題目:AZ31B-O 合金薄板單軸向拉伸之流變性鎂質研究

(1)

中華大學

碩士論文

題目:AZ31B-O 合金薄板單軸向拉伸之流變性鎂質研究

Flow stress characteristics of magnesium alloy AZ31B-O thin sheet during Uniaxial tension

系所別:機械工程研究所學號姓名:M09608048 徐維謙

指導教授:吳泓瑜博士

中華民國九十八年六月

(2)

中文摘要

鎂合金早期多用在航太工業上，主要是其輕量且高剛性的優點，

但提煉鎂合金成本較高，使得鎂合金之應用較不普及。近年來，由於 3C產品之高度普及，因此鎂合金逐步受到電子產業的關注，目前市面上不少電子產品，如手機、筆記型電腦等已大量使用鎂合金作為外殼。鎂合金作為鐵和鋁合金的替代材料，在市場上對鎂合金零件的需求劇增。

本論文主要目的在於探討 AZ31B-O 薄板片進行單軸向拉伸實驗在不同溫度及應變速率下的流變性質，再以應力-應變曲線圖計算成形參數，由 Backofen 方程式建立加工硬化指數 n 值、應變敏感指數 m 值、材料常數 k 值之方程式，了解鎂合金高溫塑性加工之機械性質和成形的參數之間的相互影響關係。實驗結果發現，在室溫及250°C 時 0°試片有最好的延伸率，在 300°C、370°C 及 420°C 時則是 45°試片有最好的延伸率，抗拉強度則是 90°試片最大。溫度為 420°C 在應變速率為4×10^-3 s^-1的條件下，45°試片有最好延伸率 270%。

室溫及高溫的應力-應變曲線呈現不同特徵，室溫的曲線呈平滑狀，高溫的應力-應變曲線則具有抖動狀特徵，這是由於鎂合金在高溫變形時產生動態再結晶所導致。動態再結晶的出現會使得鎂合金薄

(3)

板片出現軟化，而軟化造成流變應力的降低，同時材料的加工硬化率也會降低，所以鎂合金在高溫拉伸大部份過程都在頸縮狀態下進。

計算流變應力在室溫下是相當符合的，而高溫下在抗拉強度之前符合。

關鍵詞（中英文對照）：加工硬化指數(strain hardening exponent)、應變敏感指數(strain rate sensitivity exponent)、材料常數(strength

coefficient)

(4)

Abstract

The magnesium alloy has been used in Aerospace industry in 30’ due to its distinguish feature of light weight with high specific stiffness.

However, the high cost of refining limited its application. In recent years, the electronic industry has gradually increased the usage of the Mg alloys for 3C products. Many electronic products, such as cell phone and notebook, use a great quantity of Mg alloys as the case materials. The Mg alloys can also play as the substitutional materials for ferroalloys and Al alloys, revealing the increasing needs of the Mg alloy.

The main purpose of this paper is to explore the flow behavior of AZ31B-O Mg alloy thin sheet under uniaxial tension at different temperatures and strain rates. The values of strain hardening exponent n, strain rate sensitivity exponent m, and strength coefficient k based on the approximation of the Backofen formula were calculated form the stress-strain curves obtained from the tensile test results. Quantitative analysis was performed to investigate the effects of temperatures and strain rates on the mechanical properties and deformation characteristics of AZ31B Mg alloy.

Experimental results showed that the 0° samples exhibited the largest elongation to failure for testing at temperatures of room temperature and 250°C. While the largest elongations to failure were observed in the 45°

samples for testing at the temperatures of 300°C, 370°C and 420°C, the maximum tensile strengths were found in the 90° specimens. Under all test conditions, The maximum elongation to failure of 270% was obtained in the 45° sample for testing at a strain rate of 4×10-3 s^-1 and at a temperature 420°C.

The characteristics of the stress-strain cures at elevated temperatures are different from that of at room temperature. The stress-strain curves with serrations were found at elevated temperatures. Theses results were resulted from dynamic recrystallization during deforming the alloy at elevated temperatures. Dynamic recrystallization would cause softening effect resulting in the decrease in the flow stress and the rate of work-hardening. The softening effect would increase elongation to failure, necking in the test sample could be apparently observed for AZ31B Mg alloy tested at elevated temperatures.

Calculated flow stress based on the Backofen formula was quite consistent with the tensile test results at room temperature. Since

(5)

softening effect was not taken into account in this analysis, the calculated results at elevated temperatures only consisted with the experimental data before necking took place.

(6)

目錄

中文摘要………I 英文摘要………III 圖表目………V

第一章緒論 ...1

1-1 前言 ...1

1-2 研究動機與範疇 ...1

第二章文獻回顧...3

2-1 鎂合金之符號及其意義 ...3

2-1.1 純鎂煉製 ...3

2-1.2 鎂的物理、機械性質 ...4

2-2 鎂之晶格結構分析 ...4

2-3 鎂合金之軋延 ...5

2-4 鎂合金晶粒細化 ...6

2-5 材料的動態再結晶行為 ...7

2-6 晶粒成長 ...7

2-7 材料變形之流動方程式 ...8

2-7.1 第一組的方程式 ...9

第三章實驗設備與步驟 ...12

(7)

3-1 實驗材料 ...12

3-2 實驗設備 ...12

3-3 實驗流程 ...12

3-4 顯微組織觀察 ...12

3-5 拉伸試驗 ...13

第四章結果與討論 ...14

4-1 拉伸試驗 ...14

4-2 以三種軋延方向於不同應變速率之結果 ...14

4-3 於不同溫度來探討拉伸結果 ...16

4-4 不同應變速率於不同溫度時之影響 ...17

4-4.1 室溫之下不同應變速率 ...17

4-4.2 250°C之下不同應變速率...18

4-4.3 300°C之下不同應變速率...18

4-4.4 370°C之下不同應變速率...19

4-4.5 420°C之下不同應變速率...19

4-5 金相觀察 ...20

4-5.1 AZ31B-O原材金相觀察...20

4-5.2 經室溫拉伸之試片顯微組織結構 ...20

4-5.3 經 250°C拉伸之試片顯微組織結構...21

(8)

