摘 要
鋁合金因其質輕及耐腐蝕性，現今已普遍的運用於民生產業、汽 車工業及航太工業，但礙於鋁合金強度不高而無法使用於強度需求較 高之應用。本研究針對 6463 可熱處理鋁合金利用其容易擠製加工的 特性，改變鋁錠於均質處理階段時之加熱溫度及均質時間，並且使用 不同的擠製速度及人工時效溫度，探討在 T5 及 T6 兩種不同熱處理方 式下，鋁合金的硬度改變及其金相的變化。
實驗中主要以微氏硬度計測量鋁合金在不同的實驗參數下其機 械硬度的改變。經由 T5 熱處理之試片，因加工硬化的關係，其硬度 直絕大部分皆在 T6 熱處理之上，僅在擠速為 7m/min 的較高擠製速度 下，因為再結晶的關係，而使 T5 處理擠件硬度降低。而整體搭配具 有較好強度之條件為：均質 10 小時、540℃的加熱爐溫再配合擠速為 7 的較高速度和 T5 處理、人工時效 160℃，再經 9 小時後可得最大的 硬度值。而在金相觀察方面它亦較為細密、晶粒較小之金相結構。
Abstract
On account of light weight and good corrosion resistance of a aluminum alloy, it is generally applied to the civil industry, the automobile industry, and the aerospace industry nowadays. However, aluminum is soft and lacks of strength so that it is difficult for aluminum to be used where the high strength is required.
The purpose of this research was to study the effect of the extrusion parameters on the aging behavior of a heat-treatable 6463 aluminum alloy.
The extrusion variables used in the experiment included homogenization temperature, extrusion speed, aging time, and aging temperature. T5 and T6 heat treatments were also performed to explore the effect of press quenching on the mechanical properties and microstructure of the extrusion.
The results showed that the hardness of the extrusion treated by T5 heat treatment yielded a higher value than that treated By the T6 heat treatment due to the effect of work hardening. It was found that the extrusion treated by T5 heat treatment would give a lower value of hardness only when the extrusion rate reached 7 m/min, this could be the consequence of recrystallization to soften the extrusion. The optimum extrusion parameters for 6463 aluminum alloy to yield a better property after heat treatment were as followings:
(1) The extrusion billet was homogenized for 10 hours,
(2) The billet was extruded at 540℃ with an extrusion speed of 7 m/min, (3) Press quenching was used during extrusion,
(4) The extrusion was artificially aged at 160℃ for 9 hours to reach the peak aging condition.
The grain size of the extrusion produced by theses parameters would be smaller.
誌 謝
本論文承蒙吳泓瑜老師的悉心指導，適時的提供個人經驗得以解 決種種思路上的迷思即實做上的困難，修正錯誤觀念，使論文得以順 利完成。而口試期間因有王建義、李雄、黃豐元等諸位教授的不吝指 正得以使本文更臻完善。
於論文研究期間感謝涂肇嘉教授在儀器設備上的支援，學長昭 遠、士浤的指正，同學正源、文一、東修、永松、佳霖等同學的幫忙，
及學弟秉辰、昭熠的協助。
最後要感謝家人及女友的包容、鼓勵及支持，使我得以順利完成 學業，僅以此篇表達感謝。
目錄
中文摘要 ---I 英文摘要 --- II 致謝---III 目錄---IV 圖目錄--- VII 表目錄--- XI
第一章 緒論 --- 1
第二章 文獻回顧 --- 3
2.1 鍛造用鋁合金的分類 --- 3
2.1.1 鍛造鋁合金的編號及狀態 --- 4
2.1.2 Al-Mg-Si 合金簡介 --- 8
2.2 擠製性的探討 --- 9
2.2.1 擠壓力的關係 --- 9
2.2.2 模具的影響 --- 11
2.3 Al-Mg-Si 的基本性質 --- 13
2.3.1 合金析出序列及影響 --- 13
2.3.2 微量添加元素的影響 --- 14
2.4 擠製技術的發展 --- 15
2.4.1 加工技術的改良 --- 15
2.4.2 業界的新技術 --- 16
2.5 擠製件之工 --- 17
2.5.1 住宅用鋁擠型業應用 --- 18
2.5.2 散熱片 --- 18
2.5.3 自行車 --- 18
2.5.4 運輸工具 --- 19
第三章 實驗方法 --- 21
3.1 實驗設備 --- 21
3.2 實驗材料 --- 23
3.3 實驗流程 --- 23
第四章 結果與討論 --- 26
4.1 擠錠微結構分析 --- 26
4.2 擠製參數對擠件性質的影響 --- 28
4.2.1 鋁錠均質時間、溫度對硬度之影響 --- 29
4.2.2 擠錠均質溫度的影響 --- 30
4.2.3 擠速對時效硬化之影響 --- 34
4.2.4 擠壓比對硬度之影響 --- 34
4.3 熱處理的金相討論 --- 35
第五章 結論 --- 39 參考文獻 --- 41
圖目錄
圖 01 鋁合金熱處理特性分類圖 --- 45
圖 02 Al-Mg-Si 合金三元相圖（液相面） --- 45
圖 03 Al-Mg2Si 擬二元合金 --- 46
圖 04 正向擠壓棒材時擠壓力的傳遞過程圖 --- 46
圖 05 作用在鍛造金屬上的應力分布圖 --- 47
圖 06 直接擠壓與間接擠壓之壓力比較 --- 47
圖 07 直接與間接擠壓法的溫度變化比較 --- 48
圖 08 模角由 45°－60°的擠壓力比較 --- 48
圖 09 差排切過析出相質點之模式圖 --- 49
圖 10 差排通過析出相質點之模式圖 --- 49
