中 華 大 學 碩 士 論 文
題目：AZ31B-O 材薄板片高溫機械性質與成形性之 研究
Mechanical properties and formability of a AZ31B-O Mg alloy thin sheet at elevated temperatures
系 所 別：機械與航太工程研究所 學號姓名：M09508037 陳 宏 偉 指導教授：吳 泓 瑜 博 士
中華民國九十七年七月
摘要
所謂成形性(Formability)是指金屬材料以塑性變形(Plastic Deformation) 方式製作零件的難易度。金屬材料通常以強度及延展性來評估其成形性；
強度代表材料本身抵抗變形的能力，延展性則顯示材料在破裂前可能達到 塑性變形的程度。影響材料成形性的因素包括材料特性、變形時所受的應 力或應變狀態、溫度、應變速率及板片厚度等。
本論文主要的目的在於探討AZ31B-O材薄板片高溫機械性質與成形 性。以不同的溫度進行單軸向拉伸實驗和沖壓實驗，分析異向性和溫度對 變形特性的影響。由拉伸試驗結果決定成形性參數；例如平均塑性應變率、
平面異向性和加工硬化指數等。並評估不同溫度下的成形極限圖。並希望 由實驗結果建立拉伸性質與成形性參數和成形極限圖之間的關聯性。
關鍵字：成形性(Formability) ；成形性參數(Formability parameter)；成形極 限圖(Forming limit diagram)；異向性(Anisotropy)。
Abstract
Formability is used to describe the ease with which a metal can be shaped by plastic deformation. The evaluation of the formability of a metal involves both measurements of resistance to deformation (strength) and determination of the extent of plastic deformation that is possible before fracture (ductility).
Properties of a metal, strain or stress state during deformation, temperature, strain rate and thickness would affect the formability of a metal.
This study examined the mechanical property and formability of the AZ31B-O Mg alloy thin sheet. Uniaxial tension tests and press-forming tests were carried out at two different temperatures. The influences of anisotropy and temperature on deformation characteristics were investigated. Formability parameters such as average plastic strain ratio, planar anisotropy, and work hardening exponent were determined by tensile test results. The forming limit diagrams have been experimentally evaluated at various temperatures.
Anisotropic behaviors were observed in the mechanical properties at all test temperatures. The tensile properties and formability parameters were correlated with the forming limit diagrams.
Keywords: Formability, Formability parameter, Forming limit diagram, Anisotropy.
誌謝
本論文承蒙吾師 吳泓瑜博士在研究期間悉心教導，在論文研究期間不 厭其煩地督導與指正，方使得以完成，在此致上我最誠摯的敬意和謝意。
此外，本論文承蒙李雄博士及王建義博士之悉心指正，並惠賜許多寶 貴的意見，使本論文之結構和內容更趨充實、完整，在此特以致謝。
同時我也非常感謝邱垂泓學長，在我研究期間教導我一些專業知識與 指導我儀器之使用。以及周耿中、高禎蔚、黃書瑋、黃厚生、孫稟厚等學 長，在課業上的幫助與指點，使我獲益良多。還要感謝林家宇、鄧元魁、
李和政、等同學及徐維謙、林豐正、鄒明達、黃智勇等學弟在實驗和生活 上給予相當多的幫助。感謝中華大學棒球隊、機械系壘，在我實驗枯燥、
煩悶時給我許多歡笑及精神上的支持。最後我要感謝一直以來支持我的家 人和我的女友雅琴，感謝你們不斷地給我支持鼓勵與督促，使我能順利畢 業。
1
目錄
第一章 緒論... 10
1-1 前言 ... 10
1-2 研究動機與範疇 ... 11
第二章 文獻回顧 ... 13
2-1 近年之研究 ... 13
2-2 鎂合金之應用 ... 14
2-3 鎂合金之符號及其意義 ... 15
2-4 添加元素對鎂合金之影響 ... 15
2-4.1 鋁元素的影響 ... 15
2-4.2 鋅元素的影響 ... 16
2-5 鎂合金之熔煉 ... 16
2-6 鎂合金之壓鑄 ... 17
2-7 鎂合金之擠製 ... 20
2-8 鎂合金之軋延 ... 21
2-9 引伸(Drawing) ... 22
2-10 成形性參數 ... 22
2-10.1 拉伸試驗 ... 23
2
2-11 成形極限圖(FLD) ... 25
2-11.1 伸張彎曲實驗(Stretch Bend Test) ... 25
2-11.2 成形極限圖之建立 ... 26
2-11.3 成形性參數與成形極限圖之關聯性分析 ... 27
第三章 實驗設備與步驟 ... 29
3-1 實驗材料 ... 29
3-2 實驗設備 ... 29
3-3 實驗步驟 ... 30
3-3.1 實驗流程 ... 30
3-3.2 金相 ... 30
3-3.3 拉伸試驗 ... 31
3-3.4 成形參數實驗 ... 31
3-3.5 成形極限實驗 ... 32
第四章 結果與討論 ... 35
4-1 拉伸試驗 ... 35
4-1.1 以沿軋延方向來探討拉伸結果 ... 35
4-1.2 以應變速率來探討拉伸結果 ... 36
4-1.3 以溫度來探討拉伸結果 ... 38
4-2 成形性參數 ... 39
3
4-2.1 室溫中低應變速率之成形性參數 ... 40
4-2.2 室溫中高應變速率之成形性參數 ... 40
4-2.3 高溫中低應變速率之成形性參數 ... 41
4-2.4 高溫中高應變速率之成形性參數 ... 42
4-3 成形極限試驗 ... 43
4-3.1 以溫度來探討成形極限圖 ... 45
4-3.2 以應變速率來探討成形極限圖 ... 46
4-4 金相觀察 ... 47
4-4.1 AZ31B-O 原材金相觀察 ... 47
4-4.2 拉伸試片金相觀察 ... 47
第五章 結論... 49
參考文獻 ... 50
4
表目錄
表 4. 1 AZ31B-O 材在室溫下夾頭速率為 6mm/min 之拉伸性質 .. 55 表 4. 2 AZ31B-O 材在室溫下夾頭速率為 30mm/min 之拉伸性質 . 55 表 4. 3 AZ31B-O 材在高溫下夾頭速率為 6mm/min 之拉伸性質 .. 56 表 4. 4 AZ31B-O 材在高溫下夾頭速率為 30mm/min 之拉伸性質 . 56 表 4. 5 AZ31B-O 之加工硬化指數 ... 57 表 4. 6 低夾頭速率下之成形性參數 ... 58 表 4. 7 高夾頭速率下之成形性參數 ... 58
5
圖目錄
圖2. 1 Mg-Al 之二元相平衡圖 ... 59
圖2. 2 冷室壓鑄機的基本構造示意圖 ... 59
圖2. 3 熱室壓鑄機的基本構造示意圖 ... 60
圖2. 4 直接擠製示意圖 ... 60
圖2. 5 間接擠製示意圖 ... 61
圖2. 6 熱作軋延之材料組織變化 ... 61