4-5.4 經 300°C拉伸之試片顯微組織結構...22

4-5.5 經 370°C拉伸之試片顯微組織結構...22

4-5.6 經 420°C拉伸之試片顯微組織結構...23

4-6 流變應力方程式 ...24

4-6.1 n值 ...25

4-6.2 m值 ...26

4-6.3 k值 ...27

4-6.4 平均參數方程式 ...28

4-6.5 計算驗證 ...29

第五章結論 ...30

參考文獻 ...33

表2.1 鎂的物理性質 ...39

圖2.1 鎂合金之符號及其意義 ...40

圖2.2 鎂單晶滑移系統與其臨界剪切應力之關係[18] ...40

圖2.3 熱作軋延之材料組織變化 ...41

圖2.4 不同數目輥輪組合之機組 ...41

圖2.5 不同情況的流動應力應變曲線 ...42

圖3.1 實驗流程圖 ...42

圖3.2 使用試片的輥軋方向 ...43

(9)

表4. 1 AZ31B-O材在室溫下應變率為 4×10^-3 s^-1之拉伸性質...44

表4. 6 AZ31B-O材在 250℃下應變率為 1×10^-2 s^-1之拉伸性質...46

圖 4.1 室溫之拉伸試片，應變速率由上 4×10^-3 s^-1至下1×10^{- 1} s^-1 (a)0°(b)45°(c)90°。 ...54

圖 4.2 250℃ 之拉伸試片，應變速率由上 4×10^{- 3} s^-1至下 1×10^{- 1} s^-1 (a)0°(b)45°(c)90°。 ...54

(10)

圖 4.3 300℃ 之拉伸試片，應變速率由上 4×10^{- 3} s^-1至下 1×10^{- 1} s^-1 (a)0°(b)45°(c)90°。 ...55 圖 4.4 370℃ 之拉伸試片，應變速率由上 4×10^{- 3} s^-1至下

1×10^{- 1} s^-1 (a)0°(b)45°(c)90°。 ...55 圖 4.5 420℃ 之拉伸試片，應變速率由上 4×10^{- 3} s^-1至下

1×10^{- 1} s^-1 (a)0°(b)45°(c)90°。 ...56 圖4.6 室溫-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線圖

(a)(b)1x10^-4 s^-1(c)(d)1x10^-2 s^-1(e)(f)2x10^-2 s^-1(g)(h) 1x10^-1 s^-1..57 圖4.7 250℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線圖

(a)(b)1x10^-4 s^-1(c)(d)1x10^-2 s^-1(e)(f)2x10^-2 s^-1(g)(h) 1x10^-1s^-1...59 圖4.8 300℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線圖

(a)(b)1x10^-4 s^-1(c)(d)1x10^-2 s^-1(e)(f)2x10^-2 s^-1(g)(h) 1x10^-1s^-1...61 圖4.9 370℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線圖

(a)(b)1x10^-4 s^-1(c)(d)1x10^-2 s^-1(e)(f)2x10^-2 s^-1(g)(h) 1x10^-1s^-1...63 圖4.10 420℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線

圖(a)(b)1x10^-4 s^-1(c)(d)1x10^-2 s^-1(e)(f)2x10^-2 s^-1(g)(h)1x10^-1s^-1....

...65 圖4.11 應變速率為 4x10^-3之工程應力-應變及真應力-應變之拉伸曲線

圖。(a)(b)0°,(c)(d)45°,(e)(f)90°。...67 圖4.12 應變速率為 1x10^-2之工程應力-應變及真應力-應變之拉伸曲線

(11)

圖。(a)(b)0°,(c)(d)45°,(e)(f)90°。...70 圖4.15 室溫-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線圖 (a)(b)0° (c)(d)45° (e)(f) 90°...71 圖4.16 250℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線

圖 (a)(b)0° (c)(d)45° (e)(f) 90°...72 圖4.17 300℃-同速度-不同角度之工程應力-應變及真應力-應變曲線

圖 (a)(b)0° (c)(d)45° (e)(f) 90°...75 圖4.20 原材...76 圖4.21 室溫-0°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm(c)距斷

面5mm ...76 圖4.22 室溫-0°試片-應變速率 1x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距

(12)

斷面 5mm ...77 圖4.23 室溫-0°試片-應變速率 2x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距

斷面 5mm ...82 圖4.33 250℃-0°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距

斷面 5mm ...82

(13)

圖4.34 250℃-0°試片-應變速率 1x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距斷面 5mm ...83 圖4.35 250℃-0°試片-應變速率 2x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距

斷面 5mm ...84 圖4.37 250℃-45°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)

距斷面 5mm ...84 圖4.38 250℃-45°試片-應變速率 1x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)

(14)

距斷面 5mm ...88 圖4.45 300℃-0°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距

距斷面 5mm ...92

(15)

圖4.53 300℃-90°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c) 距斷面 5mm ...92 圖4.54 300℃-90°試片-應變速率 1x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)

(16)

斷面 5mm ...101

(17)

圖4.72 420℃-0°試片-應變速率 1x10^-2 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)距斷面 5mm ...102 圖4.73 420℃-45°試片-應變速率 4x10^-3 s^-1 (a)斷面(b)距斷面 2mm((c)

距斷面 5mm ...106 圖4.81 試片在室溫之真應力-真應變取自然對數(a)0°(b)45°(c)90° ...

(18)

-1

...107

圖4.82 試片在 250°C之真應力-真應變取自然對數(a)0°(b)45°(c)90° .... ...107

圖4.86 試片之n值對應溫度和應變速率(a)0°(b)45°(c)90°...110

圖4.87 試片之n值常數項對應溫度(a)0°(b)45°(c)90°...110

圖4.88 試片不同溫度之下真應力-真應變圖(a)0°(b)45°(c)90° ...111

圖4.89 試片之m值在溫度為 250℃– 420℃應變速率為 4×10^-3 s^-1 (a)0°(b)45°(c)90° ...111

圖4.90 試片之m值在溫度為 250℃– 420℃應變速率為 1×10^-2 s^-1–1x10 s^-1 (a)0°(b)45°(c)90° ...112

圖4.91 試片之k值對應溫度和應變速率(a)0°(b)45°(c)90°...113

圖4.92 試片之k值常數項對應溫度(a)0°(b)45°(c)90°...113

圖4.93 不同應變速率下流變曲線計算值與實際拉伸比較圖(a) 4×10^-3 s^-1(b) 1×10^-2 s^-1(c) 2×10^-2 s^-1 (d) 1×10^-1 s^-1...114

(19)

第一章緒論

1-1 前言

鎂合金為地表含量第八之元素，從環境資源的角度來看，鎂金屬的醞藏量是取之不盡用之不竭的。比重約為1.7~1.8，在工業上使用的結構材料中，鎂合金的重量最輕。其次鎂合金具高比強度(high specific strength)、高比剛性(high specific stiffness)；再次鎂合金材料有優良的散熱效果、電磁遮蔽性、材料回收性等[1– 8]，所以是應用於3C(Computer、Communication、Consumer Electronics)產品的良好選擇，使得鎂合金有部份取代塑膠材料的趨勢[9–11]。近年來能源危機，石油的價格不斷的上漲，為了省油在汽車零件方面也朝著輕量化的發展，美國、歐洲將鎂合金應用於汽車零件，如斜背式的汽車車門

