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一、選擇題: (99題)

( )1. 超光製用之刀具係一種磨石，加工時該磨石即作微小之：　(A) 拋光　(B) 砂磨　(C) 進刀　(D) 震動　以進行磨光工作。

( )2. 遊艇外殼、公園座椅常使用何種方式成形？　(A) 補強成型　(B) 吹製成型　(C) 發泡成型　(D) 滾延成型　以增加強度。

( )3. 塑膠吹製成形模製法主要是利用熱塑性塑膠，無法製得？　(A) 中空之塑膠長管　(B) 裝汽水飲料之寶特瓶　(C) 洗髮精之塑膠瓶　(D) 塑膠中空容器。

( )4. 作為包裝材料襯墊用的泡棉，其最適宜的成形法為　(A) 射出成形　(B) 發泡成形　(C) 吹製成形　(D) 壓延成形。

( )5. 補強成形目的在增加塑膠的　(A) 耐熱性　(B) 韌性　(C) 延展性　(D) 強度。

( )6. 何者為塑膠加工最常用、應用最廣的模塑成型法？　(A) 鑄造法　(B) 射出成形法　(C) 壓縮成形法　(D) 發泡成形法。

( )7. 市售塑膠洗臉盆，用何種加工方法製成？　(A) 壓縮模法　(B) 射出成形法　(C) 擠製(押出)成形法　(D) 吹製成形法。

( )8. 一般積體電路IC外形之成型的主要原料為　(A) 環氧樹脂　(B) GRS塑膠　(C) 合成橡膠　(D) 聚乙烯。

( )9. 下列敘述何者有誤？　(A) 聚乙烯：簡稱「PE」　(B) 氟碳塑膠：簡稱「PC」　(C) 纖維玻璃係指酚醛樹脂　(D) 縮醛塑膠簡稱PA。

( )10.噴砂之敘述何者有誤？　(A) 工件表面產生壓應力　(B) 可增進工件疲勞強度　(C) 可消除產品毛邊、銹皮　(D) 可大量切削工件。

( )11.電積成形加工法乃：　(A) 價格較低　(B) 生產率高　(C) 金屬純度較差　(D) 可製極薄之金屬件。

( )12.縮醛塑膠簡稱：　(A) PS (B) PF (C) PE (D) PA。

( )13.多孔性塑膠成品常以何種方法成形？　(A) 補強成形　(B) 擠製成形　(C) 滾壓成形　(D) 發泡成形。

( )14.電積成型法加工一般厚度均在多少mm以下？　(A) 5 (B) 10 (C) 15 (D) 20。

( )15.工件厚度薄，精度高，內部形狀複雜，且需光滑面無法以心型或一般加工製之產品(如鋼筆套)宜用何種方法製造？　(A) 放電加工法　(B) 電化磨削法　(C) 高熱加工法　(D) 電積成型法。

( )16.下列之塑膠加工法中，那一種無法做出中空的工作　(A) 滾壓成形法　(B) 浸沾鑄造法　(C) 吹製成形法　(D) 瀝鑄法。

( )17.塑膠帆布是以何種方法製成？　(A) 滾壓成形　(B) 吹製成形　(C) 擠製成形　(D) 壓縮成形。

( )18.模具成本最低的塑膠成形方法是　(A) 模塑成形法　(B) 加熱成形法　(C) 鑄造成形法　(D) 補強成形法。

( )19.“白鐵皮”為金屬塗層成品之一，其採用下列何種方法製造？　(A) 浸鋅處理　(B) 浸錫處理　(C) 浸銀處理　(D) 浸鋁處理。

( )20.下列四個製造程序可製成平面最精密？　(A) 鋸削→鉋削→磨削→研磨　(B) 鉋削→磨削→超光製→銑削　(C) 鉋削→銑削→磨削→搪磨　(D) 鉋削→銑磨→滾磨→輪磨。

( )21.市面上寶特瓶，及各種清潔劑之塑膠容器，係以何種加工方法做出來的　(A) 滾壓成形　(B) 射出成形　(C) 押出成形　(D) 吹製成形。

( )22.膠合安全玻璃是何種方法製造　(A) 鑄造成形　(B) 疊層成形　(C) 發泡成形　(D) 滾壓成形。

( )23.下列對於電鍍之敘述何者有誤？　(A) 馬口鐵是鍍錫　(B) 白鐵皮是鍍鋅　(C) 鍍鉻可增耐磨、耐蝕　(D) 鍍鉛適於餐具上。

( )24.無論是金屬、玻璃、塑膠、橡膠皆可加工，其工件並可增疲勞強度之加工方式是　(A) 滾磨　(B) 拋光　(C) 擦光　(D) 超光製。

( )25.下列對塑膠製品之敘述何者有誤？　(A) 重量輕、電氣絕緣性佳　(B) 能吸收振動及隔音　(C) 低溫時有脆化現象　(D) 強度硬度高，耐高溫。

( )26.家庭中常用的塑膠垃圾袋，其材質是　(A) PVC (B) PE (C) PS (D) ABS。

( )27.下列何者是熱硬性塑膠材料　(A) 尼龍　(B) 丙烯樹脂　(C) 乙烯樹脂　(D) 酚醛樹脂。

( )28.搪磨用於何種形狀之表面精光？　(A) 外圓　(B) 孔徑　(C) 平面　(D) 不規則形狀。

( )29.塑膠中PE是指：　(A) 聚氯乙烯　(B) 聚苯乙烯　(C) 聚乙烯 (D) 聚丙烯。

( )30.市售電冰箱門使用之塑膠密封壓條，其最適宜的製造方法為　(A) 吹製成形法　(B) 發泡成形法　(C) 擠製成形法　(D) 滾壓成形法。

( )31.下列何種內孔加工，可獲得最好的孔周面品質？　(A) 搪孔　(B) 鏇孔　(C) 鉸孔　(D) 搪磨。

( )32.下列何種加工方式可得到最細的表面粗糙度？　(A) 銑削　(B) 車削　(C) 搪磨　(D) 研光。

( )33.適宜塑膠膜或薄塑膠片如雨衣、膠帶等之製法為　(A) 滾延成形　(B) 模塑成形　(C) 擠製成形　(D) 吹製成形。

( )34.將粒狀塑膠原料加熱至150～180℃後放入模內高壓成形後冷卻硬化之方法稱為　(A) 加熱成形　(B) 模塑成形　(C) 補強成形　(D) 鑄造成形。

( )35.下列何種塑膠材料具有最佳的耐彎曲疲勞特性，常用來做與瓶身一體成形的瓶蓋　(A) PE (B) PVC (C) PP (D) PA。

( )36.模塑成形的製品其成本　(A) 低廉　(B) 昂貴　(C) 普通　(D) 適情形而定。

( )37.電積成形的特色，下列敘述何者有誤？　(A) 尺寸精確，表面光平　(B) 可製內外複雜形狀　(C) 生產速度快、費用低　(D) 限於製極薄或分層的金屬機件。

( )38.將熱固性塑膠加入玻璃纖維補強而製成之纖維強化塑膠，俗稱塑鋼，一般簡稱　(A) PVC (B) PE (C) PS (D) FRP。

( )39.將金屬積聚於導電，並且可取出的模型或母體上，經加工後所得金屬製品的本身，此種方法謂之　(A) 金屬噴焊法　(B) 電積成形法　(C) 電解還原法　(D) 殼模法。

( )40.研磨用於何種形狀之表面精光？　(A) 外圓　(B) 孔俓　(C) 平面　(D) 不規則形狀。

( )41.纖維玻璃係指　(A) 聚碳塑膠　(B) 聚脂樹脂　(C) 聚醯胺塑膠　(D) 環氧樹脂。

( )42.利用射出柱塞將熔融狀態之塑膠材料擠入成形模內，可高速操作大量生產者為　(A) 射出成型　(B) 擠製成型　(C) 吹製成型　法。

( )43.塑膠射出成型直接射出法中，下列敘述何者正確？　(A) 使用原料為單體　(B) 加入漏斗中原料為液態　(C) 金屬模體內通以高溫之水　(D) 使用熱塑性原料最為恰當。

( )44.何種塑膠特別適於輪胎之製造　(A) GR-S (B) PE (C) PA (D) PVC。

( )45.將工件面與磨面相接觸，然後使兩面相對運動並時常做新接觸，兩面之間加入磨料細粉、水、油、油脂等使發生摩擦，以增進尺寸精度，此種方法稱為　(A) 搪磨　(B) 研磨　(C) 超光製　(D) 拋光。

( )46.常用於鋁門窗或門框安裝時，縫隙之填充修補粘結劑，用於防雨水滲透者為　(A) 矽氧樹脂　(B) 喃樹脂　(C) 聚乙烯　(D) 聚丙烯。

( )47.下列何者不屬於熱塑性塑膠　(A) 壓克力　(B) 氟碳塑膠　(C) 尿素塑膠　(D) 尼龍。

( )48.塑膠材料中雨衣及水管類材質如聚氯乙烯塑膠管，一般稱為　(A) PE (B) PS (C) PVC (D) ABS。

( )49.塑鋼可用何種方法製得　(A) 加熱成形　(B) 補強成形　(C) 鑄造成形　(D) 發泡成形。

( )50.下列何種鑄造成形法，無法塑製中空製品？　(A) 浸沾鑄造　(B) 瀝鑄法　(C) 迴轉鑄造　(D) 簡單鑄造法。

( )51.紡織品原料尼龍學名　(A) 聚醯胺塑膠　(B) 氟碳塑膠　(C) 纖維素塑膠　(D) 聚氯乙烯。

( )52.保麗龍餐具的塑膠原料是　(A) 聚苯乙烯　(B) 聚乙烯　(C) 尼龍　(D) 聚丙烯。

( )53.超音波研磨器係利用何種原理來驅動油石藉以研磨工件表面？　(A) 高頻率振動　(B) 高頻率音波　(C) 強力光束　(D) 高溫度。

( )54.PVC塑膠水管利用那一種方法成形？　(A) 吹製成形　(B) 滾壓成形　(C) 射出成形　(D) 擠製成形。

( )55.下列何種塑膠成形法，最適合於使用熱硬性塑膠材料　(A) 射出成形　(B) 擠製成形　(C) 壓縮模成形　(D) 吹製成形。

( )56.經滾筒磨光之工件，可增加　(A) 抗拉強度　(B) 抗壓強度　(C) 韌性　(D) 疲勞強度。

( )57.各種研磨加工法中最精確的加工方式，用於塊規精密儀器的加工者為　(A) 搪磨　(B) 擦光　(C) 拋光　(D) 超光製。

( )58.電漿焰噴佈之表面塗層法適合噴佈　(A) 低熔點金屬　(B) 鐵金屬　(C) 高熔點金屬　(D) 皮革材料。

( )59.下列何種製品不是以FRP製成？　(A) 船體　(B) 洗衣機外殼　(C) 板座椅　(D) 泡棉。

( )60.電鍍是使用　(A) 交流電且被鍍件置於兩電極之間　(B) 交流電且被鍍件置槽底　(C) 直流電且被鍍件置於陽極　(D) 直流電且被鍍件置於陰極。

( )61.下列四個製程系列中那一個所製出之孔最精密？　(A) 鑽孔、搪孔(Bouing)、鉸孔　(B) 鑽孔、內孔磨削、搪光(Honing) (C) 鑽孔、搪孔、拉孔　(D) 鑽孔、搪孔、布輪拋光。

