可攜式氫燃料電池儲氫氣瓶之設計與實作

國

立

交

通

大

學

工學院精密與自動化工程學程

碩士論文

可 攜 式 氫 燃 料 電 池 儲 氫 氣 瓶 之 設 計 與 實 作

Design and Implementation of Portable Hydrogen

Storage Cylinders for Hydrogen Fuel Cell

研 究 生：廖紹延

指導教授：周長彬 教授

可 攜 式 氫 燃 料 電 池 儲 氫 氣 瓶 之 設 計 與 實 作

Design and Implementation of Portable Hydrogen

Storage Cylinders for Hydrogen Fuel Cell

研 究 生: 廖 紹 延 Student : Shao-Yen Liao

指導教授: 周 長 彬 Advisor : Dr. Chang-Pin Chou

國 立 交 通 大 學

工學院專班精密與自動化工程學程

碩 士 論 文

A Thesis

Submitted to Degree Program of Automation and Precision Engineering

College of Engineering

National Chiao Tung University

in Partial Fulfillment of the Requirements

for the Degree of

Master of Science

in

Automation and Precision Engineering

May 2010

Hsinchu, Taiwan, Republic of China

可攜式氫燃料電池儲氫氣瓶之設計與實作

研究生：廖紹延 指導教授：周長彬 國立交通大學 工學院精密與自動化工程學程 碩士班

摘 要

傳統的發電方式中如天然氣、煤炭、核能等發電方式，所造成之 污染不容忽視，且產生之二氧化碳也同時使環境產生變化，致使溫室 效應日趨嚴重，因此如何減少二氧化碳的排放量，已成為一項艱難的 課題，使 得 燃 料 電 池 領 域 成 為 討 論 之 方 向 ， 進 而 促 使 氫 氣 儲 存 相 關 技 術 的 發 展 及 應 用 ， 亦 即 促 使 儲 氫 產 品 朝 著 精 密 化 、 輕 量 化 、 高 品 質 化 、 高 強 度 化 及 高 容 量 化 等 趨 勢 發 展 。 本 研 究 探 討 使 用 鋁 合 金 7075 (Al-Zn-Mg)作 為 氫 氣 瓶 之 材 料 ， 主 要 特 點 為 具 有 高 的 強 度 及 優 良 的 抗 腐 蝕 性 ， 同 時 採 用 鎢 電 極 惰 性 氣 體 電 弧 焊 (GTWA)進 行 填 料 銲 接 ， 且 利 用 田 口 實 驗 方 法 進 行 深 寬 比 、 熔 融 面 積 來 得 到 最 佳 參 數 ， 並 研 究 不 同 位 置 銲 接 狀 況 ， 同 時 於 銲 後 進 行 固 溶 處 理 +人 工 時 效 之 熱 處 理 ， 針 對 有 /無 填 料 之 銲 件 及 銲 後 有 /無 熱 處 理 之 機 械 性 質 中 的 拉 伸 、 硬 度 、 金 相 進 行 探 討 。 實 驗 結 果 在 3mm板 厚 試 片 以 田 口 實 驗 方 式 求 得 最 佳 銲 接 參 數 ， 並 由 此 參 數 進 而 衍 生 至 氣 瓶 之 銲 接 ， 最 後 採 用 上 蓋 銲 接 方 式 為 最 終 式 樣，並 經 由 水 壓 試 驗 結 果 可 達 20Kg/cm2_， 達 到 設 計 之 目 標 ， 且 經 由 銲 後 熱 處 理 後 ， 在 銲 道 微 硬 度 值 提 升 約 43%， 抗 拉 強 度 也 提 升 約 20%， 同 時 在 經 由 ER5356 填 料 銲 接 下 ， 整 體 機 械 性 質 也 優 於 未 填 料 之 銲 件 。

Design and Implementation of Portable Hydrogen Storage

Cylinders for Hydrogen Fuel Cell

Student：Shao-Yen Liao Advisor : Dr. Chang-Pin Chou

Department of Automation and Precision Engineering College of Engineering

National Chiao Tung University

ABSTRACT

Traditional ways of power generation such as natural gas, coal, nuclear and other power generation methods, the resulting pollution can not be ignored, and the generated carbon dioxide, also produced changes in the environment, resulting in worsening the greenhouse effect, so how to reduce carbon dioxide emissions has become a Item difficult issues, making the fuel cell area for discussion of the direction, so as to promote the development of hydrogen storage and application of related technologies, which is to promote hydrogen storage products towards precision, lightweight, high-quality, high strength-based and high-capacity and so on trend.

This study investigated the use of aluminum alloy 7075 (Al-Zn-Mg) as a hydrogen bottle of materials, main features of high strength and excellent corrosion resistance, while use of tungsten inert gas arc welding (GTWA) to fill welding, and Taguchi method aspect ratio, melting area to get the best parameters and welding conditions of different locations, while at the solution treatment after welding + artificial aging heat

treatment the mechanical properties of tensile, hardness, microstructure were discussed.

The results in the 3mm thickness of the specimen obtained by Taguchi method optimal welding parameters, and thus parameters and then derived from the welding gas cylinder, and finally with the ultimate style cover welding and hydraulic test results by up to 20Kg / cm , to achieve design goals, and by heat treatment after welding, micro-hardness of the weld, by approximately 43%, tensile strength also raise about 20%, while by ER5356 welding filler, the overall mechanical properties are better than not filling weldment.

誌 謝

本篇論文之可以順利完成，首先感謝指導老師周長彬教授的辛勤 地指導、悉心教誨與關懷，謹於此致上最誠摯的敬意及謝意。口試期 間承蒙各位口試委員的悉心指正及提供寶貴的意見，使本篇論文更加 完善，亦在此由衷感謝。 在研究期間，承蒙先進能源實驗室吳信達博士悉心指導論文研究 之規劃及燃料電池知識之傳授；另感謝銲接實驗室張進春博士在鋁合 金銲接製程參數及氣瓶銲接上的指導與協助；最後，感謝學長莊弘瑋 及同學吳東明在實驗設備使用上之指導及實驗流程之建議，使實驗能 順利進行，在此特予致謝。 最後要感謝時時給予我支持與鼓勵的父母及家人，使我在忙碌的 工作之餘能繼續不斷的追求新知並順利完成此論文。另外也要特別感 謝內人惠菁默默在旁給予我不斷的支持，妥善的照顧小孩，使我能無 後顧之憂的完成學業。父親隨時的詢問研究狀況，給予我持續研究之 推力及關懷，由於大家的支持與鼓勵，而使此篇論文及學業的順利完 成，是我獻給所有關心、幫助我的人最誠摯的喜悅分享。

目 錄

中文摘要---Ⅰ 英文摘要---Ⅱ 致謝---Ⅳ 目錄---V 表目錄---Ⅹ 圖目錄---XII 第一章 緒論---1 1.1 研究背景與動機---1 1.2 文獻回顧---2 1.2.1 鋁合金簡介---2 1.2.2 鋁合金的分類---2 1.2.3 7075 鋁合金介紹---5 1.2.4 鋁合金材料銲接特性---7 1.2.5 鋁合金之銲接組織---11 1.2.6 鋁合金銲接常見缺陷---16 1.2.6.1 銲接缺陷防治方法---16 1.2.6.2 鋁合金銲接時常見缺陷---17 1.2.6.3 銲接熱裂縫---20

1.3 研究方法與目的---35 第二章 理論分析---36 2.1 產品之設計規劃---36 2.2 銲接電弧之簡介---44 2.2.1 銲接電弧之結構---45 2.2.2 銲接電弧之溫度---46

2.3 GTAW(gas tungsten arc welding)銲接法---48

2.3.1 GTAW 之簡介---48 2.3.2 銲接電流性質---50 2.3.3 銲接參數---51 2.3.4 電流之選擇及其特性---51 2.3.5 銲接氣體之功用---55 2.4 田口式品質工程---55 2.4.1 田口品質工程簡介---55 2.4.2 田口品質特性---56 2.4.3 影響產品或製程績效的因子---58 2.4.4 直交表介紹---60 2.4.5 田口實驗分析法之步驟---62 2.5 氫燃料池---63

第三章 實驗設備及方法---70 3.1 實驗流程---70 3.2 GTAW 之設備---71 3.2.1 GTAW 主要設備---71 3.2.2 設備調整控制單元---72 3.2.3 其他銲接工具---73 3.3 實驗配置---74 3.3.1 實驗材料準備---74 3.3.2 試片銲接方法---76 3.3.3 最佳銲接參數的選擇---78 3.4 焊道外觀觀察---80 3.5 銲道截面觀察---80 3.6 銲道滲透深度與寬度量測---82 3.7 微硬度試驗---82 3.8 拉伸試驗---83 3.9 氣瓶罐體銲接---86 3.10 水壓試驗---87 3.11 銲後熱處理---88 第四章 結果與討論---89

4.1 平板銲接參數之探討---89 4.1.1 首次銲接實驗分析---89 4.1.2 L16 田口實驗分析---90 4.1.3 最佳化條件之探討---102 4.1.4 金相組織探討---104 4.2 對接銲接參數之探討---107 4.3 氣瓶之銲接設計---115 4.4 水壓試驗分析---118 4.5 微硬度試驗分析---120 4.5.1 有填料銲件之微硬度分析---120 4.5.2 無填料銲件之微硬度分析---121 4.6 拉伸試驗分析---122 4.6.1 有填料銲件之拉伸試驗探討---122 4.6.2 無填料銲件之拉伸試驗探討---125 4.7 金相組織分析---128 4.7.1 有填料銲件在銲道與熱影響區之金相組織---128 4.7.2 無填料銲件在銲道及熱影響區之金相組織---130 4.8 討論---132 第五章 結論與建議---134