（Hatchback Door）、車門內層（Door Inner）、儀表板、椅架、輪圈等。日本則大量應用在筆記型電腦（Notebook）、手機（Cellular Phone）、個人數位助理(Personal Digital Assistant)等。

1-2 研究動機與範疇

鎂合金早期多用在航太工業上，主要是其輕量且高剛性的優點，但提煉鎂合金成本較高，使得鎂合金之應用較不普及。近年來，

(20)

由於3C 產品之高度普及，因此鎂合金逐步受到電子產業的關注，目前市面上不少電子產品，如手機、筆記型電腦等已大量使用鎂合金作為外殼。

目前鎂合金工件的生產技術以壓鑄及半熔融射出成形為主，其中鑄造法由於鑄造缺陷的存在，必須採用複雜的後處理程序。如易有孔洞形成，強度不足、成品率太低。鑄造過程鎂合金為熔融狀態，活性大，有其危險性[12–15]。

利用塑性成形的方法，鎂合金可得到較佳的機械性質，比起用

鑄造所製造出來的工件更有強度、韌性，制品的內部缺陷產生的機率也會小很多。純鎂在室溫時的延展性很差，鎂合金除部份退火材料之外，在室溫冷作加工性較差，因此大部分的鎂合金塑性加工來是要靠熱加工的方式進行。鎂合金HCP 結構的關係在室溫下鍛造成形，只有升高溫度才能降低其應力，使鎂合金滑移面較易發生。本研究以 AZ31B-O 為材料，研究溫度、成形速度等對鎂合金的流變形性質的影響，分析鎂合金的流變應力[16 – 21]。

(21)

第二章文獻回顧

2-1 鎂合金之符號及其意義

依照ASTM(American Society for Testing and Materials)之規範 [22]，此規範為一些英文及數字的組合，共有四部份，分別表示合金的化學成分及狀態。以AZ31B-O來說明，第一部分為兩個英文字母A 和Z，表示材料之兩種主要合金元素為鋁和鋅，含量高者在前；第二部分表示前述主要合金元素的含量(重量百分比)，鋁含約3wt%，鋅含約1wt%；第三部分用一單一字母表示，用以區別主要元素和其他元素，B為制定之序號(依英文字母順序，B即為第二個)；最後第四部份和第三部分以”- ”隔開，由單一字母和數字組成，表示合金的狀態和性質，O代表為退火材料如圖2.1。

2-1.1 純鎂煉製

現在全球界工業提煉鎂金屬方法可分為兩大類，分別為電解法及熱還原法，其中電解法可分為IG 法、Dow(Dow chemical co.)法及新電解法，這三種方法主要都是利用海水 x 提煉出氯化鎂(MgCl2)，再以電解方式製成液態金屬鎂。熱還原法又可以分為 Pidgeon 法

Magnethem法，步驟是將氯化鎂(MgO)混合碳(C)及矽(Si)等還原劑，在

(22)

高溫、低壓之環境中還原成鎂蒸氣，經過濾卻濃縮後可以得到鎂金屬。在鎂金屬的生產製造中，電解法佔有80%，其他少部分是熱還原法 [23]。

2-1.2 鎂的物理、機械性質 (1)物理性質

純鎂的熔點為 650℃，沸點為 1107℃，原子序數為 12，原子量為 24.32、純鎂的比重為 1.7~1.8，約為鋁的 2/3，是相當輕盈的金屬[24]。

鎂合金物理性質詳述如表2-2.2 所示。

(2)機械性質

鎂的結晶構造為 HCP，因此在常溫之塑性變行能力差；比重為 1.74~1.8，約是鈦的

3

1，鐵的

4

1，重量輕，比強度(強度/重量)是輕金屬

中最好的；楊氏係數為45Gpa，浦松比(Poisson’s ratio)為 0.35 [25]。

2-2 鎂之晶格結構分析

面心立方晶格 FCC 或六方最密堆積晶格 HCP 的堆積都是理想的最緊密堆積結構。但六方最密堆積金屬與面心立方金屬的物理性質就有顯著的不同，它們直接關係到晶質結構的不同。尤其最明顯的差異是最密堆機面的個數。面心立方晶格有四個最密堆積面，包括了 (111)、(1

1

1)、(

1

11)、及(11

1

)；而六方最密堆積晶格只有一個；為

(23)

基底面(0001)，而滑移方面也只有三組(11

2

0)，因此六方最密堆積的結構只有三組滑移系統，比面心立方結構的十二組滑移系統少了許多，所以六方最密堆積結構受到塑性變形時就比較有方向性。鎂合金的滑移系統可分為底面滑移和非底面滑移兩種，而常溫下非底面滑移所需的臨界剪應力約為底面滑移的 100 倍以上，如圖 2.2，因此鎂合金常溫下塑性變形相當困難，但隨著溫度的上升會使其臨界剪應力下降，使得非底面滑移較容易產生，在300℃時非底面滑移與底面滑移所需的應力已經相差不大。鎂合金進行冷軋，其軋延量在 10~25%已經形成過加工，因此，進行300℃以上之熱軋可以使用較低的輥軋壓力和得到較高軋延量 [26]。

2-3 鎂合金之軋延

軋延是指將金屬胚料在加熱或是未加熱的情況下，通過一對旋轉 方向相反的輥輪，利用其互相配合的轉動輥軋，使工件厚度減少而長度伸長之塑性加工法。軋延可依輥輪的外形及輔助的工具而分為平板軋延(Flat Rolling)、圓環軋延(Ring Rolling)、管件軋延(Tube Rolling) 等類別。同時軋延也分為熱作軋延和冷作軋延，其差異在於金屬的再結晶溫度。不論軋延的種類為何，其加工方式的基本原理都相同。熱軋延時，工件材料受壓應力作用而產生塑性變形，晶粒伸長成扁平

(24)

狀；但由於再結晶作用，使晶粒立刻重新組成細小晶粒，所以軋延可增進板件之機械性質，如圖2–3 所示。

輥輪會因應不同的軋延需求而有不同的數目，包括二重、三重、

四重、六重及多重式的軋延機。二重式機組為最早應用，但這種形式加工效率不高，僅適用於重型板材及粗壓板材之軋延作業。因此為提升效率、減低滾輪負荷、精軋和冷軋等目的，進而發展出其他各種不同數目輥輪組合之機組，如圖2– 4 所示。