圖 11 可變寬度之擠形品 --- 50
圖 12 大寬度擠形材 --- 50
圖 13 自行車鋁合金陶瓷輪圈 --- 51
圖 14 自行車碳纖花鼓 --- 51
圖 15 U-SUN 公司製造之電阻絲加熱空氣爐 --- 52
圖 16 振華電熱工業有限公司所製造之電阻絲加熱爐 --- 52
圖 17 冠羿工業有限公司所製造之擠壓機 --- 53
圖 18 擠製模具 --- 53
圖 19 擠錠變形及模具配合圖 --- 54
圖 20 漸縮管錐形狀之套口 --- 54
圖 21 雨幕效果淬水裝置 --- 55
圖 22 碳棒架 --- 55
圖 23 微氏硬度計 --- 56
圖 24 OM 顯微鏡 --- 56
圖 25 實驗流程圖 --- 57
圖 26 鑄錠由圓心而外之金相圖 --- 58
圖 27 均值 540℃下 10 小時之金相 --- 59
圖 28 測量工件由內而外硬度示意圖 --- 59
圖 29 由圓棒中心而外量取硬度照片 --- 59
圖 30 由圓棒中心而外量取硬度所得曲線 --- 60
圖 31 一般試片硬度量取示意圖 --- 60
圖 32 擠件經 500℃均值 擠速 2m/min 及 160℃時效後不同均值時間 之硬度曲線 --- 61
圖 33 擠件經 500℃均值 擠速 2m/min 及 180℃時效後不同均值時間 之硬度曲線 --- 62
圖 34 擠件經 2 小時均值 擠速 2m/min 及 160℃時效後不同均值爐溫 之硬度曲線 --- 63
圖 35 擠件經 10 小時均值 擠速 2m/min 及 160℃時效後不同均值爐溫 之硬度曲線 --- 64 圖 36 擠件經 2 小時均值、擠速 7m/min 及 160℃時效後不同均值爐溫 之硬度曲線 --- 65 圖 37 擠件經 10 小時均值 擠速 7m/min 及 160℃時效後不同均值爐溫 之硬度曲線 --- 66 圖 38 擠件經爐溫 500℃ 2 小時均值及 160℃時效後不同擠速之硬度
曲線 --- 67 圖 39 擠件經爐溫 500℃ 2 小時均值及 160℃時效後不同擠速之硬度
曲線 --- 68 圖 40 擠件經相同熱處理後不同擠壓比之硬度曲線 --- 69 圖 41 均質 10hr 爐溫 500℃ 擠速 7 未做人工時效處理 擠製時有淬 水--- 70 圖 42 均質 2hr 爐溫 500℃ 擠速 7 人工時效 180℃ 5hr T5 處理
--- 70 圖 43 均質 2hr 爐溫 540℃ 擠速 2 人工時效 180℃ 5hr T5 處理
--- 71 圖 44 均質 2hr 爐溫 500℃ 擠速 7 人工時效 200℃ 12hr T5 處理
--- 71
圖 45 均質 10hr 爐溫 540℃ 擠速 7 人工時效 160℃ 8hr T5 處理 --- 72 圖 46 均質 10hr 爐溫 500℃ 擠速 2 人工時效 200℃ 11hr T5 處理
--- 72 圖 47 均質 10hr 爐溫 500℃ 擠速 7 人工時效 200℃ 3hr T6 處理
--- 73 圖 48 均質 10hr 爐溫 540℃ 擠速 2 人工時效 200℃ 21hr T6 處理
--- 73 圖 49 均質 10hr 爐溫 540℃ 擠速 2 人工時效 180℃ 5hr T5 處理
--- 74 圖 50 均質 2hr 爐溫 500℃ 擠速 2 人工時效 200℃ 23hr T5 處理
--- 74 圖 51 均質 10hr 爐溫 540℃ 擠速 7 人工時效 200℃ 3hr T5 處理
--- 75 圖 52 均質 10hr 爐溫 500℃ 擠速 2 人工時效 160℃ 1hr T5 處理
--- 75
表目錄
表 01 直接擠壓法與間接擠壓法之擠壓速度比較 --- 76
表 02 直接與間接擠壓法之綜合比較 --- 76
表 03 直接與間接擠壓法生產性之比較 --- 77
表 04 鋁合金製自行車零件 --- 77
表 05 摩托車的鋁展伸材料與零件例 --- 78
表 06 汽車鋁化程度級產品成形方式比例 --- 79
表 07 船舶用鋁合金的特徵與用途例 --- 80
表 08 6463 鋁合金成分含量 --- 81
表 09 工件由圓心而外所量取之硬度值 --- 81
表 10 圖 32 數據 --- 82
表 11 圖 33 數據 --- 83
表 12 圖 34 數據 --- 84
表 13 圖 35 數據 --- 85
表 14 圖 36 數據 --- 86
表 15 圖 37 數據 --- 87
表 16 圖 38 數據 --- 88
表 17 圖 39 數據 --- 89
表 18 圖 40 數據 --- 90
第一章 緒論
鋁材具有質輕、強度高、回收性佳、耐腐蝕等特性，在講求節約 能源，注重環保及輕、薄、短、小的時代裡，愈來愈受人們的喜愛，
用途亦愈來愈廣泛，漸漸取代了許多其他材料，因此鋁製品未來的發 展深受各方的重視，而國內製造的擠型品以門窗建材、散熱片、自行 車材及一些生活醫療用鋁管為主，而歐美日等先進國家所產製的擠型 品範圍則更擴展至運輸工具、大型結構、精密機械等等層面，這些產 業所使用的鋁擠型，不乏附加價值頗高者，對於國內有意開發新擠型 市場的業者而言，這些產品的變化將可作為發展新產品時的參考。
而就擠壓方式而言，直接擠壓法為目前全球擠型業使用最普遍，
亦最成熟的擠壓技術，近年來國外鋁擠型機製造廠商運用 PLC（可程 式邏輯控制器），經多年的努力與進步，已成功發展出高度自動化擠 型機，譬如美國之 SUTTON 公司、日本之 UBE 公司及義大利之 DANIELI 公司（發展 1800 噸連發式（Revolver）擠型機，此製程包括旋轉式 盛錠筒、雙牽引機、熱剪刀機、快速換模及自動倉儲系統）；目前主 要的擠型技術（含上游、下游技術）掌握在義大利、美國、日本、德 國、丹麥等國，進十年來尤以義大利的技術發展最為顯著。
6000 系列合金與耐蝕性都好，是結構用材的常用材料，但是在 銲接實會又熱應力發生，所以在接合時大多使用鉚接或螺栓接合。
6061-T6 的強度達 245Mpa 與 SS400 結構用剛差不多，在設計上如不 牽涉到撓度問題時，它與 SS400 有相同的容許應力，常用於鐵塔或纜 車上。6063 因具備優秀的擠製性，則大多用於門框結構。
而鋁合金雖有以上種種優點，但大部分的鋁加工產品多用於不強 調強度的結構方面。雖然 2XXX 系和 7XXX 系合金在機械性質上為強度 較佳之合金，但其加工成本確往往並非一般人所能接受，因此目前大 多應用於航空業及軍事用途方面，而如何能運用其他系列鋁合金易加 工的特性，並能達成較好的機械強度為目前待研究之重點，其結果不 僅能製造出較佳機械性質之成品，另一方面亦能使加工成本更低於 2XXX 系及 7XXX 系，使鋁製品能更廣泛的應用於我們生活週遭，進而 提昇其市場上的競爭力。
第二章 文獻回顧
鋁合金可分為兩大類：鍛造用鋁合金（wrough alloy）及鑄造用 鋁合金（casting alloy），鍛造用鋁合金通常都是以加工成品應用，
如：板、箔、管、棒、線等。鑄造用鋁合金則以各種鑄造法製成鑄件 而應用，如：壓鑄法、永久模法、砂模法、精密鑄造法等。
2.1 鍛造用鋁合金的分類
鍛造用鋁合金的分類法有很多，目前世界上採用的分類法主要有三：
（1）以合金狀態及熱處理特點分類
如圖 1所示【1】。在狀態圖 A1 角部分 S 點的左邊為鍛造鋁合金。
根據合金元素在α 固溶體中的溶解度變化曲線 DS 的位置，將區間Ⅰ 內的合金劃分為熱處理不可強化合金，如純鋁、Al-Mn、Al-Mg 系合 金等；將區間Ⅱ內的合金劃分為熱處理可強化合金，如 Al-Mg-Si、