參考文獻---135 附錄一 SGS 水壓試驗報告---140 附錄二 重量、加工法、價格比較---141

表 目 錄

表 1-1 鋁及其合金---3 表 1-2 鍛鍊用鋁合金之編號---4 表 1-3 鋁合金加工與熱處理條件記號表---5 表 1-4 7075 鋁合金之規範成份---6 表 1-5 7075-T6 鋁合金的機械性質---6 表 1-6 鋁合金材料銲接性分類---10 表 1-7 TIG銲缺陷的原因及其對策表---16 表 2-1各項金屬材料比強度之比較表---38 表 2-2 GTAW電流型式及特性---50 表 2-3 DCSP及DCRP比較表---52 表 2-4電流不穩定之原因及解決方法---53 表 2-5鎢棒尺寸與銲接電流容許範圍表---54 表 2-6品質特性與損失函數---58 表 2-7 L8(27 )直交表表示法---61 表 2-8 L8(27 )直交表實驗配置圖---61 表 2-9儲氫方式比較表---67 表 2-10無縫鋁合金複合材料、鋼製高壓鋼瓶檢查基準---68

表 3-2 7075 鋁合金之機械性質---75 表 3-3填料金屬成份表---76 表 3-4 L16(4 4 )直交表的實驗配置---79 表 3-5 L9(3 4 )直交表的實驗配置---79 表 4-1初次銲接結果解析---89 表 4-2實驗計劃要因配置表---90 表 4-3 L16(44 )實驗參數表---91 表 4-4 L16 直交表實驗數據與S/N比表---102 表 4-5 L16 直交表實驗展開之銲道熔透深寬比輔助表---103 表 4-6 L9(34 ) 實驗要因計劃配置表---107 表 4-7 L9(34 ) 實驗參數表---107 表 4-8 L9 直交表實驗數據與S/N比---114 表 4-9 L9 直交表展開之輔助表---114 表 4-10 氣瓶銲接參數---115

圖 目 錄

圖 1-1 非熱處理型鋁合金銲件銲接軟化機械性質變化曲線---9 圖 1-2 二元或三元鋁合金之共晶溶解溫度---12 圖 1-3 鋁合金成份對裂縫敏感性之影響---12 圖 1-4 鋁合金銲後熱影響區顯微組織圖---15 圖 1-5 銲件(含銲接金屬與母材)區域之劃分---15 圖 1-6 銲接熱裂縫的分類---21 圖 1-7 凝固熱裂綜合理論示意圖---23 圖 1-8 凝固熱裂示意圖---23 圖 1-9 τ 與θ 之關係---25 圖 1-10 兩面角與金屬液薄膜分佈之關係---25 圖 1-11 最高凝聚溫度在 Al-Si 合金的相圖---27 圖 1-12 熱影響區定義的示意圖---29 圖 1-13 液化龜裂與低延性龜裂示意圖---30 圖 1-14 二元相示意圖說明熱影響區在昇溫過程中液化的溫度---31 圖 1-15 析出物缺乏區熱裂示意圖---32 圖 1-16 合金含量對鋁合金熱裂縫敏感性的影響---34 圖 1-17 Al-Zn-Mg 合金中之 Mg 含量對裂縫生成之影響---34

圖 2-2 受內外壓力的厚壁圓筒---39 圖 2-3 圓胴平端板受內壓之情形---42 圖 2-4 簡支樑示意---42 圖 2-5 氣瓶本體尺寸設計圖---43 圖 2-6 電弧銲接基本原理---44 圖 2-7 惰氣鎢極電弧銲之電弧結構與電壓降的關係---45 圖 2-8 直流正極性電弧之示意圖---47 圖 2-9 鎢電極與鐵電極之電弧溫度分佈---48 圖 2-10 GTAW 銲槍示意圖---49 圖 2-11 氣體鎢極電弧銲接設備---50 圖 2-12 D.C. STRAIGHT POLARITY ---51 圖 2-13 D.C REVERSE POLARITY ---51 圖 2-14 焊道滲透之比較---52 圖 2-15 產品/製程參數圖---58 圖 2-16 燃料電池內部反應示意圖---64 圖 3-1 HOBART 銲接設備---71 圖 3-2 銲槍、台車、夾具等外觀---71 圖 3-3 銲接設備調整控制單元---72 圖 3-4 自走台車操作控制---72

圖 3-5 保護性氣體流量調整單元---73 圖 3-6 銲接工具---73 圖 3-7 銲接試片尺寸---74 圖 3-8 表面研磨前後之銲接試片---75 圖 3-9 3mm 不填料不開槽對接示意圖---77 圖 3-10 金相實驗之步驟及設備---81 圖 3-11 銲道形態量測示意圖---82 圖 3-12 Matsuzawa MHT-1 微硬度測定機---83 圖 3-13 硬度量測位置示意圖---83 圖 3-14 拉伸試驗片尺寸---84 圖 3-15 拉伸試驗片取樣位置示意圖---85 圖 3-16 INSTORN 850I 型萬能試驗機---85 圖 3-17 氣瓶罐體銲接式意圖---86 圖 3-18 氣瓶水壓試驗示意圖---87 圖 3-19 Nabertherm 高溫熱處理爐---88 圖 4-1 L16 直交表銲道外觀之影響---92 圖 4-2 L16 直交表銲道截面型態---95 圖 4-3 L16 直交表銲道熔融面積長條圖---101 圖 4-4 L16 直交表銲道深寬比長條圖---101

圖 4-5 因子效果圖---103 圖 4-6 截面金相組織---105 圖 4-7 等軸樹枝晶組織---105 圖 4-8 柱狀樹枝晶組織---106 圖 4-9 銲道裂痕組織---106 圖 4-10 L9 直交表銲道外觀之影響---108 圖 4-11 L9 直交表銲道截面型態---110 圖 4-12 L9 直交表銲道熔融面積長條圖---113 圖 4-13 L9 直交表銲道深寬比長條圖---113 圖 4-14 氣瓶上蓋---115 圖 4-15 氣瓶罐體---116 圖 4-16 上下本體接合法---116 圖 4-17 胴體側施銲---117 圖 4-18 上蓋側施銲---117 圖 4-19(a) 胴體側施銲銲道---118 圖 4-19(b) 上蓋側施銲銲道---118 圖 4-20(a) 10Kg/cm2_{壓力值下氣瓶狀況---119} 圖 4-20(b) 20Kg/cm2_{壓力值下氣瓶狀況---119} 圖 4-21 有填料銲件之有/無熱處理後微硬度變化曲線---120

圖 4-22 無填料銲件之有/無熱處理後微硬度變化曲線---122 圖 4-23 有填料銲件在有/無熱處理後之抗拉強度---123 圖 4-24 有填料銲件在有/無熱處理後之降伏強度---123 圖 4-25 有填料銲件之銲後熱處理拉伸試片結果---124 圖 4-26 有填料銲件之銲後無熱處理拉伸試片結果---124 圖 4-27 無填料銲件在有/無熱處理後之抗拉強度---126 圖 4-28 無填料銲件在有/無熱處理後之降伏強度---126 圖 4-29 無填料銲件之銲後熱處理拉伸試片結果---127 圖 4-30 無填料銲件之銲後無熱處理拉伸試片結果---127 圖 4-31 銲後熱處理之有填料金相狀況---129 圖 4-32 銲後熱處理之有填料銲道金相組織---129 圖 4-33 銲後熱處理之有填料銲件 HAZ 與銲道交界處金相組織---130 圖 4-34 銲後熱處理之無填料金相狀況---131 圖 4-35 銲後熱處理之無填料銲道金相組織---131 圖 4-36 銲後熱處理之無填料銲件 HAZ 與銲道交界處金相組織---132

第一章 緒論

1.1 研究背景與動機 在科技發達的今日，先進的科技往往也造成了許多的環境環保問 題，傳統的火力、石油、天然氣等發電方式，造成的二氧化碳使地球地 表溫度逐年上升，溫室效應日益嚴重；因此未來如何減少二氧化碳等溫 室氣體排放，已成為一項艱鉅的課題。欲解決以上所面臨的問題，燃料 電池技術在諸多能源替代技術選擇中脫穎而出，成為全球矚目的焦點。 至於氫燃料電池運用在汽車動力上，除了燃料電池本身之構造及電 路設計外，不外乎就是氫氣的儲存。一般汽/柴油動力之汽車使用油箱進 行燃料之儲存，所以油箱不可有洩漏之情況發生，至於以氫為燃料之動 力的燃料電池車，相同也需要一個儲存氫燃料之設備，因氫氣為易燃且 危險之氣體，所以對於儲存之容器要求甚高，如此該設備之製造成本相 對變高，目前儲氫之壓力容器大部分體積較大，除運用於汽車上，較無 法使用於可隨身攜帶之裝置上，所以對於體積較小之儲氫氣瓶，爾後在 燃料電池之運用上，具有舉足輕重之地位，因此本論文針對可攜式氣瓶 之設計進行探討及實作。

