Current Issue

금형 내 삽입되는 파이프는 용탕 충진간에는 안착이 견고해야 되며, 용탕의 흐름에 방해가 되거나, 충진 후에는 변형되거나 위치의 변화가 없어야 된다. 파이프의 양 끝단은 Fig. 1에서 보듯이, 가동측의 금형에 삽입되며, 파이프 중앙 부위의 고리 형상은 고정측 금형의 핀에 의해 총 3점(Point)으로 고정되어 용탕 충진간 발생할 수 있는 파이프 유격문제는 발생하지 않게 하였다.

주조해석 결과(Fig. 3)를 통하여, 용탕 충진시 삽입되는 파이프는 용탕의 흐름에 방해가 되지 않으면서, 게이트별로 동일하게 충진되는 것을 확인할 수 있었다. 응고거동에 있어서는 파이프 부위가 먼저 냉각이 되면서, 파이프 주변 후육부 냉각을 유도하여 파이프 삽입에 따른 후육부 수축결함이 억제된다는 것을 간접적으로 확인할 수 있었다.

Fig. 3 
Filling and solidification behavior

고압주조공정 최적화에서 중요한 변수중의 하나가 저/고속 절환위치 선정이다. 이는 Cavity(리어커버 형상) 내에서 용탕의 고속충진과 동시에 층류충진을 통하여 용탕의 결함을 최소화 할 수 있기 때문이다. 일반적으로 게이트 위치를 절환위치로 선정하며 Fig. 4에서 저속속도 0.4 m/s에서의 Filling test를 통해, 용탕이 충진되는 리어커버 형상을 단계적으로 보여주고 있다. 이를 통해, 게이트에서 용탕이 충진되는 450 mm 지점을 저/고속 절환위치로 선정하였다.

Fig. 4 
Results of filling test

고압주조 공정은 슬리브 내 플런저 이동으로 저속 및 고속구간으로 나뉘어지며, 고속구간에서는 1초도 걸리지 않는 시간에 용탕이 금형 내로 충진이 된다. 고속구간 이후에는 증압 및 냉각 그리고 취출공정으로 이루어진다. 고압주조 공정에서 금형 내 용탕이 받는 가장 큰 압력은 증압구간에서 이루어지며, 이때 Cavity내에 미처 응고되지 않은 용탕의 수축결함을 억제하는 목적으로 증압이 가해진다.

Fig. 5 
Relation of stress and thickness on pipe under isostatic pressure

삽입되는 파이프는 고압주조 공정간에 고압이나 증압 등의 용탕에 의한 압력으로 변형이 일어나지 않아야 하기에, 고압주조 공정변수인 증압과 파이프 내경, 두께, 항복응력과의 관계식을 통하여 이론식을 도출하였고, 이를 실험적으로 증명하였다. 정수압조건에서, 파이프가 원주방향으로 받는 응력과 변형은 식 (1), (2)와 같으며, 정수압 전후의 파이프 두께와 내경과의 관계는 식 (3)에서 보여주고 있다.¹³⁾ 파이프의 부피 변화가 일어나지 않는다고 가정하면 파이프의 두께(ε_t), 원주(ε_θ) 및 길이(ε_z)방향 변형의 합은 0이 되며 길이방향의 변형은 발생하지 않기에(ε_z=0), 두께방향의 변형률 ε_t은 압축방향의 변형률(ε_θ)로 표현할 수 있다.

• Where σ_θ : circumferential stress, MPa
• 　　　 P : stress by pressure, MPa
• 　　　 σ : yield strength, MPa
• 　　　 ε_θ : strain, mm/mm
• 　　　 r : inner radius of pipe after deformation, mm
• 　　　 r₀ : initial inner radius of pipe, mm
• 　　　 t : thickness of pipe after deformation, mm
• 　　　 t₀ : initial thickness of pipe, mm

이를 통하여, 하기 식 (4)와 같이 파이프에 가해지는 고압주조 압력(증압)과 파이프(내외경 및 항복강도)와 관계식이 도출되었으며, 실험을 통하여 리어커버 고압주조 부품에 삽입되는 파이프가 변형되지 않는 고압주조 증압조건을 구할 수 있었다.