圖2. 7 不同數目輥輪組合之機組 ... 62
圖2. 8 引伸實驗示意圖 ... 62
圖2. 9 伸張彎曲實驗示意圖 ... 63
圖2. 10 板片變形前之網格圖形 ... 63
圖2. 11 伸張彎曲實驗所得之成形極限圖 ... 64
圖2. 12 光學顯微鏡 ... 65
圖2. 13 拉伸試驗機 ... 65
圖2. 14 模具圖 ... 66
圖2. 15 蝕刻機 ... 67
圖2. 16 實驗流程圖 ... 67
圖4. 1 室溫下夾頭速率為 6mm/min 之應力-應變曲線 ... 68
圖4. 2 室溫下夾頭速率為 30mm/min 之應力-應變曲線 ... 68
6
圖4. 3 250℃下夾頭速率為 6mm/min 之應力-應變曲線 ... 69
圖4. 4 250℃下夾頭速率為 30mm/min 之應力-應變曲線 ... 69
圖4. 5 室溫下與軋延方向呈 00之應力-應變曲線 ... 70
圖4. 6 室溫下與軋延方向呈 450之應力-應變曲線 ... 70
圖4. 7 室溫下與軋延方向呈 900之應力-應變曲線 ... 71
圖4. 8 250℃下與軋延方向呈 00之應力-應變曲線 ... 71
圖4. 9 250℃下與軋延方向呈 450之應力-應變曲線 ... 72
圖4. 10 250℃下與軋延方向呈 900之應力-應變曲線 ... 72
圖4. 11 夾頭速率為 6mm/min 下與軋延方向呈 00之應力-應變曲線73 圖4. 12 夾頭速率為 30mm/min 下與軋延方向呈 00之應力-應變曲線 ... 73
圖4. 13 夾頭速率為 6mm/min 下與軋延方向呈 450之應力-應變曲線 ... 74
圖4. 14 夾頭速率為 30mm/min 下與軋延方向呈 450之應力-應變曲線 ... 74
圖4. 15 夾頭速率為 6mm/min 下與軋延方向呈 900之應力-應變曲線 ... 75
圖4. 16 夾頭速率為 30mm/min 下與軋延方向呈 900之應力-應變曲線 ... 75
圖4. 17 室溫下方向 00夾頭速率為6mm/min 之成形極限圖 ... 76
圖4. 18 室溫下方向 00夾頭速率為 30mm/min 之成形極限圖 ... 76
圖4. 19 室溫下方向 900夾頭速率為6mm/min 之成形極限圖 ... 77
7
圖4. 20 室溫下方向 900夾頭速率為30mm/min 之成形極限圖 ... 77
圖4. 21 250℃下方向 00夾頭速率為6mm/min 之成形極限圖 ... 78
圖4. 22 250℃下方向 00夾頭速率為30mm/min 之成形極限圖 ... 78
圖4. 23 250℃下方向 900夾頭速率為6mm/min 之成形極限圖 ... 79
圖4. 24 250℃下方向 900夾頭速率為30mm/min 之成形極限圖 ... 79
圖4. 25 方向 00且夾頭速率為6mm/min 不同溫度之成形極限圖 .... 80
圖4. 26 方向 00且夾頭速率為 30mm/min 不同溫度之成形極限圖 ... 80
圖4. 27 方向 900且夾頭速率為6mm/min 不同溫度之成形極限圖 ... 81
圖4. 28 方向 900且夾頭速率為30mm/min 不同溫度之成形極限圖 . 81 圖4. 29 室溫下方向為 00不同速率之成形極限圖 ... 82
圖4. 30 室溫下方向為 900不同速率之成形極限圖 ... 82
圖4. 31 250℃下方向為 00不同速率之成形極限圖 ... 83
圖4. 32 250℃下方向為 900不同速率之成形極限圖 ... 83
圖4. 33 室溫下平行方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 84
圖4. 34 室溫下平行方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 85
圖4. 35 室溫下平行方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 86
圖4. 36 室溫下平行方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 87
圖4. 37 室溫下垂直方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 88
圖4. 38 室溫下垂直方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 89
8
圖4. 39 室溫下垂直方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 90
圖4. 40 室溫下垂直方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 91
圖4. 41 250℃下平行方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 92
圖4. 42 250℃下平行方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 93
圖4. 43 250℃下平行方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 94
圖4. 44 250℃下平行方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 95
圖4. 45 250℃下垂直方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 96
圖4. 46 250℃下垂直方向裁切低應變速率 FLD 試片圖 ... 97
圖4. 47 250℃下垂直方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 98
圖4. 48 250℃下垂直方向裁切高應變速率 FLD 試片圖 ... 99
圖4. 49 拉伸至破斷之試片未腐蝕金相圖 ... 100
圖4. 50 室溫下夾頭速率 6mm/min 方向為 00之金相 ... 100
圖4. 51 室溫下夾頭速率 6mm/min 方向為 450之金相 ... 101
圖4. 52 室溫下夾頭速率 6mm/min 方向為 900之金相 ... 101
圖4. 53 室溫下夾頭速率 30mm/min 方向為 00之金相 ... 102
圖4. 54 室溫下夾頭速率 30mm/min 方向為 450之金相 ... 102
圖4. 55 室溫下夾頭速率 30mm/min 方向為 900之金相 ... 103
圖4. 56 250℃下夾頭速率 6mm/min 方向為 00之金相 ... 103
圖4. 57 250℃下夾頭速率 6mm/min 方向為 450之金相 ... 104
9
圖4. 58 250℃下夾頭速率 6mm/min 方向為 900之金相 ... 104
圖4. 59 250℃下夾頭速率 30mm/min 方向為 00之金相 ... 105
圖4. 60 250℃下夾頭速率 30mm/min 方向為 450之金相 ... 105
圖4. 61 250℃下夾頭速率 30mm/min 方向為 900之金相 ... 106
圖4. 62AZ31B-O 之金相 ... 106
10
第一章 緒論
11 前言
鎂合金為地表含量第八之元素，是目前最輕的結構用金屬材料，
比重約為1.7~1.8，比起鋁合金的比重 2.7，不鏽鋼比重 7.9 要來的輕。
鎂合金本身具有高比強度(high specific strength)、高比剛性(high specific stiffness)、抗震性能(damping capacity)佳、熱傳導性(thermal conductivity) 佳 、 防 射 頻 干 擾 性 (shielding of radio frequency interference ， RFI) 、 優 越 的 防 電 磁 波 干 擾 特 性 (shielding of electromagnetic interference，EMI)、較佳之散熱效益(heat dissipation)、