1.2 文獻回顧 1.2.1 鋁合金簡介 鋁密度 2.7g/㎝ 3 ，熔點 660℃，晶格為面心立方結構(FCC)，常溫常 壓下極易和氧反應形成緻密的氧化膜(Al2O3)，厚度約 2~2.5nm，即使被 刮除很快又形成一層薄膜。此氧化膜在銲接時雖然有害，但具有防蝕作 用，可阻止內部材料進一部被氧化[11，12] 。鋁重量輕，質軟加工容易，對 電及熱有良好的傳導性，延展性及抗蝕性佳且無毒性，故在工業上應用 極為廣泛。在鋁中添加銅、鎂、錳、矽及鋅等元素成為鋁合金，而鋁合 金富延展性，加工成型性良好，耐蝕性佳，質輕且比強度高，使其成為 航空工業、車輛工業及建築業上的重要材料[13] 。 1.2.2 鋁合金的分類 鋁可以藉添加銅、鎂、矽、錳及鋅等元素，組成各種特性之鋁合金， 其種類很多，且分類方法也相當多，如表1-1[14，15] 所示。一般鋁合金依製 造及成型方法的不同，可分為鑄造用鋁合金(Casting Aluminum Alloys) 及鍛造用鋁合金(Wrought Aluminum Alloys)兩大類[14，16]

表1-1 鋁及其合金[14，15]

此 兩 大 類 鋁 合 金 又 分 熱 處 理 型 鋁 合 金 (Heat-treatable Aluminum Alloys) 及非熱處理型鋁合金(Non-heat-treatable Aluminum Alloys)， 而熱處理型鋁合金又分自然時效硬化鋁合金(Naturally Aged Aluminum Alloys)及人工時效硬化鋁合金 (Artificially Aged Aluminum Alloys)

[14] 。 鍛 造 用 鋁 合 金 ， 依 據 美 國 鋁 業 協 會 (American Aluminum Association) 制定命名法則，鍛造用鋁合金可分為九大類，並以四位數 字編號來表示如表1-2[11，15] ，並在末位數字後面加上加工或熱處理條件之 代號[11, 15, 19] 。如表1-3[31] 所示，編號的第一位數字表示添加的主要合金元

素。第二位數字為0 表示原來合金，其它數字即表示不純物規定或添加微 量元素不同之改良合金。第三、四位數字表示不同化學成分之合金識別， 但1XXX 系之第三、四位數字係表示純度，例如1050、1070 分別表示該鋁 純度為99.5％、99.7％以上[11,15,31] 。 表1-2 鍛鍊用鋁合金之編號[11，15]

表1-3 鋁合金加工與熱處理條件記號表[31] 1.2.3 7075 鋁合金介紹 7075 鋁合金屬於熱處理型鍛造用鋁合金，主要合金元素為鋅及鎂， 其強度在鋁合金中屬於高強度等級。其強度主要來自固溶處理、淬火及人 工時效處理，經過處理之後，合金會產生穩定的MgZn2 及Mg3Zn3Al2 等析出

物，而強化此鋁合金 。若添加銅含量高至3%時，會使合金得到更高的強 度，但會降低其應力腐蝕裂縫的抵抗能力及使銲接性變差。若添加少量的 錳、鉻及鋯等元素，而可以改善應力腐蝕裂縫的抵抗能力[2、14] 。 7075 鋁合金發展於1943 年，主要添加的合金含量為：5.6%鋅、2.5% 鎂、1.6%銅、0.3%鉻。其規範成分如表1-4[3] 所示，係屬於鋁-鋅-鎂-銅系 之鋁合金，為目前廣泛應用於航空及軍事工業材料的高強度鋁合金，其機 械性質如表1-5[2] 所示。 表1-4 7075 鋁合金之規範成份[3] 表1-5 7075-T6 鋁合金的機械性質[2] 在7075 鋁合金的時效過程中，由過飽和的固溶體，逐漸隨時效而析 出平衡相η(MgZn2)，過程為：過飽和固溶體→G.P.Zone→η,(介穩相)→

η。由Thomas、Embury 和Nicholson 的研究指出G.P.Zone為圓盤狀、FCC 結構，而介穩相η,沿{111}基地平面形成薄板狀(Plate)析出物；η平衡

110＞方向成長之六方晶系結構。此外，存在7075 鋁合金中的相除了MgZn2

之外，還有Al7Cu2Fe、Mg2Si 和E-Phase(Al2Mg2Cr)及S-Phase(Al2CuMg)，

並且當冷速過慢或時效溫度太高時(T＞190℃)，會產生T-Phase(Al2Mg3Zn3) 的立方結構。 依據7075 鋁合金的時效析出過程研究[24] 認為：鋁-鋅-鎂-(銅)系之鋁 合金主要靠鋅及鎂藉由淬火殘留的空孔聚集而達成時效析出；其中，鎂與 空孔的鍵能較鋅強，且鎂擴散速率較慢，故為G.P.Zone 成長的控制因 素；因此G.P.Zone 的形成與成長控制在鎂-空孔與鎂-鋅-空孔的移動上。 1.2.4 鋁合金材料銲接特性 鋁及鋁合金之銲接特性與其他金屬不同，其能影響銲接性者，主要包 括表層之氧化膜、熱傳導性、膨脹係數、熔點及銲接軟化等[14、25] 。 茲將這些銲接特性分述如下： 一、 氧化層 鋁及鋁合金置於大氣中，在表面上會迅速地形成一層氧化(Al2O3)， 使鋁材具有優良的耐蝕性及穩定性[8] 。但氧化膜的形成，卻造成銲接上的 莫大困擾。一般而言，純鋁的熔點為660℃，而覆蓋於鋁材表面之氧化層 熔點卻可高達2040℃，相差有三倍之多[26] 。在銲接過程中，氧化層阻隔了 熔填金屬與母材之熔合，因氧化層無法在銲接過程中熔融，所以在銲接之 前必須先清除氧化層，才能達到較佳的銲接品質。一般氧化層的清除方

法，有溶劑、銲劑、機械式研磨及銲接電弧作用來清除[27] 。銲接進行中， 若氧化鋁的粒子滲入銲道將影響銲道品質，造成延性降低、熔透不佳或銲 接龜裂等現象[28] 。 二、 熱傳導性 鋁合金之特性之一乃是具有高熱傳導性，其導熱速度約為碳鋼的三倍 以上，散熱速度相當快[26] 。因此鋁合金雖具有較低之熔點，但同一厚度的 鋁材及鋼材銲接時，鋁材所需的輸入熱量較高，即需要相當集中的熱輸入 量才能順利銲接。 三、 膨脹係數 鋁材的熱膨脹係數極大，由熔融至凝固其體積變化約縮小6%，大約為 鋼鐵的兩倍[26、28] 。這種冷卻所產生的收縮，在銲接加工時，必須有正確的 銲接程序及預留裕度，否則會造成很大的變形或因拘束而產生龜裂[29、30] 。 四、 熔點色澤 純鋁的熔點約660℃，而一般鋁合金之熔點大約570℃，遠低於鐵之熔 點1536℃及銅之熔點1080℃[5] 。鋁與其他金屬不同的是：鋁在加熱過程 中，甚至到達熔點時，其色澤變化甚微[28] 。因此，鋁合金在施銲時，施銲 者必須特別注意液態或濕潤現象的研判，以便於了解鋁合金材料熔融之變 化，才不致造成過熱而將工件銲穿。 五、 銲接軟化

鋁合金之結晶格子結構為面心立方(Face-Centered Cubic)，較無低 溫脆性，但於高溫環境下，其強度便下降，所以在打底銲接時，易出現熔 穿及下陷等缺陷問題，所以於銲接鋁合金時，必需選擇合適之背襯板[32] 。 鋁合金銲件因銲接時，銲道部份會產生高溫軟化現象，銲道附近亦因溫度 太高，使得機械性質也變差。圖1-1[6] 為非熱處理型鋁合金銲件銲接軟化機 械性質變化曲線，由圖可知銲道及熱影響區的抗拉強度、降伏強度及硬度 皆下降，而伸長率增加[33] 。因此，銲接時銲道的設計、銲接方法的選擇及 施工的程序皆須詳加考慮規劃。 圖1-1 非熱處理型鋁合金銲件銲接軟化機械性質變化曲線[6] 鋁中添加合金元素即顯現各具特色之鋁合金，其銲接性略有差異。一 般純鋁(1000系)、Al-Mn系合金(3000系)、Al-Si系合金(4000系)、Al-Mg

系合金(5000系)、Al-Mg-Si系合金(6000系)及Al-Cu-Mg系合金(2000系) 與Al-Zn-Mg系合金(7000系)中之一部分(如2219、2014、7005、7039等) 均屬可銲合金，而Al-Cu-Mg系合金(2000系)與Al-Zn-Mg系合金(7000系) 之大部份合金則屬難銲(如2024)，甚至不可銲者 (如7075、7079、7178 等)[35] 。表1-6以主要鋁合金之銲接性分類[36] 。 表1-6 鋁合金材料銲接性分類[36]

1.2.5 鋁合金之銲接組織

鋁合金銲接組織可分為熔融區(Fusion Zone)、熱影響區(HAZ)及母材 (Base Metal)等三區，其中熔融區又稱為銲道金屬(Weld Metal)或簡稱銲 道。茲將銲道金屬及熱影響區的組織特性分述如下：

一、銲道金屬組織

銲道金屬組織其微結構組織受母材成份、銲材成份、銲道設計及銲接 條 件 所 控 制 ， 其 中 以 母 材 及 銲 材 合 金 成 份 的 影 響 最 大 。 其 固 化 模 式 (Solidification Mode) 主 要 是 由 組 成 過 冷 度 (Constitutional Supercooling) 的 大 小 來 控 制 ， 大 致 可 分 為 平 面 磊 晶 成 長 (Planar Epitaxial Growth)、晶包(Cellular)、柱狀晶(Columnar Dendrite)及等 軸晶(Equiaxed Dendrite)，由銲道的凝固界面往內成核成長銲道金屬組 織[33、34] 。 鋁合金的成份很複雜，又容易形成共晶相，由圖1-2[7] 可看出鋁合金合 金成份對其共晶溫度的影響很大。合金成份越多會導致凝固溫度範圍變 大，而對銲接性有不利的影響[7、33] 。圖1-3[9] 為鋁合金中合金成份對裂縫敏 感性的影響[33-35] ，由圖中很明顯可看出僅是高銅含量或僅是高鎂含量的鋁 合金，銲接性甚佳，如2219 及5083 鋁合金。而含銅量及含鎂量兩者均高 的2024、2091、7075 及8090 鋁合金銲接性則不佳。圖1-3[9] 可用來預估鋁 合金銲接性，以及提供如何選用銲條來稀釋(Dilution)調整銲道合金成份