( )62.金屬線噴敷法的加熱火焰為燃燒　(A) 汽油　(B) 液化石油氣　(C) 天然瓦斯氣　(D) 氧乙炔氣。

( )63.模塑成形的製品其成本低廉，下列何種方法不屬於模塑成型法？　(A) 射出成型　(B) 擠製成型　(C) 滾壓成型　(D) 澆鑄成型。

( )64.研磨(軟磨)的功能，下列那一項不對？　(A) 產生真正平面　(B) 提高粗糙度品質　(C) 大量磨除多餘材料　(D) 達精密尺寸。

( )65.下列何種塑膠成形法，最適合於長管製造：　(A) 壓縮成形法　(B) 射出成形法　(C) 擠製成形法　(D) 傳遞成形法。

( )66.凡是塑膠受熱後能重覆塑製者叫　(A) 熱硬化性塑膠　(B) 熱軟化性塑膠　(C) 熱塑性塑膠　(D) 熱脆性塑膠。

( )67.一般金屬在電鍍之前後，需先需何種處理，以保電鍍層之均勻細微　(A) 搪光　(B) 擦光　(C) 滾磨　(D) 研磨。

( )68.最簡單常用之熱硬性塑膠成形法為　(A) 壓縮模成形　(B) 擠製成形(C) 吹製成形　(D) 發泡成形。

( )69.欲除去鑄件之砂皮或鍛件之銹皮，宜選用　(A) 研磨　(B) 搪磨　(C) 超級精磨　(D) 滾筒磨光。

( )70.下列敘述電積成形何者有誤　(A) 原理與電鍍法相同　(B) 用純金屬桿作陽極　(C) 可製得內、外複雜的特厚工件　(D) 導電的模型作為陰極。

( )71.下列塑膠何者最硬？　(A) 酚醛樹脂　(B) 縮醛樹脂　(C) 氨基樹脂　(D) 矽氧樹脂。

( )72.熱硬性塑膠的特性為　(A) 受熱即軟化　(B) 可多次重複塑製　(C) 冷卻即永久硬化　(D) 可作二次加熱成型。

( )73.管袋式包裝用塑膠袋以何種方法製程？　(A) 滾壓成形　(B) 吹製成形　(C) 吹管擠製成形　(D) 擠製成形。

( )74.欲使工件表面耐磨應該電鍍　(A) 鉻　(B) 銅　(C) 鋅　(D) 鎳。

( )75.市售之塑膠籃子，以下列何者方式製成？　(A) 壓縮模成形　(B) 射出成形　(C) 擠製成形　(D) 吹製成形。

( )76.下列有關超光製之敘述，何項不正確？　(A) 工具為油石　(B) 油石寬約工件直徑之2/3 (C) 油石約與工件等長　(D) 工件作往復直線振動。

( )77.是宜製實心棒、管、板、薄膜之連續產品，可採用何種方法製得　(A) 擠製成形　(B) 滾延成形　(C) 吹製成形　(D) 射出成形。

( )78.電木製品的主料，除填充料外，還有　(A) 硬橡膠　(B) 聚乙烯　(C) 聚苯乙烯　(D) 酚醛樹脂。

( )79.重疊數件加熱加壓而成裝飾板之成形法為　(A) 射出成形　(B) 積層成形　(C) 擠出成形　(D) 滾延成形。

( )80.熱塑性塑膠材料中，簡稱為PVC的是　(A) 聚氯乙烯　(B) 聚苯乙烯　(C) 聚乙烯　(D) 聚二氯乙烯。

( )81.收音機、電視機外殼之製造可採用　(A) 傳遞模製法　(B) 吹製成形法　(C) 壓縮模形法　(D) 射出成形法。

( )82.相對於金屬而言，有關塑膠一般性質之敘述，下列何者錯誤？　(A) 對電的絕緣性良好　(B) 對油濕之耐蝕性強　(C) 比重小、尺寸安定性低　(D) 硬度高、展性佳。

( )83.搪磨(honing)一內孔時，其搪磨頭需作：　(A) 上下往復之螺旋運動　(B) 在固定位置迴轉　(C) 居定不動　(D) 上下往復直線運動。

( )84.塑件表面最光滑的塑製法是　(A) 模塑成形法　(B) 發泡成形法　(C) 擠製成形法　(D) 鑄造成形法。

( )85.拋光輪的材料，主要是　(A) 細砂布　(B) 細砂輪　(C) 棉布　(D) 金剛砂輪。

( )86.騎乘機車須戴安全帽，安全帽是使用何種方法製作？　(A) 鑄造成型法　(B) 疊層成形法　(C) 補強成型法　(D) 滾壓成型法。

( )87.何種塑膠具有隔熱、隔音、防震、絕緣等功效　(A) 塑膠泡棉　(B) 塑鋼　(C) 壓克力　(D) 合成橡膠。

( )88.利用吹入空氣壓迫軟化之塑膠板貼住模壁而成形的方法稱：　(A) 真空成型　(B) 吹製成型　(C) 滾延成型　(D) 射出成型。

( )89.下列敘述何者有誤？　(A) 聚丙烯：簡稱「PP」　(B) 聚苯乙烯：簡稱「PS」　(C) 酚醛樹脂為熱塑性塑膠　(D) 喃樹脂為熱固性塑膠。

( )90.下列何者不是塑膠之特性？　(A) 為高分子聚合物　(B) 強度高　(C) 具絕緣性　(D) 易於著色。

( )91.下列何者不是電積造形的優點？　(A) 生產速度快　(B) 可作出極薄的工件　(C) 表面光平　(D) 可作出層狀金屬製品。

( )92.家庭用之食品包裝的材料如保鮮膜、常用的塑膠垃圾袋、塑膠帶，其材質是　(A) PVC (B) PE (C) PS (D) ABS。

( )93.何種塑膠屬熱硬性？　(A) 壓克力塑膠　(B) 纖維素塑膠　(C) 聚氯乙烯塑膠　(D) 環氧塑膠。

( )94.壓克力板可用何種方法製得　(A) 簡單鑄造　(B) 浸沾鑄造　(C) 發泡成形　(D) 滾軋成形。

( )95.鋼鐵防銹處理採用鍍層方法時，以何種方法最佳？　(A) 鍍銅　(B) 鍍鉻　(C) 鍍銀　(D) 鍍鋅。

( )96.水管類材質為　(A) PE (B) PC (C) PVC (D) PE。

( )97.下列何種製法可得中空的塑膠製品　(A) 模塑法　(B) 噴敷法　(C) 瀝鑄法　(D) 真空成形。

( )98.工業用安全為了能耐高溫及電氣絕緣，可採用何種塑膠　(A) 縮醛塑膠　(B) 氟碳塑膠　(C) 聚乙烯　(D) 尺龍。

( )99.家庭常用的聚乙烯塑膠袋，簡稱為　(A) PE (B) PVC (C) FRP (D) UP。

2.答案卷:

一、選擇題: (99題)

1.(D) 2.(A) 3.(A) 4.(B) 5.(D) 6.(B) 7.(B) 8.(A) 9.(C) 10.(D)

11.(D) 12.(D) 13.(D) 14.(B) 15.(D) 16.(A) 17.(A) 18.(B) 19.(A) 20.(A)

21.(D) 22.(B) 23.(D) 24.(A) 25.(D) 26.(B) 27.(D) 28.(B) 29.(C) 30.(C)

31.(D) 32.(D) 33.(A) 34.(B) 35.(A) 36.(A) 37.(C) 38.(D) 39.(B) 40.(C)

41.(B) 42.(A) 43.(D) 44.(A) 45.(B) 46.(A) 47.(C) 48.(C) 49.(B) 50.(D)

51.(A) 52.(A) 53.(A) 54.(D) 55.(C) 56.(D) 57.(D) 58.(C) 59.(D) 60.(D)

61.(B) 62.(D) 63.(D) 64.(C) 65.(C) 66.(C) 67.(B) 68.(A) 69.(D) 70.(C)

71.(A) 72.(C) 73.(C) 74.(A) 75.(B) 76.(D) 77.(A) 78.(D) 79.(B) 80.(A)

81.(C) 82.(D) 83.(A) 84.(D) 85.(C) 86.(C) 87.(A) 88.(B) 89.(C) 90.(B)

91.(A) 92.(B) 93.(D) 94.(A) 95.(D) 96.(C) 97.(C) 98.(B) 99.(A)

SiC粒子分散Al鋳造合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
Effect of Forging on Mechanical Properties of SiC Particle Dispersed
Aluminum Casting Alloy Composites
山本　匡昭*　上田　泰**　桜井　市蔵***
Masaaki Yamamoto， Yasushi Ueda， Ichizo Sakurai
　SiC粒子分散Al合金複合材料の鍛造実験を行った。供試材は、9.0wt%Si-0.55wt%Mg-Al合金中に20vol％のSiC粒子
を含有させた複合材料鋳物から作製した。この鋳物材料に据込率および据込圧力をかえて鍛造を行った後、溶体化処理
および時効処理(T6，T71)の熱処理を施し材料強度を測定した。その結果、鋳造材に較べT6処理したものは引張強さに、
T71処理したものには伸びに顕著な効果が見られた。特に伸びは大きく改善され、組織観察の結果から初晶Alデンドラ
イトを取り囲む共晶セルが鍛造時の変形によって壊れ、隣り合う初晶デンドライト同士が連結し伸びの向上に寄与した
と推察される。
　A forging test of SiC particle dispersed Al casting alloy composites has been performed.The sample material for the test was
made of 9.0wt%-0.55wt%Mg-Al alloy containing 20 vol% SiC particle. This casting composite was forged with different
upsetting ratios and upsetting pressure and then was solution treated and subsequently aged(T6 or T71),and the material
strength of these samples was measured. As a result, the sample that treated by T6 process showed remarkable enhancement in
the tensile strength and another sample treated by T71 process improved the elongation, both compared to those of the cast.
Especially, the elongation has been improved significantly. It is guessed, from the result of observation of the microstructure,
that the eutectic cell surrounding the primary phase (α) was broken by the deformation during the forging and that theαwhich
were adjacent to one another were connected and the structure thus formed contributes to the improvement of the elongation.
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響

開発室　素形材技術センター
開発室　ABプロジェクト
開発室　素形材技術センター兼ABプロジェクト
*
**
***
24
Ａ
Ｂ
Ｃ
Ｄ
Ｅ
鍛造前寸法
φ108.4×t70.0
φ125.2×t52.5
φ132.8×t46.7
φ136.5×t44.2
φ140.0×t42.0（非鍛造材）
鍛造後寸法
φ140.0×t42.0
素材№
表1　供試材の寸法
Table 1　Sample size 単位㎜
　鍛造用素材は、9.0wt％Si-0.55wt%Mg-Al合金中に
20vol%SiCを含有したSiC粒子分散アルミニウム合金を
電気抵抗式るつぼ炉で溶解し、下型に金型、上型に砂型
を配した鋳型に鋳造した。鋳造後、表１に示す４種類（Ａ
～Ｄ）の寸法に機械加工し鍛造用の供試材とした。供試
材の寸法は、鍛造後寸法（金型寸法）をφ140.0×
t42.0(㎜)一定とし、これを基準として据込率が5、10、
20、40％となる寸法とした。また、比較材として非鍛
造材も作製した。
2.2　鍛造条件および熱処理条件
　鍛造実験には、600t油圧鍛造プレス(KURIMOTO製
HED-600)を使用した。鍛造用素材を電気抵抗式加熱炉
内で773Ｋ×0.9ks加熱保持した後、鋳造時の金型冷却
面を下にして鍛造金型に配置し表２に示す条件で鍛造を
行った。据込圧力は、10、20、40MPaの３水準で加圧
保持時間を５s一定とし、据込率（鍛造前素材肉厚に対
1.　はじめに
　近年、アルミニウム合金中に硬質のセラミックス粒子
を分散強化した種々のアルミニウム合金複合材料1)～3)が
開発されている。これら複合材料は、従来のアルミニウ
ム合金にくらべ比強度，比剛性が高く、耐摩耗性や高温
特性に優れていることから航空機をはじめ自動車や鉄道
の軽量化部材として注目され、一部適用されている4)､5)。
当社では、鉄道用ブレーキディスクへの応用が図られ実
用化が期待されている。
　複合材料の成形法の中で鋳造法は最も安価で合理的な
方法であるが、セラミックス粒子などを溶湯中に分散さ
せると従来のアルミニウム溶湯に比べ粘性が高くなり鋳
造性を悪化させると同時に鋳造欠陥（ミクロポロシティ）
を助長するため材料強度の低下が予想される。
　そこで本研究は、アルミニウム合金中に20vol％の
SiC粒子を含有した複合材料鋳物を鍛造する6)ことによっ
て組織の緻密化を図り材料の機械的性質をどの程度向上
させることができるか実験すると同時に、熱処理条件を
変えてそれらの効果との関係について検討を行った。
2.　実験方法
2.1　供試材の作製
論文・報告
クリモト技報　No.41 (1999.9)
25
40（A）
20（B）
10（C）
　5（D）
　0（E）
据込圧力（MPa）
0
-
E（1～3）
10（L）
AL（1､2､3）1）
BL（1､2､3）
CL（1､2､3）
DL（1､2､3）
-
20（M）
AM（1､2､3）
BM（1､2､3）
CM（1､2､3）
DM（1､2､3）
40（H）
AH（1､2､3）
BH（1､2､3）
CH（1､2､3）
DH（1､2､3）
据込率
（％）
表2　鍛造条件
Table 2 Forging conditions
1）記号説明：
　　例）AL（1､2､3）→据込率40％（A）、据込圧力10MPa（L）を3個作製
　　　（1､2､3）の内1:As forged材、2:溶体化+T71処理材、3:溶体化+T6処理材
表３　引張試験結果
Table 3 　Result of tensile test
40（A）
20（B）
10（C）
　5（D）
　0（E）
熱処理
№
1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3
1
2
3
据込圧力（MPa）
0
-
-
-
-
*181.5（1.2）
*240.7（1.0）
*281.3（0.1）
10（L）
*177.3（1.2）
*236.3（1.5）
*305.3（0.3）
*175.3（1.6）
*230.7（1.4）
*331.0（0.4）
*197.3（1.6）
*236.0（0.9）
*308.0（0.3）
*214.3（1.1）
*251.0（1.0）
*294.0（0.2）
-
20（M）
*210.7（2.3）
*239.0（2.1）
*348.7（0.7）
*201.7（2.1）
*240.3（1.9）
*351.0（0.5）
*211.7（1.1）
*236.7（1.5）
*345.7（0.4）
*184.0（1.0）
*229.0（0.8）
*336.0（0.4）
40（H）
*215.7（2.4）
*241.0（2.9）
*342.7（0.7）
*206.0（1.0）
*239.7（1.6）
*350.0（0.4）
*255.0（1.4）
*240.0（1.7）
*347.7（0.3）
*222.7（1.3）
*236.3（0.9）
*347.0（0.4）
据込率
（％）
*表中の数字は、引張強さ（N/㎟）、(　）内は伸び（％）を示す。
ロ組織観察は、熱処理を施していない鍛造試料AH1（据
込率40%、据込圧力40MPa）およびDH1（据込率５%、
据込圧力40MPa）と鍛造をしていないＥ１（非鍛造材）
の３試料について観察を行った。マクロ腐食は、フッ酸
－塩酸－硝酸水溶液（15%HF－45%HCl－15%HNO2－
25%H2O）に約60s浸責後、十分に水洗し観察用の試料
とした。マクロ組織観察後、上記３試料を同図に示す上部、
中心部、下部の位置から試験片を切り出し光学顕微鏡を
用いてミクロ組織観察を行った。
3.　実験結果
3.1　引張試験結果
　引張試験結果を表３および図３～図５に示す。図３～
図５は鍛造後に施した熱処理ごとに分類したもので図３
は非熱処理材、図４はＴ71処理材、図５はＴ６処理材を
示す。
3.1.1　引張強さに及ぼす据込率および据込圧力の影響
　引張強さに及ぼす据込率の影響は、非熱処理材(図3)
については一定の傾向を示さないが、T71処理材（図４）
では、据込率に対し引張強さはほぼ一定であった。しかし、
T６処理材(図５)では据込率を40％まで増加させると若
干強度の低下が見られた。据込圧力の影響は、非熱処理
材ではばらつきが多く一定の傾向を示さない。一方、強
度重視のT６処理材は、据込圧力の増加に伴い引張強さ
は大きくなり、圧力が20MPaで最高値に達した。また、
延性重視のT71熱処理材では、引張強さに大きな変化は
見られなかった。
する鍛造後素材肉厚の減少率）を5、10、20、40％の４
水準に変化させた。各条件で３個ずつ鍛造試料を作製し、
１つは鍛造のまま、残り２つについては一方が溶体化処
理後、T71時効処理(以下、T71処理材と略す)を、他方
には溶体化処理後、T６時効処理（以下、T６処理材と
略す）の熱処理を行った。
2.3　引張試験
　引張試験には、油圧サーボ式アムスラー型万能試験機
を用い、鍛造条件および熱処理の条件を変えて作製した
試料から図１に示す部位でJIS４号試験片を３本採取し
引張試験を行った。試験後、３本の平均を引張強さおよ
び伸びの値として評価を行った。
図１　引張試験片採取位置　
Fig.1　Location of tensile test specimen
2.4　マクロおよびミクロ組織観察
　マクロおよびミクロ組織観察位置を図２に示す。マク
図２　マクロおよびミクロ組織観察位置
Fig.2 Observational location of macro and micro structure
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
26
図３ 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係　
Fig.3　Relationship between each forging conditions and tensile
strength, elongation of specimens without heat treatment
図４ 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係(T71処理材)　
Fig.4　Relationship between each forging conditions and
tensile strength, elongation of T71 specimens