2-4 鎂合金晶粒細化

在常溫下，大部分的多晶金屬其晶粒大小對硬度與強度有很大的影響，晶粒越小，硬度或流變應力越大，其中流變應力是在拉伸試驗中某一個固定應變所對應的應力值，可用差排理論解釋；假定晶界滑移對滑動的差排是障礙物，差排在晶界後的滑移面上堆積，而堆積的差排數隨晶粒大小與外加應力的增加而增加，而差排堆積會在相鄰的晶粒產生應力集中的現象，並隨堆積的差排數與外加應力的大小而改變。因此，具有粗晶的材料在相鄰的晶粒造成的應力增加值遠大於具有細晶材料，所以具有細晶材料比具有粗晶材料更容易滑移穿越晶界。許多研究也發現到，細晶材料除了比傳統材料硬度高、強度高以外，更具有超塑性。

(25)

2-5 材料的動態再結晶行為

金屬材料在較低溫度下變形過程中，差排密度將隨著變形量來不斷 增加，進而導致金屬材料的加工硬化產生，降低之後塑性變形能力。

在較高溫度下變形時，材料處於高塑性狀態，這樣就會同時進行著加工硬化和加工軟化兩個矛盾的過程。加工硬化是由於在單軸向應力作用下增大了差排密度和由差排之間的交互作用而形成各種穩定、非穩定的差排組態﹔加工軟化包括差排密度的降低和差排在新排列成低能量狀態時的組織。所以在熱形變過程中，主要的軟化過程為動態回復和動態再結晶 [27] 。

動態再結晶主要是藉由差排堆積形成新的晶粒，因此當變形過程中產生動態再結晶現象時，會降低材料的差排密度，並有軟化材料的作用 [28–29]。動態再結晶的發生受到相當多因素影響，如材料純度、

溫度、應變量及應變速率等[30–32]。整體而言，應變速率及溫度的上升會促進動態再結晶之發生；隨著應變量增加，材料產生動態再結晶之比例也隨之上升，而J.P.Sahu [33]研究指出，當降低材料塑性變形的溫度時，材料需要更大的應變量才能產生動態再結晶。

2-6 晶粒成長

H.Takyda [34]研究發現，Mg-Al-Zn 鎂合金在 350℃以上進行拉伸

(26)

測試時，可以觀測到晶粒成長的現象；N.Osada [35]研究得知，將 AZ31 鎂合金於 350℃至 500℃之間進行退火處理時，於 500℃的退火溫度下可以觀察到部份異常粗大化晶粒之產生，即所謂異常晶粒成長

（abnormal graingrowth）之現象。異常晶粒成長主要是來自於晶粒因應變量不同，使得原子傾向由應變量較大之區域越過晶界向低應變量之晶粒擴散，使得低應變晶粒容易成長為較大之晶粒。

2-7 材料變形之流動方程式

金屬或合金在變形後產生的組織和特性，可以設計和計算有效的控制變形參數和變形的過程。利用ㄧ個數學模型描述金屬成形過程，

數值計算準確性和正確性，主要取決於假設的邊界條件，數學模型需依據材料使用適當的參數。數學模型結構所考慮的是材料物理現象的發生，材料在變形過中有許多變數需要加入計算，例如應變率、主應變改變的方向，及溫度；冷或熱成形皆有影響。金屬塑性變形受到高溫和動態再結晶影響，皆產生不相同的變形過程。金屬成形過程中，

在非等溫變形條件下，應變小且無法達到穩定流動的狀態，複雜的靜態和動態相互作用過程會影響流動應力，例如鍛造或滾軋。然而改變方向的影響，主要是研究試片中軸線的應變變形或連續性，包含物理現象的描述和物理現象的產生。以方程式描述流變應力的變化，通常

(27)

分為兩組。在第一組模型說明直接的參數變化，例如隨著溫度和速度變形，這些模型通常沒有考慮到變形過程其他的物理現象，主要以硬化是流變應力應變是主要因素，決定了材料的情況。然而，當高溫的過程產生軟化時，上述的模式並沒有考慮進去，因此有了另一種的模型。模型包含了材料變形過程中，細部組織產生的變化，變化的可能性主要取決於材料的結構[36]。反映實際材料內部的組織來作為方程式的參數，基本上是結合兩個不同的方面: （一）材料組織的變化；

（二）材料組織改變條件。

2-7.1 第一組的方程式 The Hollomo equation[37]:

σp = Cεⁿ (2–1) The Ludwik equation[38]:

σp =σpo + Cεⁿ (2–2) The Ludwik equation generalized by Hartley ea al.[39]:

σp =σpo + C(ε+ε0 )ⁿ (2–3) The Swift equation[40]:

σp = C(ε+ε0 )ⁿ (2–4) The Krupkowski equation[41]:

σp = Cz (2–5) The Samanta equation[42]:

σp =σpo + Clnε (2–6)

(28)

The Voce equation[43,44]:

σ_p =σ_ps– (σ_{ps -}σ_po) exp (-nε) (2–7) The Sellars equation[45]:

σ_p =σ_ps– (σ_{ps -}σ_po) [1- exp (-nε) ]ⁿ (2–8) The Misolek equation[46]:

σ_p = Cεⁿexp(n₁ε) (2–9)

這些方程式並沒有完全符合材料和變形條件。上述簡單的方程式可用於說明材料的應力–應變的材料如鋼鐵、銅和鋁合金等。方程式 (2-1)-(2-5)較小的應變會被限制，無法達到最大流變應力。只能適合較高流變應力的方程式。(2-7)-(2-9)更合適在高應變穩定狀態下的流動。

方程式除了應變之外，還考慮到應變率的描述常有以下幾種形式:

Fields and Backofen equation[47]:

σ_p= Cεⁿ

ε&

^m (2–10)

Hart equation[48]:

σ_p= σ^*_p exp

⎥ ⎥

⎦

⎤

⎢ ⎢

⎣

⎡

⎟⎟ ⎠

⎜⎜ ⎞

⎝

⎛ ε

− ε

λ

&

^*

+ σ0

( ) _ε&

^M¹ ^(2–11)

(11)方程式第一項描述熱增加塑性流動，而第二項代表差排滑移，在均溫大於0.4 時才必須考慮沿著晶界滑移。

不同的模型說明流變應力的適用變形條件，數學模型必須考量到不同變數導致材料產生的變化，選用數學模型需了解材料實際的變形

(29)

過程，以及分析影響變形條件和變形後的組織。本研究所使用 Backofen 方程式(2-10)，利用此方程式描述高溫低應變速率下，穩態的流變應力曲線。

(30)