Al-Cu 等系合金。
（2）以性能和用途分類
工業純鋁、防鏽鋁合金(抗腐蝕鋁合金)、可焊鋁合金、切削鋁合 金、耐熱鋁合金、鍛造鋁合金、及特殊鋁合金等。
（3）以主成分分類
工業純鋁、Al-Cu 系、Al-Cu-Mg 系、Al-Mn 系、Al-Si 系、Al-Mg 系、Al-Mg-Si 系、Al-Zn-Mg 系…等和其他元素合金
大多數國家採用第三類的分法，因為以主成分分類較能反映合金 的基本性能，也便於編碼記憶、生產管理。
2.1.1 鍛造鋁合金的編號及狀態
目前世界上有三種鋁合金的編號表示方式，各為：
（一）國際鍛造鋁合金編號
（二）蘇聯鍛造鋁合金編號
（三）中國鍛造鋁合金編號
而國際上的應用則以第一種為主，國際鍛造鋁合金編號又可細分為兩 種：
（1） 元素符號編號表示法：
它以合金組成元素的化學符號為基礎，元素符號含量大於 1﹪則標 示出其平均含量，否則則不予標出。例如 AlMg4、AlMg4.5Mn0.3、
AlMg4.5Mn0.7 等。
（2）四位數字標註法：
它以合金中主要添加元素的控制來進行分類，第一位數字是代表添 加某一種主要元素把合金歸於某一個合金系即：
1XXX：Al 99.0﹪以上的純鋁；
2XXX：Al-Cu 和 Al-Cu-Mg 系合金；
3XXX：Al-Mn 和 Al-Mn-Mg 系合金；
4XXX：Al-Si 系合金；
5XXX：Al-Mg 和 Al-Mg-Mn 系合金；
6XXX：Al-Mn-Si 系合金；
7XXX：Al-Zn-Mg 和 Al-Zn-Mg-Cu 系合金；
8XXX：Al-其他元素合金；
9XXX：尚未使用的合金系列。
第二位數字對工業純鋁來說表示為特別加以控制的雜質個數或 含量範圍，其中為零者表示純鋁的含量範圍為天然雜質範圍。排序 1~9 則表示對應某種或某幾種雜質或合金元素作特殊控制。
對於 2XXX~8XXX 系合金來說第二位數字表示為原合金的次代或對 原合金型的某種修改。
第三、四兩位數字，對於 1XXX 系的純鋁來說，是表示鋁的最低含 量中小數點右邊的數字，如 1050 即表示鋁的最小含量為 99.50﹪的 工業純鋁。
在 2XXX~9XXX 系合金中，第三、四兩位數字並無特殊意義，僅用來 表示同一系列中的不同次第的合金。
美國鋁業協會除了給予鍛造用鋁合金 4 位數的編號外，鑄造用鋁合 金則為 3 位數的編號，而再編號後可進一步連接是當的代號來表合金 的加工處理方式，期規定如下【2】：
F ：製造後之原狀態者；未經加工硬化或熱處理等特別調質而僅經 由製造過程所得者。
O ：退火後之狀態；鍛鋁合金：增加延展性及形狀穩定性而加以退 火者；鑄鋁合金：為增加伸長或尺寸穩定性而加以退火者。
H ：經加工硬化者；無論有否另加速熱處理使其得適度之硬度，經 加工硬化而增加強度者。
H1 ：僅加工硬化者；為獲得所規定之機械性能，僅經加工硬化後未 經熱處理者。
H2 ：加工硬化後再經部分退火者；至規定值以上之加工硬化後，經 由部分退火使其降至規定之強度者。對在常溫會時效軟化之合 金，此調質度即具有與 H3 調質度強大致同等之強度。對其他 之合金，此調值度即具有與 H1 調值度大致同等之強度，但伸 長率會略高。
H3 ：加工硬化後再經安定化處理者；製品經加工硬化後，以低溫加 熱之安定化處理者，其結果強度略降，伸長率增加。此安定化 處理僅適用於在常溫會慢慢時效軟化之含鎂合金。
H1X：X 表示應變硬化的程度 W ：經固溶處理者
T ：經時效熱處理者
T1 ：經高溫加工成後自然時效處理者；如擠型料，由高溫之製造過 程後冷卻，未經冷作加工而經自然時效硬化至穩定狀態者。因 此，即使施行矯正，亦為冷加工效果之小者。
T2 ：經退火處理者；如擠型料，由高溫之製造過程後冷卻，再經冷 作加工以增加強度，並經自然時效硬化至穩定狀態者。
T3 ：經固溶處理後冷加工者；經固溶化熱處理後，再經冷作加工以 增加強度，並經自然時效硬化至穩定狀態者。
T4 ：經固溶處理後自然時效處理者；經固溶化熱處理後，未經冷作 加工，而經自然時效硬化至穩定狀態者。因此，即使施行矯正，
亦為冷加工效果之小者。
T5 ：經高溫加工成型後再人工時效處理者；如鑄件或擠型料，由高 溫之製造過程後冷卻，未經冷作加工而經人工時效硬化處理 者。因此，即使施行矯正，亦為冷加工效果之小者。
T6 ：經固溶處理後再人工時效處理者；經固溶化熱處理後，未經冷 作加工而經人工時效硬化處理者。因此，即使施行矯正，亦為 冷加工效果之小者。
T7 ：經固溶處理後再過時效處理者；經固溶化熱處理後，為調整特 別性質，以超過獲得最大強度之人工時效硬化處理條件，施以 過時效處理者。
T8 ：經固溶處理後冷加工再人工時效處理者；經固溶化熱處理後，
再經冷加工以增加強度，並經人工時效硬化處理者。
T9 ：經固溶處理後人工時效處理再冷加工者；經固溶化熱處理後，
再經人工時效硬化處理及冷作加工以增加強度。
T10 ：經高溫加工成型及人工時效後再冷加工者。如擠型料，由高溫 之製造過程後冷卻，再經冷作加工以增加強度，並經人工時效 硬化處理者。
2.1.2 Al-Mg-Si 合金簡介
此系鋁合金含 Mg 0.4~1.2﹪、Si 0.2~1.2﹪耐蝕性和加工性佳，
其主要產品為擠壓圓棒、導形棒、型材、管材……等。合金元素隨著 固溶溫度的下降而減少，而其中所含的 Mg、Si 兩元素亦正是此合金 為何在熱處理及時效處理後強度獲得改善的主因，但由於 Mg、Si 的 含量增加，將會降低擠形性【3】【4】。
熱處理及時效處理後的 Al-Mg-Si 合金會析出β’相及 Mg2Si 的中間 相，析出於鋁基地中的 Mg2Si 將阻礙差排的移動而使材料的強度提 昇。合金中的 Mg、Si 兩元素比例除了剛好形成 Mg2Si 外若有多餘的 Mg 將造成較高的時效硬化性(age hardening)，意味著即使長時間的 時效處理也不易過時效，反之，若有過量的 Si 則可使合金的強度增 加但卻會使它的抗腐蝕性降低。另外Mg 固溶在鋁基地時會使擠形性
明顯降低，而Si 對擠型性也有負面的影響，但仍以 Mg 較為顯著【5】。 Al-Mg-Si 合金相圖如圖 2【6】所示，當合金中的 Mg、Si 重量比為 1.73：1 時通常將此三元合金視為 Al-Mg2Si 的擬二元合金，其相圖 如圖 3所示α(Al)中最大的固溶度為 1.85wt﹪，其中為 1.14wt﹪的 Mg 及 0.66wt﹪的 Si，而此點的溫度為 595℃。
2.2 擠製性的探討
2.2.1 擠壓力的關係
（1）擠壓力的傳遞過程
擠壓過程中的力的傳遞過程如圖 4所示。由擠壓機主柱塞（stem）
產生的壓力，通過安裝在活動橫梁上的擠壓軸傳給擠壓墊片（dummy block），在擠壓墊片上產生足夠高的單位壓力，迫使密封在擠壓筒的 鑄錠金屬產生塑性變形，並通過模孔擠出產品。使鑄錠金屬產生變形 的擠壓力通過模子傳遞給模支承，最後作用到擠壓機的前樑上。在擠 壓過程中，擠壓軸、擠壓筒、擠壓墊片、模子、模支承、墊環等工具 都承受著擠壓力。
（2）變形區內的應力狀態
圖 5示出了直接擠壓時作用於金屬上的外力，應力分布和變形狀 態。作用於合金上的外力有；擠壓墊片上的單位壓力 dp 墊，擠壓筒 壁、模子壓縮錐面和工作帶給予金屬的正壓力 dN筒、dN錐、dN定和摩
擦力 dτ筒、dτ錐、dτ定。
在某些條件下擠壓墊片與金屬之間也會出現摩擦壓力 dτ墊等。
（3）直、間接擠壓的差異
擠壓力是指在擠壓過程中為實現某一加工程序所需設備最大的全 壓力。在擠製方法中，目前全球擠製業使用最普遍的為直接擠壓法，
而間接擠壓法雖因其省能源和高尺寸精度而有許多人大為提倡，但和 直接擠製相比較，它在量產型擠壓加工的實績卻又很少，圖 6為直接 擠壓與間接擠壓在擠製過程中的壓力比較，由圖可知，直接擠壓於擠 製初期產生非常高之壓力，但隨著摩擦力漸減，而曲線慢慢往下降。