図５ 各鍛造条件における引張強さおよび伸びの関係(Ｔ６処理材)
Fig.5　Relationship between each forging conditions and
tensile strength, elongation of Ｔ６ specimens

図６ マクロ組織観察結果
Fig.6　Result of observation of macrostructure

3.1.2　伸びに及ぼす据込率および据込圧力の影響　
　伸びに及ぼす据込率の影響は、As forged材（図３）
では、一定の傾向が見られなかった。一方、Ｔ71，T６
処理材（図４、図５）ともに据込率を高くすると伸びは
向上することがわかった。特に延性重視の熱処理を施し
たT71熱処理材でその傾向は著しくなった。据込圧力の
影響は、As forgedでは一定の傾向が見られないが、
T71、Ｔ６処理材は共に据込圧力を高くすると伸びが向
上した。したがって、据込率および据込圧力を高くする
と鋳造材に較べ伸びを向上させることができた。
3.2　マクロ組織観察結果
　マクロ組織観察結果を図６(a)～(c)に示す。据込率
40%、据込圧力40MPaのAH1試料は、鍛造特有の鍛流
論文・報告
クリモト技報　No.41 (1999.9)
27
図７ ミクロ組織観察結果(No.AH1：据込率40％、据込圧力40MPa)　
Fig.7　Result of observation of microstructure
(No.AH1：Upsetting ratio 40%，Upsetting pressure 40MPa)

図８ ミクロ組織観察結果(No.DH1：据込率5％、据込圧力40MPa)
Fig.8　Result of observation of microstructure
(No.DH1：Upsetting ratio 5%，Upsetting pressure 40MPa)

DH1の試料では、明瞭な鍛流線が確認できなかった。
　また、鍛造をしていない鋳造材のＥ１を観察すると上
部砂型面の組織が粗く、下部金型面に近づくにつれて組
織が細かくなる傾斜組織になっていた。
線が縞状に観察された。試料断面の上部中心付近には半
円状のデッドゾーンが観察され、その外側を沿うように
鍛流線が観察された。この観察結果から上部は鍛造によ
る塑性流動が無く下部およびサイド部が流動し大きく展
伸されたと思われる。一方、据込率，据込圧力の低い
論文・報告
SiC粒子分散Al合金複合材料の機械的性質に及ぼす鍛造の影響
28
図９ ミクロ組織観察結果(No.E1：非鍛造材)　
Fig.9　Result of observation of microstructure
(No.E1，Specimen without forging)

図10　ミクロ組織模式図
Fig.10 Schematic diagram of microstructure
られた模式図(図８)によって説明する。素材鋳造後の凝
固組織は、デンドライトＡおよびＢの周囲にSiC粒子と
共晶Siが押しやられるように凝集する。これら隣り合う
デンドライトＡ，Ｂは、鍛造による圧力を受け延性のあ
る初晶デンドライトが横方向に展伸されると同時に、そ
の周囲を取り囲むSiC粒子と共晶Siの境界を破り初晶デ
ンドライトＡ，Ｂが相互に連結し粗大化する。この結果、
横方向に引張試験を行うと、延性のある連続した初晶デ
ンドライトが破断されずに伸びるため、伸びを増大させ
るが、強度にはあまり寄与しないと考えられる。一方、
強度を重視したT６処理材では、据込率よりも据込圧力
の効果が大きく、据込圧力を上げると引張強さは向上する。
一般的に鋳造組織には初晶デンドライト間の共晶セル内
にミクロポロシティがあり、これが鍛造圧力によって低
減する。引張強さが向上した理由は、ミクロポロシティ
3.3　ミクロ組織観察結果
　ミクロ組織観察結果を図７～図９に示す。据込率，据
込圧力の高いAH1(図７)では、試料中心から下部にかけ
て初晶デンドライトの形態が鍛造によって横楕円状に変
形していた。この変形によって隣り合うデンドライト同
志が連結し、同時にSiC粒子および共晶Siは、それに押
しやられ層状に並んだ様相を呈していた。一方、据込率、
据込圧力の低いDH1(図８)では、断面の上部、中心部お
よび下部にはそれほどの変化は観察されずE１（非鍛造材）
（図９）の素材に近い組織形態をしていた。
4.　考察
　本研究では、SiC粒子分散アルミニウム合金複合材料
に鍛造プロセスおよび熱処理を施すことによって延性重
視の材料には伸びに、強度重視の材料には引張強さに効
果が見られた。
　非熱処理材では、据込圧力，据込率の変化に対して引
張強さや伸びに明確な影響が見られなかった。一方、熱
処理材でははっきりとした傾向が得られた。これは、非
熱処理材が鍛造時に溶体化処理温度に近い温度まで被熱
を受け、その後、常温まで放冷する間に一部時効が進行し、
それらの熱履歴が一定でなかったために材料強度にばら
つきを生じたと思われる。
　熱処理材の内、延性を重視したT71処理材では、引張
強さは鋳造材とほぼ同等であったが、伸びは据込圧力，
据込率を増加させることによって鋳造材に較べ大幅に大
きくなっている。この特性についてミクロ組織観察で得
論文・報告
クリモト技報　No.41 (1999.9)
29
に起因する切り欠き欠陥の減少が主要因と思われる。据
込圧力20MPaと40MPaはほぼ同等の強度まで上昇して
おり、20MPaの最大値351N/㎟は、ミクロポロシティ
による切り欠き欠陥の影響が無くなった時の強度である
と思われる。
　また、据込率が40％になると、引張強さが少し減少し
ているが、この原因と伸びが著しく増加している現象と
は裏腹の関係にあり、上記模式図で説明されているように、
横方向に組織の粗大化を生じた結果であると推察する。
5.　まとめ
　本研究において鋳造で得られたSiC粒子分散Al合金複
合材料に鍛造プロセスを実施した結果、以下の事が明ら
かになった。
１）強度重視のT６処理材では、引張強さおよび伸びと
もに向上し、引張強さは据込率20％据込圧力20MPaの時、
最大25％高くなった。伸びは据込率、据込圧力ともに高
くするほど大きくなった。
２）延性重視のT71処理材では、伸びが改善された。据
込圧力より据込率の影響が大きく、据込率40％、据込圧
力40MPaの時、伸びは倍以上となった。しかし、引張
強さへの影響は見られなかった。
３）非熱処理材は引張強さ伸びともにばらつきが大きく
なった。鍛造時の熱履歴のばらつきが原因と思われる。
４）ミクロ組織観察の結果、初晶デンドライトは鍛造時
の変形によって共晶セルを破り、隣り合うデンドライト
同士が連結することで伸びの上昇に寄与したものと推察
される。
謝辞
　本研究に協力いただいた㈱栗本鐵工所　機械事業部　
鍛圧機グループならびに開発室　ABプロジェクトの方々
に深謝する。
参考文献
１）熊井、胡、石倉、肥後、布村：SiC粒子強化鋳造ア
ルミニウム合金複合材料の引張特性に及ぼす凝固組織
の影響、軽金属、Vol.44、No.4(1994)、pp.222-228
２）河部、押田、小林、戸田：溶湯撹拌法によるナノサ
イズSiC粒子のアルミニウム合金への複合化、軽金属、
Vol.49、No.4(1999)、pp.149-154
３）深浦、砂田、横山　塚口：SiC粒子強化Al複合材料
の硬さと摩耗特性、「粉体および粉末冶金」Vol.44、
No.2、pp.198-201
４）菅沼　克昭：コストパフォーマンスに優れた鋳造に
よる金属セラミックスの複合材料、マテリアルインテ
グレーション、Vol.12 、No.1(1999)、pp.23-31
５）大久保、渋江：粒子分散アルミニウム基複合材料の
製造とその利用、住友金属技報、Vol.35、No.3、
No.4(1994)、pp.184-198
６）姚、小林、戸田、堀：鋳造鍛造アルミニウム合金鋳
物の破壊靭性に及ぼすミクロ組織の影響、軽金属、
Vol.47、No.11、pp.613-619
執筆者
山本　匡昭
Masaaki Yamamoto
平成９年入社
新材料の研究・開発に従事
上田　泰
Yasushi Ueda
昭和62年入社
金属材料技術部，鋳物技術部を経て
現在アルミ複合材の生産技術に従事
桜井　市蔵
Ichizo Sakurai
昭和41年入社
鉄管生産技術，新素材研究開発を経て
現在アルミ複合材の研究開発に従事

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BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BW is specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

第五章 結論
本研究探討了碳鋼SK 5 和低合金鋼63CRM 兩種不同剪刀的複合處
理，分別在低溫施以氮化處理，並在相同輝光離子轟擊條件下施以硬膜被
覆，進一步分析微觀結構變化及機械性質，並分別測試剪刀的剪切性能，
所得結果如下：
1. SK 5 及63CRM 有相似的氮化趨勢，固定氮流量在70%，氮化20 小時，
皆可得 ε-Fe2-3N 及γ´-Fe4N 雙相氮化層。氮化溫度越高則氮化速率越快，
形成較厚的化合物層，以獲得較高的表面硬度。
2. 經不同溫度的氮化處理，再被覆氮化鈦硬膜；兩種剪刀的複合鍍層硬度
都可提升至1050Hv，SK 5 在350℃及400℃氮化處理時，基材硬度明顯
的下降，乃是受回火軟化效應的影響；但63CRM 則較不受回火軟化的
影響。
3. TiN 無論被覆在任何氮化組織之上或不同轟擊溫度之基材，其鍍層皆以
TiN(111)為優選方位，顯現出鍍層之結構並未受複合處理條件不同而改
變。
4. 經由離子氮化結合TiN 硬膜被覆之複合處理，其複合鍍層的附著性和硬
度均高於單層TiN 鍍層，尤其附著性可達刮痕臨界荷重之上限100N；刻
意壓低TiN 被覆溫度的結果，本實驗並無黑層影響附著性的問題。
5. 本實驗採70%高氮流量的低溫氮化再於300℃的低溫被覆陶瓷硬膜TiN
的複合處理，應用在剪切刀具上，經過剪切測試結果，SK 5 以PN350 +
TiN；63CRM 以PN350 + TiN 及PN400 + TiN 的剪刀最為優異，其性能
優於傳統的高週波硬化或鍍硬鉻的處理方式及基材直接被覆硬膜的剪
刀。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys（91 學年度）
128
6. 複合處理剪刀是預氮化層提供給硬膜更大的負荷承載力；相對的基材效
應降低下來，反應出複合鍍層的本質硬度，而使硬膜在剪切過程中能忍
受較大的摩擦剪應力，減緩刃片早期崩刃、變形及斷裂。研究結果顯現
複合處理在剪切刀具方面的可行性獲得證實。
7. 實驗中採用低溫複合處理，為了避開回火軟化的問題，使被覆硬膜的厚
度較淺，若能加深硬膜的厚度的話，應有更加成的效果。