抗衝擊、環境穩定性(environmental stability)、抗撓曲度佳等特性 [1-8]。尤其比強度完全優於工程塑膠，且比剛性遠比工程塑膠為佳 [9-11]，其中的制震能為常用鋁合金和鑄鐵材料的數倍乃至於數十 倍。最重要的一點，近年來環保意識抬頭，輕薄短小且綠色環保實為 鎂合金發展之最大優勢[12-13]。然而，鎂合金本身的活性大，使得它 在熔煉的過程中，會耗費較多成本，而本身 HCP 結構會使其冷加工 性不佳，也是鎂合金無法像鋁合金一樣普及的原因之一。
11
12 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，
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。
一般來說，對於金屬的成形方法不外乎有下列幾種:鑄造、鍛造、
沖壓、粉末冶金、超塑性成形等。就鎂合金而言，較為常見的方法為 壓鑄成形。目前鎂合金的生產技術仍以鑄造為主[14-16]，此種方法有 尺寸穩定、可製作幾何形狀複雜、有較高生產性等的優點，但仍有以 下幾點缺點[17]:
1. 鑄造過程鎂合金為熔融狀態，活性大，有其危險性。
2. 澆道、冒口等回收材因素，成品率太低。
3. 易有孔洞形成，強度不足。
若應用塑性成形的方法，可得到較佳的機械性質，這些都比應用 鑄造所製造出來的工件更有韌性及強度。純鎂在室溫時的延展性很 差，因其為 HCP 結構的關係，使鎂合金無法在室溫下鍛造成形，只 有升高溫度才能降低其應力，使鎂合金滑移面較易發生。所以鎂合金 除部份退火材料之外，在室溫下只能有些微的冷作加工，大部分的鎂
12
合金塑性加工來是要靠熱加工的方式進行[18-21]，所以本研究以 AZ31B-O 為材料，探討其在不同溫度下的成形性，加以比較其差異。
13
第二章 文獻回顧
21 近年之研究
近幾年來因 3C 產業蓬勃發展，輕薄短小的要求也越來越高，鎂 合金逐漸受到產業界的重視，使其應用之發展加速許多，而學術界對 鎂合金的各種性質與其應用也有深入之研究。
在鎂合金的研究方面國內有邱垂泓[22]介紹鎂合金成形技術的 發展趨勢，包括鎂合金的鍛造、擠製以及軋延加工，說明這些製程的 基本概念，並且應用在汽車產業及 3C 市場上。黃庭彬[23]等人探討 AZ31 鎂合金之溫間成形特性，包括拉伸性質、成形極限圖、極限引 伸比、錐杯試驗、最小彎曲半徑與回彈角度，並得到各項特性間之關 係。最後所得到的溫間成形性特性之資訊，應用在手機外殼之沖壓成 形。並且對SUS304 不鏽鋼及 AZ31 鎂合金這兩種不同的材料，比較 其溫間引伸成形性。
外國期刊對鎂合金的研究有 Mordike[24]等人介紹鎂合金的歷史 及其優缺點，並由輕量化的角度述說鎂合金應用在汽車產業上的發展 及未來趨勢。Chen[25-26]等人以 AZ31 鎂合金板材為材料，研究其高 溫機械性質、FLD、CCV 及 V 型彎曲回彈角等，並探討其方杯引伸 成形性，以有限元素法結果對照實驗，得到最佳成形溫度與模具的最
14
佳圓角半徑。Takano[27]等人以 AZ31 為材料，在不同溫度下實驗並 獲得其機械性質及成形性。
在 FLD 的研究方面，Hosford[28]說明成形極限實驗的原理、實 驗方法及如何量測結果及其意義。Naka[29]等人求得鎂合金的成形極 限圖，並研究其與溫度、成形速率的影響。顯微結構部份、拉伸性質 與成形性參數也已研究。比較薄板金屬求取成形極限圖的值，並由成 形實驗得到AZ31B-O 之應變分佈。在 FLD 中，拉伸性質及成形性參 數有著相互關係。
22 鎂合金之應用
鎂合金作為工業用材料已經超過了80年以上，最初用於製造在西 元1808年[30]，且在西元1833年就可用電解還原法製造[31]，在第一、
二次世界大戰時因軍事用途而大量生產，早期用於航太材料，但因其 價格昂貴、活性太大、抗腐蝕性不佳等等不良的性質，要用於民生及 結構性材料則成果不彰。而鎂合金在工程上的應用均添加合金元素來 進行強化，一開始添加鋁(aluminum)及鋅(zinc)。鑄造用Mg-Al-Zn合 金在一次世界大戰中被德國廣泛地使用，後來又添加少量的錳
(manganese)改善其腐蝕問題，二次大戰後又開發出許多新型合金。近 年來隨著技術的改革、進步，鑄造成為鎂合金主流的生產方式，西方
15
國家將鎂合金大量用於汽車零件上[32-34]，而日本則在3C產品上將 鎂合金應用的淋漓盡致，鎂合金遂蔚為一股潮流，有著相當驚人的發 展。
23 鎂合金之符號及其意義
依照ASTM(American Society for Testing and Materials)之規範 [35]，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AZ31-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。
24 添加元素對鎂合金之影響
2-4.1 鋁元素的影響
1. 鋁為鎂最有效的添加元素，具有使強度及硬度均增加之功 效。
16
2. 由Mg-Al二元相平衡圖可得知，如圖2.1[38]，得知添加鋁可 使鎂合金二元相凝固範圍加大。
3. 析出強化為添加鋁的主要強化機構，主要的析出相為 Mg17Al12化合物，在固溶及時效處理之後有明顯的強化作用 [35]。
2-4.2 鋅元素的影響
1. 添加鋅主要是為了減少鎂合金腐蝕的發生，並有去除雜質 的作用[36]，因其可減少鐵、鎳的固溶量。
2. 鋅的添加量增加，可降低鎂合金的熔點，並增加凝固範圍 [37]。
25 鎂合金之熔煉
由於鎂合金非常容易氧化，形成一疏鬆的氧化膜，其防止合金繼 續氧化的能力差，若合金溶液與大氣中之水氣、氧氣、氮氣發生反應，
將形成難熔於鎂合金溶液的MgO、Mg3N2等化合物。因此，熔煉時防 止鎂合金氧化是一重要課題，主要有兩種方法用來保護液態鎂合金熔 體：
1. 熔劑保護 2. 氣體保護
17
但用熔劑保護通常會有一些問題
1. 氟鹽和氯鹽在高溫下易產生有毒氣體並揮發至空氣中，如 HF、Hcl等。
2. 由於熔劑的密度較鎂液為大，部分的熔劑會隨鎂液進入模 具中。
3. 熔劑揮發形成的有毒氣體，也會隨鎂液而進入合金中，形 成合金材料的腐蝕源，降低使用壽命。
所以目前多數廠家都使用氣體保護來阻止鎂液之持續氧化，且多 使用SF6乾燥氣體，在表面形成緻密且連續的保護膜。SF6具無毒、低 濃度保護好、設備簡單等優點，SF6雖不是有毒氣體，但為一溫室氣 體，其溫室效應為二氧化碳的22000倍，且全世界鎂工業所排放的SF6
約佔一成，京都議定書也明確要求SF6減量，未來可能停止其使用。
現有另一保護氣體HFC-134a，一般用於冷凍空調之冷煤，無毒、
無腐蝕性、不易燃，最重要的是對臭氧層並無影響，價格為SF6之1/3，
且能將鎂燃燒時產生的火焰撲熄，著實有著很大的潛力。
26 鎂合金之壓鑄
現時使用壓鑄法的生產方式可說是增加的相當的快速，在 1997
18
年所有的鑄造方法中，鎂合金的產品幾乎有 81%是以壓鑄法生產的。
壓鑄法生產主要有下列之優點:
1. 高生產速率 2. 高精密度 3. 表面度優良
壓鑄指的就是將熔融態的合金以高壓及高速充入壓鑄模具內，接 著急速冷卻的一種鑄造方式。壓鑄法共分為冷室壓鑄與熱室壓鑄。壓 鑄法有下列幾項特性:
1. 高速充填
由於熔融的金屬以高速通過澆口，使金屬成霧狀噴灑出，當霧狀 微粒接觸到較低溫之模具表面會立刻固化形成平滑的緻密層。也因為 速度很快足以填充薄壁，所以壓鑄法也可以用來製造薄壁鑄件。
2. 高壓
當熔湯進入模穴之後，壓鑄機會持續給予壓力，熱室機壓力大約 為70~350 ㎏/㎝2，冷室機壓力通常為300~1100 ㎏/㎝2。
3. 充填時間短、冷卻速度快
大約幾十毫秒的時間就可以將整個模穴填充完畢，且因為壓鑄法
19
採用金屬模具，且高壓導致鑄件與模壁接觸更好使得熱傳效果好，有 助於冷卻。冷卻速度快可讓鑄件產生晶粒細化的效應，並且避免偏析 (segregation)狀況出現，此有助於提升機械性質。且熔湯冷卻時間快，
這使得壓鑄法適於大量生產鑄件。
壓鑄過程因為有上述的特點，所以具有生產性高、鑄件精密、表 面性質佳、機械強度高等諸多優點。但是壓鑄法是將熔湯高速射入模 穴，在射入過程中會有空氣進入，常常造成氣孔缺陷，降低機械強度，
因此壓鑄件通常不做結構件用。
冷室壓鑄法
冷室壓鑄法的熔煉爐與壓鑄機分離，熔湯以進料裝置送入射料套 筒內，再利用柱塞以高壓力壓入模穴中，等到熔湯凝固之後頂出，一 般適用於鑄造較大之鑄件。由圖2.2所示，可了解冷室壓鑄機之基本 構造。
熱室壓鑄法
熱室壓鑄法的熔解爐裝置在壓鑄機本體內，熔湯以浸漬於爐內熔 湯的注射缸之壓力將熔湯經鵝頸管送入模穴中，於熔湯凝固後頂出。
通常用來鑄造較小以及壁厚較薄之鑄件，所需壓力也較冷室壓鑄法為 小。由圖2.3所示，可以瞭解熱室壓鑄機的基本構造。
20