而間接擠壓因不與盛錠筒內壁產生摩擦，所以壓力始終保持穩定，而 於曲線末端稍微上揚的情況乃因在擠壓過程中的加工發熱少，加上盛 錠筒端部的溫度稍低，使得材料的變形抵抗變高所致。圖 7為其溫度 變化比較，直接擠壓因摩擦力因素而在擠製中期產生相當高的溫度，
高溫也使金屬晶粒組織粗大，因而造成往後的機械性質和韌性降低，
也使陽極處理時表面產生色斑以及彎曲加工後產生局皮面的不良外 觀。表 1為其擠壓速度比較，間接擠壓因其低溫度的特點不易產生粘 損（pick up）、拉模畫痕（dies mark）及熱間脆性裂紋等缺陷，因 而使擠壓速度提高。表 2及表 3為其綜合及生產性之較，依其擠製特 性區隔，直接擠壓應屬軟質鋁合金採用，而高強度高精度的要求則比
較適合間接擠壓。
2.2.2 模具的影響
模具的結構、模孔分布、工作帶長度、及工具的表面狀態均對擠壓 有一定的影響。
（1）均質處理與模具關係
因型材產品的表面皆是由擠錠通過模孔工作帶表面後流出成型，因 此型材表面品質與模孔工作帶的性質狀態有很大的關連，而其中均質 化的熱處理【7】也有一定的影響。在模孔工作帶與型材的交界處，
以電子顯微探針分析（EPMA）可發現其表面上由於模孔工作帶和擠錠 組成份中的 Fe 和 Si 容易融合形成 Al-Fe-Si 的化合物堆積在模孔工 作帶上，而 Al-Fe-Si 化合物就是型材上典型的表面缺陷，一種被稱 為 pick up（粘損）的微小粘質（mucilage）發生的原因之一。而均 質化處理會使鋁錠中的 Al-Fe-Si 系結晶物的型態由板狀的β型變成 微細球狀的α型而具有抑制粘損發生的效果。J Langerweger【8】在 研究中發現經均質化的擠形速度較未均質化者快，並能降低擠製品粘 損的產生。
（2）工具與模具的結構
模角α 的大小對擠壓力有明顯的影響，錐形模所需的擠壓力小於平 面模，當模角從 0°變到 90°時，在 45°~60°範圍內擠壓力最小，如圖 8
所示，舌型模、平面組合模和階段變斷面型材模以及寬展模擠壓時，
由金屬有兩次變形，因而擠壓力增大 20~30﹪，用導型針擠壓時，擠 壓力也會增大。用扁擠壓筒擠壓寬型材時其擠壓力較圓擠壓筒擠壓時 大為降低。
（3）模孔的分布
單孔擠壓時的擠壓力較多孔擠壓時的低，對稱分布的模孔，其擠壓 力較非對稱擠壓時低。
（4）模孔工作帶
工作帶對擠壓力的影響不大，擠壓鋁合金時，工作帶取 5~10mm 時，
消耗在工作帶表面上的擠壓力僅佔總壓力的 1~5﹪。
（5）工具接觸表面摩擦條件
潤滑擠壓、靜液擠壓時，可使擠壓力降低 30~40﹪。模孔抹油或拋 光工具與模具的工作表面，都會使擠壓力有一定程度的降低。
（6）產品的形狀與尺寸
產品的形狀愈複雜，愈不對稱則所需擠壓力就愈大。當形狀複雜係 數
K＝等斷面圓周長 型材斷面週長
＞1.5 時，則擠壓型材所需擠壓力較擠壓等斷面圓棒 才所需的擠壓力高 15﹪左右。型材的寬厚比也是很重要的複雜係數，
型材（特別是壁板型材）的寬度愈大，壁厚愈薄時，所需的擠壓力就
愈大，當寬厚比大於 50 時，擠壓力將提高 20﹪以上。
2.3 Al-Mg-Si 的基本性質 2.3.1 合金析出序列及影響
一般來說熱處理可強化合金其強化原因主要為固溶度隨溫度降低而 減少以及在處理後能產生微細且緻密的析出物，而 Al-Mg-Si 合金在 熱處理中由過飽和固溶體的析出序列為：
（1）高濃度空孔及溶質原子的集合體（GP zoneⅠ）
（2）針狀析出物β’’（GP zoneⅡ）
（3）棒狀中間析出相β’（Mg2Si）
（4）板狀析出相β（Mg2Si）
GP zoneⅠ的產生，主要為在固溶及淬水後至尚未施行人工時效的 期間所產生的自然時效，而 G.Thomas【9】認為 GP zoneⅠ乃是由兩 層 Mg 原子夾著 Si 原子所組成的層狀組織。在這個階段中 Mg、Si 會 與過飽和的空孔結合而為空孔及溶質原子的集合體，它會使現階段合 金的強度較為增加，但卻會使往後人工時效處理的強度降低，其主因 為 GP zoneⅠ的形成造成鋁合金基地內溶質濃度以及空孔濃度減少，
而隨著濃度的減少溶質原子不易藉由空孔擴散而析出，使後續人工時 效時的頂時效（peak aging）延遲，進而使強度降低。
接著在人工時效中 GP zoneⅠ回溶至基地內，然後β’’（GP zoneⅡ）
及β’（Mg2Si）才依序析出，而合金強化的主因也就是析出的質點與 差排間相互作用使差排不易移動所造成【10】，其主要情況有兩種各 如圖 9及圖 10 所示，圖 9 的情況為差排的切割能力大於質點硬度時，
此時差排需克服質點的表面硬化能及化學硬化能。圖 10 為 Orowan 機 構【11】，由圖中可知移動中的差排在通過質點時在質點的周圍形成 差排環（dislocation loop），而此時形成的環差排產生了應力場，
也將使下一個差排的移動造成更大的阻力。
由此可知，若要使合金強度更為提昇，則需更多的質點散佈於基地 內使差排的移動更為不易。所以頂時效的發生時也就是在基地上有最 大量且最佳尺寸的質點分佈時，而過時效則會使析出的質點變大強度 降低。
2.3.2 微量添加元素的影響
一般來說 Al-Mg-Si 的主要添加微量元素為 Cu、Mn、Cr、V、Zr 等。
Yoshio Baba【12】認為 Cu 的添加可使合金的時效硬化能力增加，
但在 Al-0.8~1.2wt﹪Mg2Si 合金中添加 0.1wt﹪的 Cu 卻會生成較多 的 G.P.Zones 而對後續的人工時效處理產生負面影響。R.J.Livak
【13】認為在 Al-0.5wt﹪Mg2Si 合金中添加 Cu 將可降低合金的淬火 敏感性，但過量的 Cu 卻會使抗腐蝕性降低。D.W.Pashely【14】認為 在 Al-1.2wt﹪Mg2Si 合金中添加 0.24wt﹪的 Cu 可使自然時效的速率
降低且使後續的人工時效析出物較為細緻。M.Tamizifar【15】認為 在相等的熱處理條件下在 Al-1.6wt﹪Mg2Si 合金中添加 Cu 的含量愈 多則合金強度愈強，且 Cu 會聚集於析出物上使析出物的分布細密強 度提昇。
Mn 的添加可使合金晶粒變小並可抑制再結晶的產生；Cr 的添加可 形成分散且細小的粒子並可抑制晶粒的成長；V 可使晶粒細化提高在 結晶溫度；Zr 可抑制合金回復及再結晶的產生。
2.4 擠製技術的發展
2.4.1 加工技術的改良
通常常見的擠壓方式為直接擠壓和間接擠壓，其他如：靜液壓擠 壓、連續擠壓、精密擠壓法也有少數人加以使用。而除了擠壓方式外，
熱處理、模具等的技術改善也都將直接影響到產品品質。而現在外國 的企業也將電腦模擬、NC 製造等技術運用製模具的設計，以往模具 接觸面都是依賴老師傅用手工憑經驗加以修整，如此憑經驗的方法資 料皆只建立在個人的經驗中，別人無法運用，現在利用 NC 加工機做 模具接觸面的 3D 加工，並利用 DNC 將各工點的數據計算出來，如此 可減少修模次數亦可使模具的品質與製造效率皆獲得提昇。而利用金 屬流速的分配、流動率的計算則可得到較合適的模具接觸面長度，而 其他如摩擦力、熱傳導情形、模具的收縮都可加入設計者的要求而加
以計算。
2.4.2 業界的新技術
為了使擠型工業更符合實用需求目前新技術的應用如：擠製中可 變形、大寬度擠型材的製造、有限元素法的分析應用、線上即時橫切 面檢測等，而設備的改善如：模具磨光設備、加熱爐以及新型擠壓機 等硬體。