第三章實驗設備與步驟

3-1 實驗材料

本實驗中使用之板材為 POSCO 公司所提供之 AZ31B-O 材，板片的厚度為0.6mm。

3-2 實驗設備

1. 光學顯微鏡(OM)

本實驗中所使用之光學顯微鏡為 OLYMPUS 公司製造之型號為 BHM 之光學顯微鏡。

2. 拉伸試驗機

本實驗所使用之拉伸試驗機為美商英士特公司之 Instron 4469 拉伸試驗機。

3. 研磨機、拋光機。

3-3 實驗流程

實驗流程圖如圖 3.1 所示。

3-4 顯微組織觀察

將試片切取至適當大小，再經冷鑲埋，以水砂紙磨製#2000、再 進行拋光(氧化鋁粉：1μm、0.05μm)，緊接著用腐蝕液腐蝕(6g 苦味

(31)

酸+5cc 醋酸+100cc 酒精+10 cc 水)，隨後使用光學顯微鏡觀察顯微組織。

將 AZ31 三個方向之破斷拉伸試片取適當大小作成金相試片，

觀察其顯微結構。

3-5 拉伸試驗

將AZ31鎂合金薄板片分別依平行軋延方向(0°)，與軋延方向成 45°，垂直軋延方向(90°)等三方向裁切成ASTM E8M標準規範之拉伸試片如圖3.2所示。

為了探討AZ31鎂合金在不同溫度下的流變性質，以及了解應變率和方向對機械性質的影響，以固定應變速率進行拉伸試驗，分別將 0°、45°、90°之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在室溫、250℃、300℃、

370℃、420℃；以應變率4×10^-3s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1、1×10^-1 s^-1 進行拉伸試驗，以求得材料之抗拉強度、降伏強度和延伸率。

利用上述試驗所得數據繪製應力-應變曲線圖，並計算成形參數，

再將各項n、m、k值整合，利用Backofen方程式求的參數與應力、應變之關係圖。

(32)

第四章結果與討論

4-1 拉伸試驗

為了更方便表示與探討材料在各方向之降伏強度、抗拉強度、延伸率和加工硬化指數等等機械性質參數的平均值則以下式計算:

Average=

4 X X 2

X

₀

+

₄₅

+

₉₀

其中X 為材料之降伏強度、抗拉強度、延伸率和加工硬化指數。

圖 4.1 至圖 4.5 是實際拉伸後之試片圖中可看出，隨著溫度提升頸縮愈是明顯，應變速率越慢延伸率越佳。

4-2 以三種軋延方向於不同應變速率之結果

為AZ31B-O 薄板片之各角度試片工程應力-應變曲線及真應力- 應變曲線圖在室溫下分別以4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1、1×10^-1 s^-1 四種的不同拉伸速率進行拉伸，是以不同方向為變數繪圖4.6。結果顯示與軋延方向呈0°之試片延展性最佳，軋延方向呈 45°之試片次之，而軋延方向呈 90°之試片最差，彼此差異性不大(約為 5%)。在抗拉強度方面，均是以與軋延方向呈90°為最大，且強度的差異性小。

由以上之得知鎂合金AZ31B-O 於室溫下並無明顯差異性。

(33)

圖4.7 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 250℃下分別以 4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1、1×10^-1 s^-1四種的拉伸速率結果，圖中分別表示，以不同方向為變數之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖。結果顯示與軋延方向呈0°之試片延展性最佳，垂直軋延方向的抗拉強度值最大，各方向間的差異性不大，與室溫下的結果大致一致。

比較不同是於應變率為2×10^-2 s^-1時軋延方向呈45°之試片延伸率較優於與軋延方向呈0°之試片。

圖 4.8 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 300°C 下之工程應力- 應變曲線及真應力-應變曲線圖，係以不同應變速率進行拉伸，而在用方向為變數繪圖。實驗結果顯示，與軋延方向呈45°之試片延展性最佳，與軋延方向呈0°之試片抗拉強度值最大，但抗拉強度上差異不超過5MPa。

圖 4.9 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 370°C 下，分別以應變率為4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1、1×10^-1 s^-1四種的拉伸速率進行拉伸之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖，係以不同方向為變數繪圖。由結果可得知，與軋延方向呈45°之試片延展性最佳及抗拉強度值最大，彼此三種方向之抗拉強度差異性不大。

圖 4.10 之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在420°C 下分別以 4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2

(34)

s^-1、1×10^-1 s^-1四種的拉伸應變速率進行拉伸，以不同方向為變數繪圖。結果顯示與軋延方向呈45°之試片延展性最佳及抗拉強度值最大，與370°C 的結果大致一致。在應變率為 4×10^-3下與軋延方向呈 45°之試片具有最大延伸率 270%。

由以上的結果可知，雖然軋延方向呈 45°之試片在高溫下較好的延伸率。軋延方向呈0°與軋延方向呈 90°之比較，軋延方向呈 0°的延伸率較佳，軋延方向呈90°的抗拉強度較高，但差異並不大，可能是因為材料經過熱處理之O 材，使其方向性無法明顯地彰顯出來。

4-3 於不同溫度來探討拉伸結果

圖 4.11 之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在不同溫度下以4×10^-3 s^-1拉伸應變速率進行拉伸，由圖中可得知隨著溫度的增加延伸率也跟著增加。隨著溫度的提升曲線出現抖動的現象越是明顯，這是由於再結晶的出現所造成的。

圖4.12 之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖以 1×10^-32s^-1 拉伸應變速率進行拉伸，由圖中可得知與拉伸應變速率4×10^-3 s^-1的結果類似，溫度的提升延伸率相對的增加，速的提升相對的抗拉強度增加。

圖4.13 之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖以 2×10^-2s^-1拉

(35)

伸應變速率進行拉伸，由圖中可得與拉伸應變速率1×10^-2 s^-1的結果類似，比較不同的在於370°C 與 420°C 之延伸率差異縮小。

圖4.14 之工程應力-應變曲線及真應力-應變曲線圖以 1×10^-1s^-1拉伸應變速率進行拉伸，由圖中可得420°C 之延伸率已小於 370°C，顯示出1×10^-1s^-1拉伸應變速率在370°C 已經有最好的延伸率，再提升溫度也無法得到更好的延伸率。

溫度的變化影響著晶粒的大小，隨著溫度提升晶粒會逐漸成長，

在變形溫度一定時，隨著應變速率提高抗拉強度也會隨著的增加。而在固定應變速率一定時，抗拉強度隨著溫度提高而降低，這是因為晶粒的成長會影響材料的強度，材料變形過程中同時存在硬化和軟化兩個相互的過程。