고압주조 장비에서 장비의 톤수, 슬리브 직경, 부품의 투영면적에 따라 증압값을 부여할 수 있다. 본 실험에서는 증압값을 변수로, 고압주조 공정간에 발생한 증압 피크값을 측정하였다. 반면, 고압주조공정에서의 또 다른 변수인 용탕온도 및 금형온도에 따른 파이프 항복강도 영향은 고려하지 않았으며, 이는 금형 내 삽입되는 파이프의 예열공정이 없었고, 수 밀리초(Milli-second)에 충진되는 용탕온도 및 시간이 파이프에 영향을 미치지 않았다고 가정하였기 때문이다. 아울러, 매 Shot마다 진행되는 고압주조에서 용탕온도, 금형온도, 저/고속속도, 절환위치는 일정하게 하였으며, Table 3에서처럼 증압값만 바꿔서 실험을 하였으며, 리어커버 부품을 제조하였다.

Fig. 6은 각각의 고압주조 증압조건에서 제조한 리어커버 부품의 파이프부위 절단면이다. Fig. 6(b)의 650 bar에서는 파이프의 변형이 발생하지 않는 반면, Fig. 6(c)에서는 파이프의 변형이 발생하였다. 이는 증압이 파이프의 변형에 가장 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있었으며 이를 바탕으로, 고압주조에서의 증압값을 바꾸면서 파이프 인서트 리어커버를 제조한 후, 파이프부위를 절단하여 파이프 변형여부를 확인하였고 그 결과를 Table 3과 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 6 
Comparison of pipe shape with different intense pressure

Fig. 7 
Results of pipe deformation with different intense pressure

Fig. 7에서 보듯이, 증압 720 bar 이하 조건에서는 파이프 변형이 일어나지 않았으며, 745 bar 이상 조건에서는 모두 파이프 변형이 발생하였다. 식 (4)에서처럼 증압에 의해 변형되는 파이프 내경 기준을 삽입된 파이프 내경의 95 %(0.95r₀)라고 가정하고, 본 리어커버 부품에 적용되는 상수 보정값(A=9)을 대입하면, 본 연구에서의 파이프 내경(Ø 6.5), 외경(Ø 8.0), 항복강도(275 MPa) 값에서는 증압 730 bar 값이 구해진다. 이는 Table 3에 나타낸 바와 같이, 실험적으로도 나타난 결과와도 잘 일치한다. 즉, 파이프 인서트 고압주조 공정에서 최대증압이 730 bar 이상인 경우, 파이프 내경 Ø 6.5에서는 파이프 두께가 최소 0.75 mm 이상이어야 파이프 변형이 일어나지 않는다는 것을 알 수 있었다. 이러한 실험결과를 통하여, 향후 파이프가 인서트가 되는 고압주조 부품에 파이프가 변형되지 않는 조건(파이프 내외경 및 두께에 따른 고압주조 증압)을 제시할 수 있으며, 제품단계에서 파이프 재질, 내외경을 고압주조 증압조건에 맞게 설계할 수 있게 되었다.

파이프 인서트 리어커버 부품의 파이프 이탈 여부 및 계면을 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 8(a)의 단면상에 보듯이, 고압주조간에 충진되는 용탕과 증압에 의하여 파이프 둘레의 알루미늄 살두께 편차나 위치 이탈이 일어나지 않았다. 이는 앞서 설명하였듯이, 금형 내 파이프의 3점(Point) 지지에 기인한다.

Fig. 8 
Optical micrograph of pipe inserted rear-cover

기존 연구¹⁴⁾에 따르면, 인서트 되는 알루미늄소재와 알루미늄 용탕과의 계면 안정성은 Zn 코팅이 효과적이며, 이는 열확산을 통한 Al과 Zn와의 반응에 기인한다고 보고하고 있다. 이와 달리, 본 연구에서 인서트 파이프는 Fe 재질로, Fe와 Al간 계면반응¹⁵⁾이 수초간의 용탕충진으로는 발생하지 않지만, 알루미늄(Al, 22.2×10^-6 m/m⋅K) 과 철(Fe, 11.8×10^-6 m/m⋅K)의 열팽창계수¹⁶⁾ 차이로 인하여, 냉각에 따른 알루미늄 합금의 수축이 철보다 크기에 리어커버 부품 내 파이프 견고함은 응고된 알루미늄에 의해 유지되는 것으로 판단되며, Fig. 8(b)에 파이프와 알루미늄합금과의 계면을 보여주고 있다.