교반 주조법을 이용한 탄화티타늄 입자 강화 AA6061 알루미늄 합금 복합재의 제조 및 특성 분석
Production and characterization of titanium carbide particulate reinforced AA6061 aluminum alloy composites using stir casting
본 연구는 경제적인 교반 주조 공법을 사용하여 AA6061 알루미늄 합금에 탄화티타늄(TiC) 입자를 강화재로 첨가한 금속 기질 복합재(MMC)의 제조 공정과 그에 따른 기계적, 미세구조적 특성 변화를 분석한 기술 보고서입니다. 강화재 함량 변화가 복합재의 경도, 인장 강도 및 마모 특성에 미치는 영향을 정량적으로 제시합니다.
Paper Metadata
Industry: 자동차 및 항공우주 산업
Material: AA6061 알루미늄 합금, 탄화티타늄(TiC) 입자
Process: 교반 주조 (Stir Casting)
Keywords
금속 기질 복합재 (MMCs)
교반 주조 (Stir Casting)
미세구조 (Microstructure)
기계적 성질 (Mechanical Properties)
탄화티타늄 (TiC)
내마모성 (Wear Resistance)
Executive Summary
Research Architecture
본 연구에서는 AA6061 알루미늄 합금을 기질 재료로 사용하고, 0, 5, 10, 15 wt.%의 다양한 중량 비율을 가진 TiC 입자(평균 크기 약 2 μm)를 강화재로 선정하였습니다. 실험 장치는 전기 용해로와 기계적 교반기로 구성된 교반 주조 시설을 활용하였습니다. 기질 합금을 750°C에서 용해한 후 불활성 가스 분위기에서 300 rpm의 속도로 교반하여 와류를 형성하였으며, TiC 입자를 15 g/min의 속도로 투입하였습니다. 혼합된 용탕은 300°C로 예열된 금형에 주조되어 최종 시편으로 제작되었습니다.
Fig. 1. SEM micrographs of TiC particles (a), (b).
Key Findings
실험 결과, TiC 입자의 함량이 증가함에 따라 복합재의 기계적 특성이 크게 향상되었습니다. 15 wt.% TiC 복합재는 순수 AA6061 합금 대비 마이크로 경도가 134.4% 증가하였으며, 극한 인장 강도(UTS)는 70.5% 향상되었습니다. 반면, 연신율은 강화재 함량 증가에 따라 감소하는 경향을 보였습니다. 마모 시험 결과, 15 wt.% TiC 복합재의 마모율은 미강화 합금 대비 30.5% 감소하여 우수한 내마모성을 입증하였습니다. XRD 분석을 통해 기질과 강화재 사이의 유해한 계면 반응 생성물 없이 TiC 입자가 성공적으로 통합되었음을 확인하였습니다.
Industrial Applications
제조된 AA6061/TiC 복합재는 높은 비강도와 우수한 내마모성을 요구하는 자동차 엔진 부품, 브레이크 로터 및 항공기 구조재에 적용 가능합니다. 특히 교반 주조 공법의 경제성과 대량 생산 적합성은 산업 현장에서의 실용적인 복합재 제조 솔루션을 제공합니다. 또한, 강화재 함량 조절을 통해 특정 부품의 요구 성능에 최적화된 재료 설계가 가능합니다.
Theoretical Background
교반 주조 공정의 원리
교반 주조는 액상 상태의 금속 기질에 세라믹 입자를 기계적으로 혼합하는 공정입니다. 이 공정의 핵심은 용탕 내에 안정적인 와류를 형성하여 입자의 응집을 방지하고 균일한 분산을 유도하는 것입니다. 용해 온도, 교반 속도, 교반 시간 및 입자 투입 속도는 복합재의 건전성을 결정하는 주요 변수입니다. 특히 기질과 강화재 사이의 젖음성(Wettability)을 확보하고 가스 혼입에 의한 기공 형성을 최소화하는 것이 이론적으로 중요합니다.
Orowan 강화 메커니즘
금속 기질 복합재에서 강도가 향상되는 주요 원인 중 하나는 Orowan 강화입니다. 이는 기질 내에 분산된 미세한 TiC 입자들이 전위(Dislocation)의 이동을 방해하는 장애물 역할을 함으로써 발생합니다. 또한, 알루미늄 기질과 TiC 입자 사이의 열팽창 계수 차이로 인해 냉각 과정에서 입자 주변에 높은 밀도의 전위가 생성되며, 이는 재료의 변형 저항을 높여 경도와 강도를 상승시키는 요인이 됩니다.
Results and Analysis
Experimental Setup
실험에는 AA6061-T6 알루미늄 합금 봉과 불규칙한 형상의 TiC 입자가 사용되었습니다. 흑연 도가니를 사용하여 전기로에서 합금을 용해하였으며, 산화 방지를 위해 불활성 가스를 공급하였습니다. 교반기는 300 rpm으로 유지되었고, TiC 입자는 실온 상태에서 점진적으로 투입되었습니다. 주조된 시편은 ASTM E8M 표준에 따라 인장 시편으로 가공되었으며, 5 N 하중에서 15초간 마이크로 경도를 측정하였습니다. 마모 시험은 Pin-on-disc 장치를 사용하여 25 N 하중, 1 m/s 속도로 수행되었습니다.
Fig. 4. Optical (a), (b) and SEM (c) micrographs of cast matrix alloy AA6061.
Visual Data Summary
XRD 패턴 분석 결과, Al과 TiC 이외의 다른 화합물 피크는 관찰되지 않아 계면 반응이 억제되었음을 확인하였습니다. 광학 및 SEM 미세구조 관찰에서 순수 합금의 수지상(Dendritic) 구조가 TiC 첨가에 따라 미세한 등축정 구조로 변화하는 결정립 미세화 현상이 나타났습니다. 15 wt.% 함량에서는 일부 입자 클러스터가 관찰되었으나, 전반적으로 기질 내에 TiC 입자가 균일하게 분포되어 있으며 기공이나 공극 없이 기질과 강하게 결합된 계면을 형성하고 있음을 확인하였습니다.
Variable Correlation Analysis
강화재 중량 비율과 기계적 특성 사이에는 명확한 상관관계가 존재합니다. TiC 함량이 0에서 15 wt.%로 증가함에 따라 경도와 UTS는 선형적으로 증가하는 경향을 보였습니다. 이는 입자 분산에 의한 변형 저항 증가에 기인합니다. 반면, 연신율은 함량 증가에 따라 감소하였는데, 이는 세라믹 입자의 취성과 결정립 미세화로 인한 연성 저하 때문입니다. 마모율 또한 TiC 함량에 반비례하며, 이는 복합재의 경도 향상이 상대재에 의한 절삭 작용에 대한 저항력을 높였기 때문으로 분석됩니다.
Paper Details
Production and characterization of titanium carbide particulate reinforced AA6061 aluminum alloy composites using stir casting
1. Overview
Title: Production and characterization of titanium carbide particulate reinforced AA6061 aluminum alloy composites using stir casting
Author: J. J. Moses, I. Dinaharan, S. J. Sekhar
Year: 2016
Journal: Kovove Materialy
2. Abstract
교반 주조는 알루미늄 기질 복합재를 생산하는 경제적인 방법입니다. 본 연구에서는 교반 주조 기술을 사용하여 다양한 양(0, 5, 10, 15 wt.%)의 TiC 입자로 강화된 알루미늄 합금 AA6061 복합재를 제조하였습니다. 제조된 복합재의 X선 회절 패턴은 다른 화합물의 존재 없이 TiC 입자가 통합되었음을 명확히 보여주었습니다. 광학 및 주사 전자 현미경을 사용하여 복합재의 미세구조를 연구하였습니다. TiC 입자가 복합재 전체에 분포되어 있고 기질 합금과 적절하게 결합되어 있음이 관찰되었습니다. 몇몇 위치에서 TiC 입자의 국부적인 클러스터도 관찰되었습니다. 결과는 TiC 입자의 강화가 복합재의 마이크로 경도, 극한 인장 강도 및 내마모성을 향상시킨다는 것을 보여줍니다. 파단 형태, 마모된 표면 및 마모 파편의 세부 사항도 본 논문에 제시되어 있습니다.
3. Methodology
3.1. 재료 준비: AA6061-T6 알루미늄 합금 봉과 평균 크기 2 μm의 불규칙한 형상을 가진 TiC 입자를 준비함. 3.2. 용해 공정: 흑연 도가니에 합금을 넣고 전기로에서 750°C까지 가열하여 완전히 용해함. 3.3. 교반 및 입자 투입: 불활성 가스 분위기에서 기계적 교반기를 300 rpm으로 회전시켜 와류를 형성하고, TiC 입자를 15 g/min 속도로 투입함. 3.4. 주조: 입자 투입 후 30분간 간헐적으로 교반을 지속한 뒤, 300°C로 예열된 금형에 용탕을 부어 주조함. 3.5. 분석 및 시험: XRD를 통한 상 분석, SEM/광학 현미경을 통한 미세구조 관찰, ASTM 표준에 따른 인장 및 마모 시험 수행.
Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims
본 연구는 자동차 산업에서 휠 림 제조에 널리 사용되는 SPFH 590 고장력 저합금강(HSLA)의 플래시 버트 용접(Flash Butt Welding, FBW) 공정 변수가 용접부의 미세구조 및 기계적 특성에 미치는 영향을 분석하였다. 공정 최적화를 통해 용접 결함을 최소화하고 구조적 신뢰성을 확보하기 위한 기술적 근거를 제시한다.
Paper Metadata
Industry: 자동차 (Automotive)
Material: SPFH 590 강 (JIS G 3134)
Process: 플래시 버트 용접 (Flash Butt Welding)
Keywords
Flash Butt Welding
SPFH 590 steel
Voltage
Flashing time
Upset height
Microstructure
Acicular ferrite
Executive Summary
Research Architecture
본 연구는 400kVA 용량의 Swift-Ohio 91-AA 모델 용접기를 사용하여 두께 2.3mm의 SPFH 590 강판에 대해 플래시 버트 용접 실험을 수행하였다. 실험 설계는 전압(Voltage), 업셋 높이(Upset height), 플래싱 시간(Flashing time)의 세 가지 주요 변수를 각각 고수준(High)과 저수준(Low)으로 설정하여 총 8가지 조합의 처리를 구성하였다. 용접된 시편은 AWS B4.0M 및 JIS G 3134 표준에 따라 인장 시험, 굽힘 시험, Rockwell 경도 시험을 거쳤으며, 광학 현미경과 주사 전자 현미경(SEM)을 통해 미세구조 및 파단면을 분석하였다.
Figure 1. Schematic of the flash butt welding process.
Key Findings
실험 결과, 5V 전압, 2.3mm 업셋 높이, 2초 플래싱 시간 조합(Treatment 1)에서 인장 강도 596.85 MPa와 연신율 30%를 기록하며 가장 우수한 기계적 성질을 나타냈다. 용접부의 미세구조는 모재의 층상 페라이트에서 침상 페라이트(Acicular ferrite)로 변태되었으며, 냉각 과정에서 위드만스테텐 페라이트(Widmanstatten ferrite) 구조가 형성됨을 확인하였다. 과도한 입열량(높은 전압 및 긴 플래싱 시간)은 결정립 조대화와 위드만스테텐 상의 과도한 형성을 유발하여 연신율을 5% 미만으로 급격히 저하시키고 용접부 취성 파괴를 초래하는 것으로 분석되었다.
Industrial Applications
연구 결과는 자동차 휠 림 제조 공정에서 플래시 버트 용접 장비의 파라미터 설정 가이드라인으로 활용될 수 있다. 특히 고장력강 적용 시 발생할 수 있는 용접부 파손 문제를 해결하기 위해 입열량을 정밀하게 제어함으로써 불량률을 감소시키고 제품의 안전성을 향상시킬 수 있다. 또한, 용접 후 발생하는 탈탄층 및 수소 유입에 의한 균열 가능성을 고려한 공정 설계의 중요성을 시사한다.
Theoretical Background
플래시 버트 용접(FBW)의 메커니즘
플래시 버트 용접은 접합할 두 금속 면 사이의 저항에 의해 발생하는 전기적 아크(플래싱)를 이용하여 단면을 가열한 후, 강력한 축 방향 압력(업셋)을 가해 접합하는 저항 용접 방식이다. 이 공정은 별도의 용가재가 필요 없으며, 용융된 금속과 불순물이 업셋 과정에서 외부로 배출되므로 모재와 동등한 수준의 강도를 확보할 수 있는 고효율 접합 공정이다. 자동차 휠 림과 같이 연속적인 생산이 필요한 부품 제조에 적합하다.
HSLA 강의 미세구조 변태
SPFH 590과 같은 고장력 저합금강(HSLA)은 열간 압연 공정을 통해 형성된 층상 페라이트 및 펄라이트 구조를 가진다. 용접 시 발생하는 급격한 가열과 냉각 사이클은 용접부(WZ) 및 열 영향부(HAZ)의 미세구조를 변화시킨다. 특히 오스테나이트 결정립계에서 핵생성되는 침상 페라이트는 강도를 유지하는 데 유리하지만, 냉각 속도와 입열량에 따라 형성되는 위드만스테텐 페라이트는 판상 구조의 특성상 응력 집중을 유발하여 재료의 인성과 연성을 저하시키는 원인이 된다.
Results and Analysis
Experimental Setup
실험에는 JIS G 3134 표준의 SPFH 590 강판(두께 2.3mm)이 사용되었으며, 화학 성분은 탄소 0.09%, 망간 1.69% 등을 포함한다. 용접 파라미터는 전압(5V, 7V), 업셋 높이(2.3mm, 4.6mm), 플래싱 시간(2s, 4s)으로 설정되었다. 시편은 200 x 1086 mm 크기로 준비되었으며, 용접 후 비드 제거 및 외관 검사를 실시하였다. 기계적 특성 평가를 위해 Knoop 미세 경도 측정과 1m/min 속도의 인장 시험을 수행하였다.
Visual Data Summary
광학 현미경 관찰 결과, 용접 접합부에서 백색의 수직선 형태인 탈탄층(Decarburized layer)이 확인되었다. 이는 플래싱 단계에서 탄소가 확산되고 업셋 단계에서 압출되면서 발생하는 현상이다. SEM 분석을 통해 처리 조건 4에서는 미세 기공의 유착으로 인한 연성 파괴 형상이 관찰된 반면, 처리 조건 8에서는 결정립계를 따라 균열이 전파되는 혼합 파괴(Mixed fracture) 양상과 수소 유입에 의한 표면 균열이 확인되었다.
Figure 6. SEM Micrographs. a) Joint zone, b) Base material
Variable Correlation Analysis
변수 간 상관관계 분석 결과, 입열량(Heat input)은 전압과 플래싱 시간에 비례하며, 이는 용접 품질에 결정적인 영향을 미친다. 높은 전압(7V)과 긴 플래싱 시간(4s)이 결합될 경우 과도한 입열로 인해 열 영향부의 결정립이 조대해지고 강도가 급격히 하락한다. 반면, 적절한 업셋 높이는 용접부의 불순물을 배출하고 미세구조를 치밀하게 만들어 강도를 회복시키는 역할을 수행한다. 실험 데이터는 낮은 전압과 짧은 플래싱 시간이 연성 확보에 유리함을 입증하였다.
Paper Details
Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims
1. Overview
Title: Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims
Journal: Scientia et Technica Año XXII, Vol. 23, No. 01
2. Abstract
SPFH 590 강의 플래시 버트 용접 품질에 미치는 공정 변수의 영향이 연구되었다. 결과물인 용접 금속 및 열 영향부는 인장 시험, 굽힘 시험, Rockwell 경도 시험 및 광학 현미경과 주사 전자 현미경을 통한 미세구조 분석으로 특성화되었다. 결과는 금속 접합부가 층상 페라이트에서 침상 페라이트로 변태되었음을 나타냈다. 용접 과정에서 길쭉한 형태의 결정립이 성장하여 둥근 형태로 변했으며, 냉각 과정을 통해 일부 사이드 플레이트 위드만스테텐 페라이트 구조가 형성되었다. 미세구조, 용접부 강도 및 파괴 특성에 대한 공정 인자 수준의 유의성이 분석되었다. 용접 공정 파라미터 중 5V(전압), 2.3mm(업셋), 2s(플래싱 시간) 조건이 수행된 모든 시험에서 가장 우수한 특성 조합(강도 및 연성)을 나타냈다.
3. Methodology
3.1. 시편 준비: JIS G 3134 표준에 따른 SPFH 590 강판을 200 x 1086 mm 크기로 절단하고 용접 전 세척 공정을 수행함. 3.2. 용접 공정: 400kVA Swift-Ohio 용접기를 사용하여 8가지 파라미터 조합(전압, 업셋 높이, 플래싱 시간)으로 플래시 버트 용접을 실시함. 3.3. 외관 및 미세구조 검사: 10배 확대경을 이용한 외관 검사 후, 5% Nital 에칭액을 사용하여 광학 현미경 및 SEM으로 미세구조를 관찰함. 3.4. 기계적 특성 평가: AWS B4.0M 표준에 따른 굽힘 시험과 JIS G 3134 표준에 따른 인장 시험을 수행하고 Knoop 경도 프로파일을 측정함.
4. Key Results
인장 시험 결과, 처리 조건 1(LV, LUH, LFT)은 596.85 MPa의 강도와 30%의 연신율을 보여 모재(624 MPa, 22%) 대비 우수한 연성을 나타냈다. 반면 처리 조건 8(HV, LUH, LFT)은 369.6 MPa의 낮은 강도와 2.1%의 극히 낮은 연신율을 기록하며 용접부에서 파단되었다. 경도 측정 결과 용접 중심부에서 가장 높은 경도값이 나타났으며, 이는 업셋 과정에서의 변형 경화와 위드만스테텐 구조 형성에 기인한다. 굽힘 시험에서도 낮은 입열량 조건의 시편들만이 균열 없이 요구 사항을 만족하였다.
Figure List
플래시 버트 용접 공정의 개략도
인장 강도 시험편 규격 (JIS G 3134 기반)
SPFH 590 모재의 광학 현미경 사진 (층상 페라이트 구조)
모재의 SEM 사진 (펄라이트 및 페라이트 분포)
용접부의 침상 페라이트 및 위드만스테텐 페라이트 미세구조
용접부와 모재의 SEM 비교 분석
용접부 횡단면의 탈탄층 관찰 결과
인장 시험 후 파단된 시편의 외관
시편별 Knoop 미세 경도 분포 그래프
굽힘 시험 결과 및 장치 구성
처리 조건 4의 연성 파괴면 SEM 사진
처리 조건 8의 혼합 파괴 및 표면 균열 SEM 사진
References
Y. Ichiyama, et al. (2007). Flash-Butt Welding of High Strength Steels.
ASM Handbook: Welding, Brazing, and Soldering (1994).
AWS Welding Handbook: Welding Processes (2001).
D. E. Ziemian, et al. (2008). Flash butt-welding process optimization.
JIS G 3134:2006. Hot-rolled high strength steel plate for automobile.
Technical Q&A
Q: 용접부에서 관찰된 침상 페라이트(Acicular Ferrite)의 역할은 무엇인가요?
침상 페라이트는 용접 과정에서 층상 구조가 변태되어 형성되며, 무질서한 방향성 덕분에 균열 전파를 억제하는 효과가 있습니다. 본 연구에서는 이 구조가 모재 수준의 인장 강도를 유지하는 데 기여하는 것으로 분석되었습니다. 하지만 냉각 속도에 따라 함께 형성되는 위드만스테텐 페라이트와 적절한 비율을 유지해야만 취성을 방지할 수 있습니다.
Q: 왜 높은 전압과 긴 플래싱 시간이 용접 품질을 저하시키나요?
전압과 플래싱 시간이 증가하면 용접부에 가해지는 총 입열량이 과도해집니다. 이는 열 영향부(HAZ)의 결정립 성장을 촉진하여 조직을 조대하게 만들고, 취성이 강한 위드만스테텐 상의 형성을 대폭 증가시킵니다. 결과적으로 응력 집중이 심화되어 연신율이 급격히 감소하고 조기 파단을 유발하게 됩니다.
Q: 용접부 횡단면에서 발견된 백색 선(White line)의 정체는 무엇인가요?
이 백색 선은 탈탄층(Decarburized layer)을 의미합니다. 플래싱 단계에서 고온에 노출된 금속 내부의 탄소가 용접면으로 확산되어 소실되거나, 업셋 단계에서 탄소가 풍부한 용융 금속이 외부로 압출되면서 형성됩니다. 이는 플래시 버트 용접에서 나타나는 전형적인 불연속성 중 하나입니다.
Q: 수소 유입이 용접부에 미치는 영향은 어떻게 관찰되었나요?
처리 조건 8의 파단면 SEM 분석 결과, 수소 유입으로 인한 표면 균열(Superficial cracking)이 관찰되었습니다. 용접 중 유입된 수소가 열 영향부의 불연속 지점에 축적되어 가스 압력을 형성하고, 이것이 결정립계에 높은 내부 응력을 가해 균열을 발생시키는 현상으로 설명됩니다.
Q: 휠 림 제조 공정에서 가장 권장되는 파라미터 조합은 무엇인가요?
본 연구의 실험 범위 내에서는 5V 전압, 2.3mm 업셋 높이, 2초 플래싱 시간(Treatment 1)이 가장 권장됩니다. 이 조건은 모재보다 높은 연신율(30%)을 확보하면서도 충분한 인장 강도를 유지하여, 이후 진행되는 굽힘이나 컬링(Curling) 공정에서 균열 발생 위험을 최소화할 수 있습니다.
Conclusion
본 연구를 통해 SPFH 590 강의 플래시 버트 용접 시 공정 파라미터가 미세구조 변태와 기계적 성능에 미치는 결정적인 영향을 확인하였다. 적절한 입열량 제어는 침상 페라이트 형성을 유도하여 강도를 확보하는 반면, 과도한 입열은 위드만스테텐 구조와 결정립 조대화를 초래하여 심각한 취성 저하를 유발한다. 특히 5V 전압과 짧은 플래싱 시간 조건이 휠 림 제조에 필요한 최적의 강도-연성 조합을 제공함을 입증하였으며, 이는 생산 현장에서의 공정 최적화 및 품질 관리를 위한 핵심 지표로 활용될 수 있다.
Source Information
Citation: Rodolfo Rodríguez Baracaldo, Mauricio Camargo Santos, Miguel Arturo Acosta Echeverría (2018). Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims. Scientia et Technica.
초경합금 과립 혼합물을 이용한 다이 블랭크 제조 및 혼합물의 화학적 조성이 기술적 특성에 미치는 영향
Manufacturing of Die Blanks from Hard Alloy Granulated Mixture and Influence of Chemical Composition of the Mixture on Technological Properties of Hard Alloy Die Blanks
본 연구는 분말 야금 기술을 기반으로 한 초경합금 다이 블랭크 제조 공정에서 원료 혼합물의 화학적 조성 변화가 최종 제품의 미세구조 및 기계적 특성에 미치는 영향을 분석한다. 특히 기존에 사용되던 Cr3C2 대신 TaC를 첨가한 신규 과립 혼합물의 기술적 타당성과 생산 현장 적용 가능성을 검토하는 데 중점을 둔다.
Paper Metadata
Industry: 금속 가공 및 선재 제조 (Metalworking and Wire Drawing)
Material: WC-Co 기반 초경합금 (Hard Alloy)
Process: 분말 야금, 가압 성형 및 진공 소결 (Powder Metallurgy, Pressing and Sintering)
Keywords
초경합금 과립 혼합물
텅스텐 카바이드 (WC)
미세구조
에타상 (η-phase)
다이 블랭크
탄탈륨 카바이드 (TaC)
Executive Summary
Research Architecture
본 연구의 실험 체계는 기존에 사용되던 표준 초경합금 과립 혼합물(시리얼 혼합물)과 중국의 신규 공급처로부터 확보한 TaC 함유 과립 혼합물(실험군 혼합물)의 비교 분석을 중심으로 구성되었다. 실험은 원료 분말의 물리적 특성(유동성, 겉보기 밀도) 측정, Dorst TPA 반자동 프레스를 이용한 9×6 mm 규격의 블랭크 성형, 그리고 전기 진공로에서의 예비 및 최종 소결 공정 순으로 진행되었다. 특히 소결 과정에서 발생할 수 있는 결함을 제어하기 위해 화학적 조성 변화에 따른 미세구조 분석이 병행되었다.
рис. 1 показан внешний вид опытной и серийной твердосплавных смесей
Key Findings
실험 결과, TaC가 첨가된 신규 혼합물은 기존 혼합물 대비 유동성이 21.97 s/50g으로 낮았으며(기존 16.5 s/50g), 겉보기 밀도는 3.50 g/cm³로 측정되었다. 소결 후 최종 제품의 경도는 1844~1869 HV30 범위를 기록하여, 기존 제품의 경도인 1700~1740 HV30보다 유의미하게 높게 나타났다. 다만, 예비 소결과 최종 소결 사이의 대기 노출 시간이 길어질 경우 미세구조 내에 취성을 유발하는 에타상(η-phase)이 형성되는 현상이 관찰되었으며, 이를 방지하기 위한 연속 소결 공정의 중요성이 확인되었다.
Рис. 3 Включения η-фазы в микроструктуре твердого сплава
Industrial Applications
연구된 TaC 함유 초경합금 다이 블랭크는 강철 황동 도금 선재의 미세 신선 공정에 적용 가능하다. 실제 생산 현장 테스트 결과, HT12.6 유형의 신선기에서 기존 제품과 대등한 내구성과 성능을 보였으며, 높은 경도 특성 덕분에 정밀한 치수 제어가 요구되는 산업용 선재 제조 공정에서 효율적인 대안이 될 수 있음을 입증하였다.
Theoretical Background
분말 야금 제조 공정의 단계
금속 분말을 이용한 제품 제조 공정은 크게 분쇄, 체질 및 혼합, 성형, 소결의 네 가지 주요 단계로 나뉜다. 초경합금의 경우, 텅스텐 카바이드(WC) 분말과 결합제인 코발트(Co)를 혼합하여 과립화된 혼합물을 만드는 것이 핵심이다. 이 과정에서 과립의 크기와 형태는 성형 시 프레스의 생산성과 성형체의 밀도 균일성을 결정하는 중요한 물리적 인자로 작용한다. 최종 단계인 소결은 분말 입자 간의 결합을 유도하여 재료의 최종적인 기계적 성질을 형성하는 과정이다.
초경합금의 미세구조 결함 및 에타상(η-phase)
초경합금의 성능은 조성뿐만 아니라 미세구조 내 결함에 의해 크게 좌우된다. 주요 결함으로는 외부 오염물질 유입, 불균일한 과립 분포로 인한 기공, 코발트 상(β-phase)의 불균일한 분포, 그리고 탄소 함량 부족 시 발생하는 에타상(η-phase)이 있다. 에타상은 M6C 또는 M12C 형태의 복합 카바이드로, 매우 높은 취성을 가지고 있어 다이의 수명을 단축시키고 가공 중 미세 균열을 유발하는 원인이 된다. 따라서 탄소 포텐셜을 정밀하게 제어하여 스테이키오메트릭(stoichiometric)한 상태를 유지하는 것이 필수적이다.
Results and Analysis
Experimental Setup
실험은 벨라루스 소재의 OAO “BMZ” 공장에서 수행되었다. 중국산 신규 공급처의 TaC 함유 과립 혼합물을 실험군으로, 기존 사용 중인 혼합물을 대조군으로 설정하였다. 성형은 Dorst TPA 반자동 프레스를 사용하여 9×6 mm 규격의 블랭크를 제작하였으며, 소결은 SGV-2.4-2/15IZ 전기 진공로에서 표준 모드에 따라 진행되었다. 성형체의 질량은 5.55~5.63g, 높이는 7.78~7.84mm 범위로 정밀하게 제어되었다.
Visual Data Summary
과립 혼합물의 외관 관찰 결과, 실험군과 대조군 모두 다양한 크기의 과립이 혼합된 형태를 보였으며 이는 성형 시 충진 밀도를 높여 기공 발생을 억제하는 데 유리한 구조임을 확인하였다. 소결 후 미세구조 분석에서는 β-상(코발트)이 균일하게 분포되어 있었으며, TaC 첨가에 따른 γ-상의 존재가 확인되었다. 그러나 특정 조건에서 중심부에 큰 장미꽃 모양(rosette)의 에타상이 관찰되었는데, 이는 공정 중 탄소 손실과 관련된 것으로 분석되었다.
Variable Correlation Analysis
혼합물의 화학적 조성과 기계적 특성 간의 상관관계를 분석한 결과, TaC의 첨가는 WC 입자의 비정상 성장을 억제할 뿐만 아니라 합금의 고온 특성과 경도를 향상시키는 것으로 나타났다. 실험군 블랭크의 평균 경도는 약 1850 HV30으로, 기존 제품 대비 약 7~8% 향상된 수치를 보였다. 또한, 예비 소결 후 대기 중 방치 시간과 에타상 형성 사이의 직접적인 상관관계가 발견되었으며, 방치 없이 연속 소결을 진행할 경우 에타상 결함이 완전히 제거됨을 확인하였다.
Paper Details
Manufacturing of Die Blanks from Hard Alloy Granulated Mixture and Influence of Chemical Composition of the Mixture on Technological Properties of Hard Alloy Die Blanks
1. Overview
Title: Manufacturing of Die Blanks from Hard Alloy Granulated Mixture and Influence of Chemical Composition of the Mixture on Technological Properties of Hard Alloy Die Blanks
Author: O. Yu. Khodosovskaya, L. V. Ovsyanikova, T. V. Gapeenko
Year: 2024
Journal: Foundry production and metallurgy (Литье и металлургия)
2. Abstract
초경합금 과립 혼합물을 이용한 다이 제조 기술은 원료 준비, 성형 및 후속 소결 공정을 포함한다. 카바이드 분말과 금속 결합제로 구성된 초경합금 혼합물의 준비는 초경합금 생산의 주요 작업 중 하나이다. 생성된 합금의 특성은 이 작업의 수행 조건에 크게 좌우된다. 모든 작업은 서로 연결되어 있으며, 기술적 매개변수의 변화는 최종 재료 구조의 형성과 그에 따른 특성 변화로 이어질 수 있다. 본 논문은 초경합금 과립 혼합물을 이용한 다이 블랭크의 제조 기술과 생산 공정을 다룬다. 초경합금 혼합물의 실험실 연구 결과와 다이 블랭크의 제조 및 생산 테스트 결과가 설명되어 있다.
3. Methodology
3.1. 원료 분석: 중국산 신규 공급처의 TaC 함유 과립 혼합물과 기존 Cr3C2 기반 혼합물의 유동성 및 겉보기 밀도를 비교 측정함. 3.2. 성형 공정: Dorst TPA 반자동 프레스를 사용하여 0.16, 0.27, 0.29 mm 직경용 9×6 mm 규격 블랭크를 수동 및 자동 모드로 가압 성형함. 3.3. 소결 공정: SGV-2.4-2/15IZ 전기 진공로에서 예비 소결 및 최종 소결을 수행하였으며, 공정 간 대기 노출 여부에 따른 결함 발생을 추적함. 3.4. 특성 평가: 소결된 블랭크의 경도(HV30), 기공도, 미세구조(에타상 유무)를 분석하고 실제 신선 공정에 투입하여 내구성을 테스트함.
4. Key Results
실험군 혼합물은 기존 대비 낮은 유동성에도 불구하고 성형 공정에서 큰 문제 없이 처리되었으며, 최종 소결체의 경도는 1844~1869 HV30으로 기존(1700~1740 HV30)보다 우수했다. 미세구조 분석 결과, 예비 소결 후 대기 노출 시 에타상이 형성되었으나 연속 소결 시에는 결함이 발견되지 않았다. 실제 신선 현장 테스트에서 실험군 다이는 기존 제품과 대등한 수명을 보였으며, 최종 생산된 선재의 품질 또한 표준 규격을 만족하였다.
Figure List
그림 1. 실험군 및 시리얼 초경합금 혼합물의 외관 (배율별 비교)
그림 2. 성형된 9×6 mm 규격의 초경합금 다이 블랭크
그림 3. 초경합금 미세구조 내 에타상(η-phase) 개재물 (로제트 및 미세 입자 형태)
References
Roman O. V., Gabrielov I. P. (1986). Powder metallurgy – waste-free, energy-saving technology.
Sharapova V. A. (2020). Composite materials for special purposes: textbook allowance.
Mikirova Z. A. et al. (2019). Defects in steel blanks and metal products: reference-atlas.
ISO 4499-4-2016. Hardmetals – Metallographic determination of microstructure. Part 4.
Technical Q&A
Q: 실험군 혼합물에서 Cr3C2 대신 TaC를 사용한 이유는 무엇입니까?
제조사에 따르면 Cr3C2는 소결 중 WC 입자의 비정상적인 성장을 억제하는 역할만 수행하지만, TaC는 입자 성장 억제뿐만 아니라 최종 합금의 고온 특성과 경도를 동시에 향상시키는 효과가 있기 때문입니다. 본 연구 결과에서도 TaC 첨가 시 경도가 약 100 HV30 이상 증가하는 것이 확인되었습니다.
Q: 미세구조에서 발견된 에타상(η-phase)의 주요 형성 원인은 무엇입니까?