由上所述，可知這兩種壓鑄方式的異同處為熱室壓鑄機的熔煉爐 與射出裝置合而為一，是為最主要的差異。如此一來，熱室壓鑄機對 於熔湯的射出溫度也能掌控的更加精確，也有較大的生產速度。此 外，冷室壓鑄法所需要的壓力較大，壓鑄件也為熱室壓鑄法為大。
壓鑄製品的缺陷
壓鑄件的缺陷大致有:尺寸、內部、表面缺陷等，壓鑄件發生缺 陷的原因，常與壓鑄件、壓鑄模具的設計、壓鑄機的性能、以及製程 的設定有關係。
上面所列的各種缺陷各有使其發生的重要原因，因此，若要減少 上述缺陷的發生，則要探究其發生的原因，再加以改善及預防，如此 才能真正有效提升壓鑄件的良品率。
27 鎂合金之擠製
熔煉後之圓錠若要擠製成板材，可選擇直接擠製(Direct Extrusion) 如圖2.4，或間接擠製(Indirect Extrusion)如圖 2.5
，直接擠製有著較寬的板幅，寬度最大可相當於圓錠之直徑，缺點是 厚度不均勻；而間接擠製則受限於模罩之尺寸，直徑8 吋(200mm)之 鑄錠擠出之板材僅達140mm 寬。目前階段，若成品尺寸大於 140mm 寬可使用直接擠製，窄板幅板材則使用間接擠製為佳。此外，若採用
21
直接擠製也可用擴充模具的方式得到較寬的板片，但尚有周邊填充性 不佳，後續軋延時板片易有邊裂現象的缺點在，固通常擠製板寬以不 超過鑄錠直徑為佳。值得一提的是一般HCP 鎂合金擠形時，材料表 面與模具的摩擦係數太大容易造成材料表面灼傷的現象，解決之道為 降低擠製時的速度即可。
28 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
方向相反的滾輪，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。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 扁平狀；但因為再結晶作用，使晶粒立刻重新組成細小晶粒，於是軋 延可增進板件之機械性質，如圖2.6 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。最早應用二重式機組，但這種形式加
22
工效率不高，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，而發展出各種不同數目滾輪 組合之機組，如圖2.7 所示
29 引伸(Drawing)
引伸實驗如圖2.8所示。在引伸變形過程中，板片外圍部份因受
到圓周方向的壓力，直徑會變小。為了避免板片展生皺摺的現象，板 片夾持座須提供足夠的壓力挾持板片，但是，壓力也不能過大而阻礙 板片向模具內的移動。由引伸實驗可以獲得材料的極限引伸比(Limit Drawing Ratio，LDR)。以數種不同直徑之圓形板片試樣，在相同條 件下進行引伸實驗，得到不發生破裂之最大板片直徑，將此直徑除以 沖頭直徑所得之值稱為極限引伸比。亦即，LDR是板材引伸時不發生 缺陷，所能引伸的最大胚料尺寸與沖頭尺寸的比值。LDR越大表示其 引伸性越好。LDR與材料性質、模具及沖頭幾何形狀、成形溫度、潤 滑狀況…等有關，目前一般引伸性良好的金屬薄板其LDR約在1.8~2.2 之間。
210 成形性參數
所謂成形性(Formability)是指金屬材料以塑性變形(Plastic
23
Deformation)方式製作零件的難易度。金屬材料通常以強度及延展性 來評估其成形性；強度代表材料本身抵抗變形的能力，延展性則顯示 材料在破裂前可能達到塑性變形的程度。影響材料成形性的因素包括 材料特性、變形時所受的應力或應變狀態、溫度、應變速率及板片厚 度等。
2-10.1 拉伸試驗
拉伸實驗根據ASTM E8M及ASTM E 517之規範執行，試片取與 軋延方向成0 、45 與90 等三個方向。由ASTM E8M之規範可以 獲得材料的降伏強度、抗拉強度、延伸率及應變(或加工)硬化係數 (Strain or Work Hardening Exponent, n)，而ASTM E 517之規範則可獲 得材料的異向性參數(Anisotropic Parameters)。
由 拉 伸 實 驗 可 以 獲 得 金 屬 薄 板 片 的 成 形 性 參 數 (Formability Parameters)；成形性參數包括加工硬化係數、塑性應變比值(Plastic Strain Ratio, r)、平均塑性應變比值(Average Plastic Strain Ratio, r)及 平面異向性(Planer Anisotropy, Δr)。
金屬材料因變形而產生強度增加的現象稱為應變硬化，應變硬化 之特性可以用真應力-真應變(True Stress-True Strain)關係來表示：
Kεn
σ =
24
式中σ為真應力，K為材料常數，ε為真應變，n為應變硬化係數。通
常金屬材料之n值越高，所能承受伸張(Stretching)變形之能力會越 好，所以，以伸張成形方式製作之零件；例如手機外殼、筆記型電腦 外殼…等，其材料需除了需要具有良好延展性外，也應具有較高的應 變硬化性質。
塑性應變比值是指在拉伸試驗中，試片寬度方向應變與厚度方向 應變的比值，r值越大表示變形過程中，材料抵抗變薄的能力較強，
也可能具有較大的延伸率。通常薄板材是經輥軋(Rolling)的製程，尤 其是以冷輥軋的方式製作，軋延後之板材大部分都有方向性；在平行 軋延方向、垂直軋延方向及其他方向之r值不會相同。所以，塑性應 變比值往往以平均塑性應變比值r來評估其成形性。平均塑性應變比 值可以下式表示：
4 2 45
90
0 r r
r = r + +
式中r0、r45與r90分別為0 、45 與90 方向之塑性應變比值。r值的
大小會影響薄板的引伸能力(Drawability)。一般而言，材料具有較大 的r值，代表會有較佳的引伸能力，材料在變形時，其寬度方向的應 變會比厚度方向的應變為大。
軋延材料的異向性對成形性的影響又可以平面異向性表示：
25 2
2 45
90
0 r r
r=r + −
Δ
Δr值的大小影響引伸(Deep Drawing)時皺耳(Earing)產生的狀態。Δr值
不論是正值或是負值，數值越大產生皺耳的現象就會越嚴重，只有當 Δr值為零時沒有皺耳現象出現。基本上，引伸製程中是希望皺耳的產 生越少越好。由於皺耳部分需要被切除而成為廢料，皺耳產生的嚴重 性會影響零件成本。
211 成形極限圖(FLD)
2-11.1 伸張彎曲實驗(Stretch Bend Test)
伸張彎曲實驗與引伸實驗的方式類似，如圖 2.9 所示，主要的差
異在沖頭的形狀與板片夾持的作用。在伸張彎曲實驗中，沖頭為圓錐 狀，板片必須夾持固定，實驗過程中，夾持部分不能產生移動現象。
伸 張 彎 曲 實 驗 可 以 得 到 薄 板 材 的 成 形 極 限 圖(Forming Limit Diagram，FLD)，如圖所示。FLD 代表在薄板平面內的兩個主應變相 互作用下，某一區域發生減薄時，可以獲得的最大應變量，是評估薄 板成形性之簡便與直接的方式。
26
板材成形極限是根據實驗之結果作定量之分析，成形極限會受到 應力的狀態(Stress State)、溫度及應變速率等因素的影響。一般而言，
在塑性成形的過程中，拉應力所造成的影響較壓應力為嚴重，如果應 力狀態能夠維持為壓應力，則可增加其成形極限；較高之溫度應有利 於成形極限，但是，必需考慮到晶粒成長所可能造成之負面效果；較 高之成形速率通常是會降低成形極限。成形極限圖中共分為兩個區 域，極限圖中是以局部頸縮或是材料破裂做為分界點，當板片成形過 程之應變狀態位於曲線之下半部時，表示為可允許的成形條件。當應 變狀態位於曲線之上部時，表示為無法成形的條件。
2-11.2 成形極限圖之建立
首先在板片表面以化學蝕刻的方式(Chemical Etching)，蝕刻上直
徑d0 的圓形網格；如圖 2.10 所示。在塑性變形的過程中，這些網格 會因變形而成為橢圓形或較大之圓形。分別良取變形元之主應變及次 應變之直徑d1及d2，根據量測的結果，利用下式計算變形之應變：
真應變(True Strain)
主應變(Major Strain)： ε1 =ln(d1/d0) 次應變(Minor Strain)： ε2 =ln(d2/d0) 或
27
工程應變(Engineering Strain) 主應變： e1=(d1−d0)/d0 次應變： e2 =(d2 −d0)/d0
將計算後之應變，以主應變對次應變的方式繪於座標圖上，及可得到 相關板片的成形極限圖，例如圖2.11。
本項工作主要探討應變速率、溫度及異向性對成形極限圖的影響。測 試條件包括：