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第四章 實驗結果與討論
實驗結果與討論分為兩部份，分別針對碳工具鋼及低合金鋼刀片，施
以離子氮化後被覆陶瓷硬膜的複合處理方法，探討其微觀組織結構與機械
性質。文中所述之氮化或不同複合處理下之條件若以編號表示的話，請參
考第三章實驗方法與步驟之表3-3 實驗參數。
4-1 碳工具鋼剪切刀具之複合處理
4-1-1 複合處理於碳工具鋼剪刀微觀組織的探討
1. 氮化對微結構之影響
一般的氣體氮化，氮化溫度在500~550℃範圍內所形成的化合物層，是
以ε−Fe2-3N(氮濃度：9~11%)為主體，再加上γ´-Fe4N(氮濃度：約6 %)所組
成，稱為ε層。此化合物層硬而脆，在提高耐蝕性上有效。另一方面，這種
厚化合物層相當脆，容易在使用中剝離或龜裂，對承受衝擊或高負荷材料
而言，並不恰當。離子氮化的最大特徵：改變氣體組成成份即可控制表面
的氮濃度，即使在相同的氮化溫度下，亦可改變化合物層的相組成。故離
子氮化可藉由參數控制，促使氮化之工件表面不形成化合物層，而僅生成
擴散層，達到氮化之目的，然而基於材質的不同，對氮化的效果也不盡相
同。本研究中將首先探討碳工具鋼SK5 刀片於固定氮化溫度而在不同氮氣
流量下，離子氮化後之相結構，由X 光繞射圖形中可觀察到在固定氮化時
間為4 小時，隨著氮氣流量的增加，γ´-Fe4N 相的繞射強度逐漸減弱，而
ε−Fe3N 相的繞射強度隨之增強，氮流量在70%時表層存在的相結構為
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70
ε−Fe3N + γ´-Fe4N 雙相化合物層，如圖4-1。此時鋼材硬度值亦隨之增加，
如圖4-2 所示。基於此種原因，而更進一步將氮氣流量比例固定在70％，
只改變氮化時間，隨著氮化時間由4、8、12、16 和20 小時的遞增，可從
圖4-3 的X 光繞射圖中發現，表層主要生成γ´-Fe4N 及小部份的ε−Fe3N 化
合物層，且γ´-Fe4N 相的強度亦隨氮化時間延長而增強，結果發現鋼材表面
硬度值也跟著增加，如圖4-4。綜合XRD 分析結果與從硬度的變化上可知，
在高氮氣流量及較長的氮化時間上，提供了一層較厚的化合物層，大幅提
升鋼材的表面硬度。
由上述的實驗結果，引導我們將離子氮化處理採以固定氮流量70%，
為了使基材不因處理溫度而造成回火軟化的大前體下，選擇以較低的氮化
溫度300℃、350℃和400℃，氮化時間20 小時加以處理。氮化後結果由
XRD 圖4-5 可以獲知，氮化溫度愈高則氮化速率愈快，氮化層的繞射強度
也愈明顯，在PN300 可觀察出表面尚有α-Fe 和化合物層出現，表示化合物
層初步生長，而在PN400 時γ'-Fe、ε-Fe 強度最強，代表其化合物層最厚，
如圖4-3。接著，將上述各溫度處理的氮化試片，進行TiN 硬膜被覆，如圖
4-6 為SK5 在不同氮化溫度被覆TiN 之XRD。複合鍍層繞射結果顯示，如
圖4-6(c)及圖4-6(e)可明顯看出TiN 鍍層皆具TiN(111)優選方位，因鍍層較
薄的關係，圖4-6(a)、圖4-6(b)及圖4-6(d)在XRD 繞射分析上的強度較不明
顯，但可推測無論被覆在任何氮化組織或不同轟擊溫度之基材上，TiN 鍍層
皆具TiN(111)優選方位。
由微結構的分析進而探討比較在三種不同氮化溫度下，何種氮化條件
對TiN 硬膜的負荷承載力能提供最好的支撐效果，以此複合處理的方式改
善刀具基材硬度不足或在長時間使用後刀鋒銳利度降低等問題，藉以提升
剪切刀具的剪切性能與延長使用壽命。
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71
30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
(a)
(b)
(d)
(e)
(f)
(c)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-1. SK 5 (a)原材 (b)10% (c)20% (d)30% (e)50%及(f)70%氮流量之離子
氮化，固定其氮化時間4 小時，試片表面之XRD 繞射圖。
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72
圖4-2. SK 5 在不同氮氣流量下，氮化4 小時後之鋼材硬度曲線。
0 20 40 60 80
N2 Flow rate (%)
400
500
600
700
800
Surface hardness (Hv 0.1)
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30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-3. SK5 在氮氣流量比為70%，改變其氮化時間(a)0 小時 (b)4 小時 (c)8
小時 (d)12 小時 (e)16 小時及(f)20 小時後，試片表面之XRD繞射圖。
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74
0 4 8 12 16 20
Nitriding time (h)
400
600
800
1000
1200
Surfance hardness (Hv 0.1)
圖4-4. SK 5 在氮氣流量比為70%，改變不同氮化時間後的硬度曲線。
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30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101) (111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(002)
圖4-5. SK5 在氮氣流量比為70%，不同的氮化溫度(a)原材 (b)300℃ (c)350
℃及(d)400℃之XRD 繞射圖。
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30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
TiN
(110)
(220)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
(111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
圖4-6. SK5 不同氮化溫度處理後被覆TiN 之XRD 繞射圖，(a)原材 (b)原材
+ TiN (c)PN300 + TiN (d)PN350 + TiN 及(e)PN400 + TiN。
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2. 複合鍍膜微觀組織分析
試片在被覆氮化鈦後之截面元素分佈如圖4-7 至4-9 所示，圖中顯示經
不同離子氮化溫度所得之SK 5 高碳鋼，溫度越高時，其氮原子擴散愈深。
在SEM 及配合OM 的微觀觀察可量測出表層的TiN 硬膜約1.3 μm，接著
觀察氮化層，明顯看出PN400 的化合物層最深約7 至8 μm，PN350 化合物
約4 至6 μm，而PN300 化合物層才開始在形成，約為2 至4 μm，並從圖
4-3 XRD 圖對照出表面還尚存少量固溶氮的α-Fe。
從金相之截面組織觀察，最表層為TiN 層呈金黃色；發現氮化表面的
化合物層ε-Fe2-3N + γ´-Fe4N，隨著溫度的升高而增加，表層的化合物層不易
被浸蝕(Etching)，在金相顯微鏡下觀察到一層明顯的白色層，通稱為〝白層〞
(White layer) 【42】，如圖4-10 及圖11 所示。然而將高碳鋼予以氮化處理
時，因除了碳以外不含其它合金元素，所以擴散層內僅會生成針狀或粒狀
的γ´- Fe4N。但是因基材是經調質處理後的回火麻田散體或稱之為回火吐粒
散體(Temper troostite)，其經3% Nital 化學浸蝕後，金相組織顏色較深而較
難辨別，基材是否造成回火軟化現象。
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圖4-7. SK 5 經300℃離子氮化後被覆TiN，(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態，(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
6μm 2μm
Ti
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圖4-8. SK 5 經350℃離子氮化後被覆TiN，(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態，(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(d)
(e)
(c)
(e)
6μm 2μm
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圖4-9. SK 5 經400℃離子氮化後被覆TiN，(a)(b)為不同倍率之SEM 截面形
態，(c)(d)及(e)分別為Fe、Ti 及N 之截面元素分佈。
(a)
(c)
(e)
(b)
(d)
6μm 2μm
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(a) (b)
(c) (d)
圖4-10. SK 5 經離子氮化後被覆TiN，(a)原材 + TiN (b)PN300 + TiN
(c)PN350 + TiN 及(d)PN400 + TiN 之刀柄橫截面顯微組織圖。
20μm
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(a) (b)
(c) (d)
圖4-11. SK 5 經離子氮化後被覆TiN，(a)Blank + TiN (b)PN300 + TiN
(c)PN350 + TiN 及(d)PN400 + TiN 之刃口截面顯微組織圖。
20μm
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4-1-2 複合處理於碳工具鋼的機械性質探討
1. 複合處理後的硬度量測
圖4-12 為SK5 高碳工具鋼刀片經不同離子氮化溫度被覆氮化鈦後，以
不同荷重所測量的表面硬度。可知無論使用何種荷重，表面硬度隨著氮化
溫度的提高而直線上升，因使用不同的荷重去量測，而出現不同的表面硬
度。由於離子氮化處理後，可對TiN 硬膜提供更有力的支撐作用，故表面
硬度從基材硬度450 Hv，依氮化溫度的昇高而依次提高，PN400 + TiN 可達
1100 Hv，使其硬度得到加成效果。此一現象係因不同的氮化層厚度所造
成，較高的氮化溫度可獲得較厚的氮化層，已驗證於4-1-1 節，因而提供較
大的荷重承載；相對的基材效應降低下來，反應出複合鍍層的本質硬度。
碳工具鋼刀片，在複合處理上，回火軟化為應用上最大夢靨。本研究
試圖採以較低的氮化溫度300℃、350℃、400℃；再於低溫300℃被覆硬膜
加以處理，以得知其表面硬度與硬化深度之關係，結果如圖4-13 所示。圖
中可見氮化溫度愈高其截面硬度依次降低。高碳工具鋼使用在刀具方面，
其最大的缺點在於其對回火軟化的抵抗性低，因此心部硬度必然受到氮化
昇溫的影響而軟化。由刃口截面硬度分佈可知，PN300 + TiN 的刀片較不受
回火軟化的影響；而PN350 + TiN 及PN400 + TiN 刀片基材皆有受熱軟化跡
象，尤其是PN400 + TiN 刀片其回火軟化現象最嚴重。三種氮化溫度分別
使基材心部硬度降至451 Hv、390 Hv 及350 Hv。
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0
400
800
1200
1600
Surface hardness (Hv)
50 gf-20sec
100 gf-20sec
300 gf-20sec
Blank PN300 PN350 PN400
+TiN +TiN +TiN +TiN
圖4-12. SK5 高碳鋼經不同離子氮化溫度及被覆TiN 後，以不同荷重所測量
的表面硬度比較圖。圖中背景水平線為Blank 的硬度值。
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85
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Case depth (mm)
0
100
200
300
400
500
600
700
Cross-section hardness (Hv 0.2)
PN300+TiN
PN350+TiN
PN400+TiN
圖4-13. SK 5 不同氮化溫度對於截面硬度之影響（氮化氣氛：N2/H2＝70%）。
2. 鍍膜的附著力
鍍膜與基材間的界面附著性是鍍層最為重要的性能之一。對鍍層材料
來說，其薄膜與基材之間的附著性決定著鍍層的成效。由於刮痕試驗法測
定的臨界載荷和基材界面剪切強度和附著力有物理關係，故一般直接用臨
界荷重表徵鍍層與基材的附著力。圖4-14 是刮痕荷重超過臨界荷重之後，
鍍膜所呈現的五種常見的破裂模式【51】。圖4-14(a)為剝裂(Spalling
failure)；圖4-14(b)為翹曲破裂(Buckling failure)；圖4-14(c)為碎片破裂
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(Chipping failure)；圖4-14(d)為密合破裂(Conformal cracking)；圖4-14(e)為
拉伸破裂(Tensile cracking)。其附著性之高低分別由圖4-14(a)至圖4-14(e)
依次遞增。其中圖4-14(a)到圖4-14(c)的破裂發生在界面附著破裂(Adhesive
failure)，而圖4-14(d)及圖4-14(e)的破裂發生在鍍膜本身內聚破裂(Cohesive
failure)【52】。
圖4-15 為Blank + TiN 的刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析。由圖
4-15(a)刮痕低倍率形貌及圖4-15(b)刮痕末端的高倍率SEM 形貌中，可以
發現，刮痕底部的溝槽非常的平滑，刮痕軌跡邊緣的鍍膜破裂模式，如圖
4-14(c)呈碎片破裂，鍍膜是以Adhesive failure 的型式破裂。為確認鍍層是
否被刮除，利用線掃描對刮痕末端做元素的線掃描成份分析，結果由圖
4-15(c)所示，刮痕寬度內成份主要為鐵，Ti 及N 等元素已消失，即刮痕內
不再有鍍層的存在；這說明整個薄膜已被刮破。圖4-16 為PN300 + TiN 的
刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析。第4-16 圖(a)及(b)為低溫300℃的離
子氮化再被覆氮化鈦的試片，因離子氮化使得鍍膜稍具支撐力，促成附著
力提昇，當刮痕荷重達到100N，刮痕軌跡邊緣的鍍膜幾乎沒有剝落，由圖
4-16 圖(c)的刮痕末端線掃描成份分析的證據也支持了這個事實，破壞模式
呈現如圖4-14(d)所示的密合破裂。圖4-17 為PN350 + TiN 的刮痕照片及刮
痕末端線掃描成份分析。其刮痕破壞模是也是呈現Conformal cracking 模
式。圖4-18 為PN400 + TiN 的刮痕照片及刮痕末端線掃描成份分析；因離
子氮化溫度較高使得鍍膜更具支撐力，使附著力提昇，當刮痕荷重達到
100N，刮痕軌跡邊緣的鍍膜幾乎沒有剝落，即時在刮痕末端處，刮痕內依
然有鈦的存在，表示鍍膜完全沒有脫落，其刮痕破壞模呈現明顯的
Conformal cracking 模式。
鍍膜附著性測試結果顯示：Blank + TiN 的試片，由於僅被覆單一的層
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薄硬膜而基材硬度較低，無法承受刮針所施加的外力，所以刮針達臨界荷
重之後，鍍膜破裂模式呈Chipping failure，此乃內聚力小於附著力的表徵。
鍍膜附著性受預氮化層表面的硬度影響很大，硬度越高，附著性越好。在
複合鍍層中之PN300 + TiN、PN350 + TiN 及PN400 + TiN，因有離子氮化
中介層對TiN 鍍層的有力支撐，使表面硬度提高，其附著性較好，呈現
conformal cracking，此乃內聚力大於附著力的表徵，所以線掃描成份分析
的證據也支持了這個事實，雖然氮化溫度越高，基材會有受熱軟化現象，
但其表面因複合鍍層的效應使表面硬度提高，塑性變形抗力增強，鍍層的
彎曲程度減弱，使鍍層在更高的載荷下才破裂剝離，大大的提昇附著性，
本實驗之複合處理鍍層皆達臨界載荷(Lc)100N 以上。
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圖4-14. 刮痕試驗之刮針荷重超過臨界荷重後，鍍膜所呈現的五種常見的破
裂模式【51】。
spallation
faiture
scratch track
spalled coating
previous
failures
buckling
failure
buckling
failure
(a) spalling failure
(b) buckling failure
previous failures
embedded by cracking chipping
embedded coating
bending causes
conformal cracking
tensile failure
σcompressive
σtensile
spallation
or bucking
(c) chipping failure
(d) conformal cracking
(e) tensile cracking
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圖 4-15. SK5 Blank + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b) 刮
痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-16. SK5 PN300 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-17. SK5 PN350 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-18. SK5 PN400 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描。
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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4-1-3 複合處理應用在光纜線之剪切效能
經個別剪切100、300 及600 刀後觀測其刃口磨損形態來加以評比，圖
4-19(a)為一般的製程是高週波表面硬化 + 鍍硬鉻之剪刀，在鍍硬鉻後刃口
都經研磨後再組裝，刃口較鋒利，剪切100 刀後，刃口明顯的磨損，可知
表層的硬鉻在剪切受力時附著性不好而剝落，僅存高週波硬化層在支撐著
刃口的受力，而出現的磨損形態，再經300 及600 刀後觀測其刃口磨損狀
況依次嚴重，在剪切600 刀後，可見刃口下方有硬鉻脫落的痕跡。圖4-19(b)
為Blank + TiN 的組裝剪刀，因TiN 直接被覆在基材上，無氮化層支撐，在
剪切100 次後刃口就有明顯崩塌，隨著剪切次數的增加，更見嚴重。
圖4-20(a)為複合處理之PN300 + TiN 刃口因離子氮化溫度低，造成氮
化層不夠厚，在表面硬度不足下，氮化鈦受剪切作用力刃口也迅速磨損現
象，剪切100 刀後的情形較上兩種剪刀的磨損量少，隨著剪切次數的增加，
也逐漸造成磨損。圖4-20(b)為PN350 + TiN 的組裝剪刀為本實驗中，剪切
時刃口的磨損量最少，剪切光纜線時表層氮化鈦受到磨損而無變形，因有
氮化層的支撐，剪切多刀後刃口還保持原有的銳利型態。圖4-21 為PN400 +
TiN 的組裝剪刀，雖然氮化層厚度較深且硬度較高，但心部因回火軟化效應
使其心部硬度下降，剪切300 刀後磨損情形也漸次增加。但其剪切結果刃
口磨損狀況優於IH + Cr、Blank + TiN 及PN300 + TiN 的組裝剪刀。綜合剪
切後效能顯示：基材直接被覆單一硬膜的剪切效果最差；其次是複合處理
剪刀PN300 + TiN，因氮化溫度較低會使氮化層不夠厚，剪切時應力直接穿
透至基材，剪切時基材幾乎承受所有的應力，造成應力變形，剪切效能不
彰；再來是IH + Cr，高週波表面硬化層給予表層硬鉻的有力支撐作用，硬
鉻磨損崩落後尚有高週波硬化層，因此磨損較Blank + TiN 及PN300 + TiN
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的剪刀少；PN400 + TiN，雖其處理溫度較高會造成基材的回火軟化，但因
有較高的複合表面硬度，故刃口磨損少。PN350 + TiN，複合處理後基材雖
然有稍許的回火軟化現象(心部硬度400 Hv)，但其可獲得高的複合表面硬度
(1043 Hv)，因此在本實驗中獲得最佳的剪切效果。以上可以顯現複合處理
在剪切刀具方面的可行性獲得證實。然而，本實驗在被覆硬膜處理時，為
了控制溫度在氮化溫度下限，使基材不受溫度影響的條件下施之，故氮化
鈦層厚度僅1~1.5 μm，剪切效果尚嫌不足，假若能再將TiN 厚度增加，則
其效果應會有加成效果。
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IH + Cr
0 刀
100 刀
300 刀
Blank+TiN 600 刀
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-19. SK5 刃口剪切破損形態(a)IH + Cr 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀、
(b)Blank + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
(a)
(b)
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PN300 + TiN (a)
PN350 + TiN (b)
0 刀
300 刀
0 刀
100 刀
600 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-20. SK5 刃口剪切破損形態(a)PN300 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及
600 刀、(b)PN350 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
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PN400+TiN