4-4 不同應變速率於不同溫度時之影響 4-4.1 室溫之下不同應變速率

圖4.15為AZ31B-O薄板片在室溫下分別以4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、

2×10^-2 s^-1及1×10^-1 s^-1之拉伸速率進行實驗之結果，其應力-應變曲線圖係以不同應變速率為變數繪之。結果顯示AZ31B-O薄板片隨著拉伸的速率增加，其延展性小幅度的下降，在拉伸速率為4×10^-3 s^-1下各方向之延伸率約為25%~27%，在拉伸速率為1×10^-2下各方向之延伸率約為

(36)

25~26%，在拉伸速率為2×10^-2下各方向之延伸率約為20~25%，在拉伸速率為1×10^-1 s^-1下各方向之延伸率約為19~21%，降低的幅度並不明顯。而在加工硬化效應方面，隨著應變速率的提升並無明顯的提升，

這顯示著AZ31B-O在室溫下可藉由提高應變速率來加工產能。

4-4.2 250°C 之下不同應變速率

Z31B-O薄板片在250°C分別以4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1及 1×10^-1 s^-1之拉伸速率進行實驗之結果，其應力-應變曲線圖係以不同應變速率為變數繪之如圖4.16所示。結果顯示AZ31B-O薄板片隨著拉伸速率增加，其延展性下降較室溫明顯許多，值得一提在與軋延方向呈 45°之試片在2×10^-2 s^-1有出現增加的現象，與室溫較為不同，這可能是高溫下拉伸，溫度的效應大於應變速率的效應所導致。而在加工硬化效應方面，隨著應變速率的提升比起室溫明顯。

4-4.3 300°C 之下不同應變速率

圖4.17為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 300°C分別以 4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1、1×10^-1 s^-1之拉伸速率進行實驗，其應力-應變曲線圖係以不同應變速率為變數繪之。圖中結果顯示AZ31B-O薄板片在隨著拉伸速率增加，其延展性下降較250°C度明顯。在加工硬化效應方面，除了最大應變速率有明顯的表示，其餘的應變速率下較無

(37)

明顯的加工硬化效應，而且開始出現明顯的軟化的現象，相對的延伸率較好。

4-4.4 370°C 之下不同應變速率

圖4.18為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 370°C分別以 4×10^-3 s^-1、1×10^-2 s^-1、2×10^-2 s^-1及1×10^-1 s^-1之拉伸速率進行實驗，其應力-應變曲線圖係以不同應變速率為變數繪之。由圖可得知AZ31B-O薄板片在隨著拉伸速率增加，其延展性下降較300°C度明顯。而在試片軟化的程度較300°C更明顯，表示試片變形機制是由動態再結晶和晶界滑移為主，而且隨著應變速率的增加，軟化的情況更為嚴重由圖中應變段0.02至0.2可得知。在加工硬化效應方面與300°C較為不同是在 4×10^-3 s^-1應變速率也有加工硬化效應，且高於1×10^-2 s^-1與2×10^-2 s^-1應變速率，將由後面的金相圖解釋。當應變速率提高時，變形以晶內滑移為主要變形機制，這時應變造成的硬化效應來就得不到及時的鬆弛，1×10^-1 s^-1應變速率會使軟化過程進行得更不充分，造成應力的升高與明顯硬化效應，然後試片產生頸縮斷裂。

4-4.5 420°C 之下不同應變速率

圖4.19為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 420°C分別以 4×10^-3

-1 -2 -1 -2 -1 -1 -1

(38)

變曲線圖係以不同應變速率為變數繪之。同樣由中可得知AZ31B-O 在隨著拉伸速率增加，其延展性下降。可能原因在420°C下，晶粒產生較大的變化，且差排密度不斷提高，隨著變形量的增加，使動態回復和動態再結晶加快，材料產生軟化效果明顯，因此在1×10^-1 s^-1應變速率下延伸率已不佳。然而，420°C時加工硬化效應與370°C類似，同樣4×10^-3 s^-1應變速率下皆出現加工硬化效應，而1×10^-2 s^-1及2×10^-2 s^-1 應變速率下則是軟化加速，到了最高1×10^-1 s^-1應變速率才又出現硬化效應。

4-5 金相觀察

4-5.1 AZ31B-O 原材金相觀察

圖4.20 為 AZ31B-O 之金相。原母材平均晶粒尺寸約為 5.4μm。

4-5.2 經室溫拉伸之試片顯微組織結構

圖4.21至圖4.32為AZ31B-O各種角度分別在室溫和不同應變速率之拉伸試片金相圖，可以看見有相當多的形變雙晶存在於被拉長的晶粒中，其方向則大致與拉伸方向垂直，還有相當多的孔洞。在室溫下應變速率的提升，在試片斷面後半的部份形變雙晶則有減少趨勢。

(39)

4-5.3 經 250°C 拉伸之試片顯微組織結構

圖4.33至圖4.44為AZ31B-O各種角度分別在250°C和不同應變速率之拉伸試片金相圖，在圖中應變速率為4×10^-3 s^-1之試片斷面，晶粒大小比起原材細小許多，顯示動態再結晶的產生，而且晶粒分部均勻。試片斷面在與斷面後半部相較，離斷口處愈遠出現的動態再結晶愈少，這說明了在慢速率情況下，應力集中的效應比溫度來的大。在應變速率為1×10^-2 s^-1之試片斷面，同樣的也有動態再結晶出現，相較應變速率為4×10^-3 s^-1之試片斷面的晶粒細小，顯示在慢應變速率 4×10^-3 s^-1之試片因拉伸的時間長而產生晶粒成長，在應變速率為 1×10^-2 s^-1之下的小晶粒抑制大晶粒成長，所以晶粒大小分部不均，而應變速率1×10^-2 s^-1之試片斷面與斷面後半部相較，與慢速率的情況相同，愈是遠離斷口處晶粒成長愈為嚴重，而且分佈不均勻。在應變率為2×10^-2 s^-1之試片斷面，相較於應變率為1×10^-2 s^-1之試片斷面，晶粒的大小分佈不均更為明顯，細小晶粒集中於斷面處，是應力集中所產生的動態再結晶，而且小晶粒抑制大晶粒成長。應變2×10^-2 s^-1之試片斷面處與斷面後半部相比，遠離斷口處的再結晶的出現同樣的較少，

而且有晶粒成長。在應變速率為1×10^-1 s^-1之試片斷面，單純受拉應力，晶粒有些微的往拉伸方向伸長，而相較應變率為2×10^-2 s^-1之試片斷面之晶粒較為大顆，說明了有晶粒的成長。1×10^-2 s^-1之試片斷面與