연구 결과, 예비 소결과 최종 소결 공정 사이에 성형체를 대기 중에 방치한 것이 주요 원인으로 분석되었습니다. 대기 중 노출로 인해 탄소 포텐셜의 불균형이 발생하여 취성이 강한 에타상이 형성된 것이며, 공정 간 지연 없이 연속 소결을 진행했을 때는 에타상이 발견되지 않았습니다.
Q: 실험군 혼합물의 유동성이 기존보다 낮은데도 성형에 문제가 없었습니까?
실험군 혼합물의 유동성은 21.97 s/50g으로 기존의 16.5 s/50g보다 느렸지만, 실제 프레스 성형 과정에서 질량 및 높이 편차가 허용 범위 내에 있었으며 시각적으로도 결함 없는 성형체가 제조되었습니다. 따라서 유동성 차이가 공정 안정성을 저해할 수준은 아닌 것으로 판단되었습니다.
Q: 소결된 다이 블랭크의 경도 측정 결과는 어떠합니까?
다이 블랭크의 직경에 따라 0.29 mm용은 1844 HV30, 0.27 mm용은 1869 HV30, 0.16 mm용은 1850 HV30의 평균 경도를 나타냈습니다. 이는 기존 시리얼 혼합물로 제조된 다이의 경도인 1700~1740 HV30보다 훨씬 높은 수치입니다.
Q: 실제 생산 현장에서의 성능 검증 결과는 어떠했습니까?
HT12.6 유형의 신선기에서 황동 도금 강선을 신선하는 공정에 투입한 결과, 기존 제품과 대등한 내구성을 보였으며 최종 제품의 품질 또한 만족스러운 것으로 나타나 신규 혼합물의 현장 적용 타당성이 입증되었습니다.
Conclusion
본 연구를 통해 TaC가 첨가된 신규 초경합금 과립 혼합물이 기존 제품보다 우수한 경도 특성을 제공하며, 적절한 소결 공정 제어를 통해 고품질의 다이 블랭크를 제조할 수 있음을 확인하였다. 특히 에타상 형성을 방지하기 위해 예비 소결과 최종 소결 사이의 대기 노출을 최소화하는 연속 공정의 중요성이 강조되었다. 이러한 결과는 초경합금 공구 제조 분야에서 원료 공급처 다변화와 제품 성능 향상을 위한 중요한 기술적 근거를 제공한다.
Source Information
Citation: Khodosovskaya O. Yu., Ovsyanikova L. V., Gapeenko T. V. (2024). Manufacturing of die blanks from hard alloy granulated mixture and influence of chemical composition of the mixture on technological properties of hard alloy die blanks. Foundry production and metallurgy.
회전 마찰 용접된 티타늄 합금(Ti-6Al-4V)의 특성에 회전 속도와 압력이 미치는 영향
The influence of rotational speed and pressure on the properties of rotary friction welded Titanium alloy (Ti-6Al-4V)
본 보고서는 항공우주, 해양 및 의료 분야에서 필수적인 Ti-6Al-4V 티타늄 합금의 회전 마찰 용접(RFW) 공정을 다룹니다. 특히 회전 속도와 축 방향 압력이 용접부의 인장 강도, 미세구조 및 물리적 무결성에 미치는 영향을 정밀하게 분석하여 고품질 접합을 위한 최적의 공정 조건을 제시합니다.
Paper Metadata
Industry: 항공우주, 해양, 의료, 운송 산업
Material: Ti-6Al-4V (티타늄 합금)
Process: 회전 마찰 용접 (Rotary Friction Welding, RFW)
Keywords
회전 마찰 용접
공정 매개변수
Ti-6Al-4V
미세구조
기계적 특성
인장 강도
Executive Summary
Research Architecture
본 연구는 25.4 mm 직경의 Ti-6Al-4V 로드를 대상으로 연속 구동 마찰 용접 공정을 수행하였습니다. 실험은 남아프리카 공화국의 넬슨 만델라 대학교에 위치한 자동화된 PDS(Process Development System) 플랫폼에서 진행되었습니다. 주요 변수로 회전 속도(1600, 1900, 2300 rpm)와 마찰 압력(40, 60 MPa)을 설정하였으며, 업셋 거리와 단조 시간은 일정하게 유지하였습니다. 용접 중 산화를 방지하기 위해 아르곤 가스 차폐 시스템을 설계하여 적용하였으며, 고정 및 회전 시편의 정밀한 정렬을 위해 특수 고정 장치를 사용하였습니다.
회전 마찰 용접(RFW) 공정 순서도
Key Findings
실험 결과, 회전 속도가 증가함에 따라 용접부의 가열 시간이 늘어나고 열 영향부의 폭이 확대되는 경향을 보였습니다. 40 MPa의 마찰 압력에서 제작된 용접부는 모재보다 높은 인장 강도를 나타냈으며, 파단은 용접부 외부인 모재에서 발생하여 우수한 접합 무결성을 입증하였습니다. 반면, 60 MPa의 높은 압력과 특정 회전 속도(1600, 2300 rpm) 조합에서는 용접부 내부에서 파단이 발생하였는데, 이는 과도한 열 발생으로 인한 산화 및 변색이 원인으로 분석되었습니다. 용접부 중앙은 매우 미세한 등축립을 포함한 바스켓 위브(basket-weave) 구조를 형성하였습니다.
Industrial Applications
회전 마찰 용접은 충전재가 필요 없는 고상 접합 기술로서, Ti-6Al-4V와 같은 고성능 합금의 원통형 부품 접합에 매우 효율적입니다. 항공기 엔진 부품, 해양 구조물, 화학 플랜트의 배관 시스템 및 의료용 임플란트 제조 공정에서 기존 용접 방식을 대체할 수 있는 신속하고 경제적인 솔루션을 제공합니다. 특히 저온 편석을 제거하고 다공성 결함을 방지할 수 있어 고신뢰성이 요구되는 산업 분야에 적합합니다.
Theoretical Background
회전 마찰 용접(RFW)의 메커니즘
회전 마찰 용접은 고정된 부재와 회전하는 부재 사이의 상대 운동을 통해 발생하는 마찰열을 열원으로 사용하는 고상 접합 공정입니다. 축 방향 압력이 가해진 상태에서 발생하는 마찰열은 접합면의 재료를 소성 변형이 가능한 상태로 가열하며, 회전이 정지된 후 추가적인 단조 압력을 통해 강력한 결합을 형성합니다. 이 공정은 재료를 녹이지 않고 접합하므로 용융 용접에서 발생하는 기공이나 균열 등의 결함을 최소화할 수 있는 장점이 있습니다. 또한 자동화가 용이하여 대량 생산 환경에서 일관된 품질을 유지하는 데 유리합니다.
Ti-6Al-4V 합금의 상변태와 미세구조
Ti-6Al-4V는 알파-베타 합금으로, 열처리 및 가공 이력에 따라 다양한 미세구조를 형성합니다. 마찰 용접 과정에서 접합부는 베타 변태 온도(beta transus) 이상으로 가열된 후 급속히 냉각되는데, 이 과정에서 침상형(acicular) 알파 상이 형성되며 바스켓 위브 구조를 나타내게 됩니다. 이러한 미세구조의 변화는 용접부의 경도와 인장 강도에 직접적인 영향을 미칩니다. 특히 고온 가열 구역인 열 영향부(HAZ)에서는 재료의 유동 패턴에 따라 결정립이 연신되거나 재결정되는 현상이 관찰되며, 이는 접합부의 기계적 성능을 결정짓는 핵심 요소가 됩니다.
Results and Analysis
Experimental Setup
실험에는 25.4 mm 직경의 상용 Ti-6Al-4V 로드가 사용되었습니다. 용접 매개변수는 회전 속도 1600, 1900, 2300 rpm과 마찰 압력 40, 60 MPa로 설정되었습니다. 단조 압력은 100 MPa, 단조 시간은 25초로 고정하여 변수를 통제하였습니다. 용접 후 미세구조 분석을 위해 EDM(방전 가공)으로 시편을 절단하고, Kroll 시약을 사용하여 30초간 에칭을 수행하였습니다. 인장 시험은 ASTM E8/E8M-13a 표준에 따라 2 mm/min의 속도로 진행되었습니다.
Visual Data Summary
용접부의 기하학적 형상은 전형적인 양오목(bi-concave) 형태를 보였으며, 이는 가장자리의 폭이 중앙보다 약 2배 넓은 특징을 가집니다. 이러한 형상은 접합면의 반경에 따른 원주 속도 차이와 열 밀도 분포의 불균형에 기인합니다. 회전 속도가 낮을수록 용접부의 폭은 좁아지는 경향을 보였는데, 이는 낮은 속도에서 마찰 계수가 높아져 더 짧은 시간 내에 소성 상태에 도달하기 때문입니다. 반면 고속 회전에서는 마찰 계수가 낮아져 가열 시간이 길어지고 열 전파 범위가 확대되었습니다.
Variable Correlation Analysis
분석 결과, 회전 속도는 탄성 구배(elastic gradient)와 비례 관계에 있으며 연신율과는 반비례 관계에 있음이 확인되었습니다. 40 MPa의 낮은 압력에서는 회전 속도 변화가 인장 강도에 미치는 영향이 미미했으나, 60 MPa의 높은 압력에서는 속도 변화에 따른 기계적 성질의 변동이 뚜렷하게 나타났습니다. 특히 높은 압력과 한계 속도 조건에서는 용접부의 연성이 감소하여 취성 파단의 위험이 증가하는 것으로 나타났습니다. 이는 고압 조건에서 발생하는 급격한 열 사이클이 재료의 연성을 저하시키는 미세구조적 변화를 유도했기 때문입니다.
공정 조건별 인장 시험 응력-변형률 곡선
Paper Details
The influence of rotational speed and pressure on the properties of rotary friction welded Titanium alloy (Ti-6Al-4V)
1. Overview
Title: The influence of rotational speed and pressure on the properties of rotary friction welded Titanium alloy (Ti-6Al-4V)
Author: MC Zulu and PM Mashinini
Year: 2017 (Based on references)
Journal: University of Johannesburg Institutional Repository
2. Abstract
이 논문은 25.4 mm 직경의 Ti-6Al-4V 로드에 대한 회전 마찰 용접 조사를 제시합니다. 본 연구에 사용된 용접 공정 매개변수는 회전 속도, 축 방향 압력 및 단조 시간이었습니다. 단조 시간은 일정하게 유지하면서 상대 속도와 축 방향 압력만을 변화시켰습니다. 용접 조인트의 기계적 성질을 분석하고 특성화하였습니다. 결과에 따르면 회전 속도와 마찰 압력은 인장 강도, 미세구조 및 용접 무결성에 상당한 영향을 미치는 것으로 나타났습니다. 회전 속도가 증가함에 따라 용접부의 가열 시간도 증가하였으며, 그 결과 더 많은 양의 재료가 열의 영향을 받아 용접 조인트의 폭이 넓어졌습니다. 회전 속도와 마찰 압력의 증가로 인해 각각 미세한 미세구조가 형성되었습니다. 용접부의 산화 및 변색에 대해서도 논의되었습니다.
3. Methodology
3.1. 시편 준비: 25.4 mm 직경의 Ti-6Al-4V 로드를 세척하고 정렬 장치에 장착하여 수직 방향으로 고정함. 3.2. 용접 공정: 자동화된 PDS 플랫폼을 사용하여 설정된 회전 속도와 압력 조건에서 연속 구동 마찰 용접을 수행함. 3.3. 차폐 가스 적용: 용접 중 산화를 방지하기 위해 투명한 차폐 슈라우드를 통해 아르곤 가스를 지속적으로 공급함. 3.4. 특성 분석: EDM 절단 후 Kroll 시약으로 에칭하여 광학 현미경으로 미세구조를 관찰하고, ASTM 표준에 따라 인장 시험을 실시함.
4. Key Results
모든 용접 시편의 극한 인장 강도는 모재의 값인 1030 MPa와 유사한 수준을 기록하였습니다. 40 MPa 압력 조건에서는 회전 속도와 관계없이 용접부가 모재보다 강하여 파단이 모재에서 발생하였습니다. 하지만 60 MPa 압력에서는 1600 rpm과 2300 rpm 조건에서 용접부 내부 파단이 관찰되었으며, 이는 산화 및 변색에 의한 품질 저하와 관련이 있습니다. 미세구조 측면에서는 회전 속도가 높을수록 결정립의 크기가 커지는 경향을 보였으며, 낮은 속도에서는 더 미세한 재결정립이 형성되었습니다. 열 영향부(HAZ)에서는 회전 공정의 특성에 따라 한 방향으로 흐르는 유동 패턴이 뚜렷하게 나타났습니다.
5. Mathematical Models
용접 공정 중 발생하는 재료의 소모량을 나타내는 업셋 거리(S)는 시편의 초기 길이($L_i$)와 최종 길이($L_f$)의 차이를 이용하여 다음과 같이 계산되었습니다.
$$s = L_i – L_f$$
Figure List
회전 마찰 용접(RFW) 공정 순서도
실험에 사용된 용접 플랫폼 및 고정 장치 구성
ASTM E8/E8M-13a 표준 인장 시험 시편 규격
용접부의 기하학적 형상 및 폭 측정 결과
Ti-6Al-4V 모재의 미세구조 (100X)
다양한 공정 조건별 용접 중심부 미세구조 비교
열 영향부(HAZ) 내 재료 유동 패턴 (50X)
공정 조건별 인장 시험 응력-변형률 곡선
인장 시험 후 파단된 시편의 외관 비교
References
Yates, A (2015). The effect of microstructure on mechanical properties in inertia welding titanium 6-4.
American Welding Society (2016). Friction welding process.
Smith LS, Threadgill P, & Gittos M (1999). Welding Titanium.
Beloshapkin G V, et al. (2006). Friction welding of pipes.
Dalgaard EC (2011). Evolution of microstructure, micro-texture and mechanical properties in linear friction welded titanium alloys.
Technical Q&A
Q: 회전 속도가 용접부의 폭에 미치는 구체적인 영향은 무엇입니까?
회전 속도가 증가하면 마찰 계수가 낮아져 목표 온도에 도달하기까지 더 긴 가열 시간이 필요하게 됩니다. 이로 인해 열이 축 방향으로 더 멀리 전파되어 더 많은 양의 재료가 소성 상태가 되며, 결과적으로 용접부의 폭이 넓어지게 됩니다. 반대로 낮은 속도에서는 마찰 계수가 높아 짧은 시간 내에 국부적인 가열이 이루어지므로 용접부 폭이 좁게 형성됩니다.
Q: 40 MPa와 60 MPa 마찰 압력 조건에서 인장 시험 결과의 차이는 어떠합니까?
40 MPa 조건에서 제작된 용접부는 인장 시험 시 파단이 용접부 외부인 모재에서 발생하여 접합부의 강도가 모재보다 높음을 입증하였습니다. 그러나 60 MPa 조건에서는 1600 rpm과 2300 rpm에서 용접부 내부 파단이 발생하였습니다. 이는 높은 압력 하에서 발생하는 과도한 열과 그로 인한 산화 현상이 용접부의 연성을 저하시키고 품질에 악영향을 미쳤기 때문입니다.
Q: 용접부 중앙에서 관찰되는 ‘바스켓 위브’ 구조는 어떻게 형성됩니까?
용접 과정에서 접합면은 베타 변태 온도 이상으로 가열되어 재결정된 베타 결정립을 형성합니다. 이후 냉각 과정에서 이 베타 매트릭스 내부에 매우 미세한 침상형 알파 결정립들이 서로 얽힌 형태로 석출되면서 바스켓 위브 구조가 만들어집니다. 이 구조는 마찰 용접부의 높은 강도와 경도를 유지하는 데 기여하는 핵심적인 미세구조적 특징입니다.
Q: 실험 중 아르곤 가스 차폐가 중요한 이유는 무엇입니까?
티타늄 합금은 고온에서 산소 및 질소와 매우 강하게 반응하는 성질이 있습니다. 용접 중 적절한 차폐가 이루어지지 않으면 용접부에 산화층이 형성되어 변색이 발생하고, 이는 접합부의 취성을 높여 기계적 성질을 급격히 저하시킵니다. 본 연구에서도 차폐가 불충분했던 고압 조건 시편에서 산화로 인한 용접부 파단이 관찰되어 차폐의 중요성이 확인되었습니다.
Q: 회전 속도와 연신율 사이에는 어떤 상관관계가 관찰되었습니까?
높은 마찰 압력 조건에서 회전 속도가 증가함에 따라 시편의 연신율은 감소하는 경향을 보였습니다. 이는 회전 속도 증가에 따른 열 발생량 변화가 탄성 구배를 높이고 재료의 소성 변형 능력을 제한했기 때문입니다. 결과적으로 회전 속도는 탄성 구배와는 비례하고, 전체적인 연신율과는 반비례하는 관계를 가짐이 실험적으로 증명되었습니다.
Conclusion
본 연구를 통해 Ti-6Al-4V 합금의 회전 마찰 용접 시 회전 속도와 마찰 압력이 접합 품질을 결정하는 핵심 변수임이 확인되었습니다. 최적의 접합 강도는 40 MPa의 마찰 압력 조건에서 달성되었으며, 이때 용접부는 모재보다 우수한 강도를 나타냈습니다. 회전 속도의 증가는 용접부 폭을 넓히고 결정립 크기를 키우는 효과가 있으나, 과도한 속도와 압력의 조합은 산화 및 연성 저하를 초래할 수 있습니다. 따라서 고품질의 티타늄 용접부를 얻기 위해서는 적절한 차폐 시스템과 함께 최적의 속도-압력 창(window)을 설정하는 것이 필수적입니다.
Source Information
Citation: MC Zulu and PM Mashinini (2017). The influence of rotational speed and pressure on the properties of rotary friction welded Titanium alloy (Ti-6Al-4V). University of Johannesburg.
이 기술 요약은 정효경, 곽동주 저자가 대한치과기공학회지에 발표한 “CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 세라믹 결합강도에 관한 연구” 논문을 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
키워드
Primary Keyword: 금속-세라믹 결합 강도
Secondary Keywords: CAD/CAM, 주조 합금, 3점 굴곡 강도 시험, 치과 보철물, 제조 공정 비교
Executive Summary
The Challenge: 디지털 제조 기술인 CAD/CAM이 확산됨에 따라, 이 새로운 공법으로 제작된 부품이 전통적인 주조 방식과 동등하거나 그 이상의 기계적 성능을 보장하는지 검증할 필요가 있습니다.
The Method: 3종의 CAD/CAM 전용 금속 합금과 1종의 전통 주조용 합금으로 시편을 제작한 후, 세라믹을 결합하여 3점 굴곡 강도 시험(three-point flexural test)을 통해 금속-세라믹 간 결합 강도를 측정하고 비교 분석했습니다.
The Key Breakthrough: 전통적인 주조 방식 합금의 평균 결합 강도(42.88 MPa)가 가장 높게 나타났으나, 통계 분석 결과 CAD/CAM 합금 그룹(36.43 ~ 37.68 MPa)과 유의미한 차이는 없는 것으로 확인되었습니다.
The Bottom Line: 최신 CAD/CAM 밀링 방식으로 제작된 금속 부품은 전통적인 주조 방식과 대등한 수준의 금속-세라믹 결합 강도를 보여주며, 임상적 요구 기준(25 MPa)을 크게 상회하여 차세대 제조 공정으로서의 신뢰성과 타당성을 입증했습니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
제조 산업 전반에 걸쳐 디지털 전환이 가속화되면서, 컴퓨터 지원 설계 및 제조(CAD/CAM) 시스템이 전통적인 주조(Casting) 공정을 대체하고 있습니다. CAD/CAM은 자동화를 통해 제작 시간과 비용을 절감하고 대량 생산을 가능하게 하는 혁신적인 기술입니다. 그러나 새로운 공법이 도입될 때 가장 중요한 과제는 최종 제품의 품질과 신뢰성을 보장하는 것입니다. 특히 서로 다른 재료가 결합되는 부품(예: 금속 코어에 세라믹 코팅)의 경우, 두 재료 사이의 금속-세라믹 결합 강도는 제품의 내구성과 수명을 결정하는 핵심 요소입니다. 이 연구는 치과 보철물 분야를 대상으로 하지만, 그 결과는 자동차, 항공우주, 전자 등 고성능 부품의 신뢰성이 중요한 모든 산업 분야의 엔지니어들에게 중요한 시사점을 제공합니다. 즉, 새로운 제조 공법이 기존 공법의 성능 기준을 충족시키는지를 데이터 기반으로 검증하는 과정은 필수적입니다.
Fig. 7. Scheme of the 3-point flexure test
The Approach: Unpacking the Methodology
본 연구는 CAD/CAM 공법과 전통 주조 공법으로 제작된 금속 합금의 세라믹 결합 강도를 정량적으로 비교하기 위해 체계적인 실험을 설계했습니다.
실험 재료: 총 4개의 그룹으로 시편을 구성했습니다.
Group 1: 국산 CAD/CAM 전용 합금 (MyeongMoon Dental, Cr 30%)
Group 2: 국산 CAD/CAM 전용 합금 (MyeongMoon Dental, Cr 40%)
Group 3: 외산 CAD/CAM 전용 합금 (Mesa, Italy)
Group 4: 전통 주조용 합금 (Casting type, China)
시편 제작: CAD/CAM 시편은 밀링 머신(DM-25)을 사용하여 ISO9693 규격(25mm × 3mm × 0.5mm)에 맞춰 제작되었습니다. 주조 시편은 왁스 패턴을 제작하고 인산염계 매몰재를 사용하여 주조한 후 동일 규격으로 가공되었습니다. 모든 시편의 도재 피개면은 250 µm 알루미나 산화물로 샌드블라스팅 처리하여 표면을 활성화했습니다.
결합 강도 측정: 만능시험기(Instron Model 3366)를 이용한 3점 굴곡 강도 시험(3-point flexural test)을 통해 금속과 결합된 세라믹 층이 파절되는 시점의 파단력(Ffail)을 측정했습니다. 크로스헤드 속도는 1.5±0.5mm/min으로 설정되었습니다.
데이터 분석: 측정된 데이터는 SPSS 19.0 통계 프로그램을 사용하여 분석되었으며, 각 그룹 간의 결합 강도 값에 유의미한 차이가 있는지를 검정하기 위해 Kruskal-Wallis test를 시행했습니다.
The Breakthrough: Key Findings & Data
실험을 통해 얻은 두 가지 핵심 결과는 최신 CAD/CAM 공법의 신뢰성을 명확히 보여줍니다.
Finding 1: 평균 결합 강도는 주조 합금이 가장 높았으나, 모든 그룹이 임상 기준치를 월등히 상회
Table 2의 데이터에 따르면, 각 그룹의 평균 결합 강도는 다음과 같이 측정되었습니다.
Group 1 (CAD/CAM): 36.78 ± 9.90 MPa
Group 2 (CAD/CAM): 37.68 ± 4.51 MPa
Group 3 (CAD/CAM): 36.43 ± 6.57 MPa
Group 4 (Casting): 42.88 ± 6.81 MPa
전통적인 주조 방식(Group 4)이 가장 높은 평균값을 보였지만, 주목할 점은 모든 CAD/CAM 합금 그룹 역시 임상적으로 요구되는 최소 결합 강도인 25 MPa를 훨씬 초과하는 우수한 성능을 나타냈다는 것입니다.
Finding 2: 그룹 간 결합 강도의 통계적 유의차는 없음
가장 중요한 발견은 Table 3의 Kruskal-Wallis test 결과입니다. 분석 결과, p-value가 0.417로 나타났습니다. 이는 통계적 유의수준인 0.05보다 크므로, 네 그룹 간의 평균 결합 강도 차이는 통계적으로 유의미하지 않다고 해석할 수 있습니다. 즉, 주조 방식의 평균값이 다소 높게 나왔지만, 이는 실험 오차나 표본 내의 편차에 의한 것일 수 있으며, CAD/CAM 공법이 주조 공법에 비해 결합 강도가 열등하다고 단정할 수 없음을 의미합니다.
Practical Implications for R&D and Operations
본 연구 결과는 다양한 산업 분야의 엔지니어링 및 운영팀에 실질적인 통찰을 제공합니다.
For Process Engineers: 이 연구는 CAD/CAM 밀링 공정이 전통적인 주조 공정과 대등한 수준의 금속-세라믹 결합 강도를 가진 부품을 생산할 수 있음을 입증합니다. 이는 생산성과 자동화 수준을 높이기 위해 주조 공정을 CAD/CAM으로 전환하는 것을 고려할 때 중요한 기술적 근거가 됩니다.
For Quality Control Teams: Table 2의 표준편차 데이터는 공정의 일관성을 평가하는 데 활용될 수 있습니다. 예를 들어, Group 2 (CAD/CAM, 4.51)는 Group 1 (CAD/CAM, 9.90)이나 Group 4 (Casting, 6.81)보다 표준편차가 작게 나타나, 특정 CAD/CAM 합금 및 공정이 더 높은 재현성과 품질 안정성을 가질 수 있음을 시사합니다. 이는 새로운 품질 검사 기준을 수립하는 데 참고 자료가 될 수 있습니다.
For Design Engineers: CAD/CAM 공법으로도 충분한 결합 강도가 확보된다는 사실은 설계자들에게 더 넓은 재료 및 공법 선택의 자유를 부여합니다. 복잡한 형상의 부품을 설계할 때, 주조의 제약에서 벗어나 밀링 가공의 장점을 적극적으로 활용하면서도 최종 제품의 기계적 신뢰성을 확보할 수 있습니다.
Paper Details
CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 세라믹 결합강도에 관한 연구
1. Overview:
Title: CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 세라믹 결합강도에 관한 연구 (A Study on the Metal-Ceramic Bond Strength of CAD/CAM Metal Disk Alloy and Casting Alloy)
Author: 정효경, 곽동주 (Hyo-Kyung Jung, Dong-Ju Kwak)
Year of publication: 2013
Journal/academic society of publication: 대한치과기공학회지 (Journal of Korean Academy of Dental Technology)
Keywords: CAD/CAM, Metal, Bond strength
2. Abstract:
Purpose: The purpose of this study was to evaluate bond strength of Metal Disk alloy and casting alloy. Methods: Metal specimens were divided into 4 groups for each alloy. Three point flexural test were used to measure the bond strength of CAD/CAM metal alloy and casting alloy. Statistical analysis was done using the Statistical Package for Social Sciences version 19.0 for Windows. As for the analysis methods, the study used Kruskal-Wallis test. Results: The average bonding strengths of Group 1 to porcelain was 36.7±9.90 MPa, Group 2 to porcelain was 37.68 ±4.51 MPa, Group 3 to porcelain was 36.43±6.57 MPa, Group 4 to porcelain was 42.88±6.81 MPa. Each group was not significantly different. Conclusion: Bond strength of Casting alloy is equal to or higher than bond strength of CAD/CAM Metal Disk alloy. Alloy clinical bond strength is 25 MPa, So CAD/CAM Metal Disk alloy can be used as dental material.
3. Introduction:
심미적인 치과 보철 치료에 대한 요구가 증가하면서 금속-세라믹 보철물이 널리 사용되고 있다. 금속-세라믹 보철물은 금속의 견고성과 도재(세라믹)의 심미성을 겸비한 우수한 수복물이다. 이러한 보철물의 성공 여부는 금속과 세라믹 간의 결합 강도에 의해 크게 좌우된다. 전통적으로는 왁스 패턴을 제작하여 주조하는 방식으로 금속 구조물을 만들었으나, 최근 디지털 기술의 발달로 CAD/CAM 시스템을 이용한 제작 방식이 확산되고 있다. CAD/CAM 방식은 제작 시간과 비용을 절감하고 변형 문제를 최소화하는 장점이 있다. 그러나 CAD/CAM 전용 금속 합금과 세라믹 간의 결합 강도에 대한 연구는 부족한 실정이다. 따라서 이 연구는 CAD/CAM 전용 합금의 안전성과 임상적 타당성을 평가하고자 한다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
금속-세라믹 보철물은 치과 분야에서 널리 사용되며, 금속과 세라믹 간의 강력한 결합력이 보철물의 장기적인 성공에 필수적이다. 결합력은 화학적, 기계적 결합 및 열팽창계수 차이에 의한 압축력 등 복합적인 요인에 의해 결정된다.
Status of previous research:
기존의 금속-세라믹 보철물 제작은 주로 주조 방식을 통해 이루어졌다. 이 방식은 여러 단계를 거치며 시간과 비용이 많이 소요되고, 제작 과정에서 변형이 발생할 수 있는 단점이 있다. 디지털 기술의 발전으로 CAD/CAM 시스템이 도입되어 이러한 문제점들을 개선하고 있다.
Purpose of the study:
본 연구의 목적은 국산 및 외산 CAD/CAM 전용 금속 합금과 전통적인 주조용 합금이 도재(세라믹)와 어느 정도의 결합 강도를 보이는지 측정하고 비교 평가함으로써, 국산 CAD/CAM 전용 금속 합금의 임상적 타당성을 알아보고자 한다.
Core study:
3종의 CAD/CAM 전용 합금(Group 1, 2, 3)과 1종의 주조용 합금(Group 4)으로 시편을 제작하고, 그 위에 세라믹을 축성하여 3점 굴곡 강도 시험을 시행하였다. 이를 통해 각 그룹의 금속-세라믹 결합 강도를 측정하고, 통계 분석을 통해 그룹 간의 차이가 유의미한지 평가하였다.
5. Research Methodology
Research Design:
4개의 독립된 그룹(CAD/CAM 합금 3종, 주조 합금 1종)을 설정하고, 각 그룹당 5개의 시편을 제작하여 총 20개의 시편을 대상으로 결합 강도를 비교하는 실험 연구 설계를 채택했다.
Data Collection and Analysis Methods:
만능시험기를 이용한 3점 굴곡 강도 시험을 통해 각 시편의 파단력을 측정하여 결합 강도(MPa)를 계산했다. 수집된 데이터는 SPSS 통계 프로그램을 사용하여 Kruskal-Wallis test로 그룹 간의 유의차를 검정했다.
Research Topics and Scope:
연구는 CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 세라믹 결합 강도 차이에 초점을 맞춘다. 사용된 합금은 Co-Cr 계열이며, 세라믹은 Noritake EX-3 제품으로 한정하여 실험의 변수를 통제했다.
6. Key Results:
Key Results:
주조용 합금(Group 4)의 평균 결합 강도가 42.88 MPa로 가장 높게 나타났다.
CAD/CAM 전용 합금들(Group 1, 2, 3)의 평균 결합 강도는 각각 36.78 MPa, 37.68 MPa, 36.43 MPa로 측정되었다.
Kruskal-Wallis test 결과, 네 그룹 간의 결합 강도 차이는 통계적으로 유의하지 않았다 (p=0.417).
실험에 사용된 모든 합금은 임상적 요구 기준인 최소 결합 강도 25 MPa를 상회하는 결과를 보였다.
Fig. 8. Group 1
Fig. 9. Group 2
Figure List:
Fig. 1. DM-25 Milling
Fig. 2. Metaserv 250
Fig. 3. Group 1
Fig. 4. Group 2
Fig. 5. Group 3
Fig. 6. Group 4
Fig. 7. Scheme of the 3-point flexure test
Fig. 8. Group 1
Fig. 9. Group 2
Fig. 10. Group 3
Fig. 11. Group 4
7. Conclusion:
본 연구에서는 CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 결합 강도를 비교하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
결합 강도 측정 결과, Group 1은 36.78±9.90 MPa, Group 2는 37.68±4.51 MPa, Group 3은 36.43±6.57 MPa, Group 4는 42.88±6.81 MPa로 나타났다.
결합 강도의 비교를 위해 Kruskal-Wallis test를 시행한 결과 각 군간의 유의한 차이를 보이지 않았다.
주조 방식 합금에 비해 CAD/CAM 전용 금속 합금의 결합 강도는 낮게 나타났지만, 메탈과 세라믹의 분리/균열 발생 강도는 25 MPa보다는 더 크게 나타났다.
8. References:
Lee KH, Cho YB, Chung CH, Kim HJ, Bond-strength of several metal-meramic alloys and meneered-porcelain. The Journal of Advanced Prosthodontics, 49(3), 191-196, 2011.
Yoo JH. The effect of recasting on bond strength of Ni-Cr Free Allorys for Porcelain Fused to Metal. Dankook University master thesis, 2011.
Azer SS, Ayash GM, Johnston WM, Khalil MF, Rosenstiel SF. Effect of esthetic core shades on the final color of IPS Empress all-ceramic crowns, J Prosthet Dentm, 96(1), 397-401, 2006.
Bagby M, Marshall GW. Metal-ceramic compatibility: a review of the literature. J Prosthet Dent, 6(1), 21-26, 1990.
Chung IS, Kim CY. Shear Bond Strength and Interfacial Characterization of Ceramic to Beryllium Free Nonprecious Alloys for Porcelain Fused to Metal Crown. The Journal of Contents, 10(11), 228-234, 2010.
Moffa JP, Lugassy AA, Guckes AD, Gettleman L. An evaluation of nonprecious alloys for use with porcelain veneers. J Prosthet Dent, 30(1), 424-431, 1973.
Moffa JP. Alternative dental casting alloys. Dent Clin North Am, 27(1), 733-746, 1983.