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-21. SK5 刃口PN400 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀後之剪切
破損形態。
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4-2 低合金工具鋼剪切刀具之複合處理
4-2-1 氮化層與複合層微觀組織的探討
圖4-22 為63CRM 刀片於固定氮化時間而在不同氮氣流量下及添加甲
烷氣體離子氮化後之X 光繞射圖形。本實驗首先將氮化溫度固定在400℃，
氮化時間4 小時，然後分別使用30%、50%、70%氮氣流量及75%N2 +
CH415%氣體等條件施以氮化處理，試圖找尋適當的相結構。由圖4-22(b)
中可知30%氮氣流量時會出現α 擴散層；圖4-22(c)顯示50%時會隨著氮氣
流量的增加，γ´-Fe4N 相的繞射強度隨之增強及出現少量ε−Fe3N 相；70%時
ε−Fe3N 相增強而γ´-Fe4N 減弱；若添加15% CH4 時，會促進ε−Fe3N 相的生
成，能有抑制γ´-Fe4N 相之形成【42】。圖中可見在表面形成ε−Fe3N 之鐵氮
化合物增強和少量γ´-Fe4N 結構。依據李世欽等人【53】對AISI 4140 鋼種
進行離子氮化處理後，隨著氮流量的增大，化合物層中ε相的量逐漸增多，
表面硬度也增高，厚度亦增大，但對擴散層厚度無大影響。氮流量70 %，
500℃，1.8 Torr 時可得最大值750 Hv；化合物層厚度8 μm 最大；氮化最大
深度0.6 mm。山田俊宏與河野顯臣【54】也對氮流量對化合物層的變化做
出參考值。如表4-1。然其使用的氮化溫度皆較高。
本實驗採高碳低合金工具鋼刀片，在複合處理技術上，為了避免基材
在處理時造成回火軟化的效應，依上述所得出的最佳參數，選高氮氣流量
(70 %)及較長的氮化時間(20 小時)，取低於基材回火軟化溫度之300℃、350
℃及400℃施以離子氮化。其XRD 繞射圖如圖4-23 所示，結果顯示，溫度
愈高者氮化速率愈快，相的強度也愈明顯，在PN300 可觀察出表面尚有α-Fe
和化合物層出現，表示化合物層初步生長，而在PN400 時ε−Fe3N 強度最強，
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99
代表其化合物層最厚。接著，在上述之氮化條件下，進行TiN 硬膜被覆，
進而探討在三種不同氮化溫度下，何種氮化條件對TiN 硬膜的負荷承載力
能提供最好的支撐效果，以此複合處理的方式改善刀具表面硬度不足或在
使用後耐磨性差，使刀鋒銳利度降低等問題，來提升剪切刀具的使用壽命。
本研究利用陰極電弧沉積法在不同氮化溫度之基材上沉積氮化鈦鍍
層，觀察其XRD 圖形，如圖4-24 得知不同溫度預氮化後再被覆硬膜皆出
現微弱的TiN(111)繞射峰，因鍍層厚度較薄故強度較弱，但可知所有的試
件表面都具有相同之TiN(111)優選方位。當硬膜的被覆的昇溫或離子轟擊
前處理時在不影響氮化組織下，高溫氮化組織獲得之化合物層硬度最高，
理論上能對表面荷重做出最大的支撐。但因ε−Fe3N 的介穩特性，容易受到
硬膜被覆的昇溫或離子轟擊前處理而發生脫氮，從而降低附著力【15】。本
實驗過程中，曾在氮化的化合物層表面上進行離子轟擊被覆氮化鈦時，因
轟擊溫度過高使化合物層發生脫氮現象，如圖4-25。使附著性降低，表層
硬膜脫落。故在此採用與SK 5 同樣的低溫被覆硬膜。
表4-1. ε−Fe2-3N 及γ´-Fe4N 隨氮化時採用的氮/氫比例改變的變化【54】。
試片編號 A B C D E
N2/H2 100/0 95/5 50/50 25/75 20/80
ε−Fe2-3N 83 72 55 40 0
γ´-Fe4N 17 28 45 60 100
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100
30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
圖4-22. 63CRM (a)原材 (b)30% N2 (c)50% N2 (d)70% N2 及(e) 75%N2 + 15%
CH4 氮流量之離子氮化，固定氮化時間4 小時，試片表面的XRD
繞射圖。
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101
30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(002)
(100)
(b)
(c)
(d)
(a)
圖4-23. 63CRM 在氮氣流量比為70%，固定氮化時間20 小時，經不同的氮
化溫度(a)原材 (b)300℃ (c)350℃及(d)400℃後之XRD 繞射圖。
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102
30 40 50 60 70 80
2θ
Intensity
ε-Fe3N
Blank
γ'-Fe4N
TiN
(110)
(220)
(102)
(200)
(101)
(111)
(100) (002)
(111)
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
圖4-24. 不同氮化溫度後被覆TiN，(a)原材 (b)原材 + TiN (c)PN300 + TiN
(d)PN350 + TiN 及(e)PN400 + TiN 之XRD 繞射圖。
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103
(a) (b)
圖4-25. (a)(b)63CRM 刀片離子轟擊所造成之表層脫氮組織。
TiN
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104
圖4-26 及圖4-27 分別為63CRM 低合金鋼的刃口及刀柄處截面金相氮
化組織。在300℃、350℃及400℃溫度氮化處理後被覆氮化鈦硬膜層，刃
口位置所被覆TiN 層很薄約1.0~1.2 μm，因此在之金相截面組織很難觀察
到，但氮化表面的化合物層ε-Fe2-3N + γ´-Fe4N 則很明顯，隨著溫度的升高
而顯著增加，PN300 的化合物層約1~3 μm；PN350 的化合物層約6.0 μm；
PN400 的化合物層約10 μm。表層的化合物層不易被浸蝕(Etching)，在金相
顯微鏡下觀察到的白層，在刃口處氮化效果較明顯呈網狀分佈，刀柄處則
無此現象，另擴散層因經調質處理後的回火麻田散體或稱之為回火吐粒散
體(Temper troostite)組織，其金相顏色較深而較難辨別擴散境界層。由OM
就可清楚觀測出，隨著氮化溫度的升高則化合物層厚度增加的趨勢，因而
能提供硬膜層有較佳的負荷承載力。也可由4-2-2 節所示之表面及截面硬度
得到應證。
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105
圖4-26. 63CRM 經離子氮化後被覆TiN，(a)(b)PN300 + TiN (c)(d)PN350 +
TiN 及(e)(f)PN400 + TiN 刃口之橫截面金相組織。
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
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106
(e)
(c) (d)
(f)
(b)
圖4-27. 63CRM 經離子氮化後被覆TiN，(a)(b)PN300 + TiN (c)(d)PN350 +
TiN 及(e)(f)PN400 + TiN 之刀柄橫截面金相組織。
(a)
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107
4-2-2 複合處理於低合金工具鋼的機械性質探討
1.硬度測試
63CRM 低合金鋼基材經不同離子氮化溫度及被覆TiN 硬膜後之表面硬
度值於圖4-28，圖中可發現Blank + TiN 所測得的表面硬度與基材相差不
多，表面硬度並沒有提升，其原因為TiN 較薄當壓痕器壓入時，直接壓穿
鍍層到基材上，此時測得的硬度並不是鍍層本身的硬度，而是基材硬度。
而經複合處理得的試片，無論使用何種荷重，表面硬度隨著氮化溫度的提
高而直線上升趨勢，處理前基材調質硬度為400~450Hv，複合鍍層硬度
PN300 + TiN 為700Hv(0.05)；PN350 + TiN 為945 Hv(0.05)；PN400 + TiN 可達
1047 Hv(0.05)。複合處理主導表面硬度的因素有二；其一是氮化組織，其二
是被覆TiN 硬膜的基材溫度。由於前者的作用，只要擁有較厚的化合物層
ε−Fe3N 氮化組織，而呈現最高的硬度值，其原因不難了解，係因氮化組織
中最硬的ε−Fe3N 起了荷重承載(Load carrying)作用，防止壓痕器刺穿所致。
由表面硬度測試結果顯示，複合處理的表面硬度均高於TiN 鍍層；離
子氮化所形成的硬氮化層可提供氮化鈦硬膜受應力作用時有較大的支撐作
用，相對的基材效應降低下來，反應出複合鍍層的本質硬度，達到強化效
果。另外，經過離子氮化和硬膜被覆TiN 的複合處理，可形成一個合理的
硬度梯度分佈。由低合金鋼63CRM 的截面硬度分佈，如圖4-29 所示。單
層TiN 硬度雖高，但鍍層薄，硬度梯度太陡，而離子氮化處理雖可出現深
達0.25~0.30 mm 的硬化層，最外層硬度雖不高；而經由複合處理正好彌補
了兩者的不足，複合處理既有一個高的表面硬度達到1050 Hv0.05，又有一個
深的過渡層強化層，並於沉積過程中Ti 與N 的作用及向內進一步擴散，導
致過渡層的硬度比單一的離子氮化層硬度高，從而提高了複合鍍層的承載
能力和抗磨損能力。本實驗所使用之63CRM 低合金的截面硬度分佈，可發
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現其心部硬度不受複合處理溫度的影響，此結果與SK5 碳鋼試片心部的軟
化程度不同，由實驗結果可明確得知，低合金鋼63CRM 的回火軟化抵抗性
優於碳鋼SK5。
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109
0
400
800
1200
1600
Surface hardness (Hv)
50 gf-20sec
100 gf-20sec
300 gf-20sec
Blank PN300 PN350 PN400
+TiN +TiN +TiN +TiN
圖4-28. 63CRM，經不同離子氮化溫度及被覆TiN 後，以不同荷重所測量的
表面硬度比較圖。圖中水平線為Blank 的硬度值。
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110
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
Case depth (mm)
0
100
200
300
400
500
600
700
Cross-section hardness (Hv 0.2)
PN300+TiN
PN350+TiN
PN400+TiN
圖4-29. 63CRM 不同氮化溫度對截面硬度之影響（氮化氣氛：N2/H2＝70%）
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111
2.刮痕試驗
低合金鋼63CRM 刀片，在不同氮化溫度結構上被覆氮化鈦硬膜的複合
處理，為了探討膜/基界面的附著性而施以刮痕試驗。圖4-30 為Blank + TiN
試片的刮痕試驗結果的綜合分析圖，第4-30 圖(a)是刮痕低倍率型貌，因倍
率較低難以判定鍍膜是否剝落及崩裂，特將刮痕末端放大，其SEM 刮痕軌
跡如圖4-30(b)，可見刮痕底部呈現光滑弧狀痕跡，而鍍層外圍有剝裂現象，
因刮針移動時軌跡內鍍層與基材受壓縮應力而產生變形，末端因基材較軟
刮入較深將鍍膜刮除，刮痕邊緣鍍層產生剝落，屬於如圖4-14 破壞模式中
的Chipping failure，其發生在界面附著破裂模式。此可由4-30 圖(c)刮痕末
端的線掃描元素分佈圖中，得知刮痕內部已無鈦、氮元素，即刮痕溝槽中
完全沒有鍍層剩餘，代表鍍層完全失效而獲得證實，代表此試片其TiN 鍍
層附著性低。經複合處理的試片其刮痕試驗結果，如圖4-31 為PN300 + TiN
試片，由圖4-31(a)的低倍率觀察整個刮痕型態，仍然保持一完美之刮針形
狀，鍍膜幾乎沒有剝落。更進一步，將末端的SEM 刮痕軌跡倍率再放大，
如圖4-31(b)。刮針超過臨界荷重之後，刮痕軌跡邊緣的鍍膜確實沒有剝落，
破裂模式呈Conformal cracking。為確認鍍層是否殘存在刮痕內，利用EDS
分析，線掃描氮、鈦和鐵元素的成份分佈，如圖4-31(c)，結果發現刮痕底
部的成份主要還有Ti 及N 元素，這說明了整個氮化鈦硬膜並沒有被刮破，
此試片刮痕荷重的臨界載荷值達100N，鍍層仍未剝落，因此有較佳的附著
性。繼續觀察複合處理後刮痕試驗的狀況，如圖4-32 為PN350 + TiN 試片
及圖4-33 為PN400 + TiN 的試片，其結果顯示和PN300 + TiN 試片相同，
由末端表面刮痕底部的SEM 形貌可知刮痕溝槽底部有些皺折痕跡，破裂是
發生在鍍膜本身的Cohesive failure。
以上分析結果表明；低合金鋼63CRM 的各種實驗試片，經刮痕試驗的
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112
結果與碳鋼SK5 有相似的趨勢。鍍膜的附著性受預氮化層表面硬度的影響
很大，硬度越高附著性越好。在基材上直接被覆單一硬膜，由於表面硬度
較低，使其附著性較差，為Adhesion 的破裂模式；在300℃、350℃及400
℃的氮化溫度下再被覆氮化鈦，由於其複合鍍層的硬度較高，其附著性較
好，為Cohesion 的破裂模式。
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113
圖 4-30. 63CRM 原材 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-31. 63CRM PN300 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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115
圖 4-32. 63CRM PN350 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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圖 4-33. 63CRM PN400 + TiN 試片經過刮痕試驗之(a) 刮痕低倍率形貌 (b)
刮痕末端高倍率形貌及(c) 刮痕末端元素之線掃描
刮痕方向
(a)
60μm
線掃描基準線
(b)
Fe
Ti
N
(c)
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117
4-2-3 複合處理應用在鐵皮剪之剪切性能探討
目前最常使用的鐵皮剪有碳工具鋼、合金工具鋼、高速鋼等材質。本
實驗採用63CRM 鋼材為高碳低鉻鉬合金鋼，其一般的常規處理是刀片經淬
火回火之調質處理後，刃口部施以高週波表面硬化處理，再低溫回火使刃
口硬度達到62HRC(約750Hv)，硬化層深度約3~5mm，使刀片能承受剪切
之應力，避免刀片發生早期崩刃、變形、斷裂。然而刃口部的高週波硬化
處理，因電參數的不穩定性使刃口常過熱或不足，會造成刃口部的組織不
均勻性，從而影響品質的穩定性。本實驗基於此種緣故而試圖以複合處理
方式來加以改善，經離子氮化後再施以硬膜被覆的複合處理，其表面硬度
皆高於高週波硬化硬度，如圖4-28，且又有高的附著性。
剪刀的剪切試驗，最能顯現其真正的綜合剪切性能，一般常規的檢測
方法是用手動剪切鐵板後，再剪棉紗布及紙章，檢查刃口有無損傷及剪切
時剪刀的銳利度做為檢測基準。本實驗為了得到更確切的剪切效能，使用
剪力測試機上進行剪切測試，如圖3-14 所示。並依次施以剪切鋼板100 刀、
300 刀和600 刀，將分別將剪切後的刃口形態及施力負載數據加以分析探
討。圖4-34(a)為IH 刀片經剪100 刀、300 刀和600 刀後的刃口形態。圖中
可清楚的看見其刃口在剪切100 刀時，刃口就有損傷，而在300 刀時刃口
嚴重磨損，600 刀時更加大量磨損。圖4-34(b)為Blank + TiN 刀片經剪100
刀、300 刀和600 刀後的刃口形態；照片中可獲知其刃口在剪切100 刀時，
刃口同IH 刀片損傷一樣，剪300 刀及600 刃口損傷也嚴重，但沒有IH 刃
口那麼嚴重。對於複合處理剪刀的剪切效果，隨著氮化處理溫度的提高而
顯著的提升，由刃口的磨損情況也越來越少的趨勢。PN300 + TiN 剪切後刃
口及PN350 + TiN 剪切後刃口，如圖4-35 所示；而PN400 + TiN 剪切後刃
口如圖4-36 所示。由剪切試驗結果也獲得，複合鍍層不僅硬度較高，附著
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性好，而且其剪切性能也較好的趨勢。
剪切後的受力負載曲線圖，如圖4-37、圖4-38、圖4-39 和圖4-40 所示。
剪切圖中縱軸是負載；橫軸為剪切長度，剛開始剪切試驗時，因力矩較近
受力較小，隨著剪切長度的增加，其施力的力距越增加，荷重也會逐漸增
大，而出現圖中之曲線圖，因此，剪切的曲線越平緩且最後位置受力負載
越輕，表示其越省力越好剪切。剪力試驗結果的受力負載數據，如表4-2
所示。由表中可知剪切前受力負載較高，隨著剪切次數的增加，受力負載
越少，其數據也因氮化溫度的升高而明顯下降的趨勢。實驗結果獲得剪切
效果順序是PN400 + TiN＞PN350 + TiN＞PN300 + TiN＞Blank + TiN＞IH。
至於同一剪刀刃口經剪切後，如表4-2 所示，隨剪切次數增加而降低剪力的
原因與刃口磨耗後，刃口越尖銳越鋒利有關。
綜合上述的剪切測試結果可以得之，複合處理應用在鐵皮剪方面，確
實有其優越性而獲得應證。
表4-2. 63CRM 不同處理條件，其剪切後的剪力負荷
試 樣
次數
IH Blank +
TiN
PN300 +
TiN
PN350 +
TiN
PN400 +
TiN
剪切前
(N) 405.0 393.8 372.4 380.9 351.0
剪切100 刀
(N) 377.3 375.1 362.6 349.7 363.9
剪切300 刀
(N) 359.9 357.7 339.4 325.6 318.1
剪切600 刀
(N) 328.7 305.1 272.2 268.2 250.8
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119
Cutting times
0
100
200
300
400
500
Load (N)
IH
Blank + TiN
PN300 + TiN
PN350 + TiN
PN400 + TiN
0 times 100 times 300 times 600 times
圖4-34. 63CRM 不同處理條件，其剪切後的剪力負荷。
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120
(a) IH
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
(b) Blank + TiN
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
圖4-35. 63CRM 刃口剪切破損型態(a)IH 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀、
(b)Blank + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀
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121
(a) PN300 + TiN
0 刀
100 刀
300 刀
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
(b) PN350 + TiN 600 刀
圖4-36. 63CRM 刃口剪切破損型態(a)PN300 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀
及600 刀、(b)PN350 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及600 刀。
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122
0 刀
100 刀
300 刀
600 刀
PN400 + TiN
圖4-37. 63CRM 刃口剪切破損型態PN400 + TiN 剪0 刀、100 刀、300 刀及
600 刀。
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123
4
5
3
2 1
3. PN300＋TiN
5. PN400＋TiN
4. PN350＋TiN
2. Blank＋TiN
1. IH
Load (N)
001 2 3 4 5 6 7 8 910
500
400
300
200
100
Cutting distance (cm)
圖4-38. 63CRM 各種不同處理條件下，剪切試驗前的剪力測試曲線。
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124
4
3
2
5 1
500
400
Load (N)
300
200
100
0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350＋TiN
5. PN400＋TiN
3. PN300＋TiN
2. Blank＋TiN
1. IH
Cutting distance (cm)
圖4-39. 63CRM 在各種不同處理條件下，剪切100 刀後的剪力測試曲線。
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125
5
4
3
1 2
500
400
Load (N)
300
200
100
0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350＋TiN
5. PN400＋TiN
3. PN300＋TiN
2. Blank＋TiN
1. IH
Cutting distance (cm)
圖4-40. 63CRM 在各種不同處理條件下，剪切300 刀後的剪力測試曲線。
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126
5
4
3
2
1
500
400
Load (N)
300
200
100
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
4. PN350＋TiN
5. PN400＋TiN
3. PN300＋TiN
2. Blank＋TiN
1. IH
Cutting diatance (cm)
圖4-41. 63CRM 在各種不同處理條件下，剪切600 刀後的剪力測試曲線。