(40)

斷面後半部相較，斷面後半部晶粒分部較為不均，而且晶粒成長更為明顯，顯示後半段受溫度的影響。

圖4.45至圖4.56為AZ31B-O各種角度分別在300℃和不同應變速率之拉伸試片金相圖，在圖中應變速率為4×10^-3 s^-1之試片斷面，斷口處有細小的動態再結晶，而後方受溫度效應晶粒成長，而應變速率為 4×10^-3 s^-1之試片斷面相較斷面後半部，後半部的晶粒較為細小，是因為動態在結晶的小晶粒抑制大晶粒的成長。在應變速率為1×10^-2 s^-1之試片斷面，斷口處的晶粒較為大顆且晶粒大小分部不均，顯示受溫度效應晶粒成長，在應變速率為1×10^-2 s^-1之試片斷面與斷面後半部相較，晶粒較為細小均勻，與慢速之後半部類似。在應變速率為2×10^-2 s^-1 之試片斷動態再結晶出現在斷口受應力集中的影響，而後方晶粒受溫度效應晶粒成長，而在試片斷面與斷面後半部相比，後半部嚴重晶粒成長。在應變速率為1×10^-1 s^-1之試片斷面，斷口處受應力影響所以產生許多動態再結晶在斷面，而後方為晶粒成長。而應變速率為1×10^-1 s^-1之試片斷面後半部2mm，愈是遠離斷口處晶粒成長愈是嚴重。

圖4.57至圖4.68為AZ31B-O各種角度分別在370°C和不同應變速

(41)

率之拉伸試片金相圖，在圖中應變速率為4×10^-3 s^-1之試片斷面，可以明顯的觀察到延晶破裂與晶粒成長，以及孔洞和晶粒的往拉伸方向伸長，由於晶粒的嚴重成長，可能會造成加工硬化效應的提升，所以在 4×10^-3 s^-1應變速率的加工應化效應，高於1×10^-2 s^-1與2×10^-2 s^-1應變速率。而在試片斷面後方也有許多孔洞以及晶粒的成長。在應變速率為 1×10^-2 s^-1之試片斷面，延斷口的晶粒較細小，後方的晶粒較大而且和空孔受拉應力影響，朝著拉伸方向拉長變形。離斷口後方2mm可以看見許多孔洞和晶粒成長。在應變速率為2×10^-2 s^-1之試片，斷口處與 1×10^-2 s^-1之試片類似，差別於晶粒成長集中在斷口。再與斷面後方 2mm之後的晶粒相比，顯示應力集中的效應高過溫度。在應變速率為 1×10^-1 s^-1之試片斷面，斷口處受拉應力影響所以產生許多動態再結晶延著斷面，而後方多為等軸晶且有晶粒成長。在應變速率為1×10^-2 s^-1 之試片斷面，斷口處受應力集中的影響，產生大小不均的晶粒以及空孔。

圖4.69至圖4.80為AZ31B-O各種角度分別在420℃和不同應變速率之拉伸試片金相圖，在圖中應變速率為4×10^-3 s^-1之試片斷面，受溫度效應的影響，拉伸時間較長，晶粒成長較嚴重，斷口處可以明顯的

(42)

觀察到延晶破裂以及孔洞，4×10^-3 s^-1應變速率同樣於370°C的情況，

所以加工硬化效應皆高於1×10^-2 s^-1與2×10^-2 s^-1應變速率。而在試片斷面後方也有許多孔洞以及晶粒的成長。在應變速率為1×10^-2 s^-1之試片斷面，延斷口處還是有再結晶，而應力較大造成後方的晶粒成長，空孔受拉應力影響網拉伸方向拉長變形。試片後半段後受應力影響較小，受溫度影響晶粒成長。在應變速率為2×10^-2 s^-1之試片，斷口處與 1×10^-2 s^-1之試片差別在應力更大，造成晶粒成長更嚴重。在應變速率為1×10^-1 s^-1之試片斷面，與2×10^-2 s^-1之試片差別在於當應力較大時，

大晶粒的分佈範圍增加

4-6 流變應力方程式

Backofen 方程式是金屬材料分析流變應力最常見的公式:

σ = kε^{n m}_ε& 。

σ 為應力，k 為材料係數，ε 為應變，_ε&為應變速率，n 為加工硬化指數，m 為應變速率敏感指數。此方程式是最常見用來描述應力應變關係的公式，可以表達是應變硬化現象的加工硬化指數(n 值)和應變速率敏感指數(m 值)，這些參數將會影響金屬板材加工的特性。根據學者Yong Qi Cheng 和 Hui Zhang 的文獻指出，由圖 4.16 至圖 4.19 所示，溫度和應變速率對流變應力曲線的影響，可以計算出著n 值、

(43)

m 值和 K 值。

4-6.1 n 值

圖4.81 至 4.85 所示，各方向試片在室溫、250°C、300°C、370°C、

420°C 以拉伸速率 4×10^-3 s^-1~1×10^-1 s^-1條件下之真應力-真應變曲線取自然對數。由圖4.81 所示，可以看出均勻變形在差不多的應變段，

其中斜率就等於加工硬化係數n 值。因此對應不同溫度和不同的速率可以得到各個的加工硬化係數n 值。

圖4.86 與 4.87 所示，不同溫度和不同應變速率的線性關係，這種關係可以假設為線性函數的溫度和速率。

σ = kεⁿ (1) logσ = log k + nlogε (2) n = A + Blog + A_ε& 1/T (3)

(3)式中的參數 A、B、A1可由圖 4.86 與 4.87 中給予。因此可以得知方程式:

0°試片:

室溫至300°C n = 0.097+0.019 log_ε&+41/T (4) 300°C 至 420°C n = -0.628+0.014 log_ε&+457.1/T (5)

45°試片:

(44)

室溫至300°C n= 0.161+0.02 log_ε&+16.7/T (6) 300°C 至 420°C n=-0.704+0.018 log_ε&+519.1/T (7)

90°試片:

室溫至300°C n=0.043+0.02 log_ε&+65.5/T (8) 300°C 至 420°C n=-0.541+0.013 log_ε&+403.6/T (9)

4-6.2 m 值

圖4.88 所示，真應力和應變速率取自然對數。由圖 4.88，可以觀察到應力敏感係數在每個溫度下斜率都不相同，隨著溫度上升有增加的趨勢。圖4.88 所示，在溫度為 420°C，應變速率為 4×10^-3 s^-1時，