Reyes MJ, Oshida Y, Andres CJ, Barco T, Hovijitra S, Brown D. Titanium-porcelain system. Part III: Effects of surface modification on bond strengths. Biomed Mat and Eng, 11(1), 117-136, 2001.
Root NS, Findley MM. The bond between porcelain and gold alloys: characteristics and practical considerations. Quintessence Dent Technol, 1(1), 93-98, 1976.
Tiller HJ, Magnus B, Gobel R, Musil R, Garschke A. Der Sandstrahlproze β und seine Einwirkung auf den Oberflächenzustand von Dentallegierungen (I). Quintessenza, 36(1), 1927-1934, 1985.
Tinschert J, Natt G, Mautsch W, Spiekermann H, Anusavice KJ. Marginal fit of alumina- and zirconia-based fixed partial dentures produced by a CAD/CAM system. Oper Dent, 26(1), 367-374, 2001.
Yamada K, Onizuka T, Endo K, Ohno H, Swain MV. The influence of GoldbonderTM and pre-heat treatment on the adhesion of titanium alloy and porcelain. J Oral Rehabil, 32(1), 213-220, 2005.
Yilmaz H, Dincer D. Comparison of the bond compatibility of titanium and an NiCr alloy to dental porcelain. J Dentistry, 27(1), 215-222, 2005.
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 통계 분석 방법으로 Kruskal-Wallis test를 선택한 이유는 무엇인가요?
A1: 이 연구는 4개의 독립적인 그룹(합금 종류) 간의 결합 강도 평균을 비교하기 위해 Kruskal-Wallis test를 사용했습니다. 이 검정은 세 개 이상의 그룹 간의 차이를 비교할 때 사용되는 비모수적 방법으로, 데이터가 정규분포를 따르지 않거나 표본 크기가 작을 때 유용합니다. 이를 통해 연구진은 데이터 분포에 대한 가정 없이 각 합금 종류에 따른 결합 강도에 통계적으로 유의미한 차이가 있는지를 객관적으로 검증할 수 있었습니다.
Q2: 주조 합금(Group 4)의 평균 결합 강도가 가장 높았는데, 왜 이것이 우월한 결과로 해석되지 않았나요?
A2: 평균값 자체는 주조 합금이 가장 높았지만, 통계 분석(p=0.417) 결과는 이러한 차이가 통계적으로 유의미하지 않다고 밝혔습니다. 이는 각 그룹 내의 데이터 변동성(표준편차)을 고려했을 때, 관찰된 평균값의 차이가 실제 성능 차이라기보다는 무작위적인 오차 범위 내에 있을 가능성이 높다는 것을 의미합니다. 따라서 이 연구 결과만으로는 주조 방식이 CAD/CAM 방식보다 결합 강도 측면에서 우월하다고 결론 내릴 수 없습니다.
Q3: 결론에서 언급된 ’25 MPa’라는 결합 강도 기준치는 어떤 의미를 가지나요?
A3: 논문에 따르면, 25 MPa는 합금의 임상적 결합 강도 요구 조건입니다. 이는 국제 표준(ISO 9693)에 명시된 기준으로, 치과 보철물이 구강 내에서 발생하는 저작력 등 다양한 힘을 견디고 장기간 안정적으로 기능하기 위해 필요한 최소한의 금속-세라믹 결합 강도를 의미합니다. 연구에 사용된 모든 CAD/CAM 합금이 이 기준을 크게 초과했다는 점은 이들의 임상적 사용 타당성을 뒷받침하는 핵심적인 근거가 됩니다.
Q4: 연구에서 250 µm 알루미나 산화물로 표면 처리를 했는데, 이 과정이 결합 강도에 어떤 영향을 미치나요?
A4: 알루미나 샌드블라스팅은 금속 표면에 미세한 요철을 만들어 표면적을 넓히고, 세라믹의 젖음성(wettability)을 향상시키는 역할을 합니다. 이는 금속과 세라믹 사이에 강력한 기계적 결합(micromechanical retention)을 형성하는 데 결정적인 기여를 합니다. 본문에서 인용한 Tiller 등의 연구(1985)에 따르면, 이 과정은 표면을 활성화시켜 전반적인 금속-세라믹 결합 강도를 높이는 핵심 공정입니다.
Q5: 주조 시편과 CAD/CAM 시편 간에 파절 양상(failure mode)의 차이는 관찰되었나요?
A5: 논문에서는 일반적으로 비귀금속 합금과 세라믹 간의 결합 강도가 강할 경우, 계면에서 완전히 분리되는 ‘접착 파절’보다는 세라믹 내부나 금속과 세라믹이 섞여서 파괴되는 ‘응집 파절’ 또는 ‘복합 파절’ 양상을 보인다고 언급하고 있습니다. 하지만 본 연구에서 각 그룹별로 구체적인 파절 양상을 분석한 데이터는 제시되지 않았습니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
이 연구는 최신 CAD/CAM 제조 공법이 전통적인 주조 공법과 비교하여 금속-세라믹 결합 강도 측면에서 대등한 성능을 제공함을 명확히 보여주었습니다. 이는 CAD/CAM 기술이 단순히 생산 속도와 효율성을 높이는 것을 넘어, 최종 제품의 기계적 신뢰성까지 보장할 수 있음을 의미합니다. R&D 및 운영 관점에서 이는 더 높은 품질과 생산성을 동시에 달성할 수 있는 길을 열어주는 중요한 결과입니다.
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This content is a summary and analysis based on the paper “CAD/CAM 전용 금속 합금과 주조용 합금의 세라믹 결합강도에 관한 연구” by “정효경, 곽동주”.
이 기술 요약은 Vojtěch Chlan, Martin Adamec, Oleg Heczko가 저술하여 2025년 arXiv에 제출한 논문 “Investigation of local surrounding of Mn atoms in Ni-Mn-Ga Heusler alloy using nuclear magnetic resonance”를 기반으로 합니다. STI C&D의 기술 전문가들이 분석하고 요약했습니다.
키워드
Primary Keyword: Ni-Mn-Ga Heusler 합금
Secondary Keywords: 핵자기공명(NMR), 밀도범함수이론(DFT), 형상기억합금, 마르텐사이트 변태, 결정 구조 분석, 반상 경계(APB), 안티사이트 결함
Executive Summary
The Challenge: 차세대 액추에이터 및 센서 소재로 주목받는 Ni-Mn-Ga Heusler 합금의 성능은 원자 수준의 미세한 결함에 의해 크게 좌우되지만, 이를 정밀하게 관찰하고 이해하는 데 어려움이 있었습니다.
The Method: 핵자기공명(NMR) 실험과 밀도범함수이론(DFT) 계산을 결합하여 화학량론적 및 비화학량론적 Ni-Mn-Ga 합금 내 망간(Mn) 원자의 국소 환경을 분석했습니다.
The Key Breakthrough: NMR 스펙트럼에서 관찰된 미세한 신호들을 DFT 계산과 연계하여, 합금 내에 존재하는 특정 유형의 원자 결함(Mn-Ga 안티사이트)과 마르텐사이트 상의 구조적 변조를 성공적으로 식별하고 정량화했습니다.
The Bottom Line: NMR과 DFT를 결합한 이 분석 기법은 복잡한 합금의 미세 구조와 결함을 원자 수준에서 규명하는 강력한 도구이며, 이는 고성능 형상기억합금의 설계 및 품질 관리에 결정적인 정보를 제공합니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
Ni-Mn-Ga Heusler 합금은 자기장으로 형상을 제어할 수 있는 ‘자기 형상 기억 효과’ 덕분에 차세대 스마트 소재로 각광받고 있습니다. 이 특별한 기능은 오스테나이트(austenite)에서 마르텐사이트(martensite)로의 상변태와 밀접한 관련이 있으며, 합금의 미세 구조에 의해 그 특성이 결정됩니다. 그러나 고온에서 형성되는 이 합금은 원자들이 제자리를 벗어나는 ‘안티사이트(antisite) 결함’이나 원자 배열이 어긋나는 ‘반상 경계(antiphase boundaries, APB)’와 같은 구조적 결함을 필연적으로 포함하게 됩니다. 이러한 결함들은 합금의 자기적 특성과 기계적 거동에 중대한 영향을 미치지만, 기존의 분석 방법으로는 그 종류와 양을 정확히 파악하기 어려웠습니다. 이는 고성능, 고신뢰성 부품 개발에 있어 큰 걸림돌이었습니다.
The Approach: Unpacking the Methodology
본 연구에서는 이러한 미세 구조의 비밀을 풀기 위해 두 가지 강력한 도구를 결합했습니다.
핵자기공명(NMR) 분광법: 외부 자기장 없이 55Mn 핵의 공명 주파수를 측정하여 망간(Mn) 원자 주변의 국소적인 자기장 환경을 정밀하게 탐지했습니다. Mn 원자 주변의 원자 종류나 배열이 조금이라도 달라지면 NMR 신호 주파수가 변하기 때문에, 이를 통해 결함의 존재와 종류를 파악할 수 있습니다. 연구팀은 화학량론적 조성의 시료와 Mn이 과잉 첨가된 비화학량론적 시료 두 가지를 사용하여 4.2K(-269°C)의 극저온부터 상온까지 다양한 온도에서 스펙트럼을 측정했습니다.
밀도범함수이론(DFT) 계산: 양자역학 기반의 제일원리계산을 통해 다양한 유형의 결함(예: Mn↔Ga, Mn↔Ni 안티사이트 결함, 반상 경계)이 존재할 때 Mn 원자가 느끼는 초미세 자기장(hyperfine magnetic field)을 이론적으로 계산했습니다. WIEN2k 소프트웨어 패키지를 사용하여 결함 주변의 전자 구조를 모델링하고, 이를 통해 예측되는 NMR 주파수 변화를 계산했습니다.
이 두 가지 접근법을 통해 실험적으로 관찰된 NMR 스펙트럼의 미세한 피크들이 어떤 종류의 원자 결함에 해당하는지를 명확하게 규명할 수 있었습니다.
The Breakthrough: Key Findings & Data
본 연구는 Ni-Mn-Ga 합금의 미세 구조에 대한 몇 가지 중요한 사실을 밝혔습니다.
Finding 1: 오스테나이트 상의 안티사이트 결함 식별 및 정량화
상온의 큐빅 오스테나이트 상에서 측정한 NMR 스펙트럼(그림 1)은 주된 공명선(231 MHz) 외에 더 낮은 주파수에서 두 개의 약한 위성 신호(208 MHz, 222 MHz)를 명확하게 보여주었습니다. DFT 계산 결과(표 1), 이러한 위성 신호는 Mn 원자가 원래 Ga 원자가 있어야 할 자리로 들어가는 ‘Mn↔Ga 안티사이트 결함’과 그 주변의 Mn 원자들에 의해 발생하는 것으로 밝혀졌습니다. 특히, 계산된 주파수 이동 값(-72 MHz 및 -17 MHz)은 실험 결과와 경향성이 일치했습니다. 연구팀은 스펙트럼의 강도 비율을 분석하여, 급랭시킨 시료에는 약 4%, 열처리한 시료에는 약 2%의 Mn 원자가 안티사이트 결함 형태로 존재함을 정량적으로 추정했습니다. 이는 열처리를 통해 결함 밀도를 줄일 수 있음을 시사합니다.
Figure 1. 55Mn NMR spectrum of quenched and annealed Ni2MnGa samples obtained in zero external magnetic field at room temperature.
Finding 2: 10M 마르텐사이트 상의 구조적 변조에 의한 스펙트럼 분리 현상 규명
극저온(4.2K)에서 측정한 10M 변조 마르텐사이트 상의 NMR 스펙트럼(그림 3)은 주된 피크가 309.3 MHz와 315.5 MHz의 두 개로 뚜렷하게 갈라지는 ‘더블릿(doublet)’ 현상을 보였습니다. 이는 변조되지 않은 마르텐사이트의 단일 피크와 확연히 다른 결과입니다. 연구팀은 이 현상이 10M 구조의 주기적인 원자 변위, 즉 ‘구조적 변조’ 때문에 발생한다고 해석했습니다. DFT 계산을 통해 구조적 변조의 진폭에 따라 Mn 원자의 초미세 자기장이 어떻게 변하는지 시뮬레이션한 결과(그림 5), 원자 변위가 커질수록 두 피크 사이의 간격이 벌어지는 것을 확인했습니다. 실험에서 관찰된 주파수 분리 값은 중성자 회절 데이터로부터 추정된 실제 원자 변위 진폭과 잘 일치했으며, 온도를 높이면 변조 진폭이 감소하면서 두 피크가 점차 합쳐지는 현상도 관찰되었습니다. 이는 NMR이 합금의 구조적 변조를 정량적으로 평가하는 민감한 도구가 될 수 있음을 입증한 것입니다.
Practical Implications for R&D and Operations
For Process Engineers: 본 연구는 열처리(annealing)가 Ni-Mn-Ga 합금 내 안티사이트 결함의 농도를 현저히 감소시킬 수 있음을 보여줍니다. 이는 합금의 자기적, 기계적 특성을 최적화하기 위한 공정 변수(열처리 온도 및 시간)를 설정하는 데 중요한 근거가 될 수 있습니다.
For Quality Control Teams: NMR 스펙트럼의 위성 피크 강도와 주 피크의 분리 정도는 각각 안티사이트 결함의 양과 구조적 변조의 진폭을 나타내는 지표로 활용될 수 있습니다. 이는 제품의 미세 구조적 균일성과 품질을 비파괴적으로 평가하는 새로운 기준을 제공할 수 있습니다.
For Design Engineers: 합금 내 결함과 구조적 변조가 자기 형상 기억 특성에 직접적인 영향을 미친다는 사실은, 특정 성능을 목표로 하는 부품 설계 시 재료의 화학적 조성뿐만 아니라 미세 구조 제어의 중요성을 강조합니다. 특히, 결함이 구조적 변조와 상호작용하는 방식은 재료의 피로 수명이나 응답 특성을 예측하는 데 고려되어야 할 중요한 요소입니다.
Paper Details
Investigation of local surrounding of Mn atoms in Ni-Mn-Ga Heusler alloy using nuclear magnetic resonance
1. Overview:
Title: Investigation of local surrounding of Mn atoms in Ni-Mn-Ga Heusler alloy using nuclear magnetic resonance
Author: Vojtěch Chlan, Martin Adamec, and Oleg Heczko
Year of publication: 2025 (Preprint date: 26 May 2025)
Journal/academic society of publication: arXiv (cond-mat.mtrl-sci)
Keywords: Ni-Mn-Ga, Heusler alloy, nuclear magnetic resonance (NMR), density functional theory (DFT), antisite defects, antiphase boundaries, martensite, structural modulation
2. Abstract:
화학량론적 및 비화학량론적(Mn 과잉) Ni-Mn-Ga Heusler 합금 내 Mn 원자의 국소 환경을 핵자기공명(NMR)을 사용하여 조사하고 밀도범함수이론(DFT) 방법의 도움으로 해석했습니다. 큐빅 오스테나이트 상에서 55Mn NMR 실험을 통해 상당한 양의 구조적 결함이 관찰되었으며, 이는 개별적인 안티사이트 결함 또는 반상 경계에 수반되는 결함으로 DFT 계산을 통해 해석되었습니다. 비변조 마르텐사이트의 스펙트럼은 오스테나이트와 유사했지만, 과잉 Mn으로 인한 무질서도가 증가했습니다. 10M 변조 마르텐사이트에서는 주된 선들이 분리되었습니다. 이 분리는 구조적 변조에 기인하며, 정량적 분석 결과 변조의 진폭이 온도에 따라 변화하고 그 크기가 회절 데이터와 일치함을 보여줍니다.
3. Introduction:
Ni-Mn-Ga Heusler 합금은 강자성과 강탄성을 활용하는 다중강성 효과 중 하나인 자기 형상 기억 효과로 잘 알려져 있습니다. 화학량론적 Ni2MnGa Heusler 상은 상온에서 큐빅 L2₁ 구조를 가지며 오스테나이트라고 불립니다. 약 380K의 퀴리 온도를 갖는 강자성이며, 약 200K에서 5층 변조상(현재 10M으로 표기)인 마르텐사이트로 변태합니다. 이 마르텐사이트 변태는 재료의 다중강성에 필수적이며, 열탄성적이고, 변위적이며, 확산이 없는 특징을 가지며 수 도의 작은 열 이력 현상을 보입니다. 자기 형상 기억 효과의 조건은 계층적 쌍정 구조와 특정 a/c 쌍정 경계의 극단적인 이동성입니다. 이러한 이동성은 격자의 극심한 전단 불안정성에서 비롯되지만, 그 기원은 완전히 이해되지 않았으며 변조된 마르텐사이트 구조에서 비롯된 것으로 여겨집니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
Ni-Mn-Ga Heusler 합금은 자기 형상 기억 효과를 나타내는 스마트 소재로, 그 특성은 마르텐사이트 변태와 미세 구조에 의해 결정됩니다. 특히, 변태 온도를 높이기 위해 종종 Mn을 과잉 첨가하는데, 이는 Ga 자리를 대체하며 반강자성적으로 정렬될 것으로 예상됩니다. 또한, 이 화합물은 고온에서 B2에서 L2₁ 구조로의 1차 상전이를 겪기 때문에 상당한 양의 안티사이트 결함과 반상 경계(APB)를 포함할 것으로 예상됩니다. 이러한 미세 구조적 특징들은 합금의 자기적 거동에 큰 영향을 미치지만, 그 본질은 명확히 밝혀지지 않았습니다.
Status of previous research:
이전 연구들에서 NMR은 Heusler 합금의 국소 구조를 탐색하는 데 사용되었지만, 강자성 재료의 NMR 스펙트럼은 해석이 어려운 경우가 많았습니다. 특히, Ni2MnGa 오스테나이트 시료에서 관찰된 스펙트럼의 비대칭적인 꼬리는 약간의 비화학량론적 조성 때문으로만 해석되었습니다. 반상 경계(APB)의 존재는 잘 알려져 있지만, 구성 원자들의 전자적 유사성 때문에 구조적 TEM으로는 명확한 관찰이 어려웠습니다.
Purpose of the study:
본 연구의 목적은 NMR 실험과 DFT 계산을 결합하여 화학량론적 및 비화학량론적 Ni-Mn-Ga Heusler 합금의 오스테나이트 및 마르텐사이트 상에서 Mn 원자 주변의 국소 환경을 체계적으로 탐구하는 것입니다. 이를 통해 합금 내에 존재하는 구조적 결함(안티사이트, 반상 경계)의 종류와 특성을 규명하고, 변조된 마르텐사이트 구조와 NMR 스펙트럼의 관계를 밝히고자 합니다.
Core study:
연구의 핵심은 55Mn NMR 스펙트럼에서 관찰되는 주 신호와 위성 신호들을 다양한 결함 모델(Mn↔Ga, Mn↔Ni, Ga↔Ni 안티사이트, 단일/이중 반상 경계)에 대한 DFT 계산 결과와 비교 분석하는 것입니다. 이를 통해 오스테나이트 상의 결함 유형을 식별하고, 10M 변조 마르텐사이트 상에서 나타나는 스펙트럼 분리 현상이 구조적 변조에 의한 것임을 입증하고 그 의존성을 정량적으로 분석했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
화학량론적(변태 온도 ~200K) 시료와 Mn 과잉 비화학량론적(변태 온도 > 상온) 시료, 두 종류의 단결정 Ni-Mn-Ga 샘플을 사용했습니다. NMR 실험과 DFT 계산 결과를 상호 비교하여 실험 데이터를 해석하는 방식을 채택했습니다. 특히, 오스테나이트 상에서는 열처리 전후 시료를 비교하여 결함의 변화를 관찰했습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
NMR 측정: Bruker Avance II 분광기를 사용하여 4.2K에서 296K 온도 범위에서 외부 자기장 없이 55Mn NMR 스펙트럼을 측정했습니다. Carr-Purcell-Meiboom-Gill (CPMG) 펄스 시퀀스를 사용하여 신호 대 잡음비를 높였습니다.
DFT 계산: WIEN2k 소프트웨어 패키지를 사용하여 제일원리계산을 수행했습니다. 다양한 결함을 포함하는 초격자(supercell)를 모델링하여 각 Mn 위치에서의 초미세 자기장을 계산하고, 이를 통해 NMR 주파수 변화를 예측했습니다.
기타 분석: 시료의 조성은 X선 형광법(XRF)으로, 상변태 및 퀴리 온도는 PPMS 진동 시료 자력계로, 반상 경계의 존재는 자기력 현미경(MFM)으로 확인했습니다.
Figure 2. Calculated austenite structures of Ni2MnGa. (a) Unperturbed austenite unit cell, (b)
2×2×2 supercell with Mn↔Ga antisite pair indicated by the blue arrow. Red arrow emphasizes
the antiparallel orientation of MnGa with respect to MnMn; the nearest Mn neighbors are highlighted
by yellow circles. (c) Ni2MnGa structure with one antiphase boundary and ferromagnetic
spin structure, (d+e) with two differently spaced antiphase boundaries and antiferromagnetic spin
structure.
Research Topics and Scope:
연구는 Ni-Mn-Ga Heusler 합금의 (1) 큐빅 오스테나이트 상에서의 구조적 결함(안티사이트, 반상 경계) 식별, (2) 비변조 마르텐사이트 상의 무질서도 평가, (3) 10M 변조 마르텐사이트 상의 구조적 변조와 NMR 스펙트럼의 관계 규명에 초점을 맞춥니다.
Figure 5. Calculated hyperfine magnetic field and corresponding resonance frequency in dependence
on the amplitude of structural modulation in the 10M modulated martensite structure. Frequencies
of 55Mn in longer 3-Mn segments decrease while frequencies of 55Mn in shorter 2-Mn segments
decrease with increasing amplitude of structural modulation. Dashed vertical line denotes the
amplitude of modulation observed experimentally at low temperatures.
6. Key Results:
Key Results:
큐빅 오스테나이트 상에서 관찰된 약한 위성 NMR 신호들은 Mn↔Ga 안티사이트 결함과 그 최근접 이웃 Mn 원자에 의해 발생하는 것으로 성공적으로 규명되었습니다.
열처리를 통해 안티사이트 결함의 농도가 약 4%에서 2%로 감소하는 것을 정량적으로 확인했습니다.
10M 변조 마르텐사이트 상에서 주 NMR 신호가 두 개로 분리되는 현상은 구조적 변조 때문이며, 이 분리 정도는 변조의 진폭과 직접적인 상관관계가 있음을 입증했습니다.
NMR 스펙트럼 분석 결과, 구조적 변조는 안티사이트 결함이나 반상 경계와 같은 구조적 결함을 가로질러 전체적으로 영향을 미치는 것으로 나타났습니다.
Figure List:
Figure 1. 55Mn NMR spectrum of quenched and annealed Ni2MnGa samples obtained in zero external magnetic field at room temperature.
Figure 2. Calculated austenite structures of Ni2MnGa. (a) Unperturbed austenite unit cell, (b) 2×2×2 supercell with Mn↔Ga antisite pair indicated by the blue arrow. Red arrow emphasizes the antiparallel orientation of MnGa with respect to MnMn; the nearest Mn neighbors are highlighted by yellow circles. (c) Ni2MnGa structure with one antiphase boundary and ferromagnetic spin structure, (d+e) with two differently spaced antiphase boundaries and antiferromagnetic spin structure.
Figure 3. Top panel: 55Mn NMR spectrum of Ni2MnGa sample with structural modulation of the martensite phase measured in zero external magnetic field at liquid helium temperature. For comparison, a spectrum of sample without modulation is displayed. Inset shows several spectra near the point where the modulation vanishes with increasing temperature. Bottom panel shows 55Mn spectrum simulated from the calculated parameters for the six modulated structures with Mn↔Ga antisite (displayed in Fig. 4d).
Figure 4. Calculated martensite structures of Ni2MnGa. (a) Unperturbed tetragonal martensite unit cell, (b) and its 1×1×5 supercell. (c) 5M modulated martensite structure, 55Mn nuclei contributing to the dublet indicated by blue and yellow rectangles (magnetic moments are directed perpendicularly to the screen and are not shown). (d) Six modulated martensite structures with Mn↔Ga antisite pair indicated by the blue arrow. Red arrow emphasizes the antiparallel orientation of MnGa with respect to MnMn.
Figure 5. Calculated hyperfine magnetic field and corresponding resonance frequency in dependence on the amplitude of structural modulation in the 10M modulated martensite structure. Frequencies of 55Mn in longer 3-Mn segments decrease while frequencies of 55Mn in shorter 2-Mn segments decrease with increasing amplitude of structural modulation. Dashed vertical line denotes the amplitude of modulation observed experimentally at low temperatures.
7. Conclusion:
본 연구는 NMR 실험과 DFT 계산의 조합이 Ni2MnGa Heusler 합금의 구조 및 정렬의 미세한 세부 사항을 관찰하고 식별하는 데 효과적임을 입증했습니다. NMR 스펙트럼에서 추가적인 약한 신호들은 Mn-Ga 안티사이트 결함의 존재를 나타냅니다. 화학량론적 Ni2MnGa 큐빅 오스테나이트에는 약 4%의 Mn 원자가 Ga-Mn 안티사이트 형태 및/또는 두 개의 반상 경계와 무질서한 코어로 구성된 넓은 열적 반상 영역의 형태로 잘못 배치되어 있습니다. 이 양은 어닐링을 통해 감소하며, 이는 반상 경계 밀도의 급격한 감소에 기인할 수 있습니다. 비변조 정방정 마르텐사이트의 NMR 스펙트럼은 큐빅 오스테나이트와 매우 유사하여 Mn 원자들이 동일한 원자 환경을 가짐을 의미합니다. 약한 신호의 증가는 과잉 Mn의 결과로 잘못 배치된 원자의 양이 증가함을 나타냅니다. 변조된 마르텐사이트 상에서 55Mn NMR의 주 스펙트럼 선의 분리는 마르텐사이트 구조의 구조적 변조에 기인합니다. 변조된 구조에서 Mn 원자의 변위는 X선 회절로 결정된 변위와 일치합니다. 결론적으로, NMR 분광법은 전자 구조 계산과 함께 Ni-Mn-Ga 자기 형상 기억 합금의 복잡한 구조를 상세히 특성화하는 강력한 도구를 제공합니다.
8. References:
O. Heczko, A. Sozinov, and K. Ullakko, IEEE Transactions on Magnetics 36, 3266-3268 (2000).
L. Straka, L. Fekete, M. Rameš, E. Belas, and O. Heczko, Acta Materialia 169, 109–121 (2019).
O. Heczko, H. Seiner, and S. Fähler, MRS Bulletin 47, 618–627 (2022).
P. J. Webster, K. R. A. Ziebeck, S. L. Town, and M. S. Peak, Philosophical Magazine B 49, 295-310 (1984).
V. V. Martynov and V. V. Kokorin, Journal de Physique III 2, 739–749 (1992).
L. Straka, O. Heczko, H. Seiner, N. Lanska, J. Drahokoupil, A. Soroka, S. Fähler, H. Hänninen, and A. Sozinov, Acta Materialia 59, 7450-7463 (2011).
M. Chmielus, X. X. Zhang, C. Witherspoon, D. C. Dunand, and P. Müllner, Nature Materials 8, 863-866 (2009).
O. Heczko, H. Seiner, P. Stoklasová, P. Sedlák, J. Sermeus, C. Glorieux, A. Backen, S. Fähler, and M. Landa, Acta Materialia 145, 298-305 (2018).
K. Repček, P. Stoklasová, T. Grabec, P. Sedlák, J. Olejňák, M. Vinogradova, A. Sozinov, P. Veřtát, L. Straka, O. Heczko, and H. Seiner, Advanced Materials 10.1002/adma.202406672 (2024).
O. Heczko, N. Scheerbaum, and O. Gutfleisch, Magnetic shape memory phenomena, in Nanoscale Magnetic Materials and Applications (Springer US, 2009) p. 399-439.
O. Heczko and L. Straka, Journal of Magnetism and Magnetic Materials 272–276, 2045-2046 (2004).
P. Entel, V. D. Buchelnikov, M. E. Gruner, A. Hucht, V. V. Khovailo, S. K. Nayak, and A. T. Zayak, Materials Science Forum 583, 21-41 (2008).
J. Enkovaara, O. Heczko, A. Ayuela, and R. M. Nieminen, Physical Review B 67, 10.1103/physrevb.67.212405 (2003).
A. J. Lapworth and J. P. Jakubovics, Philosophical Magazine 29, 253-273 (1974).
R. Overholser, M. Wuttig, and D. Neumann, Scripta Materialia 40, 1095–1102 (1999).
L. Straka, L. Fekete, and O. Heczko, Applied Physics Letters 113, 10.1063/1.5052408 (2018).
M. Vronka, L. Straka, M. De Graef, and O. Heczko, Acta Materialia 184, 179–186 (2020).
S. Venkateswaran, N. Nuhfer, and M. De Graef, Acta Materialia 55, 2621–2636 (2007).
M. De Graef, Introduction to Conventional Transmission Electron Microscopy (Cambridge University Press, Cambridge, 2003).
P. Blaha, K. Schwarz, F. Tran, R. Laskowski, G. K. H. Madsen, and L. D. Marks, The Journal of Chemical Physics 152, 10.1063/1.5143061 (2020).
J. P. Perdew, K. Burke, and M. Ernzerhof, Phys. Rev. Lett. 77, 3865 (1996).
P. Novák and V. Chlan, Phys. Rev. B 81, 174412 (2010).
S. Blügel, H. Akai, R. Zeller, and P. H. Dederichs, Physical Review B 35, 3271–3283 (1987).
M. Belesi, L. Giebeler, C. G. F. Blum, U. K. Rößler, B. Büchner, and S. Wurmehl, Physical Review B 91, 10.1103/physrevb.91.134415 (2015).
C. O’Connor, V. Golub, A. Vovk, V. Kotov, P. Yakovenko, and K. Ullakko, IEEE Transactions on Magnetics 38, 2844–2846 (2002).
S. Malik, E. Dias, V. Srihari, P. Babu, and K. Priolkar, Intermetallics 148, 107613 (2022).
A. Salvador, I. Neckel, I. Graff, and D. Mosca, Journal of Alloys and Compounds 898, 162970 (2022).
O. Heczko, AIP Advances 10, 10.1063/1.5130183 (2020).
J. Zemen, F. Máca, V. Drchal, and O. Heczko, Antiphase boundaries in Ni2MnGa: experiment and multiscale modelling (2025), to be published.
Y. Murakami, K. Niitsu, T. Tanigaki, R. Kainuma, H. S. Park, and D. Shindo, Nature Communications 5, 10.1038/ncomms5133 (2014).
P. Lázpita, J. M. Barandiarán, J. Gutiérrez, J. Feuchtwanger, V. A. Chernenko, and M. L. Richard, New Journal of Physics 13, 033039 (2011).
M. L. Richard, J. Feuchtwanger, S. M. Allen, R. C. O’handley, P. Lázpita, J. M. Barandiaran, J. Gutierrez, B. Ouladdiaf, C. Mondelli, T. Lograsso, and D. Schlagel, Philosophical Magazine 87, 3437-3447 (2007).
S. Singh, S. W. D’Souza, J. Nayak, L. Caron, E. Suard, S. Chadov, and C. Felser, Physical Review B 93, 10.1103/physrevb.93.134102 (2016).
S. Kaufmann, U. K. Rößler, O. Heczko, M. Wuttig, J. Buschbeck, L. Schultz, and S. Fähler, Physical Review Letters 104, 10.1103/physrevlett.104.145702 (2010).
R. Niemann, U. K. Rößler, M. E. Gruner, O. Heczko, L. Schultz, and S. Fähler, Advanced Engineering Materials 14, 562-581 (2012).
P. Veřtát, M. Klicpera, O. Fabelo, O. Heczko, and L. Straka, Scripta Materialia 252, 116251 (2024).
L. Straka, J. Drahokoupil, P. Veřtát, M. Zelený, J. Kopeček, A. Sozinov, and O. Heczko, Scientific Reports 8, 10.1038/s41598-018-30388-8 (2018).
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 오스테나이트 상 분석에서 열처리(annealed) 시료와 급랭(quenched) 시료를 비교한 이유는 무엇인가요?
A1: 두 시료를 비교한 것은 구조적 결함의 양을 줄일 수 있는 열처리의 효과를 확인하기 위함이었습니다. 논문의 그림 1에서 볼 수 있듯이, 열처리한 시료는 급랭 시료에 비해 주 피크가 더 좁아지고 위성 피크의 강도가 약간 감소했습니다. 이는 열처리를 통해 안티사이트 결함과 같은 화학적 무질서가 감소했음을 나타내며, NMR이 이러한 미세한 구조 변화를 감지할 수 있을 만큼 민감하다는 것을 보여줍니다.
Q2: DFT 계산에서 Mn↔Ga 안티사이트 결함이 가장 유력한 후보로 지목된 이유는 무엇인가요?
A2: DFT 계산 결과, 여러 유형의 결함 모델 중 Mn↔Ga 안티사이트가 에너지적으로 가장 안정적인 구조 중 하나였습니다(표 1, ΔE=55 meV). 또한, 이 모델에서 계산된 NMR 주파수 이동 값(-72 MHz, -17 MHz)과 강도 비율(결함 원자 1개 : 주변 원자 5개)이 실험에서 관찰된 두 위성 피크의 위치 및 강도 비율(약 1:5)과 가장 잘 일치했습니다. 반면, 반상 경계(APB) 모델은 에너지적으로는 유사했지만, 예상되는 신호 강도 비율이 1:1이어서 실험 결과와 맞지 않았습니다.