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第三章 實驗方法及步驟
3-1 實驗設計與流程
本實驗之剪切刀片基材採用高碳鋼工具鋼(SK5)與高碳鉻鉬低合金鋼
(63CRM)，經調質處理後，分成兩組，在固定氮化溫度、壓力下，藉由調
整氮氣、氫氣及甲烷的流量，試圖在試片上分別形成α-Fe 的純擴散層、
γ´-Fe4N 或ε-Fe2-3N 三種單相氮化層，然後再選取適合的氮化組織。爾後，
在陰極電弧離子放電被覆設備中進行TiN 硬膜被覆，並調整基材偏壓，以
獲得相同被覆溫度的條件下進行實驗。以微硬度計量測其表面及截面硬度
分佈；以刮痕試驗法量測其鍍膜與基材的附著性；以X 光繞射法測定其結
構；以OM 及SEM 觀察刃口表面與截面形態，並利用SEM 之附屬EDS
進行刮痕表層元素分佈分析。以刀具剪切壽命儀檢測剪切後的剪力負載狀
況。並探討不同氮化層被覆陶瓷硬膜後對刀具使用壽命的影響。實驗方法
與流程如圖3-1 所示。
本研究方法及進行步驟的細節說明如下。一般而言，硬膜被覆溫度越
高越好，以便獲得足夠的附著性，但被覆高碳鉻鉬合金鋼及碳工具鋼時，
因材料對回火軟化抵抗性低，故儘量將處理溫度控制在400℃以下，以免長
時間的氮化處理及硬膜被覆時造成基材軟化，故離子氮化採用低溫長時間
的方式進行；然較低溫下較難以讓硬膜與預氮化層相互擴散，二者之間並
無真正的冶金接合(Metallurgical bonding)，因此通常在被覆程序之前先進行
兩道手續以便更確保鍍膜的附著性。其一是輝光放電離子轟擊(Glow
discharge ion bombardment)，這道手續的作用在於清除工件表面污染和氧化
層以及藉助離子轟擊的動量轉換將基材加熱至被覆溫度。其二是預鍍一層
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純金屬，以被覆氮化鈦硬膜為例則是預鍍一層極薄的純鈦，這層純鈦與基
材和氮化鈦鍍膜之間的相容性極佳，有助於提升鍍膜與基材的結合力。
藉由固定壓力及氮氣及氫氣的流量下、分別控制氮化溫度在300℃、350℃
及400℃。在刀片進行離子氮化預處理，經氮化強化後再使用電弧離子被覆
設備進行TiN硬膜被覆。
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圖3-1. 實驗方法與進行步驟流程
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3-2 試片規格與前處理
本實驗所使用的高碳工具鋼JIS SK 5 (AISI W1 80C)刀片如圖3-2 所
示，是由日崟公司提供。SK5 刀片所組成的剪切刀具稱之“Kevlar 鋸齒快
利剪”，專門剪切受力較輕，而難剪切的材料，例如：Kevlar 纖維或光纜
線；另高碳鉻鉬低合金鋼63CRM (中鋼公司所開發之特殊合金鋼材)刀片如
圖3-3 所示，是由皇盈公司提供。63CRM 刀片所組成的剪切刀具稱之為“輕
巧省力鐵皮剪”專門剪切各種薄鋼板，其剪切受力的負載較大，本實驗選
取各具特色而有代表性的兩種刀片做作為基材。驗證複合處理方式是否能
應用在這些特殊的剪切刀具上。試片之化學成分如表3-1、3-2 所示。
SK5 為最普通而廉價的碳工具鋼。一般業界的加工製程如下：刀片是以鋼
板衝壓成型，滾平整型，經熱處理調質處理（淬火後高溫回火）使刀片基
材硬度成為45~50HRC，刃口再施以高週波表面硬化，刃口研磨，最後鍍
硬鉻及組裝。製程如圖3-2。而本實驗是以基材經離子氮化及被覆TiN 硬膜
之複合處理。
63CRM 刀片試樣的加工過程是熱鍛、衝壓成鍛胚後，粗胚為求外觀及
達到安全使用標準，加以震動研磨處理，粗胚件經軟化退火處理以便鉆孔
加工，為了使刀片具有強韌性而施以調質處理(淬火+高溫回火)，使刀片基
材硬度成為40~45 HRC，然後再施以高週波刃口表面硬化，最後研磨切刀
背及水刀面，刃口處切齒，組裝。製程如圖3-3。本實驗刀片基材是選用調
質處理完成的狀態，以確保在一定硬度的前提下，具有較高的塑性和韌性。
探討離子氮化後再被覆硬膜的複合處理方式來提高刀具的性能與壽命之可
行性。
本研究所採用刀片的處理狀況其編號表示於表3-3。
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(a) (b)
圖3-2. SK5 (a)刀片基材(b)組裝完成之剪刀
(a) (b)
圖3-3. 63CRM (a)刀片基材(b)組裝完成之剪刀
圖3-4. 組裝完成的各式鐵皮剪刀
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表3-1 SK5 刀片之化學組成(重量百分比wt.%)。
元素 C Si Mn P(max) S(max) Fe
wt% 0.8-0.93 0.2-0.35 0.6-0.9 0.04 0.04 Balance
表3-2 63CRM 刀片之化學組成(重量百分比wt.%)。
元素 C Si Mn Cr Mo P、S Fe
wt% 0.6-0.65 0.2-0.35 0.7-0.9 0.15-0.3 0.25-0.35 0.04 Balance
表3-3 本研究所採用的刀片編號表
試片編號 刀片進行之處理步驟簡述
Blank 刀片基材經調質處理(淬火回火)
IH 高週波表面硬化
IH + Cr 高週波表面硬化 + 鍍硬鉻
PN300 300℃離子氮化
PN350 350℃離子氮化
PN400 400℃離子氮化
Blank + TiN 基材 + TiN被覆
PN300 + TiN 300℃離子氮化 + TiN被覆
PN300 + TiN 350℃離子氮化 + TiN被覆
PN300 + TiN 400℃離子氮化 + TiN被覆
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圖3-5. SK5 剪切刀具一般的製作流程
圖3-6. 63CRM 剪切刀具一般的製作流程
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本實驗基材所使用的刀片，試片先以脫脂劑進行鹼洗去除表面油質
後，洗淨烘乾再以弱鹽酸進行酸洗，清洗烘乾後置入氮化爐內，預備進行
離子氮化處理。
3-3 離子氮化
本實驗使用離子氮化法來進行試片的預氮化表面改質處理，實驗設備
與一般鋼材之離子氮化系統大致相同。探討氮化的壓力、溫度、時間與氮
氣的流量對SK5 及63CRM 刀片的影響。
氮化設備為本實驗室自行組裝之系統如圖3-7 所示，可分為四大部份
分述如下：
A. 電漿電源供應系統：分別使用直流與脈衝電源供應器，最大輸出功率
分別為2000 V、1.5 A 及5000 W。
B. 真空系統：採用迴轉式真空幫浦抽氣，配合派藍尼式真空計的使用以
控制真空度。
C. 供氣系統：離子氮化過程中通入的氣氛為氮氣、氫氣與甲烷，氣體由
高壓鋼瓶出來後（出口壓力控制在2 Kg/cm2），先通過質量流量控制
器，最後分三路進入真空艙中。
D. 溫度控制系統：由於電漿的特性與高溫的效應，使得離子氮化製程利
用熱偶溫度計作為溫控裝置時，需要較繁雜的配備設計，因而採紅外
線溫度計（Pyrometer）（DAIDO Star Thermo DS-06CF），調整emissivity
為0.8，以人工的方式透過真空艙前方的石英玻璃（Quartz）視窗，進
行溫度的監視，溫度變化由電漿電源供應器的輸出功率決定之。
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圖3-7. 本研究所採用之離子氮化爐。
離子氮化進行的步驟略述如下：
A. 將研磨並拋光完成的剪切刀片試片放入丙酮中，置於超音波清洗機
上，進行 3~5分鐘的清洗，以除去試片表面的污物與油漬。
B. 將試片放到圖3-7所示之試片座上，關上真空艙門，抽真空至幫浦的
背壓。
C. 通入氣體，調整氮氣、氫氣與甲烷的流量至設定值，並且使壓力計指
針位在1 atm。
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D. 調整Bellow Valve的大小，控制幫浦的排氣量，使真空艙中的總壓力
保持在2.0 Torr。
E. 開直流脈衝電源供應器開關，慢慢升高電壓使艙內產生電漿，並控制
在所需的氮化溫度上。
F. 氮化處理完了後，緩慢調降電壓值並關閉氮氣。
G. 持續通入氫氣，使試片在氫氣保護下爐冷至室溫。
H. 關閉氫氣及真空幫浦，取出試片。
3-3-1 刀片的離子氮化處理
（1）探討氮流量的效應
在固定氮化溫度、壓力下，調整氮氣、氫氣的流量10%、20%、30%、
50%、70%，將SK5 及63CRM 鋼材予以預氮化分別形成不同的氮化組織，
表3-4 為不同氮氫流量下之氮化參數。離子氮化時，固定總壓力為10 Torr，
氮化時間4 小時及氣體總流量40 sccm，改變輸入功率，藉此將溫度控制
在400℃。
（2）探討氮化時間的效應
將氮氣流量比例固定在70％，只改變氮化時間，隨著氮化時間由4 小
時、8 小時、12 小時、16 小時、20 小時的遞增，溫度控制在400℃探討其
氮化效率。表3-5 為不同離子氮化時間之實驗參數。
（3）探討氮化溫度的效應
更進一步，將氮氣流量比例固定在70％，氮化時間20 小時，只改變
氮化溫度，隨著氮化溫度由300 ℃、350℃、400℃遞增(並以PN300、PN350、
PN400 表示)，探討其氮化速度。表3-6 為不同離子氮化溫度之實驗參數 ，
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爾後，進行TiN 硬膜被覆。
表3-4. SK5 不同氮流量之離子氮化實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(％)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 400 4
20 20 50 10 400 4
12 28 30 10 400 4
8 32 20 10 400 4
4 36 10 10 400 4
表3-5. SK5 不同離子氮化時間之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(％)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
氮化時間(h)
28 12 70 10 400 4、8、12、16、20
表3-6. SK5 不同離子氮化溫度之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(％)
總壓力
(Torr)
氮化溫度(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 300、350、400 20
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從SK5 所建立之經驗直接平移至63CRM，直接評估氮化溫度之影
響，表3-7 為氮化之參數。離子氮化時，固定總壓力為10 Torr，氮化時
間為20 h 及氣體總流量40 sccm，並改變輸入功率，藉此將氮化溫度控制
在300℃、350℃、400℃
表3-7. 63CRM 不同離子氮化溫度之實驗參數。
N2 流量
(sccm)
H2 流量
(sccm)
N2 比例
(％)
總壓力
(Torr)
氮化溫度(℃)
氮化時間
(h)
28 12 70 10 300、350、400 20
3-4 TiN 硬膜被覆
氮化完成後，首先裝填工件到圖3-8所示之陰極電弧放電被覆設備
中，圖3-8為本研究陰極電弧放電被覆設備實景，進行離子轟擊，藉此可
清除試片表面污染和氧化層及藉動能轉換將基材加熱至被覆溫度，隨後進
行硬膜TiN之披覆。硬膜被覆時，藉著調整基材偏壓控制離子轟擊的程度，
使之獲得硬膜被覆之基材溫度。
TiN硬膜被覆步驟可分為被覆前輝光離子轟擊、靶離子轟擊與硬膜TiN
被覆三步驟，分述如下各小節：
3-4-1 被覆前輝光離子轟擊
1. 將試片放入陰極電弧放電被覆設備內，抽真空至2×10-4 Torr後，通入55
sccm之氬氣，並將總壓力控制在1.5×10-2 Torr。
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2. 開啟基材偏壓之電源供應器，調高電壓產生Ar離子進行表面離子轟擊，
隨後調整基材偏壓使離子轟擊基材溫度固定在300℃，如表3-8所示，轟
擊5分鐘後關閉電源。
3-4-2 靶離子轟擊
實驗參數如表3-9調整基材偏壓至400 V並啟動陰極電弧，同時間可以
吸引來自Ti靶的Ti離子，藉以轟擊加熱基材。此一步驟中，基材溫度係由基
材偏壓值決定，基材溫度固定在300℃。待靶離子轟擊40 s後，隨即進入被
覆TiN硬膜。
表3-8. 輝光離子轟擊之實驗參數。
Ar 流量
(sccm)
基材偏壓值
(-V)
總壓力
(Torr)
基材溫度
(℃)
轟擊時間
(min)
55 500 1.5×10-2 300 5
表3-9. 靶離子轟擊之實驗參數。
總壓力
(Torr)
靶電壓
(-V)
靶電流
(A)
基材偏壓值
(-V)
基材溫度
(℃)
轟擊時間
(s)
6×10-3 22 70 400 300 40
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圖3-8. 陰極電弧放電離子被覆設備示意圖
圖3-9. 本研究室陰極電弧放電離子被覆設備實景
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3-4-3 被覆TiN 硬膜
1. 採用表3-10所示之被覆參數通入氮氣進行被覆，基材溫度固定在300℃。
2. 施鍍完成之試片依圖3-1所示進行分析與測試。
表3-10. 硬膜被覆使用之參數。
N2流量
(sccm)
總壓力
(Torr)
靶電壓
(V)
靶電流
(A)
基材偏壓
(-V)
基材溫度
(℃)
被覆時間
(s)
90 4.5×10-3 25 70 -100 300 1180
3-5 測試與分析
關於表層性質的探討從表層組織結構鑑定和機械性質量測兩方面進行
探討，茲分述如下：
3-5-1 氮化層與TiN 硬膜層之表層組織結構鑑定
為便於觀察氮化層與TiN 硬膜層的橫截面，實驗所得之試片，先以鑽
石切割機取適當大小尺寸後，以標準金相製備程序，經鑲埋、研磨、拋光
後，使用3﹪Nital 作為腐蝕液進行腐蝕。適當腐蝕後的氮化層橫截面使用
OLYMPUS BH2-UMA 型光學顯微鏡及SEM 檢視氮化層與TiN 硬膜層的微
觀形態與其厚度。
另外再以SEM 附屬之EDS，進行刮痕試片之表層之Fe、Ti、 N、及
C 等元素分佈分析。
晶體結構鑑定是以SHIMADZU XD-D1 型X光繞射儀對試片表面進行
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繞射分析，掃瞄角度從2θ=30 度至2θ=80 度，並比較不同施工條件及未
進行任何處理的試片(Blank)，確認表面是否獲得正確之相組成。
3-5-2 機械性質量測
機械性質量測分為硬度量測及鍍膜附著性量測茲分述如下：
（1）硬度量測
以微小硬度計(Hv Microhardness Tester)量測氮化層與TiN 硬膜層的
表面硬度(荷重50、100 及200 g)與截面硬度(荷重200 g)，以評估製程參
數對表面硬度與硬化深度(Case-Depth)的影響。
（2）鍍膜附著性量測
以QUAD 型刮痕試驗機(Scratch tester)量取鍍膜附著性，由鍍膜起始
破裂的最小荷重（臨界荷重：Lc）決定出鍍膜的附著力，刮針荷重最大
值設定為3.0 Kg，移動速率為0.015 cm/s，終止載荷100 N。圖3-10 為其
示意圖，並輔以SEM 或OM 觀察刮痕軌跡，據此定量鍍膜附著強度。
刮痕方向
L:外加荷重
Lc:臨界荷重
L<Lc
L>Lc
薄膜
基材
F
圖3-10. 刮痕試驗示意圖
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（3）剪刀剪切特性測試
SK5 刀片經複合處理後，直接將刀片組裝成剪刀，刃口未再加以研磨，
刀片一片有鋸齒狀；另一片是平面形。如圖3-11 示。剪切材料選用最難剪
切之光纜線，其中心柱是硬度很高之石英光纖，外表有塑膠材料保護，外
層是Kevlar，這層是最難剪斷的一層，最外表用塑膠材料保護。剪切材料
是使用國內華新麗華公司所生產之光纜線(Walsin Lihwa Optical Fiber
Cable)，型號為SM332，線徑為3.0mm。剪切方式是採用定點手動剪切，
每次剪斷長度約3mm，連續剪切100 刀後分析其刃口磨損狀態，及是否還
能剪切，若無法剪斷光纜線，則停止剪切試驗，觀測記錄其刃口形態，以
評比其剪切壽命。若能剪斷光纜線，則繼續再剪300 刀及600 刀，以綜合
評比其剪切性能。以此測試複合處理能否應用在光纜線剪切刀具上。
圖3-11. 刀片所組裝之鋸齒快力剪外觀圖
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63CRM 刀片經複合處理後，直接將刀片組裝成剪刀，其刃口形態如圖
3-12。實際剪切情形，如圖3-13 示。剪刀剪力試驗機圖3-14 示。測試剪
切材料採用熱軋鍍鋅鋼板，板厚1.2mm。其測試流程及方法是將本研究刀
具組裝完成後在施力測試機台中並以夾具夾緊，先空載測試調整剪切長度
(92mm)後再將鋼板放置平台上如圖所示位置，起初施加荷重(380 N max)於
刀具上進行剪切測試，先全長剪切3 刀，並記錄最大施力負載p1；然後在
剪力試驗機上連續剪切100 刀、300 刀、600 刀，不必記錄；將剪切100 刀、
300 刀、600 刀後再回到剪力試驗機上剪切3 刀，並記錄最大施力負載P2，
試驗要求剪切衰減值不得超過10%( P2－P1)。因此剪力試驗機的功能主要
是測試剪力在經過剪切多少刀後之施力負載表現。以剪切後刃口的磨損形
態及其剪力負載表現，來綜合評估其剪切性能。以此測試複合處理在鐵皮
剪刀具的剪切性能。
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys（91 學年度）
67
圖3-12. 63CRM 剪刀的刃口形態
圖3-13. 實際剪刀剪切情形
剪切鋼板
鐵皮剪實際剪切情況
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys（91 學年度）
68
圖3-14. 剪刀剪力試驗機