擠製中可變形技術由三菱鋁業開發，它可使型材在一次擠製過程 中具有不同的寬度與厚度【16】。它利用擠製過程中改變模具組件與 模穴位置使產出的型材寬度與厚度能持續的變化。如圖 11所示，目 前運用於貨車與汽車的組件、建築用構造材等。此製程是利用 3900 噸的擠型機，它能將型材的寬度由 175mm 增加至 300mm，亦可由 300mm 縮減至 175mm。昭和鋁業之大寬度擠型材製造乃為減少零件數目降低 組裝經費的不二選擇，其示意圖如圖 12所示，在製程中利用擴充版 加大直徑，而達成目的。有限元素法的分析乃希望使擠型材料的特性 充分發揮，利用簡單的代數公式，節點的切割運算而求得解答，如此 可免去原型的測試而大幅縮短所需時間。線上即時檢測乃利用投射光 進行線上的非壞性檢測，其效果已被證實能涵蓋型材所有的部分，主 要是偵測材料的坑洞與缺陷並可與資料庫中的公差進行比較。磨光設 備的改善可提供的好處如：
（1）模具面僅做很小的改變即能達到修正的效果，節省非生產的 時間。
（2）模具接觸面僅作輕微且均勻的研磨，故能延長模具壽命。
（3）研磨具有良好的方向性，可增加設備擠製率，提昇產出與品 質。
新一代的加熱爐溫差變化不大，不會超過±3℃，並可使模具均勻受熱 而避免擠製過程中條紋（streak）或類似的缺陷，除此之外，於加熱 中加熱室會充滿保護性氣體避免模具表面的氧化及氮化物的侵蝕。德 國 Kvaerner Metal 公司開發新的短程（short storke）擠型機利用 高剛性的結構進行短程擠壓，避免以往擠型機因長行程擠壓造成的型 材偏差量，也因此縮短了循環運轉中的停頓時間【16】。
由上可知未來的擠型技術將朝著高速化、自動化、大型化、高精度 化等方面發展，但如何於這些前提下生產出實用與良好的產品而應用 於我們生活週遭則是大家努力的方向
2.5 擠製件之工業應用
擠型品應用廣泛，種類繁多，國內製造的擠型品以門窗建材、散熱 片、自行車材及一些生活醫療用鋁為主，而歐美日等先進國家所產製 的擠型品範圍則更擴展至運輸工具、大型結構、精密機械等等層面，
這些產業所使用的鋁擠型，不乏附加價值頗高者，對於國內有意開發
新擠型市場的業者而言，這些產品的變化將可作為發展新產品時的參 考。
2.5.1 住宅用鋁擠型
國外許多先進國家中，日本由於歷史因素、地緣便利之故和同屬海 島型氣候等關係，國內鋁建材擠型的發展型態以及製造技術多源自日 本，而目前國內幾家專業生產鋁門窗擠型的廠商亦與日本有技術合作 的關係。目前住宅用的鋁擠型製品中包含有：窗戶、紗窗、推門、橫 拉門、遮雨門、金屬百葉窗、扶手、欄杆、陽台、露台、停車棚、門 扉等
2.5.2 散熱片
目前市場上所使用的散熱片幾乎是以鋁擠型材為素材，再利用剖溝 機加工而成，由於其製造成本低、具市場競爭力；但其缺點則是因為 鋁擠型製造時，散熱片會受長寬比的限制，目前國內業者長寬比最大 可做到 13：1。但若改以鍛造或壓鑄的方式來製造時，則較無長寬比 這方面的限制。
2.5.3 自行車
自行車的零組件中採用各類鋁合金部分如表 4所示，主要應用部位 為：輪圈、花鼓、車架。輪圈部分目前新開發之陶瓷輪圈具有澀、硬、
不含水等功能而達到理想煞車效果如圖 13所示。花鼓是輪圈連結車
架之零件，以往大多以鋁擠型材經鍛造對稱兩半後以摩擦桿接毛胚後 車削成型，而目前新開發之碳纖花鼓，如圖 14所示。車架主要以擠 製之鋁管焊接而成以外，探纖維合成材質之車架亦愈來愈受重視，其 目的都希望在重量、耐用性及騎乘穩定性等領域達到極致。
2.5.4 運輸工具
運輸工具如機車、汽車、軌道車輛及船舶等。機車所使用鋁合金包 括鑄造用鋁合金及展伸材，其展伸材所使用部位如表 5所示，為了使 機車的彈簧重量輕量化，對於原是鋼管焊接構造的搖臂改用鋁合金及 其相當材之方形斷面擠型材替代，而隨後汽車製造廠也將自己競賽車 隊所使用之全鋁製車架使用於量產車，但為了要滿足輕量高剛性，所 以他們採用 7000 系合金的方形斷面之焊接構造用擠型材和鍛造材。
表 6顯示自 1980 年以來汽車鋁化程度及產品成形方式比例，由表中 可知擠型製品隨所佔比例隨著整車重量的降低而增加，其主要用於：
底盤輪軸組件、結構組件、熱交換器等。鋁合金導入軌道車輛乃因其 剛性好、重量輕可降低行駛費用及相關設施的營運成本，1990 年時 日本新幹線所推出的鋁製 1000 系新車輛，其全斷面採用大型擠型焊 接結構，比起鐵製 100 系車輛輕 40﹪。而鋁合金在船舶材料中建立 地位乃因 5083 前身 NP5/L 開發成功。其特徵用途如表 7所示，良好 的擠壓成型性使鋁合金可應用於船舶基本構造板材上的丁型防撓材
和形狀複雜之骨材，並適切的取代舊有的銲接方式，而將種形狀的擠 型材加以組合運用，可以減少填角銲接量並防止扭曲而降低成本並達 成輕量化目的。
第三章 實驗方法 3.1 實驗設備
3.1.1 高溫爐
在整個實驗中總共使用了兩款高溫爐。
（1）其一為由 U-SUN 公司製造之電阻絲加熱空氣爐，如圖 15所示，
爐身體積為 0.65×0.56×0.56 m3共 4.2×10-2立方公尺，容量為
4.67×10-1m×3×10-1m×3×10-1m 共 4.2×10-2立方公尺，主要用為鋁錠均質 化處理之用，它由電子顯示來設定所需溫度，由旋鈕來設定加熱功 率。其加熱設定溫度可達 999 ℃，溫度變化量可控制± 10 ℃
（2）其二為振華電熱工業有限公司所製造，亦為電阻絲加熱方式 之空氣爐，如圖 16所示，爐身體積為 0.53×0.32×0.53 m3共 8.97×10-2 立方公尺，內容量為 0.25×0.12×0.12 m3共 3.72×10-3立方公尺，主 要用為人工時效處理之用，利用其較小的內容量，較均勻的溫度分 布，期望能得到較正確的人工時效結果。
3.1.2 擠壓機
擠壓機為冠羿工業有限公司所製造之 500 噸擠壓機，示於圖 17，
盛錠筒直徑為 5.745×10-2m，搭配 5.715×10-2m 推桿，使用電子顯示來 設定盛錠筒溫度，並有定時裝置調整加熱時間。擠製時由旋鈕來調整 擠速的快慢。
3.1.3 擠壓模
本實驗使用模具為圓形之平面模，圓形直徑 9×10-3m，擠出工件為 圓形棒材。其模具如圖 18 所示，而圖 19為在擠製過程中鑄錠流經模 具的變形過程及模具配合圖；圖 18 及圖 19 為擠壓比為 10 的情況。
3.1.4 淬水設備
淬水設備為漸縮管錐形狀之套口，如圖 20，套於擠壓機擠型件出 口位置，錐形套口內四周固定有四條金屬製之管路，水開關開啟時四 管路之水同時向錐形管中心射出，進而達成淬水目的。
為達更高之淬水品質，我們在錐形套口後方追加一組擁有雨幕效果 的設備加以冷卻，如圖 21，其為一井字型之方格架子，在架子上方 鋪有透水率較高的布質材料，再利用抽水馬達揚起之水灑於布質材料 上便可達到如下雨般的效果。
3.1.5 碳棒架
碳棒為向中央碳素公司所購買，如圖 22，直徑為 4×10-2m 之中空圓 柱，圓柱中心插入不鏽鋼棒為轉軸，再使用角鋼製成支架，並使不鏽 鋼棒固定於支架上而成碳棒架。
3.1.6 硬度試驗機
硬度試驗機為 FUTURE-TEACH 公司生產型號為 FM-100e 之維克氏硬 度試驗機，如圖 23，其所使用之壓痕器為金剛石之正方形錐，利用
壓痕器所壓出之正方形壓痕，取其對角線長度平均再藉由查表而得硬 度值。
3.1.7 鑲埋
實驗中為避免時效問題產生所以採用冷鑲埋處理欲拋光試片。
3.1.8 研磨、拋光
以氧化矽水砂紙 240~2000 號研磨，再以絨布及三氧化鋁 1μ m~0.05μm 水溶液拋光，直到試片光亮為止。
3.1.9 腐蝕
腐蝕液調和選用 H2O（85ml）＋HF（10ml）＋H2SO4（10ml）溶液，
腐蝕時間約為一分鐘。
3.1.10 顯微鏡及照相設備
本實驗所使用顯微鏡為 OLPMPUS 公司製造型號為 BH2-UMA 之光學顯 微鏡，如圖 24，目鏡倍率 10X，物鏡則為 5X、10X、20X、50X、80X 等五種。相機亦為 OLPMPU 所製造型號為 C-35D-4。