Q3: 10M 마르텐사이트 상에서 관찰된 스펙트럼 분리가 구조적 변조 때문이라고 확신할 수 있는 근거는 무엇인가요?
A3: 첫째, 이러한 분리는 구조적 변조가 없는 비변조 마르텐사이트 상에서는 관찰되지 않았습니다. 둘째, DFT 계산을 통해 구조적 변조의 진폭을 인위적으로 변화시키며 NMR 주파수를 계산했을 때, 진폭이 커질수록 주파수 분리가 커지는 명확한 상관관계를 확인했습니다(그림 5). 실험에서 관찰된 분리 값은 중성자 회절 실험으로 알려진 실제 변조 진폭에 해당했습니다. 마지막으로, 온도를 높이면 변조 진폭이 감소하는데, 실험에서도 온도를 높임에 따라 두 피크가 점차 합쳐지는 현상이 관찰되었습니다(그림 3, 삽입 그림).
Q4: DFT 계산에서 초미세 자기장 값이 실험값보다 약 30% 낮게 예측되었는데, 이것이 결과 해석에 미치는 영향은 없었나요?
A4: 논문에서는 DFT 계산이 코어 s 전자의 교환 분극을 불완전하게 기술하여 초미세 자기장을 과소평가하는 경향이 있음을 인정하고 있습니다. 하지만 이 연구의 목적은 절대적인 주파수 값을 맞추는 것이 아니라, 결함이나 구조 변화에 따른 ‘상대적인 주파수 변화(이동)’의 경향성과 부호를 비교하는 것이었습니다. 계산된 주파수 이동의 방향(증가/감소)과 예상되는 스펙트럼 선의 개수는 실험 결과와 잘 일치했기 때문에, 결함의 종류를 식별하고 스펙트럼을 해석하는 데는 문제가 없었습니다.
Q5: 안티사이트 결함이 있는 10M 마르텐사이트 구조에서 스펙트럼은 어떻게 되나요?
A5: 10M 마르텐사이트의 NMR 스펙트럼에서는 주 피크뿐만 아니라, 안티사이트 결함에 의해 발생하는 약한 위성 피크들도 유사하게 분리되는 현상이 관찰되었습니다. 이는 구조적 변조가 결함이 없는 완벽한 격자 영역뿐만 아니라, 안티사이트 결함이나 반상 경계와 같은 구조적 결함 영역을 가로질러 전체적으로 영향을 미친다는 것을 시사합니다. 연구팀은 Mn↔Ga 안티사이트를 포함하는 6개의 변조된 마르텐사이트 구조를 시뮬레이션하여, 실험 스펙트럼의 복잡한 특징들을 성공적으로 재현했습니다(그림 3, 하단 패널).
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
이 연구는 핵자기공명(NMR)과 밀도범함수이론(DFT) 계산을 결합하여 Ni-Mn-Ga Heusler 합금의 복잡한 미세 구조를 원자 수준에서 해독하는 획기적인 방법을 제시했습니다. 오스테나이트 상의 안티사이트 결함을 정량화하고, 10M 마르텐사이트 상의 구조적 변조를 명확히 규명함으로써, 재료의 성능을 좌우하는 근본적인 요인에 대한 깊은 통찰을 제공합니다. 이러한 분석 기술은 고성능 형상기억합금의 개발 및 제조 공정에서 품질을 제어하고 최적화하는 데 결정적인 역할을 할 수 있습니다.
STI C&D는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 돕는 데 전념하고 있습니다. 이 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 부품에 어떻게 구현할 수 있는지 논의해 보십시오.
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연락처 : 02-2026-0450
이메일 : flow3d@stikorea.co.kr
Copyright Information
This content is a summary and analysis based on the paper “Investigation of local surrounding of Mn atoms in Ni-Mn-Ga Heusler alloy using nuclear magnetic resonance” by “Vojtěch Chlan, Martin Adamec, and Oleg Heczko”.
이 기술 요약은 Omar S. Salih, Hengan Ou, W. Sun, D.G. McCartney가 Materials & Design (2015)에 발표한 논문 “A review of friction stir welding of aluminium matrix composites”를 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
키워드
Primary Keyword: 마찰교반용접(Friction Stir Welding)
Secondary Keywords: 알루미늄 매트릭스 복합재(Aluminium Matrix Composites), AMC 용접, 고체상태접합(Solid State Joining), 용접 결함(Welding Defects), 공구 마모(Tool Wear)
Executive Summary
도전 과제: 기존의 융합 용접 방식으로는 알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)를 접합할 때 취성 상 형성, 기공, 균열 등의 문제로 인해 효율적인 접합이 어렵습니다.
해결 방법: 용융점 이하의 온도에서 접합하는 고체상태접합 방식인 마찰교반용접(FSW)을 적용하여 AMC의 접합 가능성을 검토했습니다.
핵심 돌파구: FSW는 강화재의 용해나 유해한 반응 없이 AMC를 성공적으로 접합할 수 있으며, 용접부의 미세구조를 제어하여 모재에 가까운 기계적 특성을 확보할 수 있음을 확인했습니다.
핵심 결론: FSW는 항공우주 및 자동차 산업에서 경량 고강도 소재인 AMC의 활용을 확대할 핵심 기술이지만, 공구 마모와 최적 공정 조건 확보라는 과제를 해결해야 합니다.
도전 과제: 왜 이 연구가 CFD 전문가에게 중요한가?
알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)는 가볍고 강도가 높아 항공우주 분야에서 차세대 소재로 주목받고 있습니다. 하지만 기존의 아크 용접이나 레이저 용접과 같은 융합 용접(fusion welding) 방식으로는 이 소재를 효과적으로 접합하기 어렵습니다. 용접 시 높은 열로 인해 알루미늄 매트릭스와 강화재(SiC, Al2O3 등)가 반응하여 취성이 강한 2차 상을 형성하거나, 강화재 자체가 분해되어 버리기 때문입니다. 이는 접합부의 강도를 심각하게 저하시키는 주요 원인이 됩니다. 또한, 기공, 균열, 왜곡과 같은 결함이 발생하기 쉬워 AMC의 광범위한 산업 적용에 큰 걸림돌이 되어 왔습니다. 따라서 소재의 우수한 특성을 유지하면서 안정적인 접합을 구현할 수 있는 새로운 용접 기술이 절실히 요구되는 상황입니다.
접근 방식: 방법론 분석
본 연구는 특정 실험이 아닌, 마찰교반용접(FSW)을 AMC에 적용한 기존의 다양한 연구들을 종합적으로 검토하고 분석하는 리뷰(Review) 형식으로 진행되었습니다. FSW는 비소모성 회전 툴(Tool)을 사용하여 접합할 소재에 마찰열을 발생시키고, 소성 변형을 통해 고체 상태에서 접합하는 혁신적인 기술입니다.
Fig. 1. Schematic drawing of FSW.
주요 분석 대상은 다음과 같습니다. – FSW 공정: 툴의 회전 속도, 이동 속도, 축 방향 하중 등 핵심 공정 변수들이 용접 품질에 미치는 영향을 분석했습니다. – 미세구조 분석: 용접 후 너겟존(Nugget Zone, NZ), 열-기계적 영향부(TMAZ), 열영향부(HAZ) 등 각 영역의 미세구조 변화, 특히 강화 입자의 분포와 크기 변화를 중점적으로 관찰했습니다. – 기계적 특성 평가: 용접부의 미세 경도, 인장 강도, 피로 강도 등을 측정하여 모재와 비교하고, 접합 효율을 평가했습니다. – 공구 마모: AMC 내의 단단한 강화 입자로 인해 발생하는 FSW 툴의 마모 현상을 분석하고, 이를 해결하기 위한 방안을 검토했습니다.
이러한 종합적인 분석을 통해 FSW가 AMC 접합에 있어 기존 융합 용접의 한계를 어떻게 극복할 수 있는지, 그리고 상용화를 위해 해결해야 할 과제는 무엇인지 명확히 제시합니다.
돌파구: 주요 발견 및 데이터
발견 1: 용접부 미세구조 제어를 통한 결함 최소화
FSW 공정은 용접부의 미세구조를 효과적으로 제어하여 고품질의 접합을 가능하게 합니다. 논문은 여러 연구를 통해 FSW 용접부에서 나타나는 특징적인 미세구조와 결함을 분석했습니다.
강화재의 균일한 분포: FSW의 강력한 교반 작용은 불균일하게 분포되어 있던 강화 입자 클러스터를 파괴하고 용접 너겟존(NZ) 전체에 균일하게 재분배시킵니다. 이는 접합부의 기계적 특성을 향상시키는 핵심 요인입니다(논문 Section 5.2).
결함 제어: 터널 결함(Tunnel Defect)은 부적절한 열 입력이나 소성 유동으로 인해 발생합니다. 논문의 그림 12는 낮은 회전 속도(1200 rpm, 85 mm/min)에서 터널 결함이 발생한 AA6061/AlN/10p 접합부 단면을 보여줍니다. 연구에 따르면, 툴 회전 속도를 높여 열 입력을 최적화하면 이러한 결함을 최소화할 수 있습니다.
양파링 구조(Onion Ring):그림 10에서 볼 수 있듯이, 용접부 단면에는 특징적인 양파링 구조가 나타납니다. 이는 소성 유동과 재결정 과정에서 발생하는 현상으로, 용접 품질을 시각적으로 평가하는 지표가 될 수 있습니다.
Fig. 10. Optical micrograph of an onion ring feature in FSW AA6061/Al2O3/20p crosssection
[35].
발견 2: 용접 변수 최적화를 통한 기계적 특성 극대화
FSW 공정 변수는 최종 접합부의 기계적 특성에 직접적인 영향을 미칩니다.
미세 경도 프로파일: FSW 용접부는 일반적으로 모재(BM)보다 높은 경도 값을 보입니다. 이는 동적 재결정으로 인한 결정립 미세화와 강화 입자의 균일한 분포 때문입니다. 그림 14는 AA6061/SiC/10p 용접부의 경도 프로파일을 보여주며, 열 입력(755 J/mm ~ 1133 J/mm)이 증가할수록 너겟존(NZ)의 경도가 높아지는 경향을 명확히 보여줍니다.
인장 강도:표 1은 다양한 AMC 소재와 FSW 공정 조건에 따른 인장 강도 및 접합 효율을 요약합니다. 예를 들어, AA2009/SiC/17p 소재의 경우, 1000 rpm 회전 속도와 800 mm/min의 높은 이동 속도에서 모재 대비 97%에 달하는 높은 접합 효율을 달성했습니다. 이는 공정 변수 최적화를 통해 모재에 가까운 강도를 구현할 수 있음을 시사합니다.
공구 마모와 그 영향: AMC의 단단한 강화 입자는 FSW 공구, 특히 핀(pin) 부분에 심각한 마모를 유발합니다. 그림 18은 용접 거리가 증가함에 따라 공구 핀이 마모되는 과정을 보여줍니다. 이러한 마모는 재료 유동에 영향을 미쳐 용접 품질을 저하시킬 수 있으며, 심한 경우 Fe와 같은 공구 재료가 용접부로 유입되어 Cu2FeAl7과 같은 취성 금속간화합물을 형성하여 접합 강도를 떨어뜨리는 원인이 됩니다.
R&D 및 운영을 위한 실질적 시사점
공정 엔지니어: 본 연구는 툴 회전 속도, 이동 속도, 축 방향 하중이 용접부의 열 입력과 재료 유동을 결정하는 핵심 변수임을 강조합니다. 터널 결함을 방지하고 최적의 기계적 특성을 얻기 위해 각 AMC 소재에 맞는 용접 윈도우(welding window)를 설정하는 것이 중요합니다.
품질 관리팀:그림 8과 그림 12에서 제시된 용접부 단면의 거시적 구조(너겟 형상, 터널 결함 유무, 양파링 구조 등)는 용접 품질을 비파괴적으로 예측하는 중요한 지표가 될 수 있습니다. 미세 경도 측정(그림 14, 15)을 통해 용접 영역별 기계적 특성 변화를 정량적으로 평가하고 품질 기준을 수립할 수 있습니다.
설계 엔지니어: FSW는 기존 용접법으로는 접합이 어려웠던 고강도 AMC 소재의 활용 가능성을 열어줍니다. 특히 이종 소재 접합에도 적용 가능하므로, 경량화와 고성능이 동시에 요구되는 부품 설계 시 더 넓은 소재 선택의 폭을 제공할 수 있습니다.
논문 상세 정보
A review of friction stir welding of aluminium matrix composites
1. 개요:
Title: A review of friction stir welding of aluminium matrix composites
Author: Omar S. Salih, Hengan Ou, W. Sun, D.G. McCartney
Year of publication: 2015
Journal/academic society of publication: Materials & Design
고체상태접합 공정인 마찰교반용접(FSW)은 알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)를 접합하는 유망한 접근법으로 입증되었습니다. 그러나 최근 몇 년간 상당한 진전이 있었음에도 불구하고, FSW를 사용하여 AMC를 접합하는 데에는 여전히 과제가 남아 있습니다. 이 리뷰 논문은 AMC 소재의 FSW 기술 현황에 대한 개요를 제공합니다. 특히 (a) AMC 접합부의 거시구조 및 미세구조, (b) 접합부의 기계적 특성 평가, (c) 알루미늄 매트릭스 내 강화재 존재로 인한 FSW 공구의 마모에 대해 중점적으로 비판적인 평가를 수행했습니다. 이 리뷰는 향후 연구 방향에 대한 권장 사항으로 마무리됩니다.
3. 서론:
알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)와 같은 첨단 소재는 매력적인 기계적 특성과 항공우주 분야에서의 명확한 잠재력으로 인해 상당한 주목을 받아왔습니다. 따라서 경량 고강도 소재의 새로운 세대로서 이상적인 후보로 간주됩니다. 그러나 AMC의 구현은 제한적이며, 부분적으로는 기존의 용접 공정으로 이러한 금속을 접합하는 것과 관련된 어려움 때문에 항공 산업에서 널리 사용되지 않고 있습니다.
강화재와 매트릭스 간의 반응으로 인해 용접 풀에 취성 2차 상이 형성되거나 용융 금속에서 강화재가 분해되는 문제 때문에, 융합 기반 용접 방법으로는 AMC 소재의 강도 측면에서 효율적인 접합을 달성할 수 없습니다. 용접 공정과 관련하여, 여러 연구에서 마찰교반용접(FSW)을 채택할 때 기공, 균열, 왜곡 및 강화재 용해가 훨씬 감소된 더 효율적인 접합을 달성할 수 있음이 입증되었습니다. 그러나 강화 입자의 존재로 인해, FSW로 AMC를 용접하는 주된 어려움은 단일 알루미늄 합금에 비해 좁은 용접 윈도우(성공적인 용접이 가능한 용접 매개변수 범위)입니다.
4. 연구 요약:
연구 주제의 배경:
알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)는 경량, 고강도, 고강성의 특성으로 인해 항공우주, 자동차 등 첨단 산업에서 주목받는 소재입니다. 하지만 기존 융합 용접 방식으로는 강화재와 기지 금속 간의 유해한 반응으로 인해 건전한 접합부를 얻기 어려워 실제 적용에 한계가 있었습니다.
이전 연구 현황:
마찰교반용접(FSW)은 알루미늄 합금 접합에 널리 사용되어 왔으며, 그 가능성을 AMC로 확장하려는 여러 연구가 진행되었습니다. 이전 연구들은 FSW가 기공이나 균열과 같은 결함을 줄이고 AMC를 성공적으로 접합할 수 있음을 보여주었지만, 접합부의 미세구조, 기계적 특성, 그리고 심각한 문제인 공구 마모에 대한 체계적인 이해는 부족했습니다.
연구 목적:
본 연구의 목적은 AMC의 마찰교반용접에 관한 기존 연구들을 종합적으로 검토하여 현재 기술 수준(state-of-the-art)을 평가하는 것입니다. 특히, 접합부의 거시/미세구조, 기계적 특성, 공구 마모 현상에 초점을 맞추어 문제점을 분석하고, 이를 통해 향후 연구 개발에 필요한 방향을 제시하고자 합니다.
핵심 연구:
본 논문은 FSW로 접합된 AMC의 세 가지 핵심 이슈를 심층적으로 분석합니다. 1. 거시/미세구조: 용접 너겟존(NZ)의 형상, 양파링 구조, 터널 결함 등 거시적 특징과, 강화 입자의 분포, 결정립 크기 등 미세구조 변화를 분석합니다. 2. 기계적 특성: 미세 경도, 인장 강도, 피로 특성 등 접합부의 기계적 성능에 영향을 미치는 공정 변수(툴 형상, 회전 속도 등)의 효과를 평가합니다. 3. 공구 마모: AMC 내의 단단한 강화재로 인해 발생하는 공구 마모 메커니즘을 분석하고, 공구 수명 향상을 위한 재료 및 설계 방안을 검토합니다.
5. 연구 방법론
연구 설계:
본 연구는 실험적 연구가 아닌, 기존에 발표된 학술 논문들을 체계적으로 수집하고 분석하는 문헌 연구(Literature Review) 방식으로 설계되었습니다.
데이터 수집 및 분석 방법:
다양한 종류의 AMC(예: AA6061/SiC, AA2009/SiC, AA7005/Al2O3 등)에 FSW를 적용한 연구 결과들을 수집했습니다. 수집된 데이터는 접합부의 (a) 거시/미세구조 이미지, (b) 기계적 특성 데이터(경도, 인장 강도 등), (c) 공구 마모 관련 데이터로 분류되었습니다. 이 데이터들을 비교 분석하여 FSW 공정 변수와 용접 품질 간의 상관관계를 도출하고, 일반적인 경향과 문제점을 종합적으로 평가했습니다.
연구 주제 및 범위:
연구 범위는 마찰교반용접(FSW) 기술을 알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)에 적용하는 것으로 한정됩니다. 주요 연구 주제는 FSW 공정이 AMC 접합부의 거시구조, 미세구조, 기계적 특성, 그리고 공구 마모에 미치는 영향입니다. 다른 용접 공정과의 비교는 AMC에 대한 FSW의 적합성을 설명하기 위한 배경으로만 다룹니다.
Fig. 14. Microhardness profile across the weld region of AA6061/SiC/10p at different heat
inputs following FSW[42].
6. 주요 결과:
주요 결과:
FSW는 기존 융합 용접과 달리 강화재의 용해나 유해한 2차 상 형성 없이 AMC의 건전한 접합을 가능하게 합니다.
FSW의 교반 작용은 불균일한 강화 입자 클러스터를 파괴하고 용접 너겟존에 균일하게 분산시켜 기계적 특성을 향상시킵니다.
용접부의 미세구조는 동적 재결정에 의해 미세한 등축정으로 변화하며, 이는 접합부의 경도와 강도를 높이는 주요 요인입니다.
툴 회전 속도, 이동 속도, 툴 형상과 같은 공정 변수는 접합부의 결함 생성(예: 터널 결함)과 기계적 특성에 결정적인 영향을 미치며, 소재별 최적화가 필수적입니다.
AMC 내의 단단한 강화 입자는 심각한 공구 마모를 유발하며, 이는 용접 품질 저하와 비용 상승의 주요 원인입니다. 공구 재질 개선, 코팅, 형상 최적화 등을 통해 이를 완화할 수 있습니다.
Fig. 10. Optical micrograph of an onion ring feature in FSW AA6061/Al203/20p cross-section [35].
Fig. 11. Partial appearance of an onion ring in a cross-section of an AA6063/B4C/10.5p welded by FSW [38].
Fig. 12. Tunnel defect in cross-section morphology of an AA6061/AlN/10p joint welded at 1200 rpm and 85 mm/min [41].
Fig. 13. Reorientation of reinforcement in FSW AA2124/SiC/20w [28].
Fig. 14. Microhardness profile across the weld region of AA6061/SiC/10p at different heat inputs following FSW [42].
Fig. 15. Microhardness profile across the weld region of AA2124/SiC/25p following FSW [36].
Fig. 16. Hysteresis loops at different strain amplitudes for the FSW (a) and the base metal (b) AA6061/Al2O03/20p [35].
Fig. 17. Fatigue failures in the FSW joint of AA6061/Al2O3/22p (a) within the stirred FSW zone, (b) out of the FSW zone [45].
Fig. 18. Wear features of FSW tool pin (a) – (d) at different weld distance (in metres) and constant tool rotation speed of 1000 rpm at different traverse speeds: (a) 1, (b) 3, (c) 6, and (d) 9 mm/s; (e) wear rate versus weld length at different traverse speed and (f) wear rate versus weld speed [63].
Fig. 19. Pin tool wear as a percent of initial tool shape projections versus weld traverse distance for different tool rotation and traverse speeds [65].
7. 결론:
본 리뷰는 FSW 공정, MMC의 적용, 알루미늄 및 AMC 소재의 용접성, FSW 접합부의 거시/미세구조, 기계적 특성, 공구 마모 등 특정 이슈들을 논의하며 AMC의 FSW 접합에 대한 현재 기술 수준을 요약하는 것을 목표로 합니다. 고체상태용접 공정인 FSW는 AMC 소재를 접합하는 잠재적으로 실행 가능한 경로로 간주됩니다. 비용 절감, 접합 효율 향상, 높은 생산 정확도에서의 잠재적 이점은 비용접성 시리즈인 AA2xxx, AA6xxx, AA7xxx에 대해 더욱 매력적으로 만듭니다. 그러나 이 접합 공정을 사용하여 AMC를 용접하는 기술의 성숙도는 아직 연구 초기 단계에 있으며 산업에 완전히 구현되지 않았습니다.
FSW로 접합된 AMC의 기계적 특성은 AMC의 조성과 FSW 공정 조건의 복합적인 효과에 크게 의존합니다. FSW 접합부의 기계적 성능은 그에 따라 평가되어야 합니다. 초기 연구들은 FSW가 AMC의 무결함 접합을 달성하는 잠재적인 용접 공정임을 보여주었습니다. 설계 및 생산 요구 사항을 충족시키기 위해 이러한 소재에 대한 FSW의 영향을 적절한 깊이로 이해하기 위한 더 많은 노력이 명백히 필요합니다.
결론적으로, FSW 공구, 특히 핀의 마모는 현재 AMC를 접합할 때 주요 문제이며 산업에서 FSW 공정을 적용하는 데 주요 장애물입니다. 프러스텀 형태(자체 최적화된 형태)를 가진 새로운 공구 설계, 기판과 호환되는 적절한 재료로 핀을 표면 코팅하는 것, 표면 열처리 기술 등이 공구 수명과 접합 효율을 모두 향상시키는 실행 가능한 해결책이 될 수 있습니다.
8. 참고문헌:
G. Çam, M. Koçak, Progress in joining of advanced materials, Int. Mater. Rev. 43 (1) (1998) 1–44.
A.M. Hassan, M. Almomani, T. Qasim, A. Ghaithan, Effect of processing parameters on friction stir welded aluminum matrix composites wear behavior, Mater. Manuf. Process. 27 (12) (2012) 1419–1423.
K. Suryanarayanan, R. Praveen, S. Raghuraman, Silicon carbide reinforced alumini- um metal matrix composites for aerospace applications: a literature review, Int. J. Innov. Res. Sci. Eng. Technol. 2 (11) (2013).
M.B.D. Ellis, Joining of aluminium based metal matrix composites, Int. Mater. Rev. 41 (2) (1996) 41–58.
R.Y. Huang, S.C. Chen, J.C. Huang, Electron and laser beam welding of high strain rate superplastic Al-6061/SiC composites, Metall. Mater. Trans. A Phys. Metall. Mater. Sci. 32 (10) (2001) 2575–2584.
W.M. Thomas, D.G. Staines, I.M. Norris, R. de Frias, Friction stir welding tools and developments, Weld. World 47 (2003) 10–17.
R. Rai, A. De, H.K.D.H. Bhadeshia, T. DebRoy, Review: friction stir welding tools, Sci. Technol. Weld. Join. 16 (4) (2011) 325–342.
Y.N. Zhang, X. Cao, S. Larose, P. Wanjara, Review of tools for friction stir welding and processing, Can. Metall. Q. 51 (3) (2012) 250–261.
W. Thomas, E. Nicholas, J. Needham, M. Murch, P. Temple-Smith, and C. Dawes, Friction Stir Butt Welding, International Patent No. PCT/GB92/02203, GB Patent No. 9125978.8, 1991, U.S. Patent No. 5,460,317, 1995. 1991.
P. Threadgill, A. Leonard, H. Shercliff, P. Withers, Friction stir welding of aluminium alloys, Int. Mater. Rev. 54 (2) (2009) 49–93.
W.J. Arbegast, Friction stir welding after a decade of development – it’s not just welding anymore, Weld. J. 85 (3) (2006).
Metal Matrix Composites (MMC) Market for Ground Transportation, Electronics/ Thermal Management, Aerospace and Other End-Users – Global Industry Analysis, Size, Share, Growth, Trends and Forecast, 2013–2019, https://www.linkedin.com/ pulse/20140605070839-173774513-metal-matrix-composites-market-review2014 (cited 2015; Available from:).
J. Kaczmar, K. Pietrzak, W. Włosiński, The production and application of metal matrix composite materials, J. Mater. Process. Technol. 106 (1) (2000) 58–67.
M. Rosso, Ceramic and metal matrix composites: routes and properties, J. Mater. Process. Technol. 175 (1–3) (2006) 364–375.
J.M. Kunze, C.C. Bampton, Challenges to developing and producing MMCs for space applications, JOM 53 (4) (2001) 22–25.
J. Pakkanen, A. Huetter, C. Poletti, N. Enzinger, C. Sommitsch, J.T. Niu, Friction stir welding of aluminum metal matrix composite containers for electric components, Key Eng. Mater. 611–612 (2014) 1445–1451.
J.J. Rino, D. Chandramohan, K. Sucitharan, An overview on development of alumin- ium metal matrix composites with hybrid reinforcement, Int. J. Sci. Res. 1 (3) (2012) 2319–7064.
S. Rawal, Metal-matrix composite for space application, JOM 53 (4) (2001) 14–17.
T. Prater, Friction stir welding of metal matrix composites for use in aerospace struc- tures, Acta Astronaut. 93 (2014) 366–373.
G. Mathers, The Welding of Aluminium and Its Alloys, Woodhead Publishing Limit- ed, Cambridge, England, 2002.
Aluminum and Aluminum Alloys, in: J.R. Davis (Ed.) ASM International, 1993.
S. Kou, Welding Metallurgy, Second ed. John Wiley & Sons, New Jersey, 2003.
D. Storjohann, O.M. Barabash, S.S. Babu, S.A. David, P.S. Sklad, E.E. Bloom, Fusion and friction stir welding of aluminum metal-matrix composites, Metall. Mater. Trans. A 36A (2005) 3237–3247.
D.R. Ni, D.L. Chen, D. Wang, B.L. Xiao, Z.Y. Ma, Influence of microstructural evolution on tensile properties of friction stir welded joint of rolled SiCp/AA2009-T351 sheet, Mater. Des. 51 (2013) 199–205.
K. Kalaiselvan, I. Dinaharan, N. Murugan, Characterization of friction stir welded boron carbide particulate reinforced AA6061 aluminum alloy stir cast composite, Mater. Des. 55 (2014) 176–182.
L. Ceschini, I. Boromei, G. Minak, A. Morrri, F. Tarterini, Effect of friction stir welding on microstructure, tensile and fatigue properties of the AA7005/10 vol.% Al2O3p composite, Compos. Sci. Technol. 67 (3–4) (2007) 605–615.
A. Feng, B. Xiao, Z. Ma, Effect of microstructural evolution on mechanical properties of friction stir welded AA2009/SiCp composite, Compos. Sci. Technol. 68 (9) (2008) 2141–2148.
D. Wang, B.L. Xiao, Q.Z. Wang, Z.Y. Ma, Evolution of the microstructure and strength in the nugget zone of friction stir welded SiCp/Al-Cu-Mg composite, J. Mater. Sci. Technol. 30 (1) (2014) 54–60.
P. CAVALIERE, E. Cerri, L. Marzoli, J. Dos Santos, Friction stir welding of ceramic par- ticle reinforced aluminium based metal matrix composites, Appl. Compos. Mater. 11 (2004) 247–258.
L. Ceschini, I. Boromei, G. Minak, A. Morri, F. Tarterini, Microstructure, tensile and fatigue properties of AA6061/20 vol.% Al2O3p friction stir welded joints, Compos. A: Appl. Sci. Manuf. 38 (4) (2007) 1200–1210.
Y. Bozkurt, H. Uzun, S. Salman, Microstructure and mechanical properties of friction stir welded particulate reinforced AA2124/SiC/25p-T4 composite, J. Compos. Mater. 45 (21) (2011) 2237–2245.
H. Nami, H. Adgi, M. Sharifitabar, H. Shamabadi, Microstructure and mechanical properties of friction stir welded Al/Mg2Si metal matrix cast composite, Mater. Des. 32 (2) (2011) 976–983.
X.G. Chen, M. da Silva, P. Gougeon, L. St-Georges, Microstructure and mechanical properties of friction stir welded AA6063-B4C metal matrix composites, Mater. Sci. Eng. A 518 (1–2) (2009) 174–184.
L.M. Marzoli, A.V. Strombeck, J.F. Dos Santos, C. Gambaro, L.M. Volpone, Friction stir welding of an AA6061/Al203/20p reinforced alloy, Compos. Sci. Technol. 66 (2) (2006) 363–371.
F. Cioffi, R. Fernández, D. Gesto, P. Rey, D. Verdera, G. González-Doncel, Friction stir welding of thick plates of aluminum alloy matrix composite with a high volume fraction of ceramic reinforcement, Compos. A: Appl. Sci. Manuf. 54 (2013) 117–123.
N. Murugan, B. Ashok Kumar, Prediction of tensile strength of friction stir welded stir cast AA6061-T6/AlNp composite, Mater. Des. 51 (2013) 998–1007.
P. Periyasamy, B. Mohan, V. Balasubramanian, Effect of heat input on mechanical and metallurgical properties of friction stir welded AA6061-10% SiCp MMCs, J. Mater. Eng. Perform. 21 (11) (2012) 2417–2428.
R.D. Fu, R.C. Sun, F.C. Zhang, H.J. Liu, Improvement of formation quality for friction stir welded joints, Weld. J. 91 (2012) 169-s–173-s.
B.L. Xiao, D. Wang, J. Bi, Z. Zhang, Z.Y. Ma, Friction stir welding of SiCp/Al composite and 2024 Al alloy, Mater. Sci. Forum 638–642 (2010) 1500–1505.
G. Minak, L. Ceschini, I. Boromei, M. Ponte, Fatigue properties of friction stir welded particulate reinforced aluminium matrix composites, Int. J. Fatigue 32 (1) (2010) 218–226.
I. Dinaharan, N. Murugan, Effect of friction stir welding on microstructure, mechan- ical and wear properties of AA6061/ZrB2 in situ cast composites, Mater. Sci. Eng. A 543 (2012) 257–266.
P. Periyasamy, B. Mohan, V. Balasubramanian, S. Rajakumar, S. Venugopal, Multi- objective optimization of friction stir welding parameters using desirability approach to join Al/SiCp metal matrix composites, Trans. Nonferrous Metals Soc. China 23 (4) (2013) 942–955.
A. Kumar, M.M. Mahapatra, P.K. Jha, N.R. Mandal, V. Devuri, Influence of tool geom- etries and process variables on friction stir butt welding of Al-4.5%Cu/TiC in situ metal matrix composites, Mater. Des. 59 (2014) 406–414.
D. Wang, Q.Z. Wang, B.L. Xiao, Z.Y. Ma, Achieving friction stir welded SiCp/Al-Cu- Mg composite joint of nearly equal strength to base material at high welding speed, Mater. Sci. Eng. A 589 (2014) 271–274.
I. Dinaharan, N. Murugan, Optimization of friction stir welding process to maximize tensile strength of AA6061/ZrB2 in-situ composite butt joints, Met. Mater. Int. 18 (1) (2012) 135–142.
K. Kalaiselvan, N. Murugan, Role of friction stir welding parameters on tensile strength of AA6061-B4C composite joints, Trans. Nonferrous Metals Soc. China 23 (3) (2013) 616–624.
B. Ashok Kumar, N. Murugan, Optimization of friction stir welding process parame- ters to maximize tensile strength of stir cast AA6061-T6/AlNp composite, Mater. Des. 57 (2014) 383–393.
Y. Bozkurt, A. Kentlİ, H. Uzun, S. Salman, Experimental investigation and prediction of mechanical properties of friction stir welded aluminium metal matrix composite plates, Mater. Sci. 18 (4) (2012).
S.J. Vijay, N. Murugan, Influence of tool pin profile on the metallurgical and mechan- ical properties of friction stir welded Al-10 wt.% TiB2 metal matrix composite, Mater. Des. 31 (7) (2010) 3585–3589.
A.M. Hassan, T. Qasim, A. Ghaithan, Effect of pin profile on friction stir welded alu- minum matrix composites, Mater. Manuf. Process. 27 (12) (2012) 1397–1401.