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歡迎來到Bewise Inc.的世界，首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力，我們是提供專業刀具製造商，應對客戶高品質的刀具需求，我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求，我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質，這是現有相關技術無法比擬的，我們成功的滿足了各行各業的要求，包括：精密HSS DIN切削刀具、協助客戶設計刀具流程、DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計、超高硬度的切削刀具、醫療配件刀具設計、複合式再研磨機、PCD地板專用企口鑽石組合刀具、粉末造粒成型機、主機版專用頂級電桿、PCD V-Cut刀、捨棄式圓鋸片組、粉末成型機、主機版專用頂級電感、’汽車業刀具設計、電子產業鑽石刀具、木工產業鑽石刀具、銑刀與切斷複合再研磨機、銑刀與鑽頭複合再研磨機、銑刀與螺絲攻複合再研磨機等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計；從微細刀具到大型刀具；從小型生產到大型量產；全自動整合；我們的技術可提供您連續生產的效能，我們整體的服務及卓越的技術，恭迎您親自體驗！！

BW Bewise Inc. Willy Chen willy@tool-tool.com bw@tool-tool.com www.tool-tool.com skype:willy_chen_bw mobile:0937-618-190 Head &Administration Office No.13,Shiang Shang 2nd St., West Chiu Taichung,Taiwan 40356 http://www.tool-tool.com / FAX:+886 4 2471 4839 N.Branch 5F,No.460,Fu Shin North Rd.,Taipei,Taiwan S.Branch No.24,Sec.1,Chia Pu East Rd.,Taipao City,Chiayi Hsien,Taiwan