應變敏感係數m 值約為 0.45，延伸率增加最明顯。圖 4.89 與 4.90 中可以看出m 值和溫度倒數的線性關係。可以得知方程式:

0°試片:

250℃– 420°C 應變速率為 4×10^-3–1x10^-2 之下

m = -847.9/T + 1.72 (10) 250℃– 370°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = -346.1/T + 0.826 (11) 370℃– 420°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = 1436.3/T - 1.96 (12)

(45)

45°試片:

250℃– 420°C 應變速率為 4×10^-3–1x10^-2 之下

m = -501.5/T + 1.11 (13) 250℃– 370°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = -356.1/T + 0.84 (14) 370℃– 420℃應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = 1090.9/T - 1.41 (15)

90°試片:

250℃– 420°C 應變速率為 4×10^-3–1x10^-2 之下

m = -779.9/T + 1.57 (16) 250℃– 370°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = -548/T + 1.13 (17) 370℃– 420°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = 536.3/T -0.544 (18)

4-6.3 k 值

圖4.91 與 4.92 所示，k 對應溫度和應變速率在取自然對的關係。

可以看出k 值和溫度、應變速率之間的關係與 n 值類似。

因此，k 值可表示為下列方程:

K = C+D log +C_ε& ₁/T (19)

(46)

由圖4.90 與 4.91 所示，可以計算出 K 值。

0°試片:

K= -182.5+20.3log +204244.4/T _ε& (20)

45°試片:

K= -159.8+19.9logε‧+192462.3/T (21)

90°試片:

K= -241.5+20.5 logε‧+233586.9/T (22)

4-6.4 平均參數方程式

為了方便表示成行參數n 值、m 值、k 值之方程式，以下式平均值方程式:

Average=

4 X X 2

X

₀

+

₄₅

+

₉₀

n 值

室溫至300°C n = 0.115+0.019 log_ε&+34.9/T (23) 300°C 至 420°C n = -0.644+0.015 log_ε&+474.7/T (24)

m 值

250°C– 420°C 應變速率為 4×10^-3–1x10^-2 之下

m = -657.7/T + 1.37 (25)

(47)

250℃– 370°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = -401.5/T + 0.909 (26) 370℃– 420°C 應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下

m = 1038.6/T - 1.33 (27) k 值

K= -185.9+20.1log +205688.9/T _ε& (28)

4-6.5 計算驗證

圖4.93 所示，為流變應力和計算流變應力之比較，計算流變應力是利用Backofen 方程構成的模型，在室溫下相當符合，而高溫下在抗拉強度之前還算符合。

(48)

第五章結論

本研究中針對AZ31B-O 材鎂合金的流變性質，在各種不同的溫度以及應變速率下進行拉伸試驗。並分析其破斷面金相、拉伸曲線圖和建立流動方程式，以下是本研究的結論:

1.以三種軋延方向來探討結果，在室溫及 250°C 時 0°試片有最好的延伸率，在 300°C、370°C 及 420°C 時則是 45°試片有最好的延伸率，

抗拉強度則是 90°試片最大。

2.溫度為 420°C 在應變速率為 4×10^-3 s^-1的條件下，45°試片有最好延伸率 270%。

3.以不同溫度下之拉伸結果，室溫及高溫的應力-應變曲線呈現不同特徵，室溫的曲線呈平滑狀，高溫的應力-應變曲線則具有抖動狀特徵，這是由於鎂合金在高溫變形時產生動態再結晶所導致。動

態再結晶的出現會使得鎂合金薄板片出現軟化，而軟化造成流變應力的降低，同時材料的加工硬化率也會降低，所以鎂合金在高溫拉伸大部份過程都在頸縮狀態下進。

4.不同應變速率於不同溫度時之結果，拉伸溫度為 250°C 及 300°C，

隨著應變速率的增加，材料的降伏強度隨之增加，抗拉強度隨之增加，延伸率和斷面頸縮則減小。在應變速率1×10^-1 s^-1，隨著溫度升

(49)

高至 420°C 時，並沒有獲得較好的塑性，可能是因為應力集中造成晶粒成長，然後試片快速產生頸縮斷裂。

5.加工硬化效應隨著溫度增加而下降，相對應變速率的增加則會上升，但在溫度370°C 及 420°C 條件下，應變速率 4×10^-3 s^-1的加工硬化效應大於應變速率1×10^-2 s^-1及2×10^-2 s^-1，是由於拉伸時間長，

溫度效應造成晶粒成長，提升了加工硬化效應。

6.根據 Backofen 方程式建立 AZ31B-O 鎂合金薄板片之流動方程式，

n 值

室溫至300℃ n = 0.115+0.019 log_ε&+34.9/T 300℃至 420℃ n = -0.644+0.015 log_ε&+474.7/T

m 值

250℃– 420℃應變速率為 4×10^-3–1x10^-2 之下 m = -657.7/T + 1.37

250℃– 370℃應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下 m = -401.5/T + 0.909

370℃– 420℃應變速率為 1×10^-2–1x10^-1 之下 m = 1038.6/T - 1.33

k 值

(50)

7. 計算流變應力在室溫下是相當符合的，而高溫下只有抗拉強度之前符合。

(51)

參考文獻

1. 戴國政，郭晉全，詹德泉，“鎂合金高溫性質之基礎研究”，中國 材料科學學會論文集，2001。

2. 張志坤，黃庭彬，陳復國，“鎂合金AZ31 板材之沖壓製程”，工 業材料雜誌，186期，91 年6 月，pp. 99。

3. 葉圳轍，“鎂合金成型產業現況”，工業材料雜誌，186 期，2002 年6 月，pp. 82。

4. T. Lyman, H. E. Boyer, P. M. Unterweiser, J. E. Foster, J. P.

Hontas, and H. Lawton,“Magnesium and Magnesium Alloys”, Metals Handbook, 1, Properties and Selection of Metals, 9th.(1977)，pp. 1067。

5. 陳盈志，吳炳興，廖芳俊，“AZ31B鎂合金銲補制製程的探討”，

工業材料雜誌，186 期，91 年6 月，pp. 106。

6. Y. Kojima, “Project of Platform Science and Technology for Advanced Magnesium Alloys”, Materials Transactions, 42, 7 (2001)，pp. 7。

7. 馬寧元，“鎂於電子工業之應用”，中華民國鍛造協會會刊，第10 卷，第3 期，90 年9 月，pp. 28。

8. S. F. Su, J. C. Huang, H. K. Lin, and N. J. Ho, “Electron-Beam

題目:AZ31B-O 合金薄板單軸向拉伸之流變性 鎂 質研究

中 華 大 學

碩 士 論 文