B.S. Yigezu, D. Venkateswarlu, M.M. Mahapatra, P.K. Jha, N.R. Mandal, On friction stir butt welding of Al + 12Si/10 wt%TiC in situ composite, Mater. Des. 54 (2014) 1019–1027.
D.R. Ni, D.L. Chen, D. Wang, B.L. Xiao, Z.Y. Ma, Tensile properties and strain- hardening behaviour of friction stir welded SiCp/AA2009 composite joints, Mater. Sci. Eng. A 608 (2014) 1–10.
A. Pirondi, L. Collini, D. Fersini, Fracture and fatigue crack growth behaviour of PMMC friction stir welded butt joints, Eng. Fract. Mech. 75 (15) (2008) 4333–4342.
A. Pirondi, L. Collini, Analysis of crack propagation resistance of Al-Al2O3 particulate- reinforced composite friction stir welded butt joints, Int. J. Fatigue 31 (1) (2009) 111–121.
D.R. Ni, D.L. Chen, B.L. Xiao, D. Wang, Z.Y. Ma, Residual stresses and high cycle fa- tigue properties of friction stir welded SiCp/AA2009 composites, Int. J. Fatigue 55 (2013) 64–73.
R.A. Prado, L.E. Murr, D.J. Shindo, K.F. Soto, Tool wear in the friction-stir welding of aluminum alloy 6061 + 20% Al2O3: a preliminary study, Scr. Mater. 45 (2001) 75–80.
R.A. Prado, L.E. Murr, K.F. Soto, J.C. McClure, Self-optimization in tool wear for friction-stir welding of Al 6061 + 20% Al2O3 MMC, Mater. Sci. Eng. A 349 (1–2) (2003) 156–165.
D.J. Shindo, A.R. Rivera, L.E. Murr, Shape optimization for tool wear in the friction- stir welding of cast A1359-20% SiC MMC, Mater. Sci. 37 (2002) 4999–5005.
G.J. Fernandez, L.E. Murr, Characterization of tool wear and weld optimization in the friction-stir welding of cast aluminum 359 + 20% SiC metal-matrix composite, Mater. Charact. 52 (1) (2004) 65–75.
T. Prater, A. Strauss, G. Cook, B. Gibson, C. Cox, A comparative evaluation of the wear resistance of various tool materials in friction stir welding of metal matrix compos- ites, J. Mater. Eng. Perform. 22 (6) (2013) 1807–1813.
D. Contorno, M.G. Faga, L. Fratini, L. Settineri, G. Gautier di Confiengo, Wear analysis during friction stir processing of A359 + 20%SiC MMC, Key Eng. Mater. 410–411 (2009) 235–244.
전문가 Q&A: 자주 묻는 질문
Q1: AMC 접합에 있어 마찰교반용접(FSW)이 기존 융합 용접보다 나은 근본적인 이유는 무엇인가요?
A1: 가장 큰 차이점은 ‘온도’입니다. 융합 용접은 금속을 녹여서 붙이는 방식이지만, FSW는 소재의 용융점 이하(약 80%) 온도에서 마찰열과 압력으로 접합하는 ‘고체상태접합’입니다. 이 덕분에 융합 용접 시 발생하는 문제, 즉 알루미늄 기지와 강화재 사이의 유해한 화학 반응을 원천적으로 차단할 수 있습니다. 결과적으로 강화재의 특성을 그대로 유지하면서 취성 금속간화합물 생성을 억제하여 훨씬 더 강하고 신뢰성 있는 접합부를 만들 수 있습니다.
Q2: 논문에서 언급된 ‘터널 결함(Tunnel Defect)’은 왜 발생하며, 어떻게 방지할 수 있나요?
A2: 터널 결함은 주로 용접부의 열 입력이 부족하거나 재료의 소성 유동이 원활하지 않을 때 발생합니다. 즉, 툴 회전 속도가 너무 낮거나 이동 속도가 너무 빠르면 재료가 충분히 부드러워지지 않아 툴 뒤쪽 공간을 완전히 채우지 못하고 빈 공간(터널)이 남게 됩니다. 이를 방지하기 위해서는 툴 회전 속도를 높이거나 이동 속도를 낮춰 충분한 열 입력을 확보하고, 재료가 원활하게 유동할 수 있도록 공정 변수를 최적화해야 합니다.
Q3: 일부 AMC 용접부에서 ‘W’자 형태의 미세 경도 프로파일이 나타나는 이유는 무엇인가요 (그림 15)?
A3: ‘W’자 프로파일은 용접 너겟존(NZ)의 중앙부보다 열-기계적 영향부(TMAZ)와 열영향부(HAZ)의 경도가 더 낮게 나타나는 현상입니다. 너겟존은 동적 재결정으로 결정립이 미세해져 경도가 높습니다. 반면, HAZ는 용접열로 인해 기존의 강화 석출물이 과시효(over-aging)되거나 용해되어 연화(softening)가 일어나 경도가 가장 낮아집니다. TMAZ는 소성 변형과 열의 영향을 동시에 받아 HAZ보다는 높지만 NZ보다는 낮은 경도를 보입니다. 이 때문에 전체적으로 ‘W’자 형태의 경도 분포가 나타나게 됩니다.
Q4: FSW 공구의 핀(pin) 형상이 접합 강도에 구체적으로 어떤 영향을 미치나요?
A4: 핀 형상은 재료의 수직 및 수평 유동을 결정하는 핵심적인 역할을 합니다. 예를 들어, 나사산이 있는 원통형 핀이나 다각형(사각형, 육각형 등) 핀은 평평한 원통형 핀보다 재료를 더 효과적으로 아래로 밀어내고 혼합하여 강력한 소성 유동을 만듭니다. 이는 강화 입자를 더 균일하게 분산시키고 내부 결함 발생을 억제하여 최종적으로 접합부의 인장 강도를 높이는 데 기여합니다. 논문에서는 사각형 핀이 다른 형태의 핀보다 높은 접합 효율을 보인 연구 결과를 소개하고 있습니다.
Q5: AMC 용접 시 ‘공구의 자기 최적화(self-optimisation)’ 현상이란 무엇이며, 왜 중요한가요?
A5: ‘자기 최적화’란 용접 초기 단계에서 단단한 강화 입자에 의해 공구 핀이 마모되면서, 특정 시간이 지나면 더 이상 마모가 급격히 진행되지 않는 안정된 형상으로 변하는 현상을 말합니다(그림 19 참조). 이 마모된 형상은 해당 공정 조건에서 가장 효율적인 재료 유동을 만들어내는 형태로 최적화된 것입니다. 이 현상은 초기에는 공구 마모가 단점처럼 보이지만, 안정화된 후에는 오히려 일관된 품질의 용접을 지속적으로 수행할 수 있게 해준다는 점에서 중요합니다.
결론: 더 높은 품질과 생산성을 향한 길
알루미늄 매트릭스 복합재(AMC)의 접합은 기존 융합 용접 방식의 한계로 인해 오랫동안 산업계의 난제로 남아있었습니다. 본 논문은 마찰교반용접(Friction Stir Welding)이 이러한 문제를 해결할 수 있는 혁신적인 대안임을 종합적으로 보여줍니다. FSW는 소재를 녹이지 않고 고체 상태에서 접합함으로써 강화재의 손상 없이 결함이 적고 기계적 특성이 우수한 접합부를 구현할 수 있습니다.
물론, 단단한 강화 입자로 인한 공구 마모와 각 소재에 맞는 최적의 공정 조건을 찾는 것은 여전히 해결해야 할 과제입니다. 하지만 공구 재질의 혁신, 코팅 기술의 발전, 그리고 공정 변수에 대한 깊이 있는 이해를 통해 이러한 과제들은 충분히 극복 가능합니다. 이 연구는 마찰교반용접 기술이 AMC의 활용 범위를 항공우주, 자동차 산업 전반으로 확대하여 제품의 경량화와 고성능화를 이끌 핵심 동력이 될 것임을 명확히 시사합니다.
STI C&D에서는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 지원하는 데 전념하고 있습니다. 이 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 부품에 어떻게 구현할 수 있는지 논의해 보십시오.
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Copyright Information
This content is a summary and analysis based on the paper “A review of friction stir welding of aluminium matrix composites” by “Omar S. Salih, Hengan Ou, W. Sun, and D.G. McCartney”.
이 기술 요약은 Sandip Mondal 외 저자가 2023년 International Journal of Industrial Optimization에 게재한 논문 “Parametric optimization for hardness of tig welded duplex stainless steel”을 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
The Challenge: TIG 용접된 듀플렉스 스테인리스강(DSS) 접합부에서 최적의 기계적 특성, 특히 높은 경도를 달성하는 것은 용접 파라미터에 대한 재료의 민감성 때문에 어렵습니다.
The Method: 본 연구는 용접 전류, 가스 유량, 용접 속도의 조합을 체계적으로 테스트하기 위해 직교 배열을 사용한 Taguchi 방법을 활용했습니다.
The Key Breakthrough: 경도를 극대화하기 위한 최적의 파라미터는 용접 전류 90A, 가스 유량 7 l/min, 용접 속도 2.3 mm/s로 확인되었습니다.
The Bottom Line: 파라미터 최적화, 특히 용접 전류 제어는 TIG 용접된 DSS 부품의 품질과 내구성을 향상시키는 데 매우 중요합니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
듀플렉스 스테인리스강(DSS)은 우수한 기계적 강도와 부식 저항성 덕분에 화학, 석유 및 가스 산업에서 널리 사용됩니다. 그러나 TIG(Tungsten Inert Gas) 용접 시 높은 경도와 낮은 열전도율과 같은 재료 고유의 특성으로 인해 균열이나 기공과 같은 결함이 발생할 수 있습니다. 이러한 결함은 용접부의 기계적 특성, 특히 경도를 저하시켜 부품의 내구성과 신뢰성에 직접적인 영향을 미칩니다. 따라서 원하는 경도를 일관되게 확보하고 고품질의 용접부를 생산하기 위해서는 용접 전류, 가스 유량, 용접 속도와 같은 공정 파라미터를 정밀하게 제어하고 최적화하는 것이 필수적입니다. 이 연구는 바로 이 산업적 난제를 해결하기 위한 체계적인 접근법을 제시합니다.
The Approach: Unpacking the Methodology
본 연구는 듀플렉스 스테인리스강(ASTM/UNS 2205) 판재의 맞대기 TIG 용접에 대한 파라미터 최적화를 목표로 했습니다. 실험에는 필러 로드를 사용하지 않았으며, 아르곤 가스를 보호 가스로 사용했습니다. 연구진은 용접 품질에 가장 큰 영향을 미치는 세 가지 핵심 공정 파라미터를 선정하고, 각 파라미터에 대해 3가지 수준(Level)을 설정하여 실험을 설계했습니다.
용접 전류 (C): 80 A, 85 A, 90 A
가스 유량 (F): 7 l/min, 7.5 l/min, 8 l/min
용접 속도 (S): 2.3 mm/s, 2.8 mm/s, 3.5 mm/s
연구진은 Taguchi 설계법을 적용하여 총 9개의 실험 조합을 구성하고, 각 조건에서 용접을 수행했습니다. 용접된 시편은 와이어 방전 가공(WEDM)을 통해 준비되었으며, 마이크로 비커스 경도 시험기를 사용하여 용접 금속, 열영향부(HAZ), 모재의 경도를 측정했습니다. 수집된 데이터는 통계적 기법인 분산 분석(ANOVA)을 통해 각 파라미터가 경도에 미치는 영향을 정량적으로 분석하는 데 사용되었습니다.
Figure 1. Setup of welding
The Breakthrough: Key Findings & Data
Finding 1: 최대 경도를 위한 최적의 파라미터 조합 발견
Taguchi 분석 결과, 용접부의 비커스 경도(HV)를 극대화하는 최적의 파라미터 조합은 C3-F1-S1으로 확인되었습니다. 이는 용접 전류 90A, 가스 유량 7 l/min, 용접 속도 2.3 mm/s에 해당합니다. 논문의 Table 4와 Figure 6에 제시된 신호 대 잡음비(S/N ratio) 분석에 따르면, 이 조합이 다양한 노이즈 요인에도 불구하고 가장 안정적으로 높은 경도 값을 얻을 수 있는 강건한(robust) 조건임을 보여줍니다. 이는 단순히 단일 실험에서 가장 높은 값을 찾는 것을 넘어, 공정의 안정성과 재현성을 보장하는 최적의 조건을 규명했다는 점에서 중요합니다.
Finding 2: 용접 전류가 경도에 가장 결정적인 영향을 미치는 인자임이 입증됨
분산 분석(ANOVA) 결과는 용접 경도에 영향을 미치는 세 파라미터의 중요도를 명확히 보여주었습니다. Table 6의 분석에 따르면, 용접 전류(C)가 경도에 가장 큰 영향을 미치는 요인(Rank 1)으로 나타났으며, 그 뒤를 가스 유량(F, Rank 2), 용접 속도(S, Rank 3)가 이었습니다. 이 모델의 결정계수(R-Sq) 값은 78.04%로, 선택된 세 가지 파라미터가 용접 경도 변화의 약 78%를 설명할 수 있음을 의미합니다. 이는 용접 품질 관리 시 다른 어떤 변수보다 용접 전류를 정밀하게 제어하는 것이 가장 효과적이라는 구체적인 공학적 지침을 제공합니다.
Practical Implications for R&D and Operations
For Process Engineers: 본 연구는 용접 경도를 높이기 위해 용접 전류를 90A로 설정하는 것이 가장 효과적인 방법임을 시사합니다. 최적 조합(90A, 7 l/min, 2.3 mm/s)은 용접 품질 개선을 위한 직접적인 공정 레시피로 활용될 수 있습니다.
For Quality Control Teams: 논문의 Table 3 데이터는 용접 파라미터에 따라 경도 값이 255.41 HV에서 291.14 HV까지 크게 변동할 수 있음을 보여줍니다. 이는 일관된 기계적 특성을 보장하기 위해 엄격한 공정 관리가 필수적임을 강조하며, 새로운 품질 검사 기준을 수립하는 데 참고 자료가 될 수 있습니다.
For Design Engineers: 연구 결과는 용접 파라미터가 접합부의 최종 기계적 특성에 직접적이고 예측 가능한 영향을 미친다는 것을 확인시켜 줍니다. 이 정보는 듀플렉스 스테인리스강을 사용하는 부품의 용접 절차를 지정할 때 매우 유용합니다.
Paper Details
Parametric optimization for hardness of tig welded duplex stainless steel
1. Overview:
Title: Parametric optimization for hardness of tig welded duplex stainless steel
정확한 파라미터 조건을 사용하여 용접 접합부에서 최적의 기계적 특성을 달성하는 것이 중요합니다. 이는 경도, 극한 인장 강도, 항복 강도와 같은 속성이 가장 중요한 ASTM/UNS 2205 듀플렉스 스테인리스강(DSS)의 텅스텐 불활성 가스(TIG) 용접에서 특히 중요합니다. 높은 경도 값(HV)을 유지하려면 용접 전류, 가스 유량, 용접 속도와 같은 적절한 용접 파라미터가 필요합니다. DSS 용접 품질, 특히 경도를 향상시키기 위해 이 연구는 Taguchi 방법을 활용하여 용접 공정 파라미터를 최적화합니다. 각 요인의 중요성은 Annova 통계 분석을 통해 평가됩니다. 결과는 분석된 데이터에서 입증된 바와 같이 파라미터 최적화가 HV에 긍정적인 영향을 미친다는 것을 강조합니다. 파라미터 최적화는 용접과 같은 산업 공정을 개선하는 강력한 접근법임이 입증되었으며, 특히 기계적 견고성과 부식 저항성으로 인해 듀플렉스 스테인리스강의 TIG 용접과 관련이 있습니다. 그럼에도 불구하고, 재료의 높은 경도와 낮은 열전도율로 인해 균열 및 기공과 같은 잠재적 결함이 발생하는 문제가 발생합니다. 전류, 전압, 속도, 가스 유량을 포함하는 최적의 용접 파라미터를 식별하면 이러한 문제를 해결하고 고품질 용접을 발전시키는 데 도움이 됩니다. 이러한 파라미터의 체계적인 변화와 분석을 통해 연구원과 엔지니어는 결함을 완화하면서 원하는 접합 속성을 극대화하는 최적의 조합을 찾아낼 수 있습니다. 듀플렉스 스테인리스강의 TIG 용접 영역 내에서 메트릭 최적화는 용접 품질을 높이고, 비용과 폐기물을 줄이며, 생산성과 안전성을 높일 수 있는 잠재력을 가지고 있습니다. 결과적으로 조직은 용접 공정 내에서 향상된 성능, 효율성 및 수익성을 달성할 수 있습니다.
3. Introduction:
파라미터 최적화는 TIG 용접된 듀플렉스 스테인리스강의 경도를 개선하는 강력한 도구입니다. TIG 용접된 듀플렉스 스테인리스강의 경도는 다양한 용접 파라미터에 의해 영향을 받습니다. 이 연구는 최대 경도를 위해 이러한 파라미터를 최적화하기 위해 실험 설계(DOE) 접근법을 사용합니다. 이 접근법은 각 파라미터를 값의 범위에 걸쳐 체계적으로 변화시키는 실험 매트릭스를 생성하는 것을 포함합니다. 각 실험의 결과는 통계적으로 분석되어 원하는 경도를 생성하는 최적의 파라미터 조합을 결정합니다. DOE 실험에서 데이터가 수집되면, 분산 분석(ANOVA)과 같은 통계 기법을 사용하여 결과를 분석하고 용접 파라미터를 기반으로 용접된 접합부의 경도를 예측하는 모델을 생성합니다. 이 모델은 최대 경도를 위한 최적의 용접 파라미터를 식별하는 데 사용될 수 있습니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
듀플렉스 스테인리스강(DSS)은 페라이트와 오스테나이트의 이중상 구조로 우수한 강도와 내식성을 동시에 제공하여 화학 및 석유 산업에서 널리 사용됩니다. 그러나 TIG 용접 시 재료의 특성으로 인해 용접부 품질을 확보하기 어려워, 최적의 기계적 특성을 얻기 위한 용접 파라미터 최적화가 중요합니다.
Status of previous research:
많은 연구자들이 듀플렉스 스테인리스강의 다양한 측면을 연구해왔습니다. 이전 연구들은 수학적 모델링, 열처리, 표면 처리, 다른 용접법(마찰 교반 용접, 서브머지드 아크 용접 등)을 사용하여 용접 비드 형상, 인장 특성, 미세구조 등을 최적화하는 데 중점을 두었습니다. 그러나 듀플렉스 스테인리스강의 TIG 용접에 대한 심층적인 지식 기반, 특히 경도 최적화에 대한 연구는 아직 충분히 확립되지 않았습니다.
Purpose of the study:
이 연구의 목적은 Taguchi 접근법을 사용하여 용접 전류, 가스 유량, 용접 속도와 같은 TIG 용접 공정 파라미터를 최적화하여 ASTM/UNS 2205 듀플렉스 스테인리스강(DSS) 용접 연결부의 기계적 품질, 특히 경도를 향상시키는 것입니다. 또한 분산 분석(ANOVA)과 같은 통계 도구를 활용하여 개별 요인이 용접 품질에 미치는 중요도를 평가하는 것을 목표로 합니다.
Core study:
이 연구의 핵심은 Taguchi 방법을 사용하여 듀플렉스 스테인리스강의 TIG 용접 시 경도를 최대화하는 것입니다. 3개의 주요 공정 파라미터(용접 전류, 가스 유량, 용접 속도)를 각각 3수준으로 설정하고 L9 직교 배열표에 따라 실험을 수행했습니다. 각 실험 조건에서 얻은 시편의 비커스 경도를 측정하고, S/N비 분석 및 ANOVA 분석을 통해 최적의 파라미터 조합을 도출하고 각 파라미터의 영향도를 평가했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
이 연구는 Taguchi의 L9 직교 배열을 이용한 실험 설계를 채택했습니다. 3개의 제어 인자(용접 전류, 가스 유량, 용접 속도)를 3수준으로 설정하여 총 9번의 실험을 수행했습니다. 경도 값에 대해서는 “값이 클수록 좋다(Larger is better)”는 특성을 목표로 S/N비를 계산하여 최적화를 진행했습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
데이터 수집은 75mm x 50mm x 3mm 크기의 듀플렉스 스테인리스강 판재를 맞대기 TIG 용접한 후, 와이어 방전 가공(WEDM)으로 시편을 제작하여 이루어졌습니다. 마이크로 비커스 경도 시험기를 사용하여 용접 금속, 열영향부(HAZ), 모재의 경도를 측정했습니다. 수집된 데이터는 MINITAB 16 소프트웨어를 사용하여 S/N비 분석 및 분산 분석(ANOVA)을 통해 통계적으로 분석되었습니다.
Research Topics and Scope:
연구의 범위는 필러 로드를 사용하지 않는 듀플렉스 스테인리스강(ASTM/UNS 2205)의 맞대기 TIG 용접에 국한됩니다. 연구된 파라미터는 용접 전류(80-90A), 가스 유량(7-8 l/min), 용접 속도(2.3-3.5 mm/s)이며, 주요 평가 항목은 용접부의 비커스 경도입니다.
Figure 4. Photographic view of microhardness tester
분산 분석(ANOVA) 결과, 용접 경도에 가장 큰 영향을 미치는 요인은 용접 전류였으며, 가스 유량, 용접 속도 순으로 영향력이 감소했습니다.
실험 모델은 용접 경도 변화의 78.04%(R-Sq)를 설명할 수 있어, 선택된 파라미터가 경도에 미치는 영향이 유의미함을 확인했습니다.
실험 결과, 가장 높은 평균 용접부 경도는 291.14 HV(시편 9), 가장 낮은 경도는 255.41 HV(시편 2)로 측정되어 파라미터 조건에 따라 경도가 크게 달라짐을 보여주었습니다.
Figure List:
Figure 1. Setup of welding
Figure 2. Sample no. 4 after welding
Figure 3. Vickers hardness specimen preparation by WEDM
Figure 4. Photographic view of microhardness tester
Figure 5. Vickers hardness image of the welding metal area of sample no. 4
Figure 6. Main effects plot for SN ratios
Figure 7. Main effects plot for means
Figure 8. Main effects plot for HV
7. Conclusion:
실험 및 분석 결과를 바탕으로, 90A의 용접 전류, 7 l/min의 가스 유량, 2.3 mm/s의 용접 속도가 듀플렉스 스테인리스강 ASTM/UNS: 2205의 TIG 용접에 가장 효과적인 파라미터 조합이라고 결론 내릴 수 있습니다. ANOVA 연구에 따르면 용접 전류가 용접 품질 및 특성에 가장 큰 영향을 미치는 반면, 용접 속도의 영향은 가장 적습니다. 이러한 최적화된 값은 우수한 기계적 및 야금학적 품질을 가진 강력한 맞대기 접합부를 만드는 데 기여합니다. 따라서 Grey 기반 Taguchi 방법을 사용하는 것은 듀플렉스 스테인리스강의 용접 파라미터를 최적화하는 효과적인 접근법이며, 이는 개선된 용접 품질과 특성으로 이어질 수 있습니다.
8. References:
N. Murugan, R. S. Parmar, and S. K. Sud, ‘Effect of submerged arc process variables on dilution and bead geometry in single wire surfacing,’ J. Mater. Process. Technol., vol. 37, pp. 767-780, 1993, doi: https://doi.org/10.1016/0924-0136(93)90135-S
R. Badji, M. Bouabdallah, B. Bacroix, C. Kahloun, B. Belkessa, and H. Maza, ‘Phase transformation and mechanical behavior in annealed 2205 duplex stainless steel welds,’ Mater. Charact., vol. 59, pp. 447-453, 2008. doi: https://doi.org/10.1016/j.matchar.2007.06.014.
M. E. Sotomayor, J. Sanz, A. Cervera, B. Levenfeld, and A. V찼rez, ‘Surface modification of a duplex stainless steel for plastic-metal hybrid parts,’ Arch. Mater. Sci. Eng., vol. 72, pp. 86-93, 2015. doi: https://doi.org/10.5604/12303666.1141376.
P. K. Palani and N. Murugan, ‘Sensitivity Analysis for Process Parameters in Cladding of Stainless Steel by Flux Cored Arc Welding,’ J. Manuf. Process., vol. 8, pp. 90-100, 2006. doi: https://doi.org/10.1016/j.jmapro.2006.09.001.
J. J. Del Coz Diaz, P. M. Rodriguez, P. J. G. Nieto, and D. Castro-Fresno, ‘Comparative analysis of TIG welding distortions between austenitic and duplex stainless steels by FEM,’ J. Appl. Thermal Eng., vol. 30, pp. 2448-2459, 2010. doi: https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2010.05.008.
S. N. Pandya and J. V. Menghani, ‘Developments of mathematical models for prediction of tensile properties of dissimilar AA6061-T6 to Cu welds prepared by friction stir welding process using Zn interlayer,’ Sadhana, vol. 43, pp. 1-18, 2018. doi: https://doi.org/10.1007/s12046-018-0779-4.
Y. S. Tarng and W. H. Yang, ‘Optimisation of the weld bead geometry in gas tungsten arc welding by the Taguchi method,’ Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 14, pp. 549-554, 1998. doi: https://doi.org/10.1007/s001700050108.
Y. S. Tarng, W. H. Yang, and S. C. Juang, ‘The use of fuzzy logic in the Taguchi method for the optimisation of the submerged arc welding process,’ Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 16, pp. 688-694, 2000. doi: https://doi.org/10.1007/s001700070006.
Y. S. Tarng, S. C. Juang, and C. H. Chang, ‘The use of grey-based Taguchi methods to determine submerged arc welding process parameters in hard facing,’ J. Mater. Process. Technol., vol.128, pp. 1-6, 2002 doi: https://doi.org/10.1016/S0924-0136(02)00395-5.
R. H. Murta, F. D. Braga, P. P. Maia, O. B. Diogenes, and E. P. De Moura, ‘Mathematical modeling for predicting mechanical properties in rebar manufacturing,’ Ironmaking Steelmaking, vol. 48, pp. 161-169, 2021. doi: https://doi.org/10.1080/03019233.2020.1853244.
R. Badjia, B. Bacroix, and M. Bouabdallah, ‘Texture, microstructure and anisotropic properties in annealed 2205 duplex stainless steel welds,’ J. Mater. Charact., vol. 62, pp. 833-843, 2011. doi: https://doi.org/10.1016/j.matchar.2011.06.011.
Ul-Haq, H. Weiland, and J. H. Bunge, ‘Textures and microstructures in duplex stainless steel,’ Mater. Sci. Technol., vol. 10, pp. 289-298, 1994. doi: https://doi.org/10.1179/mst.1994.10.4.289.
V. Barabash et al., ‘Materials challenges for ITER ??current status and future activities,’ J. Nucl. Mater., vol. 367-370, 2007. doi: https://doi.org/10.1016/j.jnucmat.2007.04.023.
K. Ioki et al., ‘Design improvement and R&D achievements for VV and in vessel components towards ITER construction,’ Nucl. Fusion, vol. 43, pp. 268-273, 2003. doi: https://doi.org/10.1088/0029-5515/43/3/005.
A. Sanderson, C. S. Punshon, and J. D. Russell, ‘Advanced welding processes for fusion reactor fabrication,’ Fusion Eng. Des., vol. 49-50, pp. 77-87, 2000. doi: https://doi.org/10.1016/S0920-3796(00)00298-0.
G. Kalinin et al., ‘ITER R&D: vacuum vessel and in-vessel components: materials development and test,’ Fusion Eng. Des., vol. 55, pp. 231-246, 2001. doi: https://doi.org/10.1016/S0920-3796(00)00329-2.
L. P. Jones et al., ‘Towards advanced welding methods for the ITER vacuum vessel sectors,’ Fusion Eng. Des., vol. 69, pp. 215-220, 2003. doi: https://doi.org/10.1016/S0920-3796(03)00262-5.
M. Ozonuka et al., ‘Manufacturing and maintenance technologies developed for a thick wall structure of ITER vacuum vessel,’ Fusion Eng. Des., vol. 55, pp. 397-410, 2001. doi: https://doi.org/10.1016/S0920-3796(00)00348-6.
K. Shimizu et al., ‘Demonstration tests for manufacturing the ITER vacuum vessel,’ Fusion Eng. Des., vol. 82, pp. 2081-2088, 2007. doi: 10.1016/j.fusengdes.2007.02.096.
W. Chung et al., ‘Fabrication of a full-scale mock-up for inboard 10째 section of ITER vacuum vessel thermal shield,’ Fusion Eng. Des., vol. 86, pp. 1928-1932, 2011. doi: https://doi.org/10.1016/j.fusengdes.2011.03.055.
M. Nakahira, N. Takeda, S. Kakudate, and M. Onozuka, ‘A proposal of ITER vacuum vessel fabrication specification and results of the full-scale partial mock-up test,’ Fusion Eng. Des., vol. 83, pp. 1578-1582, 2008. doi: https://doi.org/10.1016/j.fusengdes.2008.06.024.
O. I. Tobechukwu, C. E. Chinwuko, C. E. Mgbemena, and C. O. Chinedum Ogonna Mgbemena, ‘Gas lift optimization in the oil and gas production process: a review of production challenges and optimization strategies,’ Int. J. Ind. Optim., vol. 1, no.2, p. 61, 2020, doi: https://doi.org/10.12928/ijio.v1i2.2470
A. Parkhan and M. R. A. Purnomo, ‘Quality by design of yogurt product using Taguchi multi-responses method,’ Int. J. Ind. Optim., vol. 1, no.2, p. 81, 2020, doi: https://doi.org/10.12928/ijio.v1i2.2442
M. P. Mishra, H. U. Borgstedt, M. D. Mathew, S. L. Mannan, P. Rodriguez, et al., ‘A comparative study of creep rupture behaviour of modified 316L (N) base metal and 316L (N) 16-8-2 weldment in air and liquid sodium environments.’, Int. J. Press. Vessels Pip., vol. 72, pp. 111-118, 1997, doi: https://doi.org/10.1016/S0308-0161(97)00016-1
M. Vasudevan, A.K. Bhaduri, and B. Raj, Microstructure and Mechanical Properties of Austenitic Stainless Steels, International Welding Congress, February 16??9, 2005, Mumbai.
C. R. Heiple, ‘Mechanism for minor element effect on GTA fusion zone geometry,’ Welding Journal, vol. 61, pp. 97s-102s, 1982. Available online: https://app.aws.org/wj/supplement/WJ_1982_04_s97.pdf
K. C. Mills and B. J. Keene, ‘Factors affecting variable weld penetration,’ Int. Mater. Rev., vol. 35, no. 1, pp. 185-216, 1990, doi: https://doi.org/10.1179/095066090790323966
Anderson, P.C.J., and Wiktorowicz, R., (1995), A-TIG welding ??The effect of the shielding gas, TWI Bulletin, July/August, p. 76-77.
P. C. J. Anderson and R. Wiktorowicz, ‘Improving productivity with A-TIG welding,’ Welding and metal fabrication, vol. 64, no. 3, pp. 108-109, 1996.
B. Lucas, ‘Activating flux- improving the performance of the TIG process,’ Welding and Metal Fabrication, vol. 68, no. 2, pp. 7-10, 2000. Available online: https://www.twi-global.com/technical-knowledge/published-papers/activating-flux-improving-the-performance-of-the-tig-process-february-2000
W. Lucas, ‘Activating flux increasing the performance and productivity of the TIG and plasma process,’ Welding and Metal fabrication, pp. 11-17, 1996. Available: https://cir.nii.ac.jp/crid/1570291224515389568
T. Paskell, C. Lundin, and H. Castner, ‘GTAW flux increases weld joint penetration,’ Welding Journal, vol. 76, no. 4, pp. 57-62, 1997. Available: https://pascal-francis.inist.fr/vibad/index.php?action=getRecordDetail&idt=2621460
M. Tanaka, T. Shimizu et al., ‘Effects of activating flux on arc phenomena in gas tungsten arc welding,’ Sci. Technol. Weld. Join., vol. 5, no. 6, pp. 397-402, 2000, doi: https://doi.org/10.1179/136217100101538461
M. Vasudevan, ‘Computational and experimental studies on arc welded austenitic stainless steels,’ PhD thesis, Indian Institute of Technology, Madras, India, 2007.
V. Muthukumaran, A. K. Bhaduri, and B. Raj, ‘U.S. Patent No. 8,097,826,’ 2012.
M. Vasudevan, A. K. Bhaduri, and B. Raj, ‘Development and Evaluation of Activated Flux for TIG Welding of Type 304LN and Type 316LN Stainless Steels,’ Proc. of the Inter. Institute of Welding, International Congress, Chennai, 2008.
K. A. Yushchenko, A. A. Nakonechnyi, Y. G. Vysotskii, L. B. Kuznetsov, & L.B. Alekseev, ‘Welding strips of copper alloys alloyed with beryllium,’ Welding international, 7(2), 134-137. 1993, doi: https://doi.org/10.1080/09507119309548358
P. Palanichamy, M. Vasudevan, and T. Jayakumar, ‘Measurement of residual stresses in austenitic stainless steel weld joints using ultrasonic technique,’ Sci. Technol. Weld. Join., vol. 14, no. 2, pp. 166-171, 2009, doi: https://doi.org/10.1179/136217108X394753
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 이 연구에서 용접 전류, 가스 유량, 용접 속도를 핵심 파라미터로 선택한 이유는 무엇입니까?