1. 應變速率：初始夾頭速率 6 mm/min、30 mm/min 2. 溫度：室溫、250℃
3. 成形極限圖繪製
2-11.3 成形性參數與成形極限圖之關聯性分析
在成形極限圖橫軸部分以應力狀態區分為兩個部份，在短軸應力 為正的部份；也就是成形極限圖的右方，代表板片變形時所承受到的 是 雙 軸 向 拉 伸 應 力 ， 這 個 區 域 顯 示 板 片 材 料 變 形 時 的 伸 張 性 (Stretchability)。就材料機械性質而言，應變硬化係數與伸張性有關。
通常金屬材料之 n 值越高，所能承受伸張變形之能力會越好，但是，
應變硬化性質高也有可能導致延展性降低，而降低材料的伸張性。所 以，探討應變速率及溫度對應變硬化係數及伸張性之影響，是本項工
28
作主要課題之ㄧ。以伸張成形方式製作之零件，其材料除了需要具有 良好延展性外，也應具有較高的的應變硬化性質。另外，塑性應變比 值也與材料變形能力有關，r 值越大表示材料抵抗變薄的能力較強，
也可能具有較大的延伸率；因此，也必需探討應變速率及溫度對材料 異向性及伸張性的影響。
成形極限圖左方的區域代表板片在變形時所承受的是單向拉伸 應力，這個部份則主要與材料的引伸性有關；而材料的引伸性會受到 塑性應變比值大小的影響。因此，應變速率及溫度對異向性的影響，
也同時會對材料的引伸性造成影響。這項關係也是本項目需要探討的 另一主題。
29
第三章 實驗設備與步驟
31 實驗材料
本實驗中使用之板材為 MEL 公司所提供之 AZ31B-O 材，板片 的厚度為0.6mm。
32 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，如圖 2.12 所示。共有 5X、10X、20X、50X、
80X 等 5 種倍率之物鏡，目鏡為 10X，另可配合 CCD 拍攝影像。
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，如圖2.13。
3. 沖壓模具
本實驗所使用之模具示意圖如圖2.14，為一 FDAC 預硬高強度熱 作模具鋼模具。
4. 蝕刻機
圖為美國Martornics 公司生產之 Etch-O-Matic 蝕刻機如圖 2.15，
30
利用圖2.10 所示之網格來作電化學腐蝕，可於試片表面蝕刻出整 齊排列之網格，作為實驗分析之用。
5. 研磨機、拋光機。
6. 潤滑劑。
33 實驗步驟
3-3.1 實驗流程
實驗流程圖如圖 2.16 所示
3-3.2 金相
觀察金相之前，先將試片切取至適當大小，再經過鑲埋、研磨(砂
紙號數為：#600、#800、#1000、#1200、#1500)、拋光(氧化鋁粉：1μm、
0.05μm)，緊接著用腐蝕液腐蝕(5g 苦味酸+20cc 醋酸+95cc 酒精)，再 用光學顯微鏡觀察。
將 AZ31 薄板片三個方向取適當大小作成金相試片，觀察其顯微 結構。
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。
31
3-3.3 拉伸試驗
1. 將AZ31鎂合金薄板片分別依平行軋延方向(00)，與軋延方向成 450，垂直軋延方向(900)裁切成ASTM E8M標準規範之拉伸試 片。
2. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在室溫下 並以6mm/min之拉伸速率進行拉伸，並繪製應力-應變曲線圖。
3. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在室溫下 並以30mm/min之拉伸速率進行拉伸，並繪製應力-應變曲線圖 4. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在2500C
下並以6mm/min之拉伸速率進行拉伸，並繪製應力-應變曲線 圖。
5. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在2500C 下並以30mm/min之拉伸速率進行拉伸，並繪製應力-應變曲線 圖。
6. 計算AZ31B-O材拉伸試片之加工硬化指數(n值) 7. 實驗數據分析並探討成形性參數。
3-3.4 成形參數實驗
1. 將AZ31鎂合金薄板片分別依平行軋延方向(00)，與軋延方向成
32
450，垂直軋延方向(900)裁切成ASTM E517標準規範之拉伸試 片
2. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在室溫下 並以6mm/min之拉伸速率進行拉伸，並量測材料之塑性應變率 (r值)。
3. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在室溫下 並以30mm/min之拉伸速率進行拉伸，並量測材料之塑性應變 率(r值)
4. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在2500C 下並以6mm/min之拉伸速率進行拉伸，並並量測材料之塑性應 變率(r值)。
5. 分別將00、450、900之AZ31拉伸試片利用拉伸試驗機在2500C 下並以30mm/min之拉伸速率進行拉伸，並並量測材料之塑性 應變率(r值)
6. 以塑性應變率計算出平均塑性應變率和平面異向性。
7. 實驗數據分析並探討成形性參數。
3-3.5 成形極限實驗
1. 模具之設計和製作。
33
2. 將AZ31鎂合金薄板片裁切成適當尺寸(10cm X 10cm)。
3. 將裁切好的板片，利用電化學蝕刻，刻出直徑2.54mm之排列 整齊的小圓形。
4. 將10cm X 10cm之試片依平行軋延方向裁切成10cm X 1cm、
10cm X 2cm、10cm X 3cm、10cm X 4cm、10cm X 5cm、10cm X 6、cm10cm X 7cm、10cm X 8cm、10cm X 9cm與原尺寸 (10cm X 10cm)作為實驗的第一組。
5. 將10cm X 10cm之試片依垂直軋延方向裁切成10cm X 1cm、
10cm X 2cm、10cm X 3cm、10cm X 4cm、10cm X 5cm、10cm X 6、cm10cm X 7cm、10cm X 8cm、10cm X 9cm與原尺寸 (10cm X 10cm)作為實驗的第二組。
6. 裁切過後之薄板片，分別在機台上對準模具中心並用壓板固 定在模具上，再用扭力板手鎖緊模具。若效果不好，則在試 片表面塗上一層潤滑劑。
7. 啟動拉伸機，並分別在室溫、250℃下作沖壓，直至板片破裂 為止。
8. 量測試片上破裂處最近之三點的網格變化，包括了長軸方向 d1和短軸方向d2的值，並算其主應變和次應變。
9. 將以上數據繪製成成形極限圖。
34
10. 實驗數據分析、整理與討論
35
第四章 結果與討論
41 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=
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。
AB31B-O 不同角度之拉伸試片在室溫下以不同夾頭速率拉伸結果見 表4.1 和 4.2。而 4.3、4.4 為 AZ31B-O 在 250℃之拉伸結果。
4-1.1 以沿軋延方向來探討拉伸結果
圖 4.1 和圖 4.2 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在室溫下分別以 6mm/min 和 30mm/min 的拉伸速率進行拉伸之工程應力-應變曲線，
係以不同方向為變數繪圖。以此兩種速率下進行拉伸試驗，結果顯示 與軋延方向呈00之試片延展性最佳，其次為與軋延方向呈450之試 片，與軋延方向呈900之試片延展性最差，但差異性不大(5%)。在抗 拉強度方面，均是以與軋延方向呈 900為最大，且強度的差異性更小，
36
不超過2kg/mm2。由以上之應力應變曲線可以推估AZ31B-O 在室溫 下無明顯的方向性。
圖 4.3 和圖 4.4 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在 2500C 下分別 以6mm/min 和 30mm/min 的夾頭速率進行拉伸之工程應力-應變曲 線，係以不同方向為變數繪圖。在較高夾頭速率下(30mm/min)的應力 -應變曲線與在室溫的結果大致一致，平行軋延方向延展性最佳，垂 直軋延方向的抗拉強度值最大，但各方向間的差異性不大。比較不同 的是在低夾頭速率(6mm/min)進行拉伸時，本來在與軋延方向垂直之 試片均是有較差之延展性，但結果不然，這次在低夾頭速率(6mm/min) 下，有著較優於另外兩個方向的延展性，且抗拉強度仍為最佳。