以提高銲接性[7、10] 。如選用高銅含量的銲料(Filler)可改善2024、2090、 2519 及WeldaliteTM 049 鋁合金的銲接性。而選用高鎂含量的銲料可改善 6061、7005 及8090 鋁合金的銲接性。Kim 等人[39] 曾利用Tig-a-Ma-Jig Varestraint Test研究合金成份對高強度鋁-鋅-鎂鋁合金之銲道凝固熱裂 敏感性的影響，發現銅的添加量會提高凝固裂縫敏感性，而鎂的添加量提 高至0.3~0.7%可以大幅降低其凝固裂縫敏感性，其亦指出添加過渡元素鋯 比添加鉻更能有效降低凝固裂縫敏感性。 圖1-2 二元或三元鋁合金之共晶溶解溫度[7]

二、熱影響區組織 在銲接過程中，由於高溫熱作用，銲道本身係屬於鑄造組織，強度接 近母材之退火狀態，由於材料本身熱導作用，母材靠近銲道之處必然會受 到熱量的影響，愈近銲道所承受的熱量愈高，母材在經歷熱循環作用後， 如實施一熱處理程序，將使銲道附近母材組織改變。在熱影響區的範圍內 由於受到不同的急速升溫及冷卻的銲接熱循環作用，會導致不同的相變化 冶金反應，而一般組織之改變大都是基地改變、析出物之析出、晶粒再結 晶、晶粒成長等，上述母材內部組織的改變均會影響其機械性質、物理性 質及腐蝕行為，故稱為熱影響區[37] 。影響熱循環過程之因素：(1)熱輸入 量(Heat Input)；(2)預熱溫度(Preheat Temperature)；(3)銲道幾何形 狀(Weld Geometry)；(4)銲材之熱傳性(Thermal Characteristics)；(5) 銲條大小(Electrode Size)。 (一)非熱處理型鋁合金 對加工硬化非熱處理型鋁合金而言，其熱影響區大致可分為三個區 域：(1)晶粒成長區；(2)再結晶區；(3)未受影響之加工硬化區。對此非 熱處理鋁合金而言，受到銲接熱循環的作用下，熱影響區會因晶粒成長及 再結晶的冶金反應而損失部分的機械強度[6、33、34、38] 。 (二)熱處理型鋁合金 熱處理型鋁合金經銲接後母材之熱影響區依其受不同溫度熱循環的作

用，可分為五種顯微組織相異的區域，如圖1-4[43]

所示，以銲道為中心向 外依序為[44]

：

(1)部份熔化區(Partial Melted Zone)

此區緊鄰銲道，合金所含之共晶組成因高溫作用而部份熔化和再凝 固，而合金內的析出物因過熱和擴散作用將往晶界和晶粒中心聚集，並使 晶 粒 增 大 ， 故 強 度 甚 低 易 產 生 裂 縫 。 此 區 亦 稱 為 過 熱 區 (Overheated Zone)，而部份熔化區所在位置，如圖1-5[45] 所示。 (2)固溶區(Solution Zone) 在此區母材原本所含之析出物將被重新溶回基地中，銲後若經適當的 自然時效或人工時效可顯著改善其強度。

(3)部份固溶區(Partial Solution Zone )

因溫度較低，導致此區部份析出物無法完全固溶回基地中，而尚未固 溶之析出物有可能因聚集而使晶粒粗化，導致機械性質變差。 (4)過時效區(Overaged Zone) 此區的熱循環溫度有助於析出物的析出成長及粗化，造成過時效狀 態，機械性質最差，必須銲後施以時效處理或熱處理，才能提高機械性 質。 (5)未受熱影響區(Unaffected Zone) 此區較遠離銲道，所受到的熱循環溫度較低，母材不會引起任何組織

上的變化，性質與銲前相同。

圖1-4 鋁合金銲後熱影響區顯微組織圖[43]

1.2.6 鋁合金銲接時常見缺陷 無論技術多精良，一條銲道很難完美無瑕，通常銲層中總可能包含 微量的銲渣或產生一些微細裂紋，無法使整個銲接物完美無缺，雖然對 整體的機械性質並無影響，但由於破壞了銲接物的完美與連續性，通常 稱這些微疵為不連續，這些不連續太多或者太大到超過某一標準限度違 反了某些規格標準(specification code)，我們稱之為缺陷。 1.2.6.1 銲接缺陷防治方法 防治方法由表 1-7 及下列方法防治： (1)續熱處理－舒解殘留應力並軟化之。 (2)預熱處理－降低銲材之冷卻速度。 (3)選用低硬化能的材料或低碳鋼。 (4)選用含氫量低的銲條。 表 1-7 TIG 銲缺陷的原因及其對策表 缺陷名稱 發生原因 防止對策 電極消耗量大 1.惰性氣體蔽護不正 確，造成電極之氧 化 2.使用反極性之銲法 3.用不合電流所需要 的尺寸電極 4.在銲接手把上熱量 過大 5.使用污染的電極 6.當電極在冷卻時受 到氧化 1.清潔噴嘴；將噴嘴 靠近銲件；把氣體流 量提高 2.換用較大的電極或 改用正極性銲法 3.改用較大電極 4.將電極端頭加工成 型；更換固定夾；檢 查固定夾不正確接觸 部位 5. 將污染的部位除 去，如未除盡則現象 會繼續發生

體流動尚需保持 10~15 秒；一般規則 是：每 10A 為 1 秒 電弧不規則 1.母材太髒，而沾有油 脂 2.接頭太窄 3.電極受到污染 4.使用太大的電極 5.電弧太長 1.使用適化學清潔劑， 或 鋼 絲 刷 或 研 磨 等 方 式清除 2.接頭開槽，持電極靠 近銲件；減低電壓 3.去除電極受污染的部 位 4.使用較小的電極；使 用 做 正 確 操 作 所 需 最 小的電極 5.將銲接手把靠近銲件 以縮短電弧 銲件受到鎢電極的污染 1.使用電極碰觸式的 起弧法 2.電極熔化並與母材 結成合金 3.受熱衝擊使電極斷 裂 1.使用高週波的起動 器；應用銅板做起弧 板 2.使用較低的電流或 較大的電極；使用含 釷或含鋯的鎢電極 3.當使用高電流時， 所使用的電極端頭不 致成為銀白色或發生 破損；使用較脆的鎢 電極，以幫助易於清 除破損部位 氣孔 1.惰性氣體不純（含 氫、氮、空氣和水 蒸氣） 2.可能使用舊有的乙 炔橡皮管 3.氣體導管和水管互 相換用 4.母材上粘有油膜 5.惰性氣體保護不週 密 1.在起弧之前將管線 內的空氣吹出；從管 線內清除凝結的水 份；使用銲接等級 （99.995%）的惰性 氣體 2.換用新的導管 3. 以化學清潔劑來清 除，不可使用能受電 弧起分解的清潔劑； 同時在未擦乾之前不 可進行銲接 4. 裡波滲透銲時，背 面須加氣體保護；厚 板高電流銲時要提高 氣體流量

1.2.6.2 鋁合金銲接時常見缺陷 鋁合金在銲接時，常見之缺陷有下列數種： 一、龜裂(Cracking) 對鋁合金而言，其銲接過程中所出現的裂紋缺陷主要為高溫龜裂及熱 影響區液化龜裂兩大類。銲道內低熔點共晶組織偏析，形成液體薄膜，並 於凝固收縮拉應力作用下分離，為銲道熱裂紋產生的機構。而熱影響區於 銲接過程中累積過高溫度，使晶界中之低熔點共晶組織熔融，並於冷卻過 程中受收縮拉應力作用而分離，則是熱影響區液化龜裂的成因[57] 。 二、氣孔(Porosity) 鋁合金銲道產生氣孔最主要的原因是由氫氣所造成的，當銲道熔融金 屬中的氫氣，在凝固前若來不及脫離銲道金屬時，則銲道金屬凝固之後會 產生氣孔。氫氣的主要來源有母材和銲線填料表面的污染，如氫氧化物、 碳氧化物或氧化物所吸收之水氣；另外亦可能從不純的保護氣體中滲入的 空氣或濕氣。 三、變形(Distortion) 在銲接的過程中，由於銲接熱源於母材上進行局部且不均勻的急速加 熱與冷卻，使得銲道附近的填料金屬(Filler Metal)與母材產生熱應變 (Thermal Strain)，由熱應變再產生熱應力(Thermal Stress)，此不均勻 的熱應力便是銲接變形(Welding Distortion)產生的主要原因。