A1: 이 세 가지 파라미터는 TIG 용접 공정에서 용접부의 품질, 입열량, 그리고 최종 미세구조에 직접적으로 영향을 미치는 가장 기본적인 변수들이기 때문입니다. 미세구조는 재료의 경도와 같은 기계적 특성을 결정하는 핵심 요소이므로, 이 변수들을 제어하고 최적화하는 것이 연구의 목표를 달성하는 데 필수적이었습니다.
Q2: 논문은 최적 조건이 C3-F1-S1(90A, 7 l/min, 2.3 mm/s)이라고 결론 내렸습니다. 하지만 Table 3에서 단일 실험으로 가장 높은 경도 값은 시편 9번(90A, 8 l/min, 2.8 mm/s)에서 나왔습니다. 이 차이는 어떻게 설명할 수 있습니까?
A2: 좋은 질문입니다. Taguchi 방법은 단일 실험의 최고값을 찾는 것이 아니라, 모든 실험에 걸쳐 각 파라미터 수준이 결과에 미치는 평균적인 효과를 분석하여 가장 안정적이고 재현성 있는 최적 조건을 찾는 데 중점을 둡니다. Figure 6과 Figure 7의 주 효과도를 보면, 가스 유량은 레벨 1(F1), 용접 속도는 레벨 1(S1)일 때 평균적으로 가장 높은 S/N비와 경도 값을 보였습니다. 따라서 특정 단일 실험 결과와 무관하게, C3-F1-S1 조합이 공정 변화에도 가장 강건하게 높은 경도를 보장하는 최적의 조합으로 결론 내려진 것입니다.
Q3: ANOVA 표(Table 6)의 R-Sq 값이 78.04%라는 것은 이 모델에 대해 무엇을 의미합니까?
A3: R-Sq(결정계수) 값이 78.04%라는 것은, 실험에서 관찰된 비커스 경도 값의 전체 변동 중 약 78%가 이 연구에서 선택한 세 가지 용접 파라미터(전류, 가스 유량, 속도)에 의해 설명될 수 있음을 의미합니다. 이는 모델이 실험 결과를 상당히 잘 설명하고 있으며, 선택된 파라미터들이 경도에 미치는 영향이 통계적으로 유의미하다는 것을 나타냅니다.
Q4: Taguchi 분석에서 왜 “값이 클수록 좋다(Larger is Better)” 특성을 선택했습니까?
A4: 이 연구의 주된 목적은 용접 접합부의 ‘경도’를 ‘최대화’하는 것이었기 때문입니다. 많은 산업 응용 분야에서 더 높은 경도는 더 나은 내마모성과 강도를 의미하며, 이는 부품의 내구성과 수명을 향상시키는 바람직한 특성입니다. 따라서 분석 목표를 경도 값 극대화로 설정하고 이에 맞는 “값이 클수록 좋다” 특성을 사용한 것입니다.
Q5: 이 연구는 필러 로드 없이 수행되었습니다. 만약 필러 재료가 사용되었다면 결과가 어떻게 달라질 수 있을까요?
A5: 필러 로드를 사용하면 용접 공정에 ‘필러 재료의 화학 성분’이라는 새로운 변수가 추가됩니다. 이는 최종 용접 금속의 화학 조성과 미세구조를 크게 변화시킬 수 있습니다. 결과적으로 경도 값 자체가 달라질 뿐만 아니라, 최적의 파라미터 설정값(전류, 속도 등)도 현재 연구 결과와는 다르게 나타날 가능성이 매우 높습니다. 필러 재료의 종류에 따라 완전히 새로운 최적화 연구가 필요할 것입니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
듀플렉스 스테인리스강 용접에서 일관되게 높은 경도를 확보하는 것은 부품의 신뢰성을 위해 필수적이지만, 공정 파라미터의 복잡성으로 인해 어려운 과제였습니다. 본 연구는 Taguchi 방법과 ANOVA 분석을 통해 이 문제를 해결할 명확한 해법을 제시했습니다. 특히, TIG 용접 최적화에 있어 용접 전류(90A)가 가장 결정적인 요소임을 입증하고, 경도를 극대화할 수 있는 최적의 공정 조건을 성공적으로 규명했습니다. 이 결과는 현장 엔지니어들에게 고품질 용접을 위한 실질적인 가이드를 제공하며, 생산성과 품질 향상에 직접적으로 기여할 수 있습니다.
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Copyright Information
This content is a summary and analysis based on the paper “Parametric optimization for hardness of tig welded duplex stainless steel” by “Sandip Mondal, Goutam Kumar Bose, Goutam Nandi”.
이 기술 요약은 Aris Widyo Nugroho 외 저자가 Semesta Teknika (2023)에 발표한 논문 “The Effect of Rotational Tool Speed on Dissimilar Joint Aluminum-Copper Plate Friction Stir Welded Joint”를 바탕으로 STI C&D 기술 전문가가 분석 및 요약한 내용입니다.
The Challenge: 알루미늄과 구리 같은 이종 금속을 접합할 때 기존 용접 방식은 기공이나 고온 균열과 같은 결함을 유발하여 접합 품질을 저하시키는 문제를 안고 있습니다.
The Method: 마찰 교반 용접(FSW)을 사용하여 A5005 알루미늄과 C10100 구리 판재를 접합했으며, 이때 공구 회전 속도를 540, 910, 1500, 2280 RPM으로 변화시키며 기계적 특성과 미세조직에 미치는 영향을 평가했습니다.
The Key Breakthrough: 공구 회전 속도가 낮을수록(540 RPM) 접합부의 기계적 특성이 가장 우수했으며, 이는 미세한 구리 입자가 균일하게 분산되고 결함 발생이 억제되었기 때문입니다. 반면, 회전 속도가 증가할수록 과도한 열 발생으로 인해 결함이 증가하고 인장 강도는 감소했습니다.
The Bottom Line: 알루미늄-구리 이종 소재의 마찰 교반 용접에서 공구 회전 속도는 열 입력과 결함 형성을 제어하는 핵심 변수이며, 최적의 접합 품질을 확보하기 위해서는 낮은 회전 속도 설정이 결정적입니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
자동차, 에너지, 전자 산업에서 알루미늄과 구리의 조합은 높은 전기 전도성, 내식성, 경량성 덕분에 필수적입니다. 하지만 이 두 이종 금속을 안정적으로 접합하는 것은 기술적 난제입니다. 기존의 액상 용접 방식은 용융 과정에서 기공이나 고온 균열과 같은 결함을 형성하기 쉬워 접합부의 신뢰성을 떨어뜨립니다.
이러한 문제를 해결하기 위해 고상 용접 방식인 마찰 교반 용접(FSW)이 효과적인 대안으로 주목받고 있습니다. FSW는 재료를 녹이지 않고 고체 상태에서 접합하므로 야금학적 결함 발생을 최소화할 수 있습니다. 그러나 FSW 공정 역시 공구의 회전 속도나 용접 속도 같은 공정 변수에 따라 접합 품질이 크게 좌우됩니다. 특히 열 입력량은 접합부의 미세조직과 기계적 강도에 직접적인 영향을 미칩니다. 이전 연구들에서는 용접 속도 변화에 따른 인장 강도 저하 문제가 꾸준히 제기되었으며, 이는 부적절한 열 입력으로 인한 결함 형성 때문이었습니다. 따라서 본 연구는 이종 금속 접합의 품질을 결정하는 핵심 변수인 공구 회전 속도가 알루미늄-구리 접합부의 특성에 미치는 영향을 규명하고자 했습니다.
FIGURE 1. (a) Aluminum and cooper plate, (b) tool dimensions, and (c) welding processing
The Approach: Unpacking the Methodology
본 연구는 알루미늄-구리 이종 접합에서 공구 회전 속도의 영향을 체계적으로 분석하기 위해 다음과 같은 방법론을 사용했습니다.
사용 재료: 150mm x 150mm x 3mm 크기의 A5005 알루미늄 판재와 C10100 구리 판재를 사용했습니다.
핵심 변수: 공구 회전 속도를 540, 910, 1500, 2280 RPM의 네 가지 조건으로 설정하여 실험을 진행했습니다.
고정 변수: 용접 속도는 50mm/min, 공구 압입 깊이는 3mm로 모든 실험에서 동일하게 유지하여 회전 속도만의 영향을 명확히 파악하고자 했습니다.
분석 방법: 접합된 시편에 대해 ASTM E8 표준에 따른 인장 시험, 마이크로 비커스 경도 시험, 그리고 광학 현미경을 이용한 매크로 및 미세조직 분석을 수행하여 기계적, 물리적 특성을 종합적으로 평가했습니다.
The Breakthrough: Key Findings & Data
Finding 1: 회전 속도가 접합 결함 및 인장 강도에 미치는 직접적인 영향
연구 결과, 공구 회전 속도는 접합부의 결함 형성과 직결되며, 이는 최종 인장 강도를 결정하는 핵심 요인임이 밝혀졌습니다.
결함 형성: 910 RPM 및 2280 RPM과 같은 높은 회전 속도에서는 과도한 열 발생으로 인해 알루미늄이 표면으로 밀려나는 플래시(Flash) 및 터널(Tunnel) 결함이 뚜렷하게 관찰되었습니다. 매크로 조직 분석(Figure 2) 결과, 540 RPM과 910 RPM에서는 불충분한 열 입력으로 인한 기공(void) 결함이, 2280 RPM에서는 과도한 열 입력으로 인한 대형 공동(cavity) 결함이 교반 영역(stir zone) 내에서 발생했습니다.
인장 강도 변화: 인장 강도는 회전 속도가 증가함에 따라 감소하는 명확한 반비례 관계를 보였습니다. Figure 5.b에 따르면, 가장 낮은 속도인 540 RPM에서 58.21 MPa의 최대 인장 강도를 기록한 반면, 가장 높은 속도인 2280 RPM에서는 결함 증가로 인해 28.05 MPa까지 강도가 급격히 하락했습니다.
Finding 2: 낮은 회전 속도에서 미세조직 및 경도 최적화
회전 속도는 접합부의 미세조직과 경도 값에도 결정적인 영향을 미쳤습니다.
미세조직 변화: 높은 회전 속도(2280 RPM)는 더 많은 열을 발생시켜 열영향부(HAZ)의 결정립을 성장시켰습니다 (Figure 3.c). 반면, 교반 영역에서는 낮은 회전 속도(540 RPM) 조건에서 더 작고 미세한 구리 입자들이 알루미늄 기지 내에 균일하게 분산되는 이상적인 미세조직이 관찰되었습니다 (Figure 3.d).
경도 분포: Figure 4의 경도 측정 결과, 가장 높은 경도 값(67 VHN)은 가장 낮은 회전 속도인 540 RPM의 교반 영역에서 나타났습니다. 이는 미세한 구리 입자의 균일한 분산 덕분입니다. 반면, 2280 RPM 조건에서는 열영향부의 결정립 성장으로 인해 재료가 연화되어 경도가 가장 낮게 측정되었습니다.
Practical Implications for R&D and Operations
For Process Engineers: 본 연구는 3mm 두께의 알루미늄-구리 접합 시, 공구 회전 속도가 열 입력을 제어하는 핵심 변수임을 명확히 보여줍니다. 약 540 RPM의 낮은 회전 속도(용접 속도 50 mm/min 기준)를 적용하면 기공 및 공동과 같은 결함을 최소화하고 접합 강도를 극대화하는 데 기여할 수 있습니다.
For Quality Control Teams: Figure 4(경도 분포)와 Figure 5(응력-변형률 선도)의 데이터는 높은 회전 속도, 낮은 열영향부 경도, 그리고 낮은 인장 강도 간의 명확한 상관관계를 제시합니다. 이는 열영향부와 교반 영역의 특성에 초점을 맞춘 새로운 품질 검사 기준을 수립하는 데 활용될 수 있습니다. 특히 모든 시편에서 관찰된 취성 파괴(Figure 6)는 금속간 화합물(IMC)의 존재를 시사하므로, 품질 평가 시 이를 중요하게 고려해야 합니다.
For Design Engineers: 연구 결과는 알루미늄-구리 계면에 형성되는 취성 금속간 화합물(IMC) 층이, 특히 고온(높은 회전 속도) 조건에서 두껍게 성장할 수 있음을 시사합니다. 따라서 접합부 설계 시 이러한 고유의 취성을 반드시 고려해야 하며, 파단이 주로 교반 영역에서 발생한다는 점 또한 중요한 설계 고려 사항입니다.
Paper Details
The Effect of Rotational Tool Speed on Dissimilar Joint Aluminum-Copper Plate Friction Stir Welded Joint
1. Overview:
Title: The Effect of Rotational Tool Speed on Dissimilar Joint Aluminum-Copper Plate Friction Stir Welded Joint
Author: Aris Widyo Nugroho, Khukuh Aulia Rahman, Muhammad Budi Nur Rahman
Year of publication: 2023
Journal/academic society of publication: Semesta Teknika, Vol. 26, No. 2
이 연구는 알루미늄-구리 마찰 교반 용접 접합부의 기계적 특성과 미세조직에 대한 공구 회전 속도의 영향을 조사합니다. 더 높은 회전 속도는 열 발생 증가로 인해 결정립 크기를 증가시키는 것으로 나타났습니다. 교반 영역의 더 높은 경도 값은 더 작은 구리 입자의 균일한 분산에서 비롯됩니다. 연구 결과, 540 rpm에서 교반 영역의 최대 경도 값인 67 VHN을 얻었습니다. 그러나 더 높은 속도는 기공, 균열, 금속간 화합물(IMC)과 같은 결함을 초래하며, 이는 고온에서 IMC 형성으로 연결됩니다. 550 rpm에서의 최적 용접 조건은 결정립 미세화, 경도 향상, 결함 완화의 균형을 이루어 용접 공정 변수에 대한 이해에 기여합니다.
3. Introduction:
이종 재료 접합 기술의 발전은 알루미늄과 구리 재료 접합의 맥락에서 기술적, 경제적 이점에 의해 주도되어 왔습니다. 알루미늄과 구리는 뛰어난 전기 전도성, 내식성, 저밀도 특성으로 인해 운송 및 에너지 분야에서 널리 활용됩니다. 이를 위해서는 Al/Cu 부품 제작을 위한 신뢰할 수 있는 접합 방법이 필요합니다. 액상 용접 기술은 기공 및 고온 균열과 같은 압축 결함을 형성할 수 있어 이종 재료 용접 시 효율성이 떨어집니다. 이러한 시나리오에서는 고상 용접 기술이 더 효과적입니다. 이는 고체 상태에서 이종 재료를 융합하여 고온에서 일반적으로 발생하는 야금 반응을 완화하는 능력 때문입니다. 마찰 교반 용접(FSW)은 다양한 재료를 접합하는 데 효과적으로 활용되어 온 고상 용접 기술입니다. FSW 공정의 접합 결과는 회전 속도와 용접 속도라는 두 가지 주요 요소에 의해 크게 영향을 받습니다. 회전 속도 증가는 용접 속도 감소와 함께 열 입력을 증가시킵니다. 이전 연구에 따르면 구리와 알루미늄 접합 과정에서 용접 속도 변화는 부적절한 접합을 초래할 수 있으며, 이는 열 입력 감소로 인한 최종 접합부의 인장 강도 저하 때문일 수 있습니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
알루미늄과 구리는 산업적으로 중요한 재료이지만, 두 금속의 물리적 특성 차이로 인해 기존 용접 방식으로는 고품질 접합이 어렵습니다. 고상 용접 방식인 마찰 교반 용접(FSW)이 대안으로 제시되었으나, 공정 변수에 따라 접합 품질이 크게 달라지는 문제가 있습니다.
Status of previous research:
이전 연구들은 FSW의 용접 속도나 회전 속도 변화가 접합부의 인장 강도에 미치는 영향을 다루었으나, 종종 상반된 결과를 보였습니다. 공통적으로 지적된 문제는 과도하거나 부족한 열 입력으로 인해 균열, 터널 결함 등이 발생하여 인장 강도가 저하된다는 점이었습니다.
Purpose of the study:
본 연구의 목적은 상대적으로 낮은 용접 속도(50 mm/min)와 3mm 판재 두께 조건에서, 공구 회전 속도 변화가 알루미늄-구리 FSW 접합부의 품질(기계적 특성 및 미세조직)에 미치는 영향을 체계적으로 조사하는 것입니다.
Core study:
공구 회전 속도를 540, 910, 1500, 2280 RPM으로 변화시키면서 알루미늄-구리 판재를 FSW로 접합했습니다. 이후 접합된 시편의 표면 결함, 단면 매크로 조직, 미세조직, 경도 분포, 인장 강도를 분석하여 회전 속도와 접합 품질 간의 상관관계를 규명했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
본 연구는 공구 회전 속도를 독립 변수로 설정하고, 이에 따른 알루미늄-구리 FSW 접합부의 기계적 특성(인장 강도, 경도) 및 미세조직 변화를 종속 변수로 측정하는 실험적 연구 설계를 따랐습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
용접된 시편으로부터 데이터를 수집하기 위해 인장 시험기, 마이크로 비커스 경도 시험기, 광학 현미경을 사용했습니다. 수집된 데이터는 각 회전 속도 조건별로 비교 분석되었으며, 그래프와 이미지를 통해 시각화되었습니다.
Research Topics and Scope:
연구 범위는 3mm 두께의 A5005 알루미늄과 C10100 구리 판재의 맞대기 이음(butt joint) 마찰 교반 용접에 한정됩니다. 주요 연구 주제는 공구 회전 속도 변화가 접합부의 결함 형성, 미세조직, 경도 및 인장 강도에 미치는 영향입니다.
6. Key Results:
Key Results:
높은 회전 속도는 과도한 열 입력을 유발하여 플래시, 터널, 공동(cavity)과 같은 용접 결함을 증가시켰습니다.
인장 강도는 회전 속도와 반비례 관계를 보였으며, 540 RPM에서 58.21 MPa로 가장 높았고 2280 RPM에서 28.05 MPa로 가장 낮았습니다.
최고 경도 값(67 VHN)은 540 RPM의 교반 영역에서 측정되었으며, 이는 미세한 구리 입자의 균일한 분산에 기인합니다.
높은 회전 속도는 열영향부(HAZ)의 결정립을 성장시켜 해당 영역의 경도를 감소시켰습니다.
모든 시편은 금속간 화합물(IMC) 형성으로 인해 소성 변형 없이 취성 파괴 양상을 보였습니다.
Figure 2. The macrograph cross section of the dissimilar aluminum-copper friction stir welded joint with a variations in rotational speed (A) 540 rpm, (B) 910 rpm, (C) 1500 rpm, and (D) 2280 rpm.
Figure List:
FIGURE 1. (a) Aluminum and cooper plate, (b) tool dimensions, and (c) welding processing
Figure 2. The results of the dissimilar aluminum- copper friction stir welded joint with a variation in rotational speed (a) 540 rpm, (b) 910 rpm, (c) 1500 rpm, and (d) 2280 rpm.
Figure 2. The macrograph cross section of the dissimilar aluminum-copper friction stir welded joint with a variations in rotational speed (A) 540 rpm, (B) 910 rpm, (C) 1500 rpm, and (D) 2280 rpm.
Figure 3. The micrograph of some regions of the dissimilar aluminum-copper friction stir welded joint at rotational speed of 540 rpm, and 2280 rpm, (a) base metal aluminum, HAZ of aluminum at (b)540 rpm (c) 2280 rpm, (d) stir zone at 540 rpm (e) base metal of cooper. HAZ of cooper at (f) 540 rpm, (g) 2280 rpm cooper, (h) stir zone at 2280 rpm.
Figure 4. Microhardness of dissimilar aluminum-copper friction stir welded joint at the various rotational speed
Figure 5. (a) Stress-strain diagram of the tensile test of the dissimilar welded joint at various rotaional speed, (b) Strength and strain of the dissimilar welded joints
Figure 6. Fracture features of tensile specimens’ friction stir welded at (a) 550 rpm, (b) 2280 rpm
7. Conclusion:
알루미늄-구리의 마찰 교반 용접(FSW) 실험 결과, 회전 속도 증가는 마찰열 증가로 인해 더 큰 결정립을 생성하는 것으로 결론지을 수 있습니다. 낮은 회전 속도에서는 더 작은 구리 입자가 알루미늄 기지에 균일하게 분산되어 교반 영역에서 더 높은 경도 값을 나타냈습니다. 540 RPM의 회전 속도는 교반 영역에서 67 VHN의 최대 경도 값을 보였습니다. 2280 RPM의 회전 속도는 균열 및 금속간 화합물(IMC)을 포함한 다양한 결함을 나타내는 용접 접합부를 형성합니다. 이러한 결함은 고온에서 IMC 형성으로 인해 발생하며, 계면 파괴의 원인이 될 수 있습니다. 결함 없는 접합은 540 RPM 속도에서 달성되었으며, 회전 용접 속도 증가는 접합 강도 감소로 이어졌습니다.
8. References:
Ajri, A., Rohatgi, N.,, & Shin, Y. C. (2020). Analysis of defect formation mechanisms and their effects on weld strength during friction stir welding of Al 6061-T6 via experiments and finite element modeling. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 107, 4621-4635. https://doi.org/10.1007/s00170-020-05353-3
Albannai, A. I. (2020). Review the common defects in friction stir welding, International Journal of Scientific & Technology Research, 9(11), 318-329.
Bisadi, H., Tavakoli, A., Sangsaraki, M. T., & Sangsaraki, K. T. (2013). The influences of rotational and welding speeds on microstructures and mechanical properties of friction stir welded A15083 and commercially pure copper sheets lap joints, Materials & Design, 43, 80-88. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2012.06.029
Boucherit, A., Avettand-fènoël, M., & Taillard, R. (2017). Effect of a Zn interlayer on dissimilar FSSW of Al and Cu, Materials & Design, 124(2897), 87-99. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2017.03.063
Chen, C.-Y., Chen, H.-L., & Hwang, W.-S. (2006). Influence of interfacial structure development on the fracture mechanism and bond strength of aluminum/copper bimetal plate, Materials Transactions, 47(4), 1232-1239. https://doi.org/10.2320/matertrans.47.1232
Derniawan, T. H., Nurdin, N., & Fakhriza, F. (2021). Analisa pengaruh putaran spindel pada friction welding terhadap tensile strength Aluminum A6061, Journal of Welding Technology, 3(1), 12-16. https://dx.doi.org/10.30811/jowt.v3i1.2034
Elmetwally, H. T., SaadAllah, H. N., Abd-Elhady, M., & Abdel-Magied, R. K. (2020). Optimum combination of rotational and welding speeds for welding of Al/Cu-butt joint by friction stir welding. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 110, 163-175. https://doi.org/10.1007/s00170-020-05815-8
Fuse, K., Badheka, V., Oza, A. D., Prakash, C., Buddhi, D., Dixit, S., & Vatin, N. (2022). Microstructure and mechanical properties analysis of Al/Cu dissimilar alloys joining by using conventional and bobbin tool friction stir welding. Materials, 15(15), 5159. https://doi.org/10.3390/ma15155159
Jatimurti, W., Kurniawan, F., & Kurniawan, B. A. (2019). Analisa kecepatan pengelasan dan kecepatan putar mata pahat terhadap konduktivitas listrik sambungan aluminum dan tembaga hasil friction stir welding (FSW), Jurnal Engine, 3(2), 39-46. http://dx.doi.org/10.30588/jeemm.v3i2.536
Khajeh, R., Jafarian, H. R., Seyedein, S. H., Jabraeili, R., Eivani, A. R., Park, N., Kim, Y., & Heidarzadeh, A. (2021). Microstructure, mechanical and electrical properties of dissimilar friction stir welded 2024 aluminum alloy and copper joints. Journal Materials Research Technology, 14, 1945–1957. https://doi.org/10.1016/j.jmrt.2021.07.058
Khodir, S. A., Ahmed, M. M. Z., Ahmed, E., Mohamed, S. M. R., & Abdel-Aleem, H. (2016). Effect of intermetallic compound phases on the mechanical properties of the dissimilar Al/Cu friction stir welded joints, Journal of Materials Engineering and Performance, 25, 4637-4648. https://doi.org/10.1007/s11665-016-2314-y
Liu, L., Wang, H., Song, G., & Ye, J. (2007). Microstructure characteristics and mechanical properties of laser weld bonding of magnesium alloy to aluminum alloy, Journal of Materials Science, 42, 565–572. https://doi.org/10.1007/s10853-006-1068-6
Muthu, M. F. X., & Jayabalan, V. (2015). Tool travel speed effects on the microstructure of friction stir welded aluminum-copper joints, Journal of Materials Processing Technology, 217, 105–113. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2014.11.007
Osman, N., Sajuri, Z., Baghdadi, A. H., & Omar, M. Z. (2019). Effect of process parameters on interfacial bonding properties of aluminium-copper clad sheet processed by multi-pass friction stir-welding technique, METALS, 9(11), 1159. https://doi.org/10.3390/met9111159
Rajakumar, S., & Balasubramania, V. (2012). Correlation between weld nuggets grain size, weld nuggets hardness and tensile strength of friction stir welded commercial grade aluminium alloy joints, Material & Design, 34, 242-251. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2011.07.054
Tan, C. W., Jiang, Z. G., Li, L. Q., Chen, Y. B., & Chen, X. Y. (2013). Microstructural evolution and mechanical properties of dissimilar Al-Cu joints produced by friction stir welding. Materials & Design, 51, 466-473. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2013.04.056
Xue, P., Xie, G., Xiao, B., Ma, Z., & Geng, L. (2010). Effect of heat input conditions on microstructure and mechanical properties of friction-stir-welded pure copper, Metallurgical and Materials Transactions, 41A(8), 2010-2021. https://doi.org/10.1007/s11661-010-0254-y
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 모든 실험에서 용접 속도를 50 mm/min으로 일정하게 유지한 이유는 무엇인가요?
A1: 본 연구의 목적은 ‘다양한 회전 속도’가 접합 품질에 미치는 영향을 명확히 규명하는 것이었습니다. 논문에서 인용한 이전 연구들에서 알 수 있듯이, 용접 속도 또한 열 입력과 결함 형성에 큰 영향을 미치는 변수입니다. 따라서 용접 속도를 50 mm/min의 낮은 값으로 고정함으로써, 다른 변수의 영향을 배제하고 오직 회전 속도 변화에 따른 미세조직 및 기계적 특성 변화를 정밀하게 분석할 수 있었습니다.
Q2: Figure 4를 보면, 특히 2280 RPM에서 열영향부(HAZ)의 경도가 가장 낮게 나타납니다. 야금학적 원인은 무엇이며, 이는 접합부 성능에 어떤 의미를 갖나요?
A2: 논문에 따르면 이는 2280 RPM의 높은 회전 속도로 인해 발생한 과도한 열이 열영향부의 결정립을 성장시켰기 때문입니다. Figure 3.c의 미세조직 사진에서 볼 수 있듯이, 열영향부의 결정립은 모재보다 훨씬 큽니다. 이러한 결정립 성장은 재료의 연화(softening)를 유발하여 경도 저하로 이어집니다. 이 ‘연화 구역’은 기계적 취약점이 되어, 교반 영역 자체의 경도가 높더라도 전체 접합부가 응력을 받을 때 파괴의 시작점이 될 수 있습니다.
Q3: 논문의 초록과 결론에서는 550 RPM이 최적 조건이라고 언급하지만, 실제 실험은 540 RPM에서 수행되었습니다. 이는 오기이며, ‘최적’의 기준은 무엇인가요?
A3: 논문 내 일부 수치에 불일치가 있는 것으로 보입니다. 실험은 540, 910, 1500, 2280 RPM에서 수행되었으며, 데이터에 따르면 540 RPM 조건에서 가장 높은 인장 강도(58.21 MPa)와 최고 경도(67 VHN)를 기록했고, 다른 고속 조건에 비해 심각한 결함도 적었습니다. 따라서 여기서 ‘최적’이란 결정립 미세화, 경도, 강도 및 결함 억제 측면에서 가장 균형 잡힌 결과를 보인 조건을 의미하며, 이는 실험된 속도 중 가장 낮은 540 RPM에 해당합니다. 결론부의 550 RPM 언급은 540 RPM을 지칭하는 과정에서 발생한 사소한 오기로 판단됩니다.
Q4: 모든 시편에서 취성 파괴가 관찰되었습니다. 이는 FSW가 연성이 있는 알루미늄-구리 접합부를 만드는 데 적합하지 않다는 의미인가요?
A4: 논문은 취성 파괴의 원인으로 알루미늄-구리 계면에 형성된 금속간 화합물(IMC) 층을 지목합니다. IMC는 본질적으로 단단하고 부서지기 쉬운 특성을 가집니다. 실험된 모든 조건에서 취성 파괴가 나타났지만, 540 RPM과 같은 낮은 회전 속도에서 더 강한 접합부가 만들어졌다는 점이 중요합니다. 이는 FSW 공정에서 IMC 생성을 완전히 피할 수는 없더라도, 열 입력을 정밀하게 제어하여 IMC 층의 성장을 억제하고 그 해로운 영향을 최소화함으로써 전체적인 접합 강도를 향상시킬 수 있음을 시사합니다.
Q5: 초록에는 550 RPM에서 최적이라고 언급하고, 결론의 다른 부분에서는 550 RPM에서 43.66 MPa의 최대 강도를 얻었다고 합니다. 하지만 Figure 5.b에서는 540 RPM에서 58.21 MPa의 최대 강도를 보여주는데, 이 차이를 어떻게 해석해야 하나요?
A5: 논문의 결과 섹션에 제시된 데이터(Figure 5.b: 540 RPM에서 58.21 MPa)와 초록 및 결론 부분에 서술된 수치(550 RPM, 43.66 MPa) 간에 명백한 불일치가 존재합니다. 연구 본문의 상세 그래프와 데이터를 기준으로 판단할 때, 가장 신뢰할 수 있는 결과는 540 RPM의 회전 속도에서 58.21 MPa의 최대 인장 강도를 얻었다는 것입니다. 초록과 최종 결론 단락에는 수치적 오류가 포함된 것으로 보입니다. 따라서 실제 공정에 적용할 때는 Figure 5에 제시된 상세 데이터를 신뢰하는 것이 타당합니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
본 연구는 알루미늄-구리 이종 접합에서 마찰 교반 용접의 성공이 공구 회전 속도라는 핵심 변수를 얼마나 정밀하게 제어하는지에 달려 있음을 명확히 보여주었습니다. 회전 속도가 증가할수록 열 입력이 과도해져 결함이 증가하고 기계적 강도가 저하되는 반면, 낮은 회전 속도(540 RPM)는 결함을 억제하고 미세조직을 최적화하여 가장 우수한 접합 품질을 구현했습니다. 이는 열 입력 제어가 이종 접합 품질의 성패를 가르는 핵심임을 의미합니다.
STI C&D는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 지원하는 데 전념하고 있습니다. 본 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 부품에 어떻게 구현할 수 있는지 논의해 보십시오.
(주)에스티아이씨앤디에서는 고객이 수치해석을 직접 수행하고 싶지만 경험이 없거나, 시간이 없어서 용역을 통해 수치해석 결과를 얻고자 하는 경우 전문 엔지니어를 통해 CFD consulting services를 제공합니다. 귀하께서 당면하고 있는 연구프로젝트를 최소의 비용으로, 최적의 해결방안을 찾을 수 있도록 지원합니다.
연락처 : 02-2026-0450
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This content is a summary and analysis based on the paper “The Effect of Rotational Tool Speed on Dissimilar Joint Aluminum-Copper Plate Friction Stir Welded Joint” by “Aris Widyo Nugroho, et al.”.
이 기술 요약은 Chunchen YAO 외 저자가 Research and Application of Materials Science]에 발표한 논문 “[Study on the Effects of Helium-Argon Gas Mixture on the Laser Welding Performance of High Temperature Alloys”(2023)을 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
Keywords
Primary Keyword: 레이저 용접 기공
Secondary Keywords: 고온 합금, GH3625, 헬륨-아르곤 혼합 가스, 용접 품질, 보호 가스, CFD 시뮬레이션
Executive Summary
The Challenge: GH3625 고온 합금의 레이저 용접 시 지속적으로 발생하는 기공 문제로 인해 1등급(Class I) 용접 품질 기준을 충족시키지 못하는 문제가 있었습니다.
The Method: 순수 아르곤, 순수 헬륨 및 세 가지 다른 비율의 헬륨-아르곤 혼합 가스를 포함한 총 다섯 가지 보호 가스 조건에서 비교 용접 실험을 수행했습니다.
The Key Breakthrough: 헬륨 함량이 50% 이상인 보호 가스(50% 헬륨/50% 아르곤 혼합 가스 포함)를 사용했을 때 기공 문제가 성공적으로 해결되어 1등급 용접 품질을 달성했습니다.
