程使 GP zones 和δ’相溶解及 S’相形 成後再溶解，銲接冷卻過程催有少量 δ’相之形成僅對硬度提供少量貢獻。 圖 5 2091 鋁合金模擬銲接熱影響區經 7 天，20 天及 30 天自然時效之微 硬度 圖 6 2091 鋁合金模擬銲接熱影響區之 孔 4.3 2091-T3 鋁合金銲接熱影響區之腐 蝕特性 各個區域之孔蝕電位如圖 6 所 示。而經 7 天自然時效，孔蝕電位仍 隨著銲接峰值溫度上升而下降。De Jong 和 Martens[11] 研 究 快 速 固 化 Al-Cu-Mg-Li 合金，發現孔蝕電位隨著 Li 之增加而下降。當 GP zones 和δ’ 相溶解，基地(Matrix)中 Li 含量增加使 得孔蝕 T3 母材擁有較多 GP zones 和 δ’相，基地中 Li 含量較少所以擁有較 高孔蝕電位。在 Tp546 區域，已接近 固溶，GP zones 和δ’相溶解，基地中 含有較高之 Li 含量故孔蝕電仕較低。 將 Gleeble 模擬熱影響區之各區域，經 7 天及 30 天自然時效試片進行孔蝕電 位量測綜整如圖 7。在 Tp237 區域， GP zones 和δ’相溶解使擊孔蝕位下 降。在 Tp288 及 Tp377 區域，雖有 S' 相形成但對孔蝕電位影響不大。最主 要仍在於 GP Zone 和δ’相之溶解。在 Tp445 及 Tp546 區域，經 7 天自然時 效孔蝕電位仍低。經 30 天自然時效， GP zones(峰值 I)大量形成，孔蝕電位 大幅升。 比較圖 4 及圖 6，我們可發現銲接 熱影響區孔蝕電位之變化，主要因素 為基地中 Li 含量之改變。GP zones 和 δ’相之形成導致基地中 Li 含量降 低。在 Tp377 區域，經 30 天自然時效 擁有最少之 GP Zone 和δ’相擁有最低 之孔蝕電位。 圖 7 定電位下母材及熱影響區之峰值 溫度對腐蝕型態之變化 圖 7 顯示施加定電位下母材與熱 影 響 區之 峰 值溫 度 對 腐 蝕 形 態 之 變 化。當施加之定電位大於母材之孔蝕
電位(-630mV(SCE))，則由母材之孔蝕 轉換為熱影響區之沿晶腐蝕加孔蝕。 當施加之定電位為-680mV(SCE)，則由 母材之無腐蝕轉換為熱影響區之沿晶 腐蝕加孔蝕再轉換為沿晶腐蝕。當施 加之定電位為-710mV(SCE)，則由母材 之 無 腐蝕 轉 換為 熱 影 響 區 之 沿 晶 腐 蝕。 2091 鋁合金δ’相之形成在銲接 冷卻過程即產生，δ’相之析出量隨著 銲接峰值溫度之升高而增加。而 GP zones 隨著常溫時效而增長。銲接熱影 響區強度降低之原因;在峰值溫度 237 ℃為 GP zones 及δ’相之溶解，在峰值 溫度 445℃為 GP zones 及δ’相之溶解 及 S’相形成後再溶解，且在冷卻過程 僅少量析出δ’相。銲接熱影響區孔蝕 電位之變化主要因素為基地中 Li 含量 之改變。GP zones 及δ’相溶解使基地 中 Li 含量增加，孔蝕電位下降。經 30 天自然時效，在峰值溫度為 377℃區域 擁有最低之 GP zones 及δ’相，有最低 之孔蝕電位。銲接熱影響區產生沿晶 剝雜腐蝕之主要原因為銲接加熱過程 產生 T2相，形成於晶界。峰值溫度愈 高 T2相析出愈多剝雜腐蝕愈嚴重。 參考資料
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