3.2 實驗材料
本實驗所採用的為可熱處理型 6463 Al-Mg-Si 鋁合金，廣泛應用於 車輛、自行車及建築等的結構材料。其材料成分如表 08所示：
3.3 實驗流程
實驗流程如圖 25 所示。首先將購得的模具及鋁錠置於加熱爐中
做預熱及均質化處理，在實驗中選取加熱時間及加熱溫度為變數，時 間選取分別為 2 小時及 10 小時，溫度選取則為 500℃、540℃兩種，
總共為 4 種條件。
在擠製過程中塗脫模劑於模具及擠錠上增加擠材與模具的潤滑 性。至於擠製過程中所使用的擠製速率則選取 2.0m/min 及 7.0m/min 做為搭配，以了解在製程中擠速的影響。
在擠件的出口處架上一套淬水設備，在相同的均質及擠速條件下再 將條件細分為淬水及無淬水兩種，做於往後 T5 及 T6【17~21】兩種 處理方式的材料。
將淬水後的成型的鋁棒裁切為一個個 1 公分高的小圓柱再置於空 氣爐中，試片數以 24 個為一組，做人工時效實驗，由於長時間的均 質處理，因此我們將 24 小時的時效實驗分為兩階段，其一為 0~12 小 時，另一為13~24 小時，人工時效處理在溫度變數上選取 160℃、180
℃及 200℃等三種。
至於無淬水處理的擠件則裁切成適當的長短置於空氣爐中做固溶 處理，固溶處理時以 520℃加熱 70 分鐘，加熱完成後做淬水處理，
淬水完成之擠件再裁切為 1 公分高小圓柱做人工時效，溫度條件同 上。
將 T5 及 T6 處理完之試片用砂紙研磨並用絨布及氧化鋁粉拋光，拋
光後使用硬度試驗機量得壓痕再根據手冊求出其所屬硬度。量測條件 以擠壓比為30 的試片為主，將擠壓比為 30 時所配合的最佳硬度條件 帶入擠壓比為 10 的試片中，以了解擠壓比之影響。
將欲了解金相之試片取出採用冷鑲埋處理，再次研磨拋光後使用腐 蝕液腐蝕約 60 秒後再置於光學顯微鏡（OM）下觀察。
第四章 結果與討論
本研究以 6463（Al-Mg-Si）合金為研究對象，探討在擠製過程 中改變均質時間、均質溫度、擠速及後續人工時效時所使用之溫度等 變因，而欲求得最佳機械性質之製程參數，並對 T5 及 T6 兩種不同的 熱處理方式結果，做一機械性質上之比較及歸納。
4.1 擠錠微結構分析
就各種材料而言，其特性都決定於材料內部的結構，依其尺寸由 最小到最大分別為原子結構、晶體結構、微結構及巨觀結構。就鋁合 金而言，依其合金成分之不同，加工、熱處理等條件的變化，主要造 成合金內部微結構產生改變，影響鋁合金最後製品的特性。
就目前跟擠製廠所購得的擠錠而言，幾乎皆為 D.C 連續鑄造所製 成之鋁錠，而其凝固過程中，由於冷卻速率都相當的快，所以往往造 成非平衡凝固的狀態，而在擠錠中造成偏析的現象，如此現象的產 生，將會降低往後在擠製過程中的加工性，因此在擠製加工之前通常 施以均質化處理以消除其偏析現象。
圖 26 為未施以熱處理鋁錠之金相圖，其圖由右下而左上為鋁錠 由中心向外所拍攝之金相圖，在圖中可發現鋁錠由內而外的晶粒結構
並無太大差異。本研究所使用之擠製機，其盛錠筒之直徑為 50 mm，
但是，所購得之鋁鑄錠直徑為 4 吋，為配合盛錠筒直徑，所以將鋁錠 直徑加工至 50 ㎜。所使用之鋁擠錠，實際上應該是鋁鑄錠的的中央
部位，所以鋁擠錠外緣與中心部位的晶粒大小差不多。由圖中可以觀 察到，擠錠之微結構為典型凝固所形成的樹枝狀結構(dendrite structure)；明顯具有樹枝臂間微偏析的樹枝狀結構。這種鑄造冷卻 時，因不平衡凝固(nonequilibrium solidification)所形成的晶粒 形狀與大小等微結構特徵，將會影響到擠製的特性與最後擠製品的性 質。同時，這些微結構也會隨著接下來的製程、加工熱處理的進行而 產生改變；而材料特性也因此隨之發生變化。
圖 27 所示為鋁錠在 540℃爐溫下加熱 10 小時的金相結構。比較
圖 26 及圖 27的顯微結構，可由其中觀察到鋁錠經均質處理後其中微 偏析的樹枝狀結構已完全消除。根據文獻描述，一般具有鑄造結構的 鋁錠若以 33℃/min 的速度加熱會產生連續的組織變化【22】，當溫 度升至 135℃時 Mg2Si 會逐漸析出，315℃時部分的 Mg2Si 會開始溶 解，而在 317℃~426℃之間 Mg2Si 會轉變成小的板狀結晶，如此的結 晶物在拋光試片的表面上會以針狀型態呈現，當溫度又提昇至 482℃
時 Mg2Si 會再度固溶【23】，在 510℃之下 Mg2Si 會完全消失。
4.2 擠製參數對擠件性質的影響
在鋁合金的直接擠製中，由於使用平面擠製模，而且在盛錠筒中 並未使用潤滑劑，因此，在擠製過程中，擠錠表面與盛錠筒內面，以 及擠件表面與模具承面間會有摩擦力的產生；擠件表面摩擦力會牽制 金屬流在擠製過程中之移動速度。一般而言，靠近中央位置之金屬流 較快，接近擠件表面之金屬流較慢。擠製過程中金屬流速度之不一 致，會導致擠件變形量分布不均勻的現象；在擠件之中央區域具有較 小的變形量，變形量由內向外會有遞增的情形產生。不均勻的變形量 會影響擠件的顯微結構狀態，進而影響擠件最後的機械性質。
在本研究中所擠製之擠件為圓棒形狀，為了瞭解在本研究中所擠 製之擠件，是否會因變形量分布不均而對機械性質產生嚴重差異的現 象，也就是要瞭解擠製後圓棒由圓心向外是否會產生硬度不均的梯度 分布影響。首先，以擠製條件為均質溫度 540℃下均質 2 小時，再搭
配擠速 7 m/min 及 T6 熱處理的情況，不同時效時間的試片，由圓棒 的中心以每 0.05 mm 為一間隔單位，自內而外量取其硬度值，量取示 意圖、量測照片及量測結果如圖 28、圖 29 及表 9所示；量測結果之 硬度分布如圖 30 所示。由圖 30 可觀察出其線條為幾乎水平之情況，
因此可知試片由內而外的硬度整體上並無太大之改變。而後在所有試 片上作三點量測並取其平均硬度值。我們在試片截面上量取三角狀的
三個點，如圖 31 所示，再將所得的三點數據取其平均值，便為該試 片之硬度值。
4.2.1 鋁錠均質時間、溫度對硬度之影響
以下圖 32~39 中為各種不同實驗參數所得之硬度曲線圖，而表 10~17 為相對應之硬度數據。
圖 32 至圖 33 所示為均質化時間及時效溫度對時效硬化之影響。
由圖 32 中可知在人工時效溫度為 160℃的熱處理條件下，不論是在 T5 或是 T6 的處理狀況下，不同均質時間對時效處理的效應並沒有太 大的影響，不同均質條件下的時效硬化曲線都非常的接近，僅於曲線 之末端有較大之硬度差距。在 T5 處理方面，均質 10 小時之硬度極大 值為 88.433，僅和均質 2 小時最大硬度值為 89.6 之數據相差 1.167，
不同均質時間對 T6 處理的最大硬度差距也僅有 1.633，所以長時間 的均質處理，在低擠速及低的時效處理溫度條件下，並沒有在最大時 效硬度上造成較良好的效果。由圖中還可以觀察到，在 T5 的處理中，
擠件約在時效處理 5 小時候達到頂時效的狀態，頂時效的狀態可以維 持至時效 16 小時之後，硬度才有較明顯的降低現象。在 T6 的處理條 件下，大約在時效時間 5-6 小時即達到頂時效的狀態，但是在達到頂 時效後，硬度則隨著時效時間的增加而逐漸降低。
當時效溫度為 180℃時；如圖 33 所示，在 T5 的處理條件下，均
質時間的長短對時效硬化曲線的變化，也並沒有太大的影響，達到頂 時效的時間大約在 4-5 小時。就頂時效的最大硬度而言，在時效溫度 為 160℃及 180℃的處理條件下，兩者並沒有太大的差別。但時就時 效硬度曲線的變化狀態而言，在 180℃的時效溫度下，在達到頂時效 後，時效硬度明顯的隨著時效時間的增加而降低。在 T6 的處理條件 下，擠件大約在時效 2-3 小時之後即達到頂時效的狀態。雖然均質時 間的長短對於頂時效之最大硬度並沒有太大的影響，但是，在過時效 狀態下，均質 10 小時的曲線硬度值高於均質 2 小時之曲線。