The Bottom Line: 50% 헬륨과 50% 아르곤 혼합 가스는 고온 합금의 용접 품질을 획기적으로 개선하면서도, 순수 헬륨 사용 대비 생산 비용을 절감할 수 있는 가장 효과적인 솔루션입니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
항공우주, 에너지, 화학 산업에서 널리 사용되는 GH3625와 같은 고온 합금은 레이저 심용입 용접 시 기공(porosity) 발생이라는 고질적인 문제를 안고 있습니다. 용접 전 세척 강화나 공정 변수 최적화 같은 노력을 기울여도 기공 문제는 해결되지 않아, 최고 등급인 1등급 용접부 품질 요구사항을 만족시키기 어려웠습니다. 특히 Ni, Mo과 같은 합금 원소 함량이 높은 고온 합금은 용융 풀(molten pool)의 유동성이 낮아 내부에서 발생한 가스가 빠져나가기 어렵기 때문에 기공 형성 경향이 더욱 높습니다. 이러한 문제는 제품의 기계적 강도를 저하시키고 신뢰성에 치명적인 영향을 미칠 수 있어, 제조업계의 오랜 골칫거리였습니다.
Figure 1 Pores inside the weld seam of the 2 mm specimen (15×)
The Approach: Unpacking the Methodology
이 연구는 GH3625 고온 합금 판재의 레이저 용접 시 발생하는 기공 문제를 해결하기 위해 보호 가스의 조성이 미치는 영향을 체계적으로 분석했습니다. 연구진은 2000W 레이저 용접 실험 플랫폼을 사용하여 두께 2mm의 GH3625 합금 판재에 대한 용접 실험을 진행했습니다.
실험의 핵심 변수는 보호 가스의 조성으로, 다음과 같은 다섯 가지 다른 비율의 가스 혼합물을 사용했습니다.
100% 고순도 아르곤 (25L/min)
75% 고순도 아르곤 (21L/min) + 25% 고순도 헬륨 (7L/min)
50% 고순도 아르곤 (14L/min) + 50% 고순도 헬륨 (14L/min)
25% 고순도 아르곤 (7L/min) + 75% 고순도 헬륨 (21L/min)
100% 고순도 헬륨 (25L/min)
각 조건마다 3개의 용접부를 생성하여 총 15개의 용접 샘플을 제작했으며, 용접부의 내부 품질은 X-선 검사를 통해 NB/T 47013.2-2015 표준에 따라 등급(I 또는 II)을 평가했습니다.
Figure 2 Group of pores on the fracture surface of the unqualified tensile sample (5×)
The Breakthrough: Key Findings & Data
실험 결과, 보호 가스 내 헬륨 함량이 용접부 기공 형성을 억제하는 데 결정적인 역할을 한다는 사실이 명확히 밝혀졌습니다.
Finding 1: 헬륨 함량 50%가 1등급 용접 품질의 분기점
X-선 검사 결과는 헬륨 함량에 따라 용접 품질이 뚜렷하게 구분됨을 보여주었습니다. Table 2에 따르면, 순수 아르곤(헬륨 0%)과 25% 헬륨을 포함한 가스를 사용한 용접부는 모두 기공 문제로 인해 2등급(Class II) 판정을 받았습니다. 반면, 헬륨 함량이 50%, 75%, 100%인 조건에서는 모든 용접부가 기공 없이 깨끗하여 1등급(Class I) 판정을 받았습니다. 이는 헬륨 함량을 50% 이상으로 유지하는 것이 고온 합금 레이저 용접에서 기공을 효과적으로 제어할 수 있는 핵심 조건임을 시사합니다.
Finding 2: 50% 헬륨-아르곤 혼합 가스가 비용과 성능을 모두 잡은 최적의 선택
100% 순수 헬륨 역시 1등급 용접 품질을 달성했지만, 연구에서는 50% 아르곤과 50% 헬륨의 혼합 가스가 가장 적합한 대안이라고 결론 내렸습니다. 그 이유는 헬륨의 물리적 특성과 경제성에 있습니다. Table 3에서 볼 수 있듯이, 헬륨은 아르곤보다 원자 질량과 밀도가 약 10배 낮아 용융 풀 내부에서 더 쉽게 빠져나갈 수 있습니다. 또한, 열전도율이 아르곤보다 약 10배 높아 레이저 에너지를 안정적으로 전달하고, 첫 번째 이온화 에너지가 높아 플라즈마 발생을 억제하여 안정적인 용접 프로세스를 유지하는 데 유리합니다.
하지만 순수 헬륨은 가격이 매우 비싸 생산 비용을 상승시키는 요인이 됩니다. 50% 헬륨-아르곤 혼합 가스는 순수 헬륨과 동일한 1등급 품질을 달성하면서도 헬륨 사용량을 절반으로 줄여 생산 비용을 크게 낮출 수 있으므로, 산업 현장에서 가장 실용적이고 경제적인 솔루션입니다.
Practical Implications for R&D and Operations
For Process Engineers: 이 연구는 GH3625 고온 합금의 레이저 용접 시 발생하는 기공 결함을 해결하기 위해 보호 가스를 순수 아르곤에서 50% 헬륨-50% 아르곤 혼합 가스로 변경하는 것이 직접적인 해결책이 될 수 있음을 시사합니다.
For Quality Control Teams: 논문의 Table 2 데이터는 1등급 용접 품질을 달성하기 위한 명확한 기준(헬륨 함량 50% 이상)을 제시합니다. 이는 고온 합금 용접에 대한 새로운 품질 기준 설정 및 공정 검증에 활용될 수 있습니다.
For Design Engineers: 이 연구 결과는 보호 가스가 용융 풀의 동적 거동과 가스 배출에 미치는 중대한 영향을 보여줍니다. 이는 레이저 용접을 포함하는 고온 합금 부품 설계 시, 제조 가능성(DFM)을 고려한 공정 요구사항을 정의하는 데 중요한 정보를 제공합니다.
Paper Details
Study on the Effects of Helium-Argon Gas Mixture on the Laser Welding Performance of High Temperature Alloys
1. Overview:
Title: Study on the Effects of Helium-Argon Gas Mixture on the Laser Welding Performance of High Temperature Alloys
In order to solve the problem of porosity in laser deep penetration welding of GH3625 high-temperature alloy plates, five different ratios of high-purity helium gas and high-purity argon gas mixed gases were compared in welding experiments after various process parameter improvements and adjustments failed to achieve Class I welds. The experimental results show that using high-purity helium gas or a mixture of 50% high-purity helium gas and 50% high-purity argon gas can both achieve Class I welds. This indicates that using high-purity helium gas or an appropriate mixed gas instead of pure argon is one of the effective ways to solve the problem of porosity in laser deep penetration welding of high-temperature alloys. The mixture of 50% high-purity argon gas and 50% high-purity helium gas can reduce the consumption of high-purity helium gas, lower production costs, and is more suitable.
3. Introduction:
과학 기술의 발전과 경제 건설의 발전에 따라 항공우주, 에너지, 화학 산업에서 고온 합금의 적용이 점점 더 광범위해지고 있습니다. GH3625 고온 합금 부품은 용접 시험편에서 용접 기공의 존재로 인해 용접 품질이 영향을 받습니다. 용접 전 세척 강화 및 용접 공정 변수 최적화와 같은 조치에도 불구하고 기공 문제는 해결되지 않았으며, 용접부는 1등급 용접 요구사항을 충족하지 못합니다. GH3625 합금의 레이저 심용입 용접에서 기공 문제를 해결하기 위해, 다른 비율의 헬륨-아르곤 혼합 가스를 사용하여 GH3625 합금 판재에 대한 비교 용접 실험을 수행했습니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
GH3625 고온 합금은 우수한 성능으로 여러 첨단 산업에서 사용되지만, 레이저 심용입 용접 시 발생하는 기공으로 인해 용접 품질 확보에 어려움이 있습니다.
Status of previous research:
이전 연구들에서 CO2 레이저 용접이나 알루미늄 합금 용접 시 아르곤과 헬륨의 혼합 가스를 보호 가스로 사용하면 기공 억제, 용입 깊이 증가, 접합부 품질 향상에 순수 아르곤보다 우수하다는 것이 밝혀졌습니다. 특히 알루미늄 합금에서는 50% 헬륨과 50% 아르곤 혼합 가스가 기공 억제에 가장 효과적이라는 연구 결과가 있었습니다.
Purpose of the study:
이 연구의 목적은 GH3625 고온 합금의 레이저 심용입 용접에서 발생하는 기공 문제를 해결하기 위해, 다양한 비율의 헬륨-아르곤 혼합 보호 가스가 용접 성능에 미치는 영향을 비교 분석하여 최적의 가스 조건을 찾는 것입니다.
Core study:
다섯 가지 다른 비율(100% Ar, 75% Ar/25% He, 50% Ar/50% He, 25% Ar/75% He, 100% He)의 헬륨-아르곤 혼합 가스를 사용하여 GH3625 합금 판재에 레이저 용접을 수행하고, 각 조건에서 생성된 용접부의 내부 기공 상태를 X-선 검사를 통해 평가하여 용접 품질을 비교했습니다.
Table 1 Gas Composition and Welding Power of Comparative Experiments
5. Research Methodology
Research Design:
본 연구는 GH3625 고온 합금 판재의 레이저 용접 시 보호 가스 조성이 용접 품질에 미치는 영향을 평가하기 위한 비교 실험으로 설계되었습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
용접된 시편은 X-선 비파괴 검사를 통해 내부 기공 유무를 확인하고, NB/T 47013.2-2015 표준에 따라 용접 품질 등급(Class I 또는 II)을 판정했습니다. 또한 아르곤과 헬륨의 물리적 특성(끓는점, 원자량, 밀도, 열전도율 등)을 비교하여 결과의 원인을 분석했습니다.
Research Topics and Scope:
연구 범위는 2mm 두께의 GH3625 고온 합금 판재에 대한 레이저 용접으로 한정되었으며, 보호 가스로서 고순도 아르곤과 헬륨의 혼합 비율을 주요 변수로 다루었습니다.
6. Key Results:
Key Results:
순수 아르곤 또는 헬륨 함량이 25%인 보호 가스를 사용했을 때, 용접부는 2등급(Class II) 판정을 받았습니다.
헬륨 함량이 50% 이상인 보호 가스(50% Ar/50% He, 25% Ar/75% He, 100% He)를 사용했을 때, 모든 용접부가 1등급(Class I) 판정을 받았습니다.
50% 아르곤과 50% 헬륨 혼합 가스는 순수 헬륨과 동일한 1등급 품질을 달성하면서도 비용 효율성이 높아 가장 적합한 대안으로 제시되었습니다.
Table 2 X-ray detection results of comparative
experiments with different gas ratios
Figure List:
Figure 1 Pores inside the weld seam of the 2 mm specimen (15×)
Figure 2 Group of pores on the fracture surface of the unqualified tensile sample (5×)
순수 아르곤을 고순도 헬륨 가스 또는 50% 고순도 아르곤 가스 + 50% 고순도 헬륨 가스 혼합물로 대체하면 두께 2mm 및 3mm의 GH3625 고온 합금 판재의 레이저 심용입 용접에서 가스 기공 형성을 크게 줄일 수 있습니다. 이는 고온 합금의 레이저 심용입 용접에서 가스 기공 문제를 해결하는 효과적인 방법입니다. 50% 고순도 아르곤 가스와 50% 고순도 헬륨 가스의 혼합물을 사용함으로써 고순도 헬륨 가스의 소비를 줄이고 생산 비용을 낮출 수 있습니다.
8. References:
Chen Yanbin. Modern Laser Welding Technology[M]. Beijing: Science Press, 2005.
Huang Lijin, Liu Peng, Zhu Su, et al.. Numerical Simulation of Gas Pores in Aluminum Alloy Laser Welding[J]. Shipbuilding Technology, 2020(2):1-6,12.
Xiao Rongshi, Zuo Tiechuan. Study on the Control of CO2 Laser Deep Penetration Welding Plasma [J]. Chinese Journal of Lasers, 1997,24(5):461-466.
Xiao Rongshi, Mei Hanhua, Zuo Tiechuan. Influence of Auxiliary Gas on the Shielding of CO2 Laser Welding Plasma [J]. Chinese Journal of Lasers, 1998,11(11):1045-1050.
Lei Zhenglong, Li Ying, Chen Yanbin, et al.. Influence of dual-beam laser wire filling welding process on porosity of aluminum alloy welds [J]. Welding Journal, 2013,34(2):40-44.
He Shuang. Influence of helium-argon mixed shielding gas on the characteristics of laser-MIG hybrid welding of A7N01 aluminum alloy [D]. Southwest Jiaotong University, 2018.
Su Xiaoyang, Liu Wen, Xu Guoxiang, et al.. Numerical analysis of arc characteristics in helium-argon mixed shielding gas rotary laser + arc hybrid welding of butt joints [J]. Journal of Precision Forming Engineering, 2023,15(4):164-175.
GB/T14992-2005. Classification and Grades of High-Temperature Alloys and Intermetallic Compounds[S]. Beijing: China Standard Press, 2005.
A1: 논문의 서론에 따르면, 이전 연구들에서 알루미늄 합금과 같은 다른 재료의 레이저 용접 시 헬륨-아르곤 혼합 가스가 기공 억제에 효과적이라는 사실이 이미 입증되었습니다. 이 연구는 이러한 기존 지식을 바탕으로, 아직 연구가 미미했던 고온 합금 분야에 동일한 접근법을 적용하여 기공 문제를 해결하고자 헬륨-아르곤 혼합 가스를 주요 변수로 선택했습니다.
Q2: Table 2를 보면 헬륨 함량이 50%, 75%, 100%일 때 모두 1등급 용접 품질을 달성했습니다. 이들 사이에 등급만으로는 알 수 없는 성능 차이가 있나요?
A2: 논문은 세 조건 모두 1등급 품질 기준을 충족했다고만 언급하며, 그 이상의 성능 차이에 대해서는 구체적으로 기술하지 않았습니다. 하지만 결론 부분에서 50/50 혼합 가스가 순수 헬륨보다 더 적합하다고 강조하는데, 이는 성능이 동등한 수준이라면 고가의 헬륨 가스 사용량을 줄여 생산 비용을 낮추는 것이 산업적으로 더 큰 이점을 가지기 때문입니다.
Q3: 헬륨이 기공을 줄이는 물리적인 메커니즘은 무엇인가요?
A3: 논문의 Table 3에 제시된 물리적 특성 비교를 통해 설명할 수 있습니다. 첫째, 헬륨은 아르곤보다 밀도가 훨씬 낮아 용융된 금속 풀 내부에서 기포가 더 쉽게 부상하여 빠져나갈 수 있습니다. 둘째, 열전도율이 높아 용융 풀의 열을 효과적으로 분산시켜 용접 과정을 안정화시킵니다. 셋째, 이온화 에너지가 아르곤보다 높아 용접 중 발생하는 금속 증기에 의한 플라즈마 생성을 억제하여, 안정적인 키홀(keyhole)을 유지하고 기공 발생을 줄입니다.
Q4: 이 실험은 2mm와 3mm 두께의 판재를 대상으로 했는데, 더 두꺼운 판재에도 이 결과가 동일하게 적용될까요?
A4: 논문은 더 두꺼운 판재에 대한 실험은 다루지 않았습니다. 하지만 헬륨의 낮은 밀도, 높은 열전도율과 같은 기본적인 물리적 특성은 판재 두께와 무관하게 작용하므로, 더 두꺼운 판재에서도 기공 감소에 긍정적인 효과를 보일 가능성이 높습니다. 다만, 최적의 가스 유량이나 용접 변수는 달라질 수 있으므로 두꺼운 판재에 적용하기 위해서는 추가적인 실험을 통한 검증이 필요합니다.
Q5: 이 연구는 단일 시험편을 용융시키는 방식으로 진행되었습니다. 실제 맞대기 용접 생산에는 어떻게 적용되었나요?
A5: 논문의 4장 “생산 적용(Production Application)”에 따르면, 개선된 보호 가스(50/50 혼합 가스)와 다른 방법들을 함께 사용하여 2mm 및 3mm GH3625 합금의 맞대기 용접 시험편을 제작한 결과, 성공적으로 1등급 용접 품질을 달성하고 기계적 특성 시험도 통과했습니다. 이는 실험실 수준의 결과가 실제 생산 공정에도 효과적으로 적용될 수 있음을 입증한 것입니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
고온 합금 GH3625의 레이저 용접 기공 문제는 제품의 신뢰성을 저해하는 심각한 난제였습니다. 본 연구는 순수 아르곤 대신 50% 헬륨과 50% 아르곤을 혼합한 보호 가스를 사용함으로써 이 문제를 효과적으로 해결할 수 있음을 명확히 보여주었습니다. 이 방법은 최고 수준의 용접 품질을 달성하는 동시에, 고가의 헬륨 사용을 최소화하여 생산 비용까지 절감할 수 있는 매우 실용적인 솔루션입니다. 이러한 공정 최적화는 CFD 시뮬레이션을 통해 용융 풀의 유동, 온도 분포, 기포 거동을 예측함으로써 더욱 정밀하게 제어될 수 있습니다.
(주)에스티아이씨앤디에서는 고객이 수치해석을 직접 수행하고 싶지만 경험이 없거나, 시간이 없어서 용역을 통해 수치해석 결과를 얻고자 하는 경우 전문 엔지니어를 통해 CFD consulting services를 제공합니다. 귀하께서 당면하고 있는 연구프로젝트를 최소의 비용으로, 최적의 해결방안을 찾을 수 있도록 지원합니다.
연락처 : 02-2026-0442
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This content is a summary and analysis based on the paper “Study on the Effects of Helium-Argon Gas Mixture on the Laser Welding Performance of High Temperature Alloys” by “Xiongzi CHEN, et al.”.
이 기술 요약은 Sergei Yu. Tarasov 외 저자가 2014년 AIP Conference Proceedings에 발표한 논문 “[Radiographic Detection of Defects in Friction Stir Welding on Aluminum Alloy AMg5M]”을 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
Keywords
Primary Keyword: 마찰교반용접 (Friction Stir Welding)
Secondary Keywords: 용접 결함 (Weld Defects), 비파괴 검사 (Nondestructive Testing), 방사선 촬영 (Radiography), 알루미늄 합금 (Aluminum Alloy), AMg5M
Executive Summary
The Challenge: 마찰교반용접(FSW)에서 발생하는 키싱 본드(kissing bonds), 터널(tunnels)과 같은 특유의 미세 결함들은 기존의 단일 비파괴 검사법으로는 탐지가 어렵습니다.
The Method: 연구팀은 AMg5M 알루미늄 합금 판재를 다양한 마찰교반용접 조건(회전 속도, 이송 속도)으로 용접한 후, X-ray 방사선 촬영과 금속 조직 단면 분석을 병행하여 결함의 실제 형상과 검출 가능성을 비교 검증했습니다.
The Key Breakthrough: X-ray 방사선 촬영은 과도한 이송 속도로 인해 발생하는 0.2-0.6mm 크기의 기공(voids)이나 웜홀(wormholes)은 안정적으로 검출했지만, 용접 품질에 치명적인 키싱 본드나 산화물 개재물(oxide alignments)과 같은 선형 결함은 탐지하지 못했습니다.
The Bottom Line: 마찰교반용접부의 품질을 완벽하게 보증하기 위해서는 X-ray 검사만으로는 불충분하며, 결함 유형에 따라 금속 조직 검사와 같은 보완적인 검사법을 반드시 고려해야 합니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
마찰교반용접(FSW)은 기존의 융용접 방식에 비해 낮은 온도에서 접합이 이루어져 알루미늄 합금 용접에 널리 사용되는 혁신적인 기술입니다. 하지만 FSW는 고유한 접합 메커니즘으로 인해 키싱 본드, 루트 결함(root flaws), 웜홀 등 기존 용접법과는 다른 형태의 특수한 결함들을 생성합니다. 이러한 결함들은 크기가 작고 특정 위치에 집중되는 경향이 있어, 단 하나의 검사 방법만으로는 완벽하게 찾아내기 어렵다는 기술적 한계가 존재합니다.
특히 방사선 촬영(Radiography)은 용접부 비파괴 검사에 가장 보편적으로 사용되지만, FSW에서 발생하는 다양한 유형의 결함에 대한 검출 능력 정보는 매우 부족한 실정입니다. 본 연구는 바로 이 지점에서 출발합니다. X-ray 검사 시스템이 FSW 용접부의 결함을 탐지하는 데 얼마나 유용한지, 그리고 방사선 이미지에 나타난 결함이 실제 결함의 형상 및 크기와 얼마나 일치하는지를 규명하고자 했습니다.
소재: 어닐링 처리된 5mm 두께의 AMg5M 가공 알루미늄 합금 판재 두 개를 맞대어 용접했습니다.
용접 장비 및 툴: CJSC Cheboksary Enterprise Sespel에서 개발한 FSW 장비를 사용했으며, 툴은 1.2344 X40CrMoV5-1 강철로 제작되었고 19mm 직경의 숄더를 가져 약 20mm 폭의 용접부를 형성했습니다.
핵심 변수 (용접 조건): 결함 발생에 미치는 영향을 확인하기 위해 용접 공정 변수를 다르게 설정했습니다.
표준 조건: 회전 속도 1350 rpm, 가압력 2600 kg, 이송 속도 500 mm/min
비최적 조건: 회전 속도 감소 (350 rpm) 또는 이송 속도 증가 (1200 mm/min)
결함 분석 방법:
방사선 촬영: FILIN 1010 X-ray 평판 검출 시스템을 사용하여 용접부의 비파괴 검사를 수행했습니다. 검출기 해상도는 2048×2048 픽셀, 픽셀 크기는 48µm였습니다.
금속 조직 분석: 방사선 촬영으로 검출된 결함의 실제 형상과 크기를 확인하기 위해, 용접부를 층별로 연마하며 Neophot-32 광학 현미경으로 단면을 직접 관찰했습니다.
The Breakthrough: Key Findings & Data
본 연구는 용접 조건에 따라 발생하는 결함의 종류가 다르며, X-ray 검사의 검출 능력에 명확한 한계가 있음을 데이터로 입증했습니다.
Finding 1: 높은 이송 속도는 X-ray로 검출 가능한 ‘기공(Void)’을 유발한다
용접 이송 속도를 표준(500 mm/min)보다 훨씬 빠른 1200 mm/min으로 높이자, 0.2-0.6mm 크기의 기공(voids)들이 용접선을 따라 주기적으로 발생했습니다. Figure 1 (b)의 방사선 이미지에서 이러한 기공들은 어두운 점으로 명확하게 관찰되었습니다. 이후 금속 조직 단면을 층별로 분석한 결과(Figure 2), 방사선 이미지에서 보인 결함의 크기와 위치가 실제 결함과 매우 잘 일치함을 확인했습니다. 특히 표면 아래 2.2mm 깊이에서부터 선형 불연속부(웜홀)가 나타나기 시작했으며, 이는 방사선 데이터와 정확히 부합했습니다.
FIGURE 2. The metallographic images of sections parallel to the weld plane at different depths below the weld surface
Finding 2: X-ray 검사는 치명적인 ‘선형 결함’을 놓친다
반면, 모든 용접 조건에서 금속 조직 분석을 통해 발견된 ‘키싱 본드(kissing bonds)’와 ‘산화물 개재물(oxide alignments, Lazy S)’과 같은 선형 결함들은 방사선 이미지에서 전혀 관찰되지 않았습니다. Figure 3은 금속 조직 단면 이미지로, 화살표로 표시된 키싱 본드는 용접이 불완전하게 이루어진 미세한 경계면입니다. 이러한 결함은 두께가 매우 얇아 X-ray가 투과할 때 충분한 명암 대비를 만들어내지 못하기 때문에 방사선 검사로는 사실상 검출이 불가능합니다. 이는 표준 용접 조건에서 기공이 없음에도 불구하고, 눈에 보이지 않는 심각한 결함이 존재할 수 있음을 시사합니다.
Practical Implications for R&D and Operations
For Process Engineers: 본 연구는 용접 이송 속도가 기공 결함 발생의 직접적인 원인임을 보여줍니다. 생산성 향상을 위해 이송 속도를 높일 경우, 재료의 소성 유동이 불충분해져 웜홀과 같은 내부 결함이 발생할 수 있으므로 회전 속도 및 가압력과의 최적 비율을 찾는 것이 중요합니다.
For Quality Control Teams: 데이터는 X-ray 방사선 검사에만 의존하는 품질 관리 방식의 위험성을 명확히 보여줍니다. X-ray는 기공성 결함을 찾는 데는 효과적이지만, 구조적 건전성에 더 치명적일 수 있는 키싱 본드와 같은 선형 결함은 놓칠 수 있습니다. 따라서 높은 신뢰성이 요구되는 부품의 경우, 초음파 탐상이나 금속 조직 단면 검사와 같은 보완적인 검사법 도입을 적극 검토해야 합니다.
For Design Engineers: 연구에서 용접 전 판재 가장자리의 산화막을 제거하지 않은 것이 키싱 본드 및 산화물 개재물의 원인 중 하나로 지적되었습니다. 이는 설계 단계에서부터 용접부의 전처리 공정을 명확히 규정하는 것이 최종 제품의 품질 확보에 얼마나 중요한지를 보여주는 사례입니다.
Paper Details
Radiographic Detection of Defects in Friction Stir Welding on Aluminum Alloy AMg5M
1. Overview:
Title: Radiographic Detection of Defects in Friction Stir Welding on Aluminum Alloy AMg5M
Author: Sergei Yu. Tarasov, Valery E. Rubtsov, and Evgeny A. Kolubaev
Year of publication: 2014
Journal/academic society of publication: AIP Conference Proceedings (International Conference on Physical Mesomechanics of Multilevel Systems 2014)
AMg5M 알루미늄 합금 용접 조인트에서 마찰교반용접 고유의 결함을 밝히기 위해 방사선 검사를 수행했습니다. 비최적의 회전 및 이송 속도 조건에서 얻어진 용접부에서 기공 형태의 용접 결함이 발견되었습니다. 이러한 결함의 형상과 크기는 용접 평면 및 툴 이송 방향에 수직인 평면에서 준비된 금속 조직학적 연속 단면을 검사하여 확인되었습니다. 방사선 이미지에서는 보이지 않는 선형 결함도 단면에서 발견되었습니다. 결함의 우선적인 위치와 발생 원인이 분석되었습니다.
3. Introduction:
마찰교반용접(FSW)은 알루미늄 기반 합금에 전 세계적으로 적용되고 있습니다. 기존 융용접 방법과 비교하여 FSW는 독특한 접합 형성 메커니즘을 가지며, 결과적으로 이 용접 기술에 특정한 결함을 생성합니다. 문헌 자료에 따르면, 기존 용접에 사용되는 모든 시험 방법은 이러한 특정 유형의 결함을 고려하여 FSW에 적용될 수 있습니다. FSW 결함의 특징은 작은 크기와 특정 형태, 그리고 국부적인 위치 때문에 단 하나의 방법만으로는 탐지하기 어렵다는 점입니다. FSW에서는 키싱 본드, 루트 결함, 전진 측의 기공, 2차상 입자 및 산화물 정렬(Lazy S) 등의 기본 결함 유형이 구별됩니다. 이 외에도 웜홀이나 터널과 같은 선형 결함도 있습니다. 문헌에 따르면, 방사선 촬영은 터널과 같은 결함을 탐지하는 데 가장 자주 사용되며 다른 유형의 결함 관찰에 대한 정보는 거의 없습니다. 본 논문은 FSW 용접 결함 탐지에서 X-ray 텔레비전 시스템의 적용 가능성을 결정하려는 시도이며, 방사선 촬영으로 확인된 결함의 형상 및 크기와 실제 결함의 관계를 규명하는 것을 목표로 합니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
마찰교반용접(FSW)은 고유한 메커니즘으로 인해 키싱 본드, 웜홀 등 기존 용접법과 다른 특수한 결함을 생성하며, 이를 탐지하기 위한 효과적인 비파괴 검사법에 대한 연구가 필요합니다.
Status of previous research:
방사선 촬영이 FSW 결함 중 터널 등을 탐지하는 데 사용되지만, 다른 다양한 유형의 미세 결함에 대한 적용 가능성 및 신뢰도에 대한 정보는 부족한 상황입니다.
Purpose of the study:
X-ray 검사 시스템을 이용하여 FSW 용접부 결함을 탐지하는 능력의 한계를 평가하고, 방사선 이미지와 실제 결함의 형상 및 크기 사이의 상관관계를 규명하는 것을 목적으로 합니다.
Core study:
AMg5M 알루미늄 합금 판재를 다양한 공정 변수(회전 속도, 이송 속도)로 FSW 용접한 후, 방사선 촬영과 금속 조직 단면 분석을 비교하여 각 검사법의 결함 검출 능력을 평가했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
비교 실험 연구로, 표준 용접 조건과 비최적 용접 조건(낮은 회전 속도, 높은 이송 속도)에서 생성된 용접부를 대상으로 방사선 촬영 결과와 금속 조직 분석 결과를 교차 검증했습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
데이터 수집: FILIN 1010 X-ray 평판 검출 시스템으로 방사선 이미지를 획득하고, Neophot-32 광학 현미경으로 층별 연마된 단면의 금속 조직 이미지를 수집했습니다.
데이터 분석: 방사선 이미지에서 관찰된 결함의 위치, 크기, 형태를 금속 조직 단면에서 관찰된 실제 결함과 정성적, 정량적으로 비교 분석했습니다.
Research Topics and Scope:
연구는 5mm 두께의 AMg5M 알루미늄 합금 판재의 FSW 용접부에 국한되었습니다. 주요 연구 주제는 용접 공정 변수(회전 속도, 이송 속도)가 결함 생성에 미치는 영향과, 방사선 촬영법이 기공, 웜홀, 키싱 본드, 산화물 개재물 등 다양한 FSW 결함을 검출하는 능력의 유효성 및 한계를 평가하는 것입니다.
6. Key Results:
Key Results:
표준 용접 조건(1350 rpm, 500 mm/min)에서는 기공과 같은 결함은 없었으나, 용접 전 산화막 미제거로 인한 키싱 본드 결함이 금속 조직 검사에서 발견되었습니다.
이송 속도를 1200 mm/min으로 크게 높인 조건에서는 0.2-0.6 mm 크기의 기공(웜홀)이 주기적으로 발생했으며, 이는 방사선 촬영으로 명확하게 검출되었습니다.
방사선 촬영으로 검출된 기공의 크기와 위치는 금속 조직 단면 분석 결과와 잘 일치했습니다.
그러나 금속 조직 분석에서 발견된 키싱 본드나 산화물 정렬(Lazy S)과 같은 선형 결함은 그 두께가 매우 얇아 방사선 이미지에서는 전혀 탐지되지 않았습니다.
FIGURE 2. The metallographic images of sections parallel to the weld plane at different depths below the weld surface
FIGURE 3. The stacked image of the friction stir welding joint cross section made at 560 rpm, 2600 kg, 1200 mm/min
7. Conclusion:
본 연구에 사용된 X-ray 텔레비전 복합 시스템은 과도하게 높은 이송 속도의 결과로 형성된 0.2-0.6 mm 크기의 기공(웜홀)과 용접 축에 대한 상대적 위치를 신뢰성 있게 측정할 수 있습니다. 획득된 결함에 대한 직접적인 금속 조직 관찰은 방사선 촬영으로 얻은 결과를 확인해 줍니다. 산화물 정렬(Lazy S) 형태의 용접 비드 결함과 키싱 본드와 같은 선형 결함에 대한 이송 속도의 영향은, 고배율 기하학적 확대 및 마이크로포커스 X-ray 튜브를 사용하는 경우를 제외하고는 방사선 촬영법으로는 검출될 수 없습니다.
8. References:
R. S. Mishra and M. Mahoney, Friction Stir Welding and Processing (ASM International, Materials Park, OH, 2007).
D. Lohwasser and Zh. Chen (Eds.), Friction Stir Welding: From Basics to Applications (Woodhead Publishing Limited and CRC Press LLC, Cambridge, UK, 2010).
K. Kumar and S. V. Kailas, Mater. Sci. Eng. A. 485(1-2), 367 (2008).
Y. G. Kim, H. Fujii, T. Tsumura, T. Komazaki, and K. Nakata, Mater. Sci. Eng. A. 415(1–2), 250 (2006).
B. Li, Y. Shen, and W. Hu, Mater. Design 32, 2073 (2011).
V. E. Rubtsov, S. Yu. Tarasov, and A. V. Kolubaev, Phys. Mesomech. 15(5-6), 337 (2012).
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 이 연구에서 방사선 촬영과 금속 조직 분석을 함께 사용한 이유는 무엇인가요?
A1: 두 가지 방법을 병행한 이유는 교차 검증을 통해 방사선 촬영의 신뢰도를 객관적으로 평가하기 위함입니다. 방사선 촬영은 비파괴적으로 내부를 볼 수 있는 장점이 있지만, 이미지의 명암만으로는 결함의 정확한 종류와 형태를 단정하기 어렵습니다. 금속 조직 분석은 시편을 파괴해야 하지만 결함의 실제 형상, 크기, 미세 구조를 가장 정확하게 보여줍니다. 이 연구는 금속 조직 분석을 ‘정답’으로 삼아, 방사선 촬영이 어떤 결함은 잘 찾아내고 어떤 결함은 놓치는지를 명확히 밝혀냈습니다.
Q2: 용접 결함 생성에 가장 큰 영향을 미친 공정 변수는 무엇이었나요?