四、不完全熔融(Incomplete Fusion) 不完全熔融的原因為不當的銲接條件，如銲接電流太低、銲接速度太 快及填料尺寸不當等，以及附著於接口與母材上有高溫氧化物或雜質未除 淨，造成銲接金屬的相鄰兩層間或者與母材間之熔解不良情形。 五、滲透不足(Incomplete Penetration) 主要因為銲接熱輸入量不足，不良的接口設計、銲接技術不良、銲條 選擇不當、銲接電弧不穩定及母材表面的氧化物或雜質未除淨。 六、夾渣(Dense Inclusion) 銲道中之夾渣，可分為金屬夾渣物(Metallic Inclusion)與非金屬夾 渣物(Nonmetallic Inclusion)兩種。前者主要發生在TIG 銲接，鎢由於 TIG 銲接電極過熱、空氣導致的污染、電極與母材或銲材接觸等原因，致 使電極前端飛散出去，掉落在熔池內而形成。後者主要是因銲接接口與母 材介面含氧化物和不潔物，以及銲接技術的瑕疵或設計者所提之銲接方法 的失策。 七、過熔低陷(Undercut)(又稱之為銲蝕) 導致銲蝕的主要原因是銲接條件設定不良，例如使用特定的電壓，過 量的電流、過度的電弧長度、銲速太快、以及銲接操作不當等所造成。

1.2.6.3 銲接熱裂縫 銲接熱裂縫(Hot Cracking)是一種通常發生在銲接過程中，即由液相 溫 度 開 始 冷 卻 凝 固 之 高 溫 狀 態 下 發 生 裂 縫 ， 所 以 在 接 近 固 相 線 溫 度 (Solidus Temperature)形成之裂縫稱之為熱裂縫。而通常在銲道金屬或 熱影響區上皆可以發現銲接熱裂縫的存在。 一、銲接熱裂縫之分類 Hemsworth,et al.將熱裂縫分成兩類(如圖1-6[58] 所示)：(一) 偏析熱 裂 縫 (Segregation Cracking) ： 包 含 銲 道 金 屬 的 凝 固 裂 縫 (Weld Metal Solidification Cracking) 及 熱 影 響 區 的 液 化 裂 縫 (HAZ Liquation Cracking)； (二)延性降低裂縫(Ductility-Dip Cracking)。

而不論是那一種熱裂縫，都有如下相同的特徵：(a)裂縫發生於銲接 凝固過程中；(b)裂縫一定是沿著晶粒邊界發生，亦即皆屬於沿晶裂縫 (Intergranular Cracking)；(c)裂縫發生時，於固體晶粒邊界有液體薄 膜存在。

圖1-6 銲接熱裂縫的分類[58]

二、銲道金屬的凝固裂縫

(一)銲道金屬的凝固熱裂之理論

凝固熱裂發生於銲道凝固過程接近完成時，又稱銲接金屬熱裂(Weld Metal Hot Cracking)。其發生的原因可歸納為：(a)在高溫下的凝固過程 中，材料的延性大幅降低；(b)在凝固過程中承受應力或應變的作用。在 鑄造及銲接凝固熱裂機構的研究，已有很多理論提出，如收縮脆化理論 (Shrinkage Brittleness Theory)，應變理論(Strain Theory)，液化膜 理論(Liquid Film Theory )，綜合理論(Generalized Theory)，液體填 充 裂 縫 理 論 (Liquid Filled Crack Theory) ， 晶 界 滑 移 理 論 (Grain Boundary Sliding Theory) 及 臨 界 速 率 理 論 (Critical Speed Theory) 等。而目前最合理也較為多數人接受的是由Borland 在1960 年所提出的

綜合理論(Generalized Theory)，這個理論基本上它是歸納、修正及擴充 收 縮 脆 化 理 論 (Shrinkage Brittleness Theory) 與 應 變 理 論 (Strain Theory)而成的。以下僅就綜合理論之機構敘述如下： Borland在1960 年提出此理論來解釋在凝固過程中液相之金屬溶液與 固相的固化晶粒之量與分佈對熱裂敏感性的影響，其將凝固過程分為四個 階段，如圖1-7[60] 、1-8[61] 所示。

第一階段：樹枝狀晶結構形成(Primary Dendrite Formation)

樹枝狀晶結構開始形成，尚未成長而連結之自由樹枝狀初晶，可自由 的分佈在熔融金屬液中，此時填充率(Rate of Feeding,ROF)＞凝固率 (Rate of Shrinkage,ROS)，故此階段無凝固裂縫產生。 第二階段：樹枝狀晶結構相互連結(Dendrite Interlocking) 第一階段分佈於金屬液中之樹枝狀初晶，在此階段開始相互連結，殘 留金屬液尚能夠在相互連結的樹枝狀晶間自由移動，若此時有裂縫產生， 則殘留金屬液可填充而使裂縫癒合，故此階段無凝固裂縫產生。

第三階段：晶界成長(Grain Boundary Development)

在此階段已相互連結之樹枝狀晶持續成長，晶界已近乎完全長成，因 而限制了殘留金屬液的流動，此時若有裂縫發生，殘留金屬液無法回填， 所以此裂縫無法癒合。

殘留金屬液皆已完全凝固，此時強度與延性均已提高許多，故此階段 無凝固裂縫產生。

圖1-7 凝固熱裂綜合理論示意圖[60]

Borland 特別稱第三階段為臨界凝固範圍(Critical Solidification Range,CSR)，是自連結溫度開始到完全凝固之溫度範圍。若此臨界凝固範 圍愈大，則代表熱裂敏感性(Hot Cracking Susceptibility)愈高，亦即銲 接金屬愈容易產生熱裂。 Borland 認為在銲件中會有一些不完全連續的金屬液薄膜存在於已固 化的銲接金屬之間，提供狹窄的固體連橋(Solid Bridges)，這些固體連 橋必須承受絕大部份的應力，因此很容易被破壞而導致裂縫產生。當金屬 液薄膜愈不連續，即固體連橋愈多或愈大，所能承受的應力就愈大，所以 熱裂就不易產生。由此可知，固體連橋之多寡與金屬液薄膜的形式為熱裂 發生的主要因素。金屬液薄膜的分佈，主要是受到相界能(Interphase Energy,γL/S )與晶界能(Boundary Energy,γ S/S )之比值τ 所支配。其中

τ與兩面角(Dihedral Angle,θ)的關係式如下所示(如圖1-9[62]

圖1-9 τ與θ之關係[62] 由式(1)可知，當τ=0.5 時，θ=0ο ，其所代表的意義為：金屬液薄膜幾 乎完全覆蓋整個晶界面，此情況下的銲接金屬最易產生熱縫。然而，隨著 τ值的增加，θ值也會隨之增加，使得金屬液薄膜覆蓋的晶界面區域越來 越少，甚至可能只侷限於晶粒的某一角落(θ＞90ο )，故τ值越大的銲接 金屬，越不會發生熱裂，如圖1-10[62] 所示。 圖1-10 兩面角與金屬液薄膜分佈之關係[62]

裂縫敏感組織是銲道在快速凝固過程中，合金或雜質元素偏析所造 成。通常溶質元素會偏析至最後凝固的地方，也就是晶界。這些溶質元素 會壓低殘留金屬液體的凝固溫度，造成固、液共存的溫度範圍比平衡凝固 時大得多，因而提高材料的裂縫敏感性。 (二)凝固熱裂的影響因素 造成凝固熱裂的主要因素可分為機械、熱及冶金等方面。以下就機械 方面及冶金方面的影響因素敘述如下： 1.機械方面影響凝固熱裂因素 主要是受到凝固過程中收縮應力(包括凝固收縮及熱收縮)，以及外部 的拘束(Restraint)程度所影響。假如沒有應力作用，縱使其他因素存 在，亦不會產生熱裂。鋁合金具有高的熱膨脹係數及高的凝固體積收縮 率，故有較高之熱裂敏感性。 2.冶金方面影響凝固熱裂因素 (1)凝固溫度範圍和低熔點偏析物或共晶相：由Al-Si 合金熱裂發現，影 響鋁合金凝固熱裂的主要原因是由最高的凝聚溫度和固相線之間溫度範圍 決定之。如圖1-11[63] 所示。在液相線和最高的凝聚溫度之間的結晶數量很 少，熱裂不致產生。但當溫度低於最高的凝聚溫度時，樹枝狀結晶交錯成 長，因此在凝固後若出現較大的收縮應力時，會產生熱裂。合金中添加較 多之合金元素會使凝固溫度範圍變寬。純鋁並不會產生固化熱裂，因為它

在晶界並沒有低熔點之共晶相產生造成凝固熱裂。高合金含量或高共晶成 份之鋁合金，因具有較多之共晶液態相液體能夠回填初始裂縫之癒合，因 此具有較低之熱裂敏感性凝固溫度範圍。若合金組成介於純鋁與高合金含 量兩者之間，共晶液態相可以形成沿晶連續薄膜，則容易產生凝固熱裂。 圖1-11 最高凝聚溫度在Al-Si 合金的相圖[63] (2)晶界液體之表面張力：當晶界液體與固體晶粒之表面張力較低時(如圖 1-9中θ=0ο 的情形)，金屬液的濕潤性較高，則容易在晶界形成液化膜， 而固體連橋將較少或較小，凝固熱裂之敏感性增加。相反的，假如表面張 力較高時(如圖1-9中θ＞90ο 的情形)，則液化相將形成球狀，而使金屬液 的濕潤性變差，使得固體連橋將較多或較大，大幅降低熱裂敏感性。 (3)熔融區之晶粒結構：細小之等軸晶粒較粗大的柱狀晶粒具有較低的凝 固熱裂敏感性。其原因是由於細小之等軸晶粒具有(a)較能承受收縮應變 之能力，使應力更加容易由晶粒邊界傳遞而釋放；(b)殘留金屬液較容易