4.2.2 擠錠均質溫度的影響
在圖 34~37中以均質爐溫為固定比較條件，而在不同的四張圖中 分別將其均質時間、擠製速度做不同的搭配，討論其結果。圖 34為 搭配均質時間 2 小時，擠速為 2m/min 的情況下之時效硬化曲線。由 圖中可觀察到，兩條 T6 處理的曲線在均質處理 3 小時後即達到頂時 效的最大硬度值，在爐溫 500℃的情況下其所得之硬度極大值為 83.1，較 540℃加熱爐溫的 82.567 高出 0.533，不僅硬度極大值相當 接近，在往後隨時效時間改變的硬度曲線中，兩條曲線常有互相交錯 的情況產生，直至實驗終了的第 24 小時依然如此。因此可知不同的 均質溫度搭配較低的均質時間及擠製速度，在 T6 的熱處理情況下，
並不會對工件頂時效的最大硬度產生太大的影響，而就整體的硬度改
變方面亦是如此。至於 T5 處理的曲線部分，則可明顯觀察到相較於 T6 處理而言有兩個較大的不同點。其一為在兩條 T5 處理曲線上並沒 有太多的交錯情況產生，反而是達到在其頂時效的硬度極大值前後有 不同的硬度表現情況，兩者分別為在均質後第 14 和 15 小時達到極大 值，而其頂時效硬度極大值各為 89.6 及 89.233，在達極大值前，均 質處理爐溫 500℃者之硬度皆大於 540℃處理者，在到達頂時效後均 質爐溫 500℃的曲線及快速往下掉落，相反的，在均質爐溫 540℃的 曲線趨勢而言，在達到頂時效後，可以維持在頂時效的狀況下相當長 的一段時間。
圖 34 同時顯示，雖然 T6 處理達到頂時效需要的時間較短，但是，
T5 處理程序所得的硬度極大值會較 T6 處理值來的高。在時效處理 前，T6 處理的擠件先經過固溶處理，是處於最軟的狀態，而 T5 處理 的擠件，在擠出後即做淬火處理，所以，由圖 34 中 0 小時的硬度可 以知道，T5 處理的擠件會有加工硬化的效應存在。也就是說，T5 處 理的擠件，其強度應該包括時效硬化及加工硬化兩者的效應，而在 T6 處理的擠件中，只有時效硬化的強化作用。因此，經時效硬化處 理後，T6 處理的擠件所具有之最大硬度值較低。
在圖 35 中所示為擠錠均質時間 10 小時，擠速仍然為 2m/min 條 件下，經 T5 及 T6 處理的時效硬化曲線圖。圖中就兩條 T6 處理的曲
線而言，仍然有如圖 34中曲線互相交錯的情況產生，硬度極大值的 產生在均質爐溫 500℃的情況下為時效處理後第 6 小時左右，爐溫 540
℃時為約 3 小時候，其值各為 81.467 及 80.43，但與圖 34 中較不同 處，為兩者在均在時效處理第 7 小時後，其硬度皆呈現明顯的下降趨 勢，而又以均質爐溫 500℃者較為嚴重。在 T5 處理的條件下，雖然 擠錠均質時間增長為 10 小時，但是擠錠均質溫度的高低對時效硬化 作用似乎並沒有太大的影響；如圖 35 所示。而且在達到頂時效後，
硬度的降低趨勢，也不會明顯的受到均質溫度高低的影響。
於圖 36 所示為均質處理 2 小時，擠速為 7m/min 及時效溫度為 160℃條件下的時效硬化曲線。由圖中可發現，在較高的擠製速度下，
均質溫度的高低會產生某種程度的影響。不論是在 T5 或是 T6 的處理 狀況下，經較高均質溫度處理的擠錠，在時效處理過程中，其擠件會 具有較高之硬度。在較快的擠製速度下，由於擠製過程中散熱的效應 會降低，擠件會具有較高的擠出溫度。鋁合金具有較高的疊差能 (stacking fault energy)，一般而言比較不容易產生再結晶的現象。
但是，在較快的擠速及較高的均質溫度下，有可能會產生再結晶的狀 況。所以，在較高的均質溫度及較快的擠製速度下，擠件可能會具有 較小的再結晶晶粒結構，因而增加了時效硬化的效果。均質溫度為 540℃時，T6 處理的曲線在時效後第 4 小時的 85.5 硬度極大值皆較
圖 34 及 36 中同實驗參數的硬度值為高，但在達到硬度極大值其硬度 曲線及往下走的情況則仍然相同。
在 T5 處理的條件下，若是均質溫度及時間、時效溫度等都相同 時，較快擠製速度所擠製之擠件，其時效硬化效果會較差；如圖 34 及 36 所示。由於擠件經 T5 處理後之強化包括應變硬化及時效硬化，
當擠製速度增快時，會因再結晶的效果而降低應變硬化的強化效應，
導致擠件的硬度降低。此項效應也可以由圖 34 及 36 中 0 小時的硬度 值觀察到；T5 擠件在擠出淬火後，在較低的擠製速度中具有較大的 硬度值。
圖 37 所示為均質時間 10 小時、擠速為 7 m/min 條件下之時效硬 化曲線。由圖中可以觀察到，當均質時間增長時，在較快的擠製速度 下，時效硬化曲線在 T5 及 T6 處理的條件下會有類似的變化情形產 生。在此擠製條件下，由於較長的均質時間會改善擠錠的顯微結構，
因而增加其擠製性，相對的會降低擠件的加工硬化效果。圖中時效時 間為 0 小時的硬度顯示，T5 處理的擠件，在擠出淬火後具有較低的 硬度值，也就表示較佳的均質化處理，會降低加工硬化的強化效應。
此項效應因而使得經 T6 處理後的擠件，在較長的均質時間及較快的 擠速下，會具有較高的最大硬度值。
就均質溫度的影響而言，由圖 34~37 中可觀察到，在均質時間為
10 小時及擠速 7 為 m/min 的情況下，以 160℃為時效溫度，會有較佳 的硬度值產生，不僅在 T5 處理方面有此效應，在 T6 的整體硬度上也 有明顯的改進。
4.2.3 擠速對時效硬化之影響
擠製速率在擠製過程中，會對擠製溫度及擠件的顯微結構變化產 生影響，進而影響擠件的機械性質。圖 38~39 是探討擠製速度對擠件 時效處理的影響，均質時間及均質爐溫為搭配改變之因素，人工時效 溫度則固定為 160℃。在圖 38 中所採用之擠製參數為均質時間 2 小 時和 500℃的均質加熱溫度。圖中顯示，不同擠速之擠件，在 T6 處 理中，時效曲線達到頂時效的硬度極大值所需時間約為 3 小時，而其 硬度極大值在較低的擠速下略大，兩者在最大硬度值上，並沒有太大 的差距。而在 T5 處理中，可看出兩條曲線於未經時效處理的情況下
擠速較高者明顯在硬度值上大於擠速較低者，高擠速擠件於擠製加工 時由於擠速較高，摩擦力增加。所產生的熱使擠件在加工過程中溫度 也隨之提升，較高的溫度使擠件產生再結晶現象，而再結晶的產生會 降低應變硬化的強化效應，也就是說加工硬化的效果會降低，相對的 其硬度值亦較低。而在 T6 處理的曲線方面，由於固溶處理的關係，
T6 曲線並沒有加工硬化的影響，僅有時效硬化加強其強度，所以在 未均質處理時的硬度值上，跟高擠速 T5 處理的情況差不多，皆低於
擠速較低的 T5 處理曲線。
在圖 39 中所採用的搭配條件為在 540℃的情況下均質 2 小時，
其後再以 160℃的溫度做人工時效處理，由圖中可知，在經 T5 處理 的兩條曲線中，整體曲線趨勢有幾近重疊的情況產生，由此可知較高 的擠製速度，搭配如此的實驗參數，並不會產生較好的硬度值。而圖 中亦可觀察到 T5 曲線在達到頂時效後硬度值並沒有下降的趨勢，倒 是一直維持在高時效硬化的狀態。比較圖 38，在兩張圖中可觀察出 圖 39 的 T5 處理曲線，線形趨勢較低於圖 38，圖 39 約維持在硬度值 85 左右，而圖 38 的趨勢又較高於 85 一些，由這樣的情況可再度說 明擠錠在較高的擠製溫度下，由於再結晶的產生，而使硬度降低。再 比較兩圖中的 T6 處理曲線，可於圖中觀察到圖 38 的兩條 T6 有類似 平行的情況產生，而圖 39 則較偏向於互相重疊，因此可知在較高的 均質溫度處理下，擠製速度並不會對工件造成太大的硬度影響。而在 較低的均質溫度下，較低的擠速則會得到較高的硬度。