由以上的結果可知，若以沿軋延方向來探討拉伸結果，可能不會 有太大的差異，可能是因為材料為經過熱處理之O 材，使其方向性 的差異無法明顯地彰顯出來。
4-1.2 以應變速率來探討拉伸結果
圖 4.5 至圖 4.7 為 AZ31B-O 薄板片各角度之試片在室溫下分別以 6mm/min 和 30mm/min 的夾頭速率進行試驗，其工程應力-應變曲線 圖係以不同應變速率為變數繪之。結果顯示AZ31B-O 薄板片隨著夾 頭速率的增加，其延展性小幅度的降低，在夾頭速率6mm/min 下各
37
方向之延伸率約為20%~22%，而在夾頭速率 30mm/min 下延展性則 為17%~19%，降低的幅度並不大。值得一提的是在較高夾頭速率下 進行拉伸，相較於較低的應變速率並無明顯更優異的加工硬化效應，
且抗拉強度也相去無幾(1 kg/mm2~2kg/mm2)，但值得一提的是，這是 在夾頭速率差了5 倍之下的結果，這顯示著 AZ31B-O 在室溫下可藉 由提高應變速率來增加產能。
圖 4.8 至圖 4.10 為 AZ31B-O 材薄板片各角度之試片在 250℃下 分別以6mm/min 和 30mm/min 的夾頭速率進行試驗，其工程應力-應 變曲線圖係以不同夾頭速率為變數繪之。而AZ31B-O 材薄板片在高 溫下隨著夾頭速率的增加，其在與軋延方向呈00與 450方向之試片竟 反而有增加的現象，與室溫的結果不太一樣，這可能是在高溫下拉 伸，溫度的效應反而大於應變速率的效應所致。另一方面，由圖4.8 至圖4.10 可以很明顯地看出應變速率的增加使材料有明顯的加工硬 化的現象產生。在前面部分的論文中並沒有特別提到加工硬化效應，
是因其在室溫中本來就有加工硬化的出現，然而在高溫中以夾頭變速 率拉伸，可由圖4.3 得知沒有加工硬化的效應發生，加工硬化不佳代 表著薄板片容易在成形時因局部頸縮的情況下造成破裂，應力-應變 曲線在過降伏點之後均呈現一路下滑之趨勢，但由圖4.4 可得知在高 夾頭速率下進行拉伸，試片仍是有加工硬化的現象，且強度比低夾頭
38
速率下還高，由此可知，在高溫下提升應變速率應是一較好的選擇。
以上由拉伸時之應變速率來探討，若不探討成形性只針對機械性 質來說，可發現不論是在高溫或在室溫中，提升AZ31B-O 拉伸時之 應變速率皆有不錯的效果，尤其是在高溫中。這算是一很重要的結 果，畢竟在業界在乎的就是產能，而應變速率又與產能有非常直接的 相關，利用提高應變速率來使生產速度大大的增加。
4-1.3 以溫度來探討拉伸結果
圖 4.11 至圖 4.16 為 AZ31B-O 材薄板片各角度之試片在室溫和 250℃下分別以 6mm/min 和 30mm/min 的拉伸速率進行試驗，其工程 應力-應變曲線圖係以不同溫度為變數繪之。
顯而易見的，AZ31B-O 隨著溫度的增加，其抗拉強度亦隨之降 低。在室溫時，AZ31B-O 之抗拉強度約 24~26kg/mm2，但在250℃時，
抗拉強度僅6~10kg/mm2，為室溫的 1/3，由此可知 AZ31B-O 不適合 在高溫環境下使用，因其較差的抗拉強度，尤其鎂合金是一種結構用 金屬，若在高溫下使用可能有一定的危險性存在。但AZ31B-O 在室 溫時之延展性約為20%，在室溫下拉伸 AZ31B-O 薄板片顯現出中等 的延伸率，這也代表著AZ31B-O 沒有在引伸(deep drawing)的製程中 佔到優勢，但在2500C 下時延展性成長到約為 2 倍的 40%，所以也有
39
可能可以藉由在高溫來提高其成形性，須由後續的成型極限的實驗來 驗證。
42 成形性參數
本研究所介紹的成形性參數主要是有加工硬化指數(n)、塑性應 變率(r、為材料寬度的應變和厚度的應變之比值)也代表著材料抵抗變 薄的能力、正向異向性或是稱為平均塑性應變率(r)和平面異向性(Δr) 可由 r 值計算得出，而 n 值可由材料之真應力-應變曲線過降伏點後 之斜率求得，合金的 n 值愈高會有愈高的伸張力[39，40]。
表 4.5 至表 4.7 顯示出了在各種溫度時和不同夾頭速率下的成形 性參數。r值可以影響極限深抽率(LDR) [41]。極限深抽率是胚料可 以深抽至最大且不會破裂的前提下，胚料的直徑和沖頭直徑的比值。
若是板片的r值愈大，則表示著材料有愈好的深抽性。而材料的Δr 值 則是影響突耳率(earing)，而突耳是不良的現象，因為突耳的部分需 要裁切而成為廢料。
然而材料的成形性並不是可輕易單單由成形性參數來決定，輔以 一些基本的材料機械性質如材料的延伸率、降伏強度和抗拉強度等 等，或許能協助判斷材料是否會有好的成型性。
40
4-2.1 室溫中低應變速率之成形性參數
在室溫中且夾頭速率為 6mm/min 時，材料的加工硬化指數沿軋 延方向 900為最小，00最大。其平均之加工硬化指數為 0.206，一般 的加工硬化指數指出 AZ31B-O 在室溫低應變速率時伸張性較差。儘 管 AZ31B-O 在室溫低應變速率時的r值達到 2.24，但因為其中等的 延展性使它沒有很好的深抽性。平面異向性(Δr)也存在著較大的負值 達到-0.24，大的負Δr 值也指出 AZ31B-O 在進行深抽時會有高的突耳
率。以上結果顯示 AZ31B-O 在室溫低應變速率下的 n 值僅有 0.206 其具有較一般的伸張力，並不特別突出。
4-2.2 室溫中高應變速率之成形性參數
在室溫中且夾頭速率為30mm/min 時，材料的加工硬化指數沿軋 延方向900為最小，00最大，與低應變速率時略有差異。其平均之加 工硬化指數為0.231，稍佳的加工硬化指數顯示 AZ31B-O 在室溫高應 變速率時可能具有較佳的伸張性。雖然 AZ31B-O 在室溫高應變速率 時的r值達到1.81，但因為其中等的延展性使它沒有很好的深抽性。
平面異向性(Δr)也存在著較大的負值達到 0.199，大的負Δr 值也指出 AZ31B-O 在進行深抽時會有高的突耳率。總和來說 AZ31B-O 的 n 值
41
雖有 0.231，但受限於延展性，指出其較一般的伸張力，與低應變速 率時結果差異不大。
由成形性參數如加工硬化指數和平面異向性指出 AZ31B-O 在室 溫 下 沒 有 好 的 深 抽 性 和 一 般 的 伸 張 力 ， 而 中 等 的 延 展 性 也 使 AZ31B-O 沒有在深抽中較具優勢。
4-2.3 高溫中低應變速率之成形性參數
在 2500C 中且夾頭速率為 6mm/min 時，材料的加工硬化指數沿 軋延方向900為最小，00最大。因為高溫的緣故，其平均加工硬化指 數為0.066，相當差的加工硬化指數指出 AZ31B-O 在 2500C 低應變速 率時可能不會有非常好的伸張性，雖然有著不錯的延展性。雖然 AZ31B-O 在 2500C 低應變速率時的r值達到1.27，但因為其延展性使 它可能有不錯的深抽性。平面異向性(Δr)也存在著稍大的負值達到 -0.151，大的負Δr 值也指出 AZ31B-O 在進行深抽時會有一定的突耳 率。AZ31B-O 的 n 值僅有 0.066 指出其較差伸張力，但可能有不錯的 伸抽性。
42
4-2.4 高溫中高應變速率之成形性參數
在 2500C 中且夾頭速率為 30mm/min 時，材料的加工硬化指數沿 軋延方向 900為最小，00最大。其平均之加工硬化指數為 0.131，相 較於低應變速率，已經算是有所改善。加工硬化指數指出 AZ31B-O 在2500C 高應變速率時可能不會有非常好的伸張性，雖然有著不錯的 延展性。AZ31B-O 在 2500C 高應變速率時的r值達到 1.42，但因為其 延展性使它可能有不錯的深抽性。平面異向性(Δr)為一不錯的值 -0.051，小的Δr 值也指出 AZ31B-O 在進行深抽時突耳的現象能獲得 相當的改善。
表六也顯示出Δr 值隨著溫度增高而減少，但只有在高溫且高應 變速率下才達到不錯的數值。
整體來說，AZ31B-O 在室溫中雖有著不錯的r值和 n 值，但最後
還是受限於其本身的延展性，在伸張性和深抽中都無法有很好的表 現。而在高溫中，雖有著不錯的延展性，但偏低的n 值使其很有可能 在成形時造成材料變薄導致破裂，目前看來，提升材料在高溫成形時 的應變速率應可獲得改善。
43
43 成形極限試驗
圖 4.33 至圖 4.48 為 AZ31B-O 依平行方向裁切和依垂直方向裁切 在不同溫度和夾頭速率下進行沖壓之試片外觀圖。圖4.17 至圖 4.24 為AZ31B-O 依平行方向裁切和依垂直方向裁切在不同溫度和夾頭速 率下進行沖壓所繪製出的成型極限圖。以下為結果:
1. 在室溫平行軋延方向以低夾頭速率(6mm/min)進行沖壓，在雙 軸向拉伸區之極限主應變約為4.6%，極限次應變約為
10.8%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 11.8%，極限次 應變約為17.5%。
2. 在室溫平行軋延方向以高夾頭速率(30mm/min) 進行沖壓，在 雙軸向拉伸區之極限主應變約為9%，極限次應變約為 11%。
在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 18%，極限次應變約為 17%。
3. 在室溫垂直軋延方向以低夾頭速率(6mm/min) 進行沖壓，在 雙軸向拉伸區之極限主應變約為11%，極限次應變約為 16%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 19%，極限次應變 約為17%。
4. 在室溫垂直軋延方向以高夾頭速率(30mm/min) 進行沖壓，在 雙軸向拉伸區之極限主應變約為20%，極限次應變約為
44
20%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 25%，極限次應變 約為20%。
5. 在 250℃平行軋延方向以低夾頭速率(6mm/min) 進行沖壓，
在雙軸向拉伸區之極限主應變約為30.6%，極限次應變約為 22.4%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 37.5%，極限次 應變約為21.2%。
6. 在 250℃平行軋延方向以高夾頭速率(30mm/min) 進行沖壓，
在雙軸向拉伸區之極限主應變約為37-1%，極限次應變約為 27.2%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 61.9%，極限次 應變約為28.6%。
7. 在 250℃垂直軋延方向以低夾頭速率(6mm/min) 進行沖壓，
在雙軸向拉伸區之極限主應變約為24.5%，極限次應變約為 21%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 34.8%，極限次應 變約為25.6%。
8. 在 250℃垂直軋延方向以高夾頭速率(30mm/min) 進行沖壓，
在雙軸向拉伸區之極限主應變約為39.1%，極限次應變約為 30.6%。在拉伸-壓縮區域之極限主應變約為 67.8%，極限次 應變約為30%。
由於之前提過試片之方向性不明顯，所以只做溫度和應變速率的探
45
討。
4-3.1 以溫度來探討成形極限圖
1. 由圖 4.25 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 26%，極限次應變成長約為 11.6%。在拉伸-壓縮區域之極限 主應變成長約為25.7%，極限次應變成長約為 3.7%。
2. 由圖 4.26 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 28.1%，極限次應變成長約為 16.2%。在拉伸-壓縮區域之極限 主應變成長約為43.9%，極限次應變成長約為 11.6%
3. 由圖 4.27 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 13.5%，極限次應變成長約為 5%。在拉伸-壓縮區域之極限主 應變成長約為15.8%，極限次應變成長約為 8.6%
4. 由圖 4.28 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 19.1%，極限次應變成長約為 10.6%。在拉伸-壓縮區域之極限 主應變成長約為42.8%，極限次應變成長約為 10%
由以上結果可得之成長最多的皆為拉伸-壓縮區的極限主應變，
其次為雙軸向拉伸區的極限主應變，這是由於試片在高溫下的延伸率 比較好所致，但也不一定溫度高成形性就一定好，溫度升高時
46
AZ31B-O 的 n 值和r值會下降，這會造成金屬因過薄而破裂。
4-3.2 以應變速率來探討成形極限圖
1. 由圖 4.29 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 4.4%，極限次應變成長約為 1.2%。在拉伸-壓縮區域之極限主 應變成長約為6.2%，極限次應變成長約為-0.5%
2. 由圖 4.30 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 9%，極限次應變成長約為 4%。在拉伸-壓縮區域之極限主應 變成長約為6%，極限次應變成長約為 3%
3. 由圖 4.31 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 7.5%，極限次應變成長約為 4.8%。在拉伸-壓縮區域之極限主 應變成長約為24.4%，極限次應變成長約為 7.4%
4. 由圖 4.32 可得知在雙軸向拉伸區之極限主應變成長約為 14.6%，極限次應變成長約為 9.6%。在拉伸-壓縮區域之極限 主應變成長約為33%，極限次應變成長約為 4.4%
以上的結果可以得知高溫成形時增加應變速率要比室溫時效果 來的好非常多，這就可以從AZ31B-O 的成形性參數找出一些端倪。
室溫增加應變速率雖然n 值增加了，但也伴隨著r值的減少，且Δr 進
47
步的幅度也不大。反而是在高溫下增加應變速率，本來非常小的n 值 有倍數的成長，雖然仍不夠高，但r值也跟著提高，加上接近0 的Δr 值，使得高溫增加應變速率的效果非常明顯。
44 金相觀察
4-4.1 AZ31B-O 原材金相觀察
圖 4.62 為 AZ31B-O 之金相。由圖可算得此 MEL AZ31B-O 晶粒 尺寸約為5.2μm，可能具有超塑性的特性，且金相內可看出完整的雙 晶組織
4-4.2 拉伸試片金相觀察
圖 4.49 為拉伸至破斷之試片未腐蝕金相，可由圖中見到很多因 拉伸而產生的孔洞。圖4.50 至圖 4.61 為 AZ31B-O 各種角度分別在不 同溫度和夾頭速率下進行拉伸之拉伸試片金相圖。可由圖中看出晶粒 由大致小分別為低應變速率室溫拉伸、高變速率室溫拉伸、低應變速 率高溫拉伸、高變速率高溫拉伸。溫度和應變速率都會影響晶粒的大 小，但溫度對於晶粒的影響明顯的比應變速率來的大，且可觀察到高 溫拉伸之試片晶粒不像室溫拉伸試片晶粒有些微的往拉伸方向伸
48
長，呈現等軸晶的情況，這應是高溫拉伸使AZ31B-O 發生動態再結 晶所致。而在試片上無論是室溫或是高溫晶粒皆沒有明顯延軋延方向 排列的痕跡。
49
第五章 結論
在本研究中針對 AZ31B-O 材鎂合金的變形情況，以拉伸和沖壓 進行觀察。分析成形性參數和成形極限圖的關聯，以下是本研究的結 論:
1. AZ31B-O 材在室溫下具有較佳的加工硬化能力，但受制於有限的 延展性，使得AZ31B-O 材在室溫下的伸張力和沒有較佳的表現。
2. 根據實驗結果，室溫下 AZ31B-O 的r值並沒有大到足以表現出優 良的伸抽性，且大的Δr 值會導致突耳產生，這也代表著 AZ31B-O 在室溫下的伸抽性不佳。
3. n 值隨著溫度的上升而降低，這顯示 AZ31B-O 僅由升高溫度無法 對成形性有顯著的改善。
4. AZ31B-O 高溫下隨著應變速率的提升，n 值、r值均有增加的趨 勢，而Δr 值也隨之下降，意即增加 AZ31B-O 成形溫度且提高應 變速率，可能對於成形性有相當大的助益。
50
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，p. 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，p. 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), p. 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，p. 106。
6. Y. Kojima, “Project of Platform Science and Technology for
Advanced Magnesium Alloys”, Materials Transactions, 42, 7 (2001), p. 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，p. 28。