且有效的回填，將有助於裂縫的癒合(Healing)；(c)晶界較多，使得有害 的低熔點偏析相或雜質在晶界上的分佈濃度相對地降低，因而降低熱裂縫 的發生。 三、熱影響區熱裂之理論 在探討熱影響區之熱裂主題之前，首先對熱影響區做一定義。如圖1-12(a)所示，當母材施銲時，在熔融區的四周會產生一個高溫區，溫度由A 點之熔點，經過B 點之某一特定溫度(通常為相變化溫度或再結晶溫度)而 逐漸降至略高於室溫之C 點。在A 與B 兩點溫度所包含的區域內，因受到 高溫之影響，會造成微觀組織產生變化，進而影響其機械性質與耐蝕性， 而此區域我們特稱之為母材熱影響區。但如果第一道之銲道在未經過均質 化處理，受到隨後銲道之影響亦會產生熱影響區，而此區域我們特稱之為 銲接金屬熱影響區，如圖1-12(c)所示。由於未經均質化處理過的銲接金 屬熱影響區之偏析情形甚為嚴重，因此熱裂產生之機率相對的較母材熱影 響區熱裂產生之機率高出許多。

圖1-12 熱影響區定義的示意圖[64] 如圖1-13[65] 所示者即是液化龜裂(Liquation Crack)與低延性龜裂發 生機構示意圖。原先便存在於熱影響區粗晶帶粒界中的低熔點化合物或共 晶的生成、成份偏析等，故受銲接高熱的影響而熔融，冷卻過程中受到收 縮應力而開口所產生的龜裂，即是所謂的「液化裂縫」。液化裂縫是發生 在熱影響區緊鄰銲道熔融區的邊界所圍之區域，此區域稱為部份熔化區 (Partially Melted Zone , PMZ)。此液化裂縫是由於在銲接過程，在此

部份熔化區的區域內所經歷的熱循環峰值溫度較高，造成在晶界處之低熔 點共晶相或偏析組成物產生過熱而重新熔解液化，形成沿晶液體薄膜 (Liquid Film)，再承受超過臨界的應力或應變時，便造成沿晶裂縫的產 生。 圖1-13 液化龜裂與低延性龜裂示意圖[65] 以圖1-14[66] 的二元相圖，簡單說明材料在昇溫過程中如何造成部份熔 化區晶界液化。假設材料的溶質成份是Co且是完全均質，則昇溫至To時， 液體開始出現。因為晶界通常是含雜質或溶質元素較高的地方，而且組織 較晶粒內部鬆散，所以液體首先出現於晶界。然而一般工程用材料不可能 完全均質，成份局部偏析無法避免。假設溶質成份含量從C1變動到C2，則 材料加熱至T2溫度時，液體就發生了。上述只考慮到材料本身的均質程 度，而尚未考慮在銲接快速昇溫過程中，溶質元素移動所造成的動態不均

質及造成冶金反應所發生的液化現象。這些動態冶金反應會降低材料的液 化溫度，最低可以到達材料的共晶溫度(Te)。換句話說，熱影響區沿晶液 化的溫度範圍可從TL到Te。因此熱影響區液化溫度範圍比一般低速昇溫過 程所預期的要大，液體的量也比預期的要多。 圖1-14 二元相示意圖說明熱影響區在昇溫過程中液化的溫度[66] 熱影響區熱裂的理論主要源自液化理論(Liquation Theory)。本理論 基本上是因熱影響區在受到銲接高熱，而於晶界間產生液體薄膜。液體薄 膜的來源，與下列因素有關： (1)低熔點晶界偏析物(如含S、P 及Si 等的偏析物)，共晶相或不存物， 在銲接時受熱循環作用而產生晶界的液化。 (2)從熔融的銲接金屬池中吸收溶質偏析至晶界，形成低熔點偏析組成或 共晶相而造成液化。

(3)夾渣物與第二相金屬間化合物(或晶出物)或碳化物周圍產生之組成液 化(Constitutional Liquation)。

(4)熱量的輸入造成熱影響區的過熱區(Overheated Zone)部份熔化和再凝 固，低熔點之不存物或偏析物在晶界聚集而析出物會往晶界或晶粒中心聚 集產生一窄且強度低的析出物缺乏區(Precipitate Depleted Zone)，由 於晶粒粗化強度甚低無法承受因溫度下降所產生的收縮應力，而產生裂 縫，析出理論如圖1-15[67] 所示。 圖1-15 析出物缺乏區熱裂示意圖[67] 對鋁合金而言，液化熱裂較容易發生在含高合金成份的熱處理型鋁合 金的銲接上，這是由於高合金含量會造成較多的溶質偏析於晶界上，形成 低熔點共晶相或偏析組成會比較多。較高的熱輸入量會使部份熔化區變 寬，而使液化裂縫敏感性提高。Gittos 等人的研究指出，選擇適當銲條

亦可減少液化熱裂的傾向，若銲條的合金成份能使銲道熔融區較部份熔化 區後凝固，可降低部份熔化區之應變及液化熱裂敏感性。 四、鋁合金銲接熱裂縫之特性 鋁合金均具有一定的凝固溫度範圍，在銲接時容易產生銲接熱裂縫。 銲道熱裂縫的部份是屬於凝固裂縫，熱影響區熱裂縫的部份是屬於液化裂 縫。造成鋁合金熱裂的主要原因是鋁合金熱膨脹係數約為23.5×10－6 /℃， 為鋼之2 倍，凝固時體積收縮率約為6.5%，所以在凝固過程中容易因收縮 應力而造成熱裂。另外有些鋁合金含有一些熱脆傾向的合金元素，若受應 力 作 用 即 生 成 熱 裂 。 於 多 道 銲 或 修 補 銲 接 會 產 生 再 熱 熱 裂 (Reheat Cracking)。鋁合金熱裂縫敏感性受到母材金屬的化學成份影響甚大，由 圖1-16[68] 與圖1-17[69] 可知，1﹪Mg2Si Mg-Si 系合金及1﹪Mg 的Al-Zn-Mg 系合金，具有最高的裂縫敏感性。

圖1-16 合金含量對鋁合金熱裂縫敏感性的影響[68]

1.3 研究方法與目的 基於上述理由，本實驗選用 7075-T6 鋁合金為材料，採用鎢電極氣 體金屬極電弧銲(TIG)為銲接方式，先經由田口實驗分析法獲得之參數 組，再依最佳之深寬比及銲道面積設定為最適參數，並採用對接方式進 行實驗。另銲接完後之研磨拋光觀察金相及銲道之寬度及深度量測製成 試驗片一，拉伸試驗製成試片二，最後將驗證後之最適參數進行氣瓶實 物之銲接，並由水壓試驗確認耐壓程度是否達到 10kgf/cm2_{之需求，最後} 探討銲後熱處理對於銲件機械性質之提升狀況。並將所得之數據分門別 類整理成資料加以分析。具體而言，本研究目的包括下列方面： 1.研究板厚 3.0mm 之銲接參數設定。 2.研究最適參數之銲道外觀、型態、微硬度、抗拉強度之狀況。 3.研究 7075-T6 鋁合金材料之可銲性。 4.研究銲接位置對於銲接強度之影響探討。 5.研究銲接後之氣瓶耐壓程度可否達到預期之效果。 6.研究銲後熱處理對銲道強度之影響及變化。

第二章 理論分析

2.1 產品之設計規劃 壓力容器之製造，其部份組件可能以鉚接、鑄造、鍛造或挖製而成， 但無論以何種方式製成，仍以銲接為主要之組合方式，所以關鍵技術當然 也是銲接技術。因此在討論壓力容器之製造時，也是以銲接之相關技術為 主軸。影響壓力容器品質之關鍵，大致可分為三大部分，即「設計」、「材 料」、與「銲接」。本研究設計流程如圖2-1所示，將設計分為基本設計、 強度設計及設計驗證三項，依此流程圖為原則進行儲氫氣瓶之設計。 近年來所研究的儲氫方式不外乎壓縮、液化、金屬等儲氫方式，但都 需要一壓力容器來進行存放，而氫原子在一般正常的條件下是以氣態形式 存在於自然界中，所以在儲存與運輸上帶來相當大的困難，加上氫易氣化、 著火、爆炸，所以提供氫能穩定之儲存和安全之運輸是儲氫氣瓶或裝置最 重要的一環，因此儲氫氣瓶之設計製造需滿足耐用度及可靠度之要求，在 滿足安全性要求後，才進行性能之提升及成本之管控，故簡單來說，儲氫 氣瓶就是要將氫氣安全的儲放，並穩定的提供燃料電池轉換成電力使用。[74]

基本設計 強度設計 設計驗證 後工程 著重： •使用目的 •要求性能 •運轉環境 •經濟效益 項目： •材料之選擇 •容器之種類 著重： •材料之容許應力 •材料之強度 •銲接接頭之選擇 •銲道形式及開槽形狀 •銲接方法及熱處理 項目： •耐壓之決定 •應力之計算 •形狀尺寸之決定 •功能及加工性之檢討 •繪製設計圖 OK 著重： •銲接強度 •銲道狀況 •耐壓狀況 項目： •銲道拉伸試驗 •銲道熔接狀況 •水壓試驗 NG 圖2-1 設計流程圖 （1） 氣瓶本體材質選用 一般壓力容器選用材質為不銹鋼或鐵類金屬，本研究以高強度鋁合金 7075-T6為材質，主要為其比強度(每單位重量之強度， 比重 抗拉強度 )較一般材 質佳，僅次於鈦合金(比較表如表2-1)，但其成本相對鈦合金低，因本研究 主要為可攜式之氣瓶，所以基於此原則選擇以鋁合金7075-T6為材料進行研 究探討，但其缺點為銲接性較差，所以本研究採用GTAW進行銲接，主要為 TIG常被使用在鋁合金之銲接，且具有銲道強度佳、具延展性、抗蝕性佳、