Welcome to BW tool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting tools. We focus on what you need and endeavor to research the best cutter to satisfy users’ demand. Our customers involve wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic, machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would like to solve every problem from you. Please feel free to contact us, its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting tool、aerospace tool .HSS  DIN Cutting tool、Carbide end mills、Carbide cutting tool、NAS Cutting tool、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end mill、disc milling cutter,Aerospace cutting tool、hss drill’Фрезеры’Carbide drill、High speed steel、Compound Sharpener’Milling cutter、INDUCTORS FOR PCD’CVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) ’Core drill、Tapered end mills、CVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden Finger’PCD V-Cutter’PCD Wood tools’PCD Cutting tools’PCD Circular Saw Blade’PVDD End Mills’diamond tool. INDUCTORS FOR PCD . POWDER FORMING MACHINE ‘Single Crystal Diamond ‘Metric end mills、Miniature end mills、Специальные режущие инструменты ‘Пустотелое сверло ‘Pilot reamer、Fraises’Fresas con mango’ PCD (Polycrystalline diamond) ‘Frese’POWDER FORMING MACHINE’Electronics cutter、Step drill、Metal cutting saw、Double margin drill、Gun barrel、Angle milling cutter、Carbide burrs、Carbide tipped cutter、Chamfering tool、IC card engraving cutter、Side cutter、Staple Cutter’PCD diamond cutter specialized in grooving floors’V-Cut PCD Circular Diamond Tipped Saw Blade with Indexable Insert’ PCD Diamond Tool’ Saw Blade with Indexable Insert’NAS tool、DIN or JIS tool、Special tool、Metal slitting saws、Shell end mills、Side and face milling cutters、Side chip clearance saws、Long end mills’end mill grinder’drill grinder’sharpener、Stub roughing end mills、Dovetail milling cutters、Carbide slot drills、Carbide torus cutters、Angel carbide end mills、Carbide torus cutters、Carbide ball-nosed slot drills、Mould cutter、Tool manufacturer.

Bewise Inc. www.tool-tool.com

ようこそＢｅｗｉｓｅ　Ｉｎｃ.の世界へお越し下さいませ、先ず御目出度たいのは新たな

情報を受け取って頂き、もっと各産業に競争力プラス展開。

弊社は専門なエンド・ミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ、

豊富なパリエーションを満足させ、特にハイテク品質要求にサポート致します。

弊社は各領域に供給できる内容は：

（１）精密ＨＳＳエンド・ミルのＲ＆Ｄ

（２）Carbide Cutting tools設計

（３）鎢鋼エンド・ミル設計

（４）航空エンド・ミル設計

（５）超高硬度エンド・ミル

（６）ダイヤモンド・エンド・ミル

（７）医療用品エンド・ミル設計

（８）自動車部品＆材料加工向けエンド・ミル設計

弊社の製品の供給調達機能は：

（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計

（２）ミクロ・エンド・ミル～大型エンド・ミル供給

（３）小Ｌｏｔ生産～大量発注対応供給

（４）オートメーション整備調達

（５）スポット対応～流れ生産対応

弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。

Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.

BW is specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

第一章 前言
由於刀具破壞的問題多集中於表面的磨損，藉著表面工程提昇材料的
表面高硬度、耐磨、耐蝕、耐熱、抗粘著和低摩擦性能。成為節省材料成
本與延長使用壽命的最佳選擇，最早在60 年代末，由瑞典Sandvik 公司用
化學氣相沉積(CVD)被覆硬質合金刀片問世以來，鍍膜技術對硬質合金刀具
的發展起了很大的促進作用。80 年代初，TiN 物理氣相沉積(PVD)被覆高速
鋼刀具的出現，被譽為高速鋼刀具的革命性變革。十幾年來，鍍膜技術已
經在加工刀具提高性能中得到極為廣泛的應用。成為目前機械加工業提高
工具壽命、切削效率、降低加工成本及加工自動化的有效途徑。
當前表面工程發展非常迅速，Subramanian 和Strafford 等【1】根據鍍
層的發展歷程把鍍層技術分為單一鍍層、複合鍍層和多層及多組鍍層等三
代。複合處理的目的是綜合多種處理之特性彌補改善單一製程技術之不
足。其功能在於 : (1) 透過對底材進行強化預處理以提高底材對鍍層的支撐
能力，防止在給定負載下由於底材的塑性變形而導致鍍層的過早失效；(2)
利用多種鍍層或處理技術複合產生協同效應，進而在表面上獲得更高性能
的複合改質層【2】。
從工業的應用的價值來看。若能將硬質膜層應用到一般構造用普通鋼
或低合金鋼，使膜層高硬度、良好的耐磨性與基材良好的韌性相結合，將
帶來巨大的經濟效益。長期以來，對於切削刀具方面及塑性成型加工的研
究很多，但對於金屬剪切方面的實際研究極少。故本研究著重對一般的碳
工具鋼(SK5)及高碳鉻鉬低合金鋼(63CRM)等低回火溫度材料的剪切刀具，
通過離子氮化後被覆硬膜的複合處理(Duplex treatment 或作Duplex coating)
複合處理在剪切刀具上的應用研究
逢甲大學e-Thesys（91 學年度）
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技術，在離子氮化時控制適當的氮化條件，使表面生成代表性的γ´相以及ε
相，並在不同輝光離子轟擊條件下改變基材溫度施以硬膜被覆，測試與評
估複合處理刀具的剪切效果，確認出何種條件下所獲得複合處理層之機械
性質能符合最佳的剪切條件。藉由複合處理技術以低成本材料來替代高價
的高合金鋼，期能實現節能、節材及提高效率的目的，增大社會經濟效益。

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（２）Carbide Cutting tools設計

（３）鎢鋼エンド・ミル設計

（４）航空エンド・ミル設計

（５）超高硬度エンド・ミル

（６）ダイヤモンド・エンド・ミル

（７）医療用品エンド・ミル設計

（８）自動車部品＆材料加工向けエンド・ミル設計

弊社の製品の供給調達機能は：

（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計

（２）ミクロ・エンド・ミル～大型エンド・ミル供給

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