4.2.4 擠壓比對硬度之影響
圖 40 為不同擠壓比在相同的熱處理情況下之硬度曲線圖，再圖 中可觀察到在擠壓比為 10 時，其 T6 處理之硬度曲線明顯大於 T5 處 理者，與擠壓比 30 時 T5 較大於 T6 的情況恰好相反，但卻與一般的 理論情況相符合，因此可推知，在較低的擠壓比時需要較完整的熱處
理程序；而於圖中亦可觀察到較低的擠壓比經熱處理後擁有較高的硬 度值，而如此的結果應與低擠壓比時變形量較少的原因所致。
4.3 熱處理的金相討論
一般來說鋁錠在不同的均質預熱溫度下對於擠製性會有不同的 影響，在使用均質溫度為較低的 500℃下由於一些析出相 Mg2Si 回溶 至基地內，由於 Mg 和 Si 的固溶造成了材料內部的固溶強化而提升了 擠製的壓力；但當均質溫度升至 540℃時其擠製壓力將會稍微降低，
一方面因材料再高溫時較容易產生塑性變形，而使固溶強化的效果被 抵消掉，另一方面在均質化處理後，部分偏析回溶產生粗大的析出相 及部分尚未消除，因此再擠製時偏析會回溶至基地提高擠至壓力，但 粗大的析出相尚未回溶會使壓力降低，兩者互相抵消反而使擠製壓力 隨溫度的升高而降低。
在圖 41~圖 52為不同條件之金相結構，固定其單一加工因素而 觀察金相之變化，圖中金相範圍乃從試片之圓心至外圍。由圖 41~52 可知其微結構皆為等軸晶粒的狀態，並無長條狀或扁平狀知晶粒結 構，由這樣的結果顯示擠件已完全產生在結晶的現象，故擠件亦呈現 出較鑄錠為小的再結晶晶粒。
圖 41 及43為在擠製完成後未施以任何人工時效之金相圖，圖 41為未人工時效處理試片中硬度最硬者，圖 42 則相反。圖 43、44
中在均質處理 2 小時情況下以圖 43為最硬、圖 44 為最軟；而圖 44 除在均質 2 小時中最軟外，其所搭配之加工條件：爐溫 500℃、擠速 7、200℃人工時效、T5 熱處理等單一情況比較下一其硬度質亦為最 軟之試片，亦是所有加工處理後硬度值最軟之試片。相反的，圖 45 為所有試片中硬度值最高之試片，而我們亦可觀察出其靠近外圍的晶 粒是所有試片中最小最密集者。其他單一條件比較最軟及最硬之試片 如下：均質時間 10 小時搭配擠速 2、160℃人工時效、T6 處理中硬度 最軟者為圖 46；爐溫 500℃最硬者為圖 47；爐溫 540℃搭配 T6 熱處 理情況下，硬度值最低者為圖 48；擠速 2 搭配 180℃時效下硬度最佳 者為圖 49；180℃人工時效中硬度最軟者為圖 50；搭配 200℃人工時 效中最硬者為圖 51； 160℃人工時效下硬度最軟者為圖 52。
在以上各種獨立條件情況下比較其硬度，我們可知各種硬度最軟 者其硬度值普遍為 4 開頭，而強度最高者則普遍為 90~100 間，將兩 種硬度結果全然相反的金相圖做比較，可由其中觀察到就其晶粒而 言，硬度較軟者的結晶組織在工件圓心部位多較為粗大，而由內而外 的晶粒變化亦可感覺到組織並沒有高硬度試片來的緻密，感覺較為疏 鬆，而如此情況在圖 50中更可明顯感覺到。
在熱擠製下的高溫塑性變形中，亦會產生顯微結構上的變化。跟 據其變形量的多寡和塑性變形時的溫度，擠件可能產生動態復原
（dynamic recovery）或是動態再結晶（dynamic recrystal
lization）【24】【25】的現象，而這兩種機構所形成的顯微結構並不 相同。就動態再結晶而言其乃由較原來晶粒為小的再結晶晶粒所組 成，而動態復原的顯微結構則呈現由原來晶粒組成的織狀組織，這些 晶粒因變形而在加工方向延伸，而變形晶粒中並存有次晶粒結構。而 在擠製過程後的淬水速率愈快，可以抑制表面再結晶的形成【26】。
圖 41~52中可明顯的觀察到圓棒形工件由內而外的顯微結構變 化，在圓棒外為區域因擠件表面與模具承面摩擦力的影響，其變形量 最大而且溫度也會較高，所以明顯的產生了動態再結晶的現象。工件 原來的晶粒已完全被消除而由細小的再結晶晶粒組成，晶粒受加工變 形的影響向擠形方向延伸，而再結晶的程度也隨著位置的不同而改 變，靠近圓心的的部分因其變形量較小而再結晶的現象也就相對的減 少。另外在金相圖中也可以觀察到變形晶粒在靠近擠件中心位置的長 寬比較小，而這樣的結果也同樣顯示出，在圓棒的擠製過程中，擠件 的表面部分會產生較大的變形量，至於靠近中間部分的變形量則相對 較少。
第五章 結 論
1. 由金相圖的觀察可發現鋁錠經均質處理後其中微偏析的樹枝狀結 構已完全消除。
2. 擠型棒材在經擠壓比為 30 的擠壓製程後，其工件由內至外的硬度 值，經由量測，並觀察其硬度相對於距離的曲線圖，可發現其硬 度值的變化並不大，在圖中所描繪出之曲線幾乎呈水平的狀態，
由此可知在硬度值的量測上，並不需要考慮硬度值會由圓棒圓 心，由內而外遞減的問題。
3. 在比較 T5 及 T6 的不同熱處理過程後可發現，經由 T6 熱處理之試 片其硬度值並不如預期中會比 T5 熱處理者來的高，預測應為在擠 製過程中試片產生加工硬化所造成。
4. 在鋁錠擠製前的均質化處理中，可發現均質時間較長的 10 小時，
搭配較高的爐溫 540℃及擠速 7 和 160℃的人工時效溫度，會使工 件產生較較好的機械強度。
5. 在 160℃、180℃、200℃等三種人工時效溫度中，以 160℃時效處 理的工件硬度較佳，其次各為 180℃及 200℃，而 200℃時效處理 的試片其硬度為最差，並且跟 160℃處理試片的硬度值有一定的差 距。
6. 在擠速為 7 的加工情況下 T6 熱處理之試片會有部分的硬度值較 T5
熱處理者為大，推測為在較高的擠速中，因在結晶的產生使加工 硬化效果降低，硬度也隨之降低。
7. 經圓棒試片，由中心向外側的連續金相圖中，可以觀察到，在圓 心位置的晶粒較大，愈靠試片外側，晶粒也愈小愈密集。其原因 乃因在擠製過程中圓棒外側，因擠件表面與模具承面摩擦力的影 響，其變形量也最大而且溫度也會較高，所以明顯的產生了動態 再結晶的現象，而靠近圓心的部分，因其變形量較小所以再結晶 的現象也就相對的減少。
8. 在不同的擠壓比中，較低的擠壓比較需要較完整的熱處理程序，
而於較高擠壓比時，T5 處理即可得較好的硬度。
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圖01 鋁合金熱處理特性分類圖
圖02 Al-Mg-Si 合金三元相圖（液相面）
圖03 Al-Mg2Si 擬二元合金
圖04 正向擠壓棒材時擠壓力的傳遞過程圖 1－擠壓墊片 2－鑄錠 3－模子 4－模支承
圖05 作用在鍛造金屬上的應力分布圖
圖06 直接擠壓與間接擠壓之壓力比較 實心圓形：直接
空心圓形：間接
圖07 直接與間接擠壓法的溫度變化比較
圖08 模角由 45°－60°的擠壓力比較
圖09 差排切過析出相質點之模式圖
圖10 差排通過析出相質點之模式圖
圖11 三菱可變寬度之擠形品
圖12 昭和鋁業大寬度擠形材
圖13 自行車鋁合金陶瓷輪圈
圖14 自行車碳纖花鼓
圖15 U-SUN 公司製造之電阻絲加熱空氣爐
圖16 振華電熱工業有限公司所製造之電阻絲加熱爐
圖17 冠羿工業有限公司所製造之擠壓機
圖18 擠製模具
圖19 擠錠變形及模具配合圖
圖20 漸縮管錐形狀之套口
圖21 雨幕效果淬水裝置
圖22 碳棒架
圖23 微氏硬度計
圖24 OM 顯微鏡
圖25 實驗流程圖
固溶處理
以520℃加熱 70 分鐘
購得擠錠
均質處理
條件： （1）500℃、2 小時 （2）500℃、10 小時
（3）540℃、2 小時 （4）540℃、10 小時
擠製
條件： （1）擠速 1.8~2.2 （2）擠速 6.8~7.2
淬水 無淬水
人工時效
條件： （1）160℃處理 24 小時 （2）180℃處理 24 小時 （3）200℃處理 24 小時