不用焊劑，不必除碴及飛濺物少之特性，另TIG被使用於焊量不大及母材較 薄時，適合本研究之銲接工法。 表2-1 各項金屬材料比強度之比較表 抗拉強度(Mpa) 比重 比強度(Mpa) 7075 560 2.8 200 6061 440 2.7 163 2024 480 2.75 175 248 1.77 140 一般 950 4.5 211 Ti-6Al-4V 1390 4.5 309 不銹鋼 304 520 7.9 66 264 7.8 34 材料 鈦合金 鋁合金 灰口鑄鐵 鎂合金 （2） 受內壓圓胴體之板厚計算[42] 圓胴體之最大應力為周向應力 t PR t max    改變為 max PR t   以直徑表示 為 max 2 PR t   以

D

i 表示則為再引 max i 2 PD t   進熔接效率 及安全因數x則為 由於P之單位因次為kg/cm2 ，D為mm，t為mm， 為kg/mm2 ，所以尚有一由 100 mm kg cm kg 2 2   之因次轉換係數，所以為符合因次單位，公式須改為    200 PD t i _與 1.2P -200 PD t i    僅為1.2P這一項之不同。此項叫修正因素，此 修正因素係由此較精確之厚殼理論公式，亦即 Lame 公式所得，當

D

i

/t=4

時即符合此式，當

D

i

/t > 4

時1.2P項之影響逐漸減小，至

D

i

/t=200

時便 幾乎完全沒有影響，所以當 200 t Di  時便可完全採用薄膜應力公式式，而

不必理會修正因素1.2P。至於1.2P修正因素及Lame公式，另依下列之面厚 殼應力分析。 圖2-2中的厚圓筒的內外表面分別承受均勻壓力

Pi

與

Po

。假設頂面 和底面(垂直於紙面之兩方向)都沒有負荷。由於物體和負荷都對稱於軸， 故切線方向與徑向上的剪應力都不存在，元素上只有法線應力σt與σr。 圖2-2 受內外壓力的厚壁圓筒 當圓筒的壁很薄時，可假設切線應力或周向應力t均勻分佈在整個壁 厚上，可用基本方程式求出其大小。但是厚壁圓筒則不能做這種假設，必 須用以下導出的方程式求應力。 考慮圖2-2中作用在半圓元素上的應力。取垂直於紙面方向的厚度等於 1。越過元素直徑向內的徑向應力之鉛直分量等於2_rr，而向外的應力分量 則為2



_rrd_r



rdr



。經轉化： r _{r t} dr d r    垂直於紙面的縱向應變或單位 變形L可由應力t與r求出： E -E r t L     其中 µ 為卜易生比，E為彈性 模數，經換算得 ) ( ) ( ) ( ) ( 2 2 2 0 2 2 2 2 0 2 2 2 2 2 0 2 2 2 2 0 2 2 a b r p p b a a b p b p a a b r p p b a a b p b p a i i t i i r              

此為Lame′方程式。 惟許多應用上，力壓力

Po

等於零，故 ) 1 ( ) 1 ( ₂ 2 2 2 2 2 2 2 2 2 r b a b p a r b a b p a t r         ； 其中

Pi

稱為

P

，內緣處的應力最大，即為r=α時之r為 ，此處的切線 應力為

 

 

2 max 2 t a/b -1 a/b 1 p   _        以b=a+t；經換算           4(   2 ) t a 1 2 1 t a p 當 4 t D_{i } 時 ， 即 2 t  時 ， a _{代 入 得}         q P     _{ }  0.6 t 0.1 0.5 t a P max  改 寫 得 t Pa 0.6P max -  ， a 以 Ri  代 之 ， 並 改 寫 後 得 0.6P -PR max t i   以 Di 表 示 1.2P -2 PD t i    加入100之因次變換係數，並加入安全因數及熔接效率即得 max 1.2P -200 PD t i    (2.1) 該即為CNS9788所用圓胴型最大應力之公 式。不過，如前所言，此式僅在 Di／t 逐漸加大時，此式中1.2P之修 正因素便逐漸減少其影響。從下面的比較可得知： _        ₂ 2 _{2 2}2 t r b 1 a -b P a  中 當r=a時，內表面切向應力 _        2_{2 2}2 ti a -b b a P  當r=b時，外表面切向應力 _       ₂ 2 ₂ t0 a -b 2a P  令 _{2 2} 2 ti t0 b a 2a       ， 即為所謂的應力梯度 當b=1.5a時，即R_i t2， 0.615 b=1.1a時，即R_i t10， 0.905

b=1.05a時，即R_i t 20， 0.951 b= a 60 1 1 時，即R_i t60， 0.9834 b=1.01a時，即R_i t 100， 0.99 當R_i t100或D_i t200，此時不復有所謂的應力梯度，便完全符合薄膜應 力之分析。回頭看看圓胴體之周向應力公式 t PR max t    其R值係以內外壁

Ri

及

Ro

之平均值計算，如果用

Ri

來表示的話，則為

Ri+0.5t

，因此 公式變為





t 0.5t R P _i max t     簡化後得 0.5P -PR t max i   (2.2) 比較(2.1)與(2.2)式，可以發現有0.1P的差距，此0.1P係有曲率之圓 弧狀結構薄膜應力公式以內半徑表示時共有之一修正項，此修正項可以經 常在爾後之同類公式中發現，於有雙曲率之孤狀結構採0.1P，單曲率時採 0.6P。 在此採用 0.5P -PR t max i   之式子進行胴體板厚之設計，其中 P：最高充填壓力 kgf/cm2 Ri：圓桶半徑 mm max  ：材料降伏強度 kg/mm2 求得

_

_

2.58mm 10 0.5 -51.5 12 10 t     ，因此選用板厚t=3.0mm 之7075-T6鋁合金板 材。 （3） 受內壓力圓形平板之計算公式[42] 如圖2-3所示，一直徑為d之圓胴形，受均勻之內壓力P，兩端以圓形平

板側封。如取通過圓形平板中心點之一微小斷面dw自由體圖，則類似均勻 荷重之簡支樑，如圖2-4所示。 圖2-3 圓胴平端板受內壓之情形 圖2-4 簡支樑示意 反作用 P dw d 2 1 R R₁  ₂     任一點之彎曲力矩M_X為 _X



xd-X2



2 Pdw M  最大彎曲力矩發生於中心點，為 8 dwPd M 2 max  最大應力max則發生於最大彎 曲力矩處之表面，其值為 Z 8 dwPd2 max   max 0.49P d t   此式係以純粹之簡支樑 公式導出。一般壓力容器受內壓力之平板，其邊緣均全部或局部受拘束， 非為簡單支梁之狀態，受拘束圓形平板之應力分析詳見前節，其最大彎矩 為 8 Pr -M 2 max  最大應力則為 2 2 2 2 max 16t 3Pd 4t 3Pr    均發生於板之邊緣處。因此 max 0.1875P d t   事實上，壓力容器之平端板，其徑向亦同樣受均勻之內壓P， 此壓力對平端板而言，會減低其所受之彎矩，此等應力，甚難做精確的分 析。 所以依 max 0.1875P d t   之式子進行罐體上下蓋平板厚度計算，其中 d：罐體直徑 mm

max  ：材料降伏強度 kg/mm2 求得 5.72mm 51.5 10 0.1875 30 t   ，因此選擇t=6mm作為上下蓋之厚度。 （4） 氣瓶本體尺寸規劃 將計算出胴體側及端板之板厚，依銲接位置規劃成兩種：一種為於胴 體側進行胴體與端板施銲，另一種於端板側進行動體與端板施銲，針對此 兩種銲接方式進行探討，其氣瓶本體主要尺寸設計分別如圖2-5（a）、（b） 所示。 （a）胴體側施銲 （b）端板側施銲 圖2-5 氣瓶本體尺寸設計圖

2.2 銲接電弧之簡介 電弧的產生是一種低電壓高電流的放電作用，而電弧的持續則是由於 陰極受熱而釋放的熱電子活動的結果。 母材連接到接地端(或稱為電弧端)，藉由電極的瞬時碰觸母材而造成短 路，引起極大的電流，此時熱量增高使電極與母材觸碰處達到足夠的高溫 度，而釋放出離子化熱電子。電極與母材間產生電位差而導致電流中斷， 產生電弧。 圖 2-6 為電弧銲接方法之構成原理，圖 2-6(a)為熔極方式，即電極會熔 解當作銲條使用。通常以金屬電極(銲條)及母材間所發生電弧(稱為金屬電 弧)之熱，來熔解電極及母材。採用此方式銲接法有遮蔽金屬電弧銲、潛弧 銲、氣體金屬電弧銲、包藥電弧銲等等。 圖2-6(b)為非熔極方式，以碳化鎢或碳棒作電極，與母材間產生電弧熱量將 母材或加入之銲條熔解，採用此種方式之銲接法有碳及電弧銲、氣體鎢極 電弧銲與電漿電弧銲。 (a)熔極式 (b)非熔極式 銲接金屬 母材 熔極(銲條) 電弧 E 電源 銲接金屬 母材 非熔極 電弧 E 電源 充填金屬

2.2.1 銲接電弧之結構

如圖2-7所示，為一惰氣鎢極電弧銲之電弧結構與電壓降的關係圖。由 圖中可明顯得知銲接電弧之結構主要可分為陰極區(cathode zone)、弧柱區 (arc column zone)及陽極區(anode zone)等三大部分，茲將其重要特性簡述如 下： 圖2-7 惰氣鎢極電弧銲之電弧結構與電壓降的關係[41] 1.陰極區 此區域的範圍約為 10 ~10 cm 左右。由於陰極區之帶電離子呈不均勻 的分佈狀態，因此會形成一陡峭的電壓降，此稱為陰極壓降(cathode drop)。 5  6 2.弧柱區