8. S. F. Su, J. C. Huang, H. K. Lin, and N. J. Ho, “Electron-Beam Welding Behavior in Mg-Al-Based Alloys”，Metallurgical and Materials Transactions A, 33A (2002), P.1461.
9. 張萬權，“台灣鎂合金在3C 產業應用生產現況”，金屬工業34 卷 3 期，2000 年5 月，P78~79
51
10. 蔡幸甫，”鎂合金在電子產品上的應用與產業概況”，工業材料，
152 期，1999 年8 月，pp.62-71
11. 蔡幸甫，”筆記型電腦應用鎂合金的幾個重大理由”，工業材料，
154 期，1999 年10 月，pp.116-120
12. 王建義，“鎂合金之環保化”， 工業材料186 期，2002 年，P125 13. 楊智超，“鎂合金材料之新發展方向”，工業材料186 期，2002 年，
P75~79
14. D. Magers and J. Willekens: “Global Outlook on the Use of Magnesium Die-Castings in Automotive Applications”, Proc.
Magnesium Alloys and Their Applications, ed. by B. L. Mordike and K. U. Kainer, Werkstoff-Information sgesellschaftmbH, Frankfurt, (1998), pp. 105 ~ 112.
15. B. Bark, C. Berk and E. Hauschel: “Magnesium
Die-Castings—Examples from a Supplier”, Proc. Magnesium Alloys and Their Applications, ed. By B. L. Mordike and K. U. Kainer, Werkstoff-Informationsgesellschaft mbH, Frankfurt, (1998), pp. 495
~ 500.
16. R. Decker, R. Carnahan, R. Vining, D. Walukas, S. LeBeau and N.
Prewitt: “Thixomolding Mg based alloys”, Proc. Magnesium Alloys and Their Applications, ed. by B. L. Mordike and K. U. Kainer, Werkstoff-Informationsgesellschaft mbH, Frankfurt,(1998), pp. 545
~ 550.
17. 曾寶貞, 工業材料 156 期 (1999) 153.
52
18. 陳錦修，“鎂合金在汽車工業之應用”，工業材料雜誌，186 期，
2002 年6 月，p. 148。
19. 林東毅，魏振仁，林義翔，“鎂合金時效行為之研究”，中國材料 科學學會論文集，2001。
20. 王建義，“鎂合金板材之壓型加工技術”，工業材料雜誌，170 期，
2001 年2 月，p.132。
21. M. H. Yoo, S. R. Agnew, J. R. Morris, and K. M. Ho, “Non-Basal Slip System in HCP Metals and Alloys: Source Mechanisms”, Materials Science and Engineering, 319-321 (2001), p. 87.
22. 邱垂泓，工業材料雜誌，190期，91年10月，pp. 164-168
23. 黃庭彬，張志坤，陳復國，鎂合金產業通訊，24期，2004年2月，
pp. 32-40。
24. B.L. Mordike , T. Ebert , Materials Science and Engineering , A302 (2001) , pp. 37-45.
25. F.K. Chen , T.B. Huang , C.K. Chang , International Journal of Machine Tools & Manufacture , Vol.43 , pp. 1553-1559 , 2003.
26. F.K. Chen , T.B. Huang , Journal of Materials Processing Technology , Vol.142 , pp. 643-647 , 2003.
27. I. Takano , H. Ohnuki , M. Kobayashi , Journal of Japan Insitute of light Metals , Vol.50 , No.9 , pp. 456-461 , 2000.
28. William F. Hosford , Robert M. Caddell , Metal forming - Mechanics and metallurgy , Prentice-Hall International , Inc. , 1993.
29. T. Naka , C. Torikai , R. Hino , F. Yoshida , Journal of Materials Processing Technology , Vol.113 , pp. 648-653 , 2001.
53
30. . Y. C. Le, A. K. Dahle and D. H. StJohn: “The Role of Solute in Grain Refinement of Magnesium”, Metallurgical and Materials Transactions A,Vol. 31A, (2000), pp. 2895 ~ 2906
31. I. J. Polmear: “Introduction: History, Production, Applications and Markets”, Magnesium and Magnesium Alloys, ed. by Michael M.
Avedesian and Hugh Baker, ASM Specialty Handbook, (1999), pp.3
~ 6.
32. 王文樑，“鎂合金與國外汽車”，金屬工業34 卷3 期，2000 年5 月，P58~65
33. 曾寶貞譯，“鎂合金在汽車零組件之應用動向”，工業材料160 期，
2000 年，P149~152
34. 蔡幸甫，”輕金屬產業發展狀況及商機”，工業材料，174 期，2001 年6 月，pp.77-83
35. ASM, “Magnesium Alloys”, Metals Handbook 9th Edition, Vol.6(1985), pp.425-434.
36. 賴耿陽, “非鐵金屬材料”, 新竹, (1998), pp.174-191.
37. 張永耀, “ 金屬熔銲學”, 徐氏基金會, 台北, 下冊 (1976),pp.134-170.
38. A. A. Nayeb-Hashemi and J. B. Clark, Phase Diagrams of Binary Magnesium Alloys, ASM International, Ohio, 1988.
39. Z. Marciniak, K. Kuczynski, and T. Pokora, Influence of the plastic properties of a material on the forming limit diagram for sheet metal in tension, Int. J. Mech. Sci., 15 (1973) pp. 789-805.
40. D. Ravi Kumar, A. Sen, and K. Swaminathan, The formability and
54
texture level of a recent automotive stamping grade AI-Mg-Mn alloy, J. Mater. Sci. Lett., 13 (1994) pp. 971-973.
41. E.M. Mielnik, Metalworking Science and Engineering, McGraw-Hill, Inc., New York, 1993, Ch. 11, pp 780-792.