此區域介於陰極區與陽極區之間。一般所稱的電弧長度(arc length)其實 就是指弧柱長度。由於弧柱區之帶電離子呈均勻的分佈狀態，因此會形成 一趨於線性的電壓降，此稱為電漿壓降(Plasma drop)。 3.陽極區 此區域的範圍約為 10 ～10 cm 左右。由於陽極區(工件)之帶電離子 亦呈不均勻的分佈狀態，因此也會形成一陡峭的電壓降，此稱為陽極壓降 (anode drop)。 3  4 存在於兩電極間或電極與工件間的電壓降特稱為電弧電壓 ( arc voltage)。其中，電弧電壓即為陰極壓降、電漿壓降及陽極壓降三者之總合 電壓降。值得一提的是，當電極或銲條材料、電源種類、電流極性及保護 氣體等皆維持定值的情況下，電弧電壓值的高低主要係決定於電弧長度的 大小(亦即當電弧長度增加時其電弧電壓值將會隨之提高;反之當電弧長度 縮短時其電弧電壓值將會隨之降低)。 2.2.2 銲接電弧之溫度 電弧是在高電流(10-200 安培)及低電壓(10-50 伏特)下通過一離子化之 氣體時產生之放電現象。 當電弧長度非常長(約 1/16 吋)時，電能轉換成熱能之效率非常高(大約 85% )，圖 2-8[47]即為直流正極性電弧之示意圖。在電漿內部，實際上僅一

部份是離子化氣體，其餘部份是高熱氣體分子，其溫度隨下列四種因素而 變： 1.電極型式 2.電流 3.電弧長度 4.圍氣(atmosphere) 電 流 方 向 電子 銲件(陽極) 離子 電子凝聚區 電漿 離子凝聚區 電極(陰極) 圖2-8 直流正極性電弧之示意圖[47] 當針對電極與母材之電弧形態作分析時，在TIG銲中靠近陰極之溫度可 達攝氏 20,000℃，而在手工中電銲用之鐵電極其最高溫度僅達 6,000℃，主 要原因在於氣體是否容易離子化(如圖 2-9[47] 所示)；換言之，TIG銲中氣體 容易離子化，形成熱效率則比手工電銲高。

0 ℃ 1 ℃ 2 ℃ 3 ℃ 4 ℃ ℃ 鎢電極 6000℃ 3000℃ 2100℃ 鐵電極 圖 2-9 鎢電極與鐵電極之電弧溫度分佈[47]

2.3 GTAW(gas tungsten arc welding)銲接法 2.3.1 GTAW之簡介

（一） TIG 銲接概述

TIG (tungsten inert gas arc welding) 依美國銲接協會 (AWS) 之 規格係稱為GTAW (inert gas tungsten arc welding)，其正式之中文名稱 為氣體鎢極電弧銲接法。此銲接法係由美國Northrop air-craft company 於1944 年發展出來。 （二） TIG 銲接之主要優點 1.電弧熱限於接頭局部之小面積，變形量與應力減少，是故其熱力限於 氣罩下，增加銲接速度，減少火星飛濺物而提高銲接效率，同時更適 於薄材之銲接。 2.不需使用銲劑，於是無銲劑之流動，可清楚的看到熔池，且銲後不需清

3. 熔填金屬控制單純，銲道的寬窄與高低均可由銲線之填入量及鎗頭操作 速率加以控制，以達最經濟之銲線消耗量，節省銲接成本。 4. 使難施銲之金屬易於銲接，尤其對鋁與鋁合金。 5. 銲件品質優良、銲道美觀且滲透性佳。 （三） TIG焊接原理 氣護鎢極電弧銲亦稱為鎢極惰氣銲接。此銲接法屬非消耗式電極之銲 接。俗稱TIG(tungsten insert gas)。保護氣體從銲槍供給來防止電極、銲池、 電弧、及鄰近受熱區域之氧化現象。熱源之產生是出電流通過離子化之保 護氣體所發生之電弧。其中電弧在鎢電極與母材之間產生。可添加填料於 電弧之間，使填料熔化。銲炬另通出氬、氦惰性氣體(圖2-10[48] )，以保護熔 融狀之銲道，使其不被氧化，待凝固後即形成銲道。TIG適用於薄板之銲接， 從0.13mm至6mm皆可。 圖2-10 GTAW銲槍示意圖[48] （四） TIG 銲接設備 TIG 銲接之主要設備包括銲接機、銲鎗頭、鎢電極棒、冷卻裝置

及保護氣體裝置等，如圖2-11。 圖2-11 氣體鎢極電弧銲接設備 2.3.2 銲接電流性質 GTAW依輸出電流(二次側電流)區分，可分為三種型態如表 2-2[4]所示： 表2-2 GTAW電流型式及特性[4] 電流型式 DCEN DCEP AC 鎢棒極性 負 正 電子及離子流向 滲透性 表面氧化膜清潔作用 無 有 有 電弧熱量分佈 70%在工件 30%在鎢棒尖端 30%在工件 70%在鎢棒尖端 50%在工件 50%在鎢棒尖端 滲透 深，窄 淺，寬 中等 鎢棒承載電流能力 優 不好 良

2.3.3 銲接參數 GTAW 中主要的銲接參數如下： 1.電流(I)： 電流越大則熱輸入量越高，電弧壓力增大，可增加熔透與熔解效率。 2.電壓(V)： 電壓變化對保護氣體、電弧長度、與電極幾何形狀有密切關係。在實 驗時，將上述三個參數設定為定值，則電壓大小變化不大。 3.銲接走速(S)： 銲接走速愈快，熱量集中在銲道，熔解效率高；銲接走速愈慢，熱量 由母材吸收，熔解效率低。但銲接走速愈快則易生成 undercut 及 centerline crack。 2.3.4 電流之選擇及其特性 電流之選擇可分為DC及AC兩種，而DC又可分為DCSP及DCRP兩種。至於 電流之方向及特性見圖2-12、圖2-13[49] 。 圖2-12 DCSP[49] 圖2-13 DCRP[49]

(一)DC WELDING 現將DCSP(直流正極)及DCRP(直流反極)之比較詳述如表2-3[49] ，焊道 滲透之比較情形如圖2-14[49] 。 表2-3 DCSP及DCRP比較表[49] 圖2-14 焊道滲透之比較[49]

(二)AC WELDING

AC WELDING在理論上是綜合DCSP&DCRP，在每半個CYCLE裡變化一次極 性，也綜合了DCSP及DCRP及之優點(DCSP是熱集中於工件之優點，DCRP是去 除表面氧化層之優點)。決定AC電流之最佳值，可由以下公式計算：

AC CURRENT = 1 1/4 Amp. X ELECTRODE DIA. (每.001＂) (三)電流不穩定之原因及解決方法，表2-4[49] 表2-4 電流不穩定之原因及解決方法[49] (四)鎢電極簡介[50、51] TIG 銲接法所使用的電極雖稱為非消耗性電極，但在實際銲接過程中 仍有少量受電弧高熱而蒸發或熔耗。通常常用的電極有三種：(1)純鎢棒； (2) 鎢鋯合金棒；(3) 鎢釷合金棒。其中又以前兩者使用較為普遍，玆將其 分述如下：

1. 純鎢棒—含鎢量99.5%者是為純鎢棒，鎢的熔點約3410℃，適用於交流 電小電流的銲接中，代號為EWP。 2. 鎢鋯合金棒—含鋯0.15-0.40%的鎢合金電極，具有極高的污染性，適合 以交流電施銲，如核能電廠零件的精密銲件。代號為EWZr。 3. 鎢釷合金棒—有含釷1%和2%兩種，鎢棒加入釷元素後，容易起弧，銲 接電流範圍變廣，且電極在施銲時不易粘著為母材，交直流皆適用。代 號為EWTh-1、EWTh-2。 鎢棒選用時要根據銲接電流的種類、大小及銲接速度等作適當的選 擇，如表2-5所示。若小直徑用大電流，則鎢棒將產生過熱焢融，熔滴會落 在熔池而產生污染，同時，鎢棒伸出噴嘴之長度約為其直徑之1~2 倍左右， 分別依接頭型式之不同而有所差異。 表2-5 鎢棒尺寸與銲接電流容許範圍表[50、51]

2.3.5 焊接氣體之功能 1.保護電極、電弧、熔融金屬及填料金屬等，以避免直接與大氣接觸。 2.熱能的傳遞(由於銲接機主要的作用乃是將電能轉換成熱能，而這些熱 能就是經由銲接氣體來加以傳遞到銲件上)。 氬(Ar)氣是最常用的保護氣體 (尤其是人工銲時)，氦(He)氣用在特殊 的場合，比起氦氣來氬氣可以允許在最小電壓影響下有較大的電弧長度變 動。氬氣也提供較好的起弧特性及在交流電時有較好的清潔作用。 2.4 田口式品質工程 2.4.1 田口品質工程簡介 田口式品質工程又稱田口方法，是田口玄一博士（Dr. G. Taguchi） 在1949年於日本電信實驗室（the Electrical Communications Laboratory of Japan＇s Nippon Telephone & Telegraph Company, NTT）研發通序系 統時所發展的。經過50年代到60年代的研究工作，發展出一套改善品質的 工程方法，在日本稱之為品質工程（Quality Engineering），而在西方國 家則稱之為穩健設計（Robust Design）[52] 。 在傳統的品質觀念中，產品只要在出廠時的規格、性能表現、安全性 等，合乎顧客的要求，也就是在容許的誤差範圍內，這項產品的品質就被 視為良好。但田口博士並不認同「只要做出符合規格內的產品即可」的想