A2: 논문에 따르면, 기공(void) 및 웜홀(wormhole)과 같은 체적형 결함 생성에 가장 직접적인 영향을 미친 변수는 ‘이송 속도(feed rate)’였습니다. 회전 속도를 350 rpm으로 낮췄을 때는 기공성 결함이 거의 발생하지 않았지만, 이송 속도를 1200 mm/min으로 높이자 0.2-0.6 mm 크기의 기공이 뚜렷하게 발생했습니다. 이는 이송 속도가 너무 빠르면 재료의 소성 유동 및 혼합이 불충분해져 내부 빈 공간이 생기기 때문입니다.
Q3: ‘키싱 본드(kissing bond)’ 결함이란 무엇이며, 왜 X-ray로 검출하기 어려운가요?
A3: 키싱 본드는 두 접합면이 완전히 융합되지 않고 단순히 서로 맞닿아 있는 상태의 선형 결함입니다. 물리적으로는 분리되어 있지만 그 간격이 매우 미세하여 마치 결함이 없는 것처럼 보일 수 있습니다. X-ray는 재료의 밀도 차이를 이용해 이미지를 만드는데, 키싱 본드는 결함부의 두께가 거의 ‘0’에 가까워 X-ray가 투과할 때 밀도 차이를 거의 일으키지 않습니다. 따라서 방사선 이미지에서 충분한 명암 대비를 얻을 수 없어 검출이 매우 어렵습니다.
Q4: 표준 용접 조건에서는 결함이 없는 완벽한 용접이 이루어졌나요?
A4: 그렇지 않습니다. 표준 조건(1350 rpm, 500 mm/min)에서는 방사선 촬영으로 보이는 기공성 결함은 발생하지 않았습니다. 하지만 금속 조직 분석 결과, 용접 전 판재 가장자리의 산화막을 제거하지 않아 발생한 ‘키싱 본드’와 ‘산화물 개재물’이 발견되었습니다. 이는 방사선 검사에서 ‘양호’ 판정을 받더라도 실제로는 용접 강도를 저하시키는 심각한 결함이 존재할 수 있음을 의미합니다.
Q5: 이 연구 결과를 바탕으로 FSW 용접부의 품질 관리를 위한 실질적인 조언을 한다면 무엇일까요?
A5: FSW 용접부의 품질 관리는 단일 검사법에 의존해서는 안 된다는 것입니다. 1차적으로 방사선 촬영을 이용해 기공이나 웜홀과 같은 체적형 결함을 신속하게 스크리닝할 수 있습니다. 하지만 항공우주나 자동차 부품과 같이 최고의 신뢰성이 요구되는 분야라면, 방사선 검사만으로는 불충분합니다. 키싱 본드와 같은 치명적인 선형 결함을 놓칠 수 있으므로, 초음파 탐상 검사(UT)를 추가하거나, 샘플링을 통한 정기적인 금속 조직 단면 검사를 병행하는 다각적인 품질 보증 체계를 구축해야 합니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
이 연구는 마찰교반용접(Friction Stir Welding)의 품질 관리에서 X-ray 방사선 촬영법이 가진 명확한 가능성과 한계를 동시에 보여주었습니다. 방사선 촬영은 높은 이송 속도에서 발생하는 기공성 결함을 효과적으로 찾아낼 수 있지만, 용접부의 구조적 건전성을 위협하는 키싱 본드와 같은 선형 결함 앞에서는 ‘맹점’을 가집니다. 이는 R&D 및 생산 현장의 엔지니어들에게 공정 변수 최적화의 중요성과 함께, 검사 목적에 맞는 올바른 비파괴 검사법을 선택해야 한다는 중요한 교훈을 줍니다.
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Copyright Information
This content is a summary and analysis based on the paper “Radiographic Detection of Defects in Friction Stir Welding on Aluminum Alloy AMg5M” by “Sergei Yu. Tarasov, Valery E. Rubtsov, and Evgeny A. Kolubaev”.
이 기술 요약은 Joshua Emuejevoke Omajene 외 저자가 2014년 International Journal of Mechanical and Materials Engineering에 게재한 논문 “Optimization of underwater wet welding process parameters using neural network”을 기반으로 하며, STI C&D에서 기술 전문가를 위해 분석 및 요약했습니다.
The Challenge: 수중 환경의 빠른 냉각 속도와 수압은 용접부의 품질을 저하시켜 해양 구조물의 신뢰성에 심각한 문제를 야기합니다.
The Method: 인공 신경망(ANN) 학습 알고리즘을 적용하여 용접 전류, 전압, 속도, 수심 등 복잡한 공정 변수와 용접 비드 형상(폭, 용입, 덧살) 간의 관계를 모델링하고 최적화했습니다.
The Key Breakthrough: 개발된 신경망 모델은 0.96 이상의 높은 R값(상관계수)으로 용접 비드 형상을 매우 정확하게 예측하여, 수중 환경 변화에 대응하는 견고한 용접 공정 제어의 가능성을 입증했습니다.
The Bottom Line: 신경망 기반 최적화는 해양 건설 산업에서 요구되는 건전하고 일관된 품질의 수중 습식 용접을 달성하기 위한 효과적인 솔루션을 제공합니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
수중 습식 용접은 선박, 해양 시추 설비, 파이프라인 등 해양 구조물의 수리 및 유지보수에 필수적인 기술입니다. 그러나 공기 중에서 수행되는 일반 용접과 달리, 물속 환경은 여러 가지 기술적 난제를 안고 있습니다.
첫째, 용접부를 둘러싼 물은 용접 금속을 급격히 냉각시켜 연성과 인장 강도를 각각 50%, 20%까지 감소시킵니다. 이는 마르텐사이트(martensite)와 같은 취성이 높은 조직을 형성하여 용접부의 균열 민감도를 높입니다. 둘째, 수심이 깊어질수록 압력이 증가하여 용접 아크를 수축시키고 불안정하게 만듭니다. 이는 기공(porosity)과 같은 결함을 유발하여 용접부의 건전성을 해치는 주요 원인이 됩니다. 마지막으로, 수온과 수심에 따라 확산성 수소량이 증가하여 수소 유기 균열(hydrogen-assisted cracking)의 위험을 높입니다.
이처럼 복잡하고 예측하기 어려운 수중 환경에서 일관된 품질의 용접을 수행하기 위해서는 용접 공정 변수들을 정밀하게 제어하고 최적화하는 기술이 반드시 필요합니다. 본 연구는 이러한 산업적 요구에 부응하기 위해 인공 신경망이라는 강력한 도구를 활용하여 문제 해결에 접근했습니다.
The Approach: Unpacking the Methodology
본 연구는 수중 습식 용접 공정을 최적화하기 위해 인공 신경망(ANN, Artificial Neural Network) 접근법을 채택했습니다. 연구진은 다층 퍼셉트론(multilayer perceptron) 신경망 구조와 역전파(backpropagation) 학습 알고리즘을 사용하여 용접 공정의 입력 변수와 출력 결과 사이의 복잡한 비선형 관계를 모델링했습니다.
Figure 1 Welding input vs output parameters.
입력 변수 (Input Parameters): 모델의 입력으로는 용접 품질에 직접적인 영향을 미치는 5가지 핵심 공정 변수가 사용되었습니다.
용접 전류 (Welding Current, I)
용접 전압 (Welding Voltage, U)
용접 속도 (Welding Speed, v)
접촉 튜브-모재 간 거리 (Contact tube-to-work distance, D)
수심 (Water Depth, H)
출력 변수 (Output Parameters): 모델의 출력으로는 용접부의 건전성을 판단하는 핵심 지표인 용접 비드 형상(weld bead geometry)의 3가지 요소가 설정되었습니다.
비드 폭 (Bead width, W)
용입 깊이 (Penetration, P)
덧살 높이 (Reinforcement, R)
연구에 사용된 데이터는 Shi et al. (2013)의 실험 데이터를 기반으로 했으며(Table 1), 신경망은 40개의 뉴런을 가진 하나의 은닉층(hidden layer)으로 구성되었습니다. 학습 알고리즘으로는 대규모 네트워크 학습에 적합하고 과적합(overfitting) 문제를 피하는 데 유리한 SCG(Scaled Conjugate Gradient) 역전파 알고리즘이 사용되었습니다. 이 모델의 목표는 주어진 입력 변수 조건에서 원하는 출력 변수(용접 비드 형상)를 정확하게 예측하여 최적의 공정 조건을 도출하는 것입니다.
The Breakthrough: Key Findings & Data
연구진은 신경망 모델의 훈련, 검증, 테스트를 통해 수중 습식 용접 공정 최적화의 가능성을 입증하는 두 가지 핵심 결과를 도출했습니다.
Finding 1: 높은 정확도의 용접 비드 형상 예측 능력
신경망 모델의 성능을 검증하기 위해 회귀 분석을 수행한 결과, 모델의 예측값과 실제 목표값 사이에 매우 높은 상관관계가 있음이 확인되었습니다. Figure 6의 회귀 플롯은 훈련(Training), 검증(Validation), 테스트(Test) 모든 단계에서 모델의 우수한 성능을 보여줍니다.
훈련(Training): R = 0.99492
검증(Validation): R = 0.99998
테스트(Test): R = 0.96637
전체(All): R = 0.99219
Figure 5 Validation performance curve.
R값(상관계수)은 1에 가까울수록 완벽한 예측을 의미합니다. 모든 경우에서 R값이 최소 0.96637 이상으로 나타나, 개발된 신경망 모델이 다양한 용접 조건에서도 비드 폭, 용입, 덧살을 매우 정확하게 예측할 수 있음을 입증합니다.
Finding 2: 안정적인 모델 학습 및 검증 성능
모델의 학습 과정은 Figure 5의 검증 성능 곡선(Validation performance curve)을 통해 분석되었습니다. 이 곡선은 학습이 진행됨에 따라 평균 제곱 오차(Mean Squared Error, MSE)가 어떻게 변화하는지를 보여줍니다.
학습은 1,123회의 반복(Epochs) 후에 중단되었으며, 최종 MSE는 0.00091499라는 매우 낮은 값을 기록했습니다.
훈련 곡선과 함께 검증 및 테스트 곡선이 유사한 패턴으로 감소하는 것은 모델이 데이터의 특정 패턴만 암기하는 과적합(overfitting) 문제 없이 일반화된 예측 능력을 성공적으로 학습했음을 의미합니다.
이 결과는 신경망 모델이 수중 습식 용접 공정의 복잡한 상호작용을 효과적으로 학습했으며, 실제 공정 제어에 적용될 수 있는 신뢰성을 갖추었음을 보여줍니다.
Practical Implications for R&D and Operations
본 연구 결과는 수중 습식 용접 공정과 관련된 다양한 분야의 전문가들에게 실질적인 통찰력을 제공합니다.
For Process Engineers: 훈련된 신경망 모델은 용접 공정 제어 시스템의 ‘블랙박스’로 활용될 수 있습니다. 이를 통해 최적의 열 입력과 아크 길이를 유지하여 아크 안정성을 보장하고, 목표로 하는 용접 비드 형상을 일관되게 달성함으로써 용접 품질을 획기적으로 개선할 수 있습니다.
For Quality Control Teams: 용접 시작 전, 입력 공정 변수를 기반으로 용접 비드 형상(W, P, R)을 사전에 예측할 수 있습니다. 이는 AWS D3.6M:2010과 같은 용접 사양 코드를 만족하는지 미리 확인함으로써 결함을 줄이고 재작업 비용을 최소화하는 데 기여할 수 있습니다.
For Design Engineers (Control Systems): 논문에서 제안된 제어기 설계도(Figure 7)는 수심 변화에 실시간으로 대응하는 견고한 자동 제어 시스템을 설계하기 위한 청사진을 제공합니다. 이는 용접 환경 변화를 능동적으로 보상하여 일관된 고품질 용접을 가능하게 하는 차세대 용접 시스템 개발의 기반이 될 수 있습니다.
Paper Details
Optimization of underwater wet welding process parameters using neural network
1. Overview:
Title: Optimization of underwater wet welding process parameters using neural network
Author: Joshua Emuejevoke Omajene, Jukka Martikainen, Huapeng Wu and Paul Kah
Year of publication: 2014
Journal/academic society of publication: International Journal of Mechanical and Materials Engineering
Keywords: Backpropagation; Bead geometry; Neural network; Process parameter; Underwater welding
2. Abstract:
Background: 해양 환경에서 용접 구조물의 신뢰성을 위해서는 수중 습식 환경에서 수행되는 용접의 구조적 무결성이 매우 중요합니다. 용접의 건전성은 용접 비드 형상으로부터 예측될 수 있습니다.
Methods: 본 논문은 용접 공정 파라미터 최적화와 수중 환경의 영향 분석에 인공 신경망 접근법을 적용한 사례를 설명합니다. 신경망 학습 알고리즘은 수심과 수중 환경의 영향을 변경하기 위해 용접 전류, 전압, 접촉 튜브-모재 간 거리, 속도를 제어하는 데 사용된 방법입니다.
Results: 연구 결과는 적절한 용접 비드 폭(W), 용입(P), 덧살(R)을 달성하는 데 대한 명확한 통찰을 제공합니다.
Conclusions: 이 연구의 흥미로운 시사점은 해양 건설 산업에서 건전한 용접을 달성하기 위해 견고한 용접 활동으로 이어질 수 있다는 것입니다.
3. Introduction:
공기 중 용접과 비교하여 수중 용접의 품질 차이로 인해, 어렵고 복잡한 문제를 해결할 수 있는 인공 신경망(ANN)을 모델링할 필요성이 매우 커졌습니다. 수중 습식 용접의 비드 형상은 입력 파라미터의 신경망 제어를 통해 예측될 수 있습니다. 용접 금속을 둘러싼 물은 용접부의 빠른 냉각을 유발하여 연성과 인장 강도를 각각 50%, 20% 감소시킵니다. 수중 환경과 수심이 용접 공정 파라미터에 미치는 영향은 수중에서 달성되는 용접 품질에 상당한 영향을 미칩니다. 수심이 깊어지면 용접 아크의 안정성에 영향을 미치며, 아크가 수축되어 전류와 전압이 증가합니다. 본 논문은 신경망을 사용하여 용접 공정 파라미터를 최적화하여 냉각 속도와 수심의 영향을 최소화하는 적절한 방법을 제안합니다. 주요 목표는 수중 용접 사양 코드 AWS D3.6M:2010에 명시된 권장 구조적 무결성을 용접 금속에 부여할 용접 비드 형상을 달성하는 것입니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
수중 습식 용접은 빠른 냉각 속도와 수압으로 인해 용접부의 기계적 특성이 저하되고 균열 및 기공과 같은 결함 발생 가능성이 높은 기술적 어려움을 안고 있습니다.
Status of previous research:
기존 연구들은 수중 환경이 용접 품질에 미치는 부정적인 영향을 규명해왔으나, 복잡한 변수들을 통합하여 실시간으로 공정을 최적화하는 데에는 한계가 있었습니다. 특히 수심 변화에 따른 공정 파라미터의 동적 제어는 주요 과제로 남아있었습니다.
Purpose of the study:
본 연구의 목적은 인공 신경망(ANN)을 이용하여 수중 습식 용접의 핵심 공정 변수(전류, 전압, 속도, 거리, 수심)와 결과물인 용접 비드 형상(폭, 용입, 덧살) 사이의 관계를 모델링하고, 이를 통해 주어진 환경에서 최적의 용접 품질을 달성할 수 있는 공정 파라미터를 예측하는 것입니다.
Core study:
연구의 핵심은 역전파 알고리즘을 사용하는 다층 퍼셉트론 신경망을 구축하고 훈련시키는 것입니다. 실험 데이터를 사용하여 신경망을 훈련시켜, 5개의 입력 변수로부터 3개의 출력 변수를 정확하게 예측하는 모델을 개발했습니다. 개발된 모델의 성능은 회귀 분석과 평균 제곱 오차(MSE)를 통해 검증되었으며, 이를 기반으로 한 실시간 용접 공정 제어기 아키텍처를 제안했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
본 연구는 실험 데이터를 기반으로 한 예측 모델링 연구입니다. Shi et al. (2013)의 기존 실험 데이터를 사용하여 인공 신경망 모델을 훈련, 검증 및 테스트하는 방식으로 설계되었습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
데이터: 총 16세트의 실험 데이터(Table 1)가 사용되었으며, 이 중 12세트는 훈련(training)에, 나머지 4세트는 테스트(testing)에 사용되었습니다.
분석 방법: MATLAB 환경에서 피드포워드 신경망(feedforwardnet)을 구축했습니다. 훈련 알고리즘으로는 SCG(Scaled Conjugate Gradient)를 사용했으며, 성능은 MSE(Mean Squared Error)로 평가했습니다. 모델의 예측 정확도는 회귀 플롯의 R값으로 분석했습니다.
Research Topics and Scope:
연구 범위는 플럭스 코어 아크 용접(FCAW)과 같은 수중 습식 용접 공정에 국한됩니다. 주요 연구 주제는 신경망을 이용한 (1) 용접 공정 변수와 비드 형상 간의 관계 모델링, (2) 모델의 예측 성능 검증, (3) 최적화된 공정 파라미터 도출입니다.
6. Key Results:
Key Results:
개발된 인공 신경망 모델은 훈련, 검증, 테스트 모든 데이터 세트에서 R값이 최소 0.96637 이상으로 나타나, 용접 비드 형상을 매우 높은 정확도로 예측했습니다.
모델 학습은 과적합 문제 없이 안정적으로 수행되었으며, 최종 평균 제곱 오차(MSE)는 9.1499e-4로 매우 낮아 모델의 신뢰성을 입증했습니다.
훈련된 신경망은 수심 변화와 같은 외부 환경 변화에 대응하여 용접 공정을 실시간으로 제어할 수 있는 제어 시스템의 핵심 요소로 사용될 수 있는 가능성을 보여주었습니다.
수중 용접 시 용접 비드 형상에 영향을 미치는 파라미터의 최적화는 인공 신경망 훈련 알고리즘을 통해 수행될 수 있습니다. 본 연구의 회귀 분석 결과, 훈련, 테스트, 검증에서 R값이 최소 96%로 목표값이 출력값을 근접하게 따르는 것으로 나타났습니다. 만족스러운 결과를 가진 훈련된 신경망은 용접 공정의 제어 시스템에서 블랙박스로 사용될 수 있습니다. 수중 습식 용접에서 용접 공정 파라미터의 효과적인 최적화는 최적화된 열 입력과 아크 길이를 가진 용접 능력을 가지며, 이는 아크 안정성을 보장할 것입니다. 최적화된 공정 파라미터의 사용은 용접부의 건전성에 핵심 요소인 최적화된 용접 비드 형상의 달성을 가능하게 합니다. 본 논문에서 제안된 수중 용접 제어 공정은 신경망 최적화 공정을 완전히 적용하기 위해 추가적인 연구가 필요합니다.
8. References:
Al-Faruk, A, Hasib, A, Ahmed, N, Kumar Das, U. (2010). Prediction of weld bead geometry and penetration in electric arc welding using artificial neural networks. International Journal of Mechanical & Mechatronics Engineering, 10 (4), 19-24.
AWS. (2010). “Underwater welding code”. USA: AWS.
Brown, RT, & Masubuchi, K. (1975). “Fundamental Research on Underwater Welding”. In Welding research supplement (pp. 178-188).
Fahlman, SE. (1988). An empirical study of learning speed in backpropagation. USA: Carnegie Mellon University.
Johnson, RL. (1997). The Effect of Water Temperature on Underbead Cracking of Underwater Wet Weldments. California: Naval Postgraduate School.
Juang, SC, Tarng, YS, & Lii, HR. (1998). A comparison between the backpropagation and counterpropagation networks in the modeling of TIG welding process. Journal of Material ocessing Technology, 75, 54-62.
Nagendra, SM, & Khare, M. (2006). Artificial neural network approach for modelling nitrogen dioxide dispersion from vehicular exhaust emissions. Ecological Modelling, 190(1-2), 99-115.
Negnevetsky, M. (2005). Artificial Intelligence. UK: Addison Wesley.
Omajene, JE, Martikainen, J, Kah, P, & Pirinen, M. (2014). Fundamental difficulties associated with underwater wet welding. International Journal of Engineering Research and Applications, 4(6), 26-31.
Shi, Y, Zheng, Z, & Huang, J. (2013). “Sensitivity model for prediction of bead geometry in underwater wet flux cored arc welding”. In Transaction of nonferrous metals society of China (pp. 1977-1984).
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 신경망 훈련을 위해 SCG(Scaled Conjugate Gradient) 역전파 알고리즘을 선택한 특별한 이유가 있습니까?
A1: 네, 논문에 따르면 SCG 알고리즘은 “더 큰 규모의 네트워크 훈련에 적합하기” 때문에 선택되었습니다. 다른 훈련 알고리즘들이 과도한 훈련으로 인해 발생하는 과적합(overfitting) 문제를 겪을 수 있는 반면, SCG는 이러한 문제를 피하면서 효율적으로 모델을 훈련시킬 수 있는 장점이 있습니다. 이는 모델이 학습 데이터에만 국한되지 않고 새로운 데이터에 대해서도 일반화된 예측 능력을 갖추도록 하는 데 중요합니다.
Q2: 회귀 플롯(Figure 6)의 R값이 0.96 이상이라는 것은 실제 산업 현장에서 어떤 의미를 가집니까?
A2: R값이 0.96 이상이라는 것은 신경망 모델이 예측한 용접 비드 형상(폭, 용입, 덧살)과 실제 실험 결과가 96% 이상의 매우 높은 상관관계를 갖는다는 의미입니다. 이는 산업 현장에서 용접공이 특정 전류, 전압, 속도 등의 조건으로 작업을 수행했을 때 어떤 품질의 용접부가 나올지를 매우 높은 신뢰도로 예측할 수 있음을 뜻합니다. 결과적으로, 시행착오를 줄이고 처음부터 목표 품질을 달성할 가능성을 높여 생산성과 품질 안정성을 크게 향상시킬 수 있습니다.
Q3: Table 1에 제시된 ‘오차(Error)’ 값의 목표가 0이라고 언급되었는데, 이 값들의 의미는 무엇인가요?
A3: Table 1의 오차 값은 신경망 모델이 예측한 출력값과 실제 목표값(실험 데이터) 간의 차이를 나타냅니다. 이 오차를 최소화하는 것이 모델 훈련의 목표이며, 이상적으로는 0에 가깝게 만드는 것입니다. 논문에서는 1번 실험의 오차 값이 다른 실험들에 비해 0에 가장 가깝기 때문에 이 조건이 “가장 좋은 파라미터 세트”라고 언급합니다. 이는 해당 공정 조건이 가장 예측 가능하고 안정적인 결과를 낳는다는 것을 시사합니다.
Q4: 은닉층(hidden layer)의 뉴런 수를 40개로 결정한 기준은 무엇이었나요?
A4: 논문에 따르면, “은닉층의 크기는 신경망 테스트 중 오차를 측정하면서 반복적인 조정을 통해 얻어졌다”고 명시되어 있습니다. 이는 정해진 공식보다는, 여러 뉴런 수를 시도해보고 모델의 예측 오차가 가장 작아지는 최적의 지점을 경험적으로 찾아내는 일반적인 신경망 아키텍처 최적화 방법을 따른 것입니다. 40개의 뉴런이 해당 데이터셋에서 가장 좋은 성능을 보인 결과입니다.
Q5: 제안된 제어기 설계도(Figure 7)의 실질적인 적용 방식은 어떻게 되나요?
A5: Figure 7의 제어기는 견고한 실시간 제어 시스템을 위한 개념도입니다. 실제 적용 시, 용접 장비에 수심(H)을 측정하는 센서를 부착합니다. 수심이 변하면, 이 제어기는 훈련된 신경망(NN FOWARD MODEL)을 이용해 예상되는 비드 형상 변화(AW, AP, AR)를 예측합니다. 이 예측된 변화를 보상하기 위해 퍼지 논리 제어기 등이 용접 전류(I), 전압(U), 속도(v) 등의 파라미터를 자동으로 조정하여 용접기에 전달합니다. 이 과정을 통해 작업자는 수심이 계속 변하는 환경에서도 비드 형상을 직접 측정하지 않고도 일관된 고품질의 용접을 수행할 수 있습니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
수중 습식 용접은 해양 구조물의 안전과 직결되지만, 예측 불가능한 환경 때문에 품질 확보에 큰 어려움을 겪어왔습니다. 본 연구는 인공 신경망이 이러한 복잡한 공정의 변수들을 정확하게 모델링하고 용접 비드 형상을 신뢰도 높게 예측할 수 있음을 명확히 보여주었습니다. R값 0.96 이상의 높은 예측 정확도는 신경망 기반 최적화가 더 이상 이론에 머무르지 않고, 실제 산업 현장에서 용접 품질을 획기적으로 향상시킬 수 있는 실용적인 도구임을 입증합니다.
이러한 접근법은 결함을 사전에 방지하고, 재작업을 최소화하며, 궁극적으로 해양 구조물의 장기적인 신뢰성을 보장하는 데 결정적인 역할을 할 것입니다.
“STI C&D에서는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 지원하는 데 전념하고 있습니다. 이 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 구성 요소에 어떻게 구현할 수 있는지 알아보십시오.”
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Copyright Information
This content is a summary and analysis based on the paper “Optimization of underwater wet welding process parameters using neural network” by “Joshua Emuejevoke Omajene, et al.”.
이 기술 요약은 Rodolfo Rodríguez Baracaldo 외 저자가 2018년 Scientia et Technica에 발표한 논문 “Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims”를 기반으로 하며, STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
도전 과제: 자동차 휠 림 제조에 사용되는 고장력강(HSLA)의 플래시 맞대기 용접(FBW) 부위는 인성이 낮아 벤딩, 컬링 등 후속 공정에서 균열이 발생하여 제품의 안전성과 품질을 저하시킬 수 있습니다.
연구 방법: SPFH 590 강재의 플래시 맞대기 용접 시 전압, 업셋 높이, 플래싱 시간 등 주요 공정 변수가 용접부의 기계적 특성과 미세구조에 미치는 영향을 체계적으로 분석했습니다.
핵심 발견: 전압 5V, 업셋 높이 2.3mm, 플래싱 시간 2초의 조합이 모든 시험에서 강도와 연성의 가장 우수한 조합을 보여주었으며, 이는 취성 파괴의 원인이 되는 비드만스태튼 페라이트 조직의 생성을 억제한 결과입니다.
핵심 결론: 자동차 휠 림의 품질과 생산성을 향상시키기 위해서는 플래시 맞대기 용접 파라미터를 정밀하게 제어하여 열 입력을 최적화하고, 이를 통해 용접부의 미세구조를 제어하는 것이 매우 중요합니다.
도전 과제: 왜 이 연구가 CFD 전문가에게 중요한가
자동차 산업에서 연비 효율이 높은 차량을 개발하기 위해 고장력 저합금강(HSLA)의 사용이 증가하고 있습니다. 휠 림 제조 공정에서 플래시 맞대기 용접(FBW)은 높은 생산성으로 널리 사용되지만, 용접부의 인성이 부족할 경우 벤딩이나 드로잉 같은 후속 성형 공정 중에 용접부 또는 열영향부(HAZ)에서 미세 균열이 발생할 수 있습니다. 이러한 결함은 제품의 안전성과 품질에 직접적인 영향을 미치므로, 기계적 강도와 용접 연속성을 모두 만족시키는 최적의 용접 조건을 찾는 것이 업계의 중요한 과제였습니다. 본 연구는 이 문제를 해결하기 위해 FBW 공정 변수가 HSLA 강재인 SPFH 590의 용접 품질에 미치는 영향을 규명하고자 했습니다.
Figure 1. Schematic of the flash butt welding process.
연구 접근법: 방법론 분석
본 연구에서는 일본 산업 표준(JIS) G 3134에 따른 SPFH 590 강재(두께 2.3mm)를 사용하여 플래시 맞대기 용접을 수행했습니다. 용접 장비로는 400kVA 용량의 Swift-Ohio 91-AA 모델이 사용되었습니다. 연구의 핵심은 세 가지 주요 공정 변수를 두 가지 수준(고/저)으로 조합하여 용접 품질에 미치는 영향을 평가하는 것이었습니다.
전압(Voltage): 5V (저) / 7V (고)
업셋 높이(Upset height): 2.3 mm (저) / 4.6 mm (고)
플래싱 시간(Flashing time): 2초 (저) / 4초 (고)
총 8가지 조합의 시편을 제작하여 인장 시험, 굽힘 시험, 로크웰 경도 시험을 통해 기계적 특성을 평가했습니다. 또한, 광학 현미경과 주사전자현미경(SEM)을 사용하여 용접부, 열영향부(HAZ), 모재의 미세구조 변화와 파단면을 정밀하게 분석했습니다.
핵심 발견: 주요 결과 및 데이터
결과 1: 용접부 미세구조의 변화와 취성 상(Phase) 형성
연구 결과, 용접 공정을 통해 모재의 층상 페라이트(laminar ferrite) 구조가 용접부에서 침상 페라이트(acicular ferrite)로 변태되는 것이 확인되었습니다. 특히 냉각 과정에서 비드만스태튼 페라이트(Widmanstatten Ferrite) 구조가 형성되었습니다(그림 5 참조). 이 구조는 취성을 증가시켜 조기 파괴의 위험을 높일 수 있습니다. 높은 전압이나 긴 플래싱 시간과 같이 열 입력이 과도한 조건에서는 이러한 취성 상의 생성이 촉진되어 용접부의 연성이 크게 감소하는 경향을 보였습니다.
결과 2: 최적의 용접 파라미터 조합 규명
다양한 기계적 시험 결과, 특정 용접 조건이 강도와 연성 측면에서 가장 우수한 성능을 보였습니다.
최적 조건: 전압 5V, 업셋 높이 2.3mm, 플래싱 시간 2초 (Treatment 1)
성능: 이 조건에서 제작된 시편은 인장 강도 596.85 MPa, 연신율 30%를 기록했습니다 (표 4 참조). 이는 모재의 연신율(22%)을 상회하는 우수한 연성을 보여주면서도 충분한 강도를 확보한 결과입니다. 반면, 높은 열 입력 조건(예: Treatment 2, 3, 8)에서 제작된 시편들은 연신율이 5% 미만으로 매우 낮았고, 모두 용접부에서 파단이 발생하여 취성 거동을 보였습니다. 이는 낮은 열 입력이 용접 품질 확보에 유리함을 명확히 보여줍니다.
R&D 및 운영을 위한 실질적 시사점
공정 엔지니어: 본 연구는 전압 5V, 업셋 높이 2.3mm, 플래싱 시간 2초가 SPFH 590 강재의 플래시 맞대기 용접에 가장 적합한 파라미터임을 제시합니다. 열 입력을 최소화하는 방향으로 공정을 제어하면 취성 상인 비드만스태튼 조직의 생성을 억제하여 용접부의 연성을 크게 향상시킬 수 있습니다.
품질 관리팀: 표 4의 데이터는 용접부에서 파단이 발생한 시편들의 연신율이 현저히 낮다는 것을 보여줍니다. 따라서 인장 시험 시 연신율을 핵심 품질 지표로 관리하고, 경도 분포(그림 9)를 통해 용접부의 경화 정도를 모니터링하면 불량을 사전에 예측하고 관리하는 데 도움이 될 수 있습니다.
설계 엔지니어: 이 연구 결과는 용접 공정 중 발생하는 미세구조 변화가 부품의 최종 성능에 큰 영향을 미친다는 점을 보여줍니다. 특히 높은 열 입력이 취성을 유발할 수 있다는 점을 고려하여, 용접이 필요한 부위의 설계 시 열 집중을 피하거나 적절한 용접 조건을 적용할 수 있는 형상을 고려하는 것이 중요합니다.
논문 상세 정보
Efecto de los parámetros de la soldadura a tope por destello sobre las propiedades mecánicas de rines metálicos (Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims)
1. 개요:
제목: Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims
키워드: Flash Butt Welding, SPFH 590 steel, voltage, flashing time
2. 초록:
SPFH 590 강재의 플래시 맞대기 용접 품질에 대한 공정 변수의 영향을 연구했습니다. 용접 금속 및 열영향부는 인장 시험, 굽힘 시험, 로크웰 경도 시험으로 기계적 특성을, 광학 현미경 및 주사전자현미경으로 미세구조를 분석했습니다. 결과는 금속 접합부가 층상 페라이트에서 침상 페라이트로 변태되었음을 나타냈습니다. 용접 과정에서 길쭉한 결정립이 둥근 형태로 성장했고, 냉각 과정을 통해 일부 측판형 비드만스태튼 페라이트 구조가 형성되었습니다. 공정 인자 수준이 미세구조, 용접부 강도, 파괴 특성에 미치는 중요성을 분석했습니다. 전압 5V, 업셋 2.3mm, 플래싱 시간 2초의 용접 공정 파라미터가 수행된 모든 시험에서 가장 우수한 특성 조합(강도 및 연성)을 보였습니다.
3. 서론:
플래시 맞대기 용접(FBW)은 마주 보는 재료의 면을 한 번의 타격으로 용접하는 평면 용접으로, 매우 효율적인 공정입니다. 기본적으로 용융 및 단조 공정으로, 모재와 동등한 강도를 가진 용접 접합부를 생산할 수 있습니다. 이 공정은 저항 용접 공정의 일부로, 플레이트, 라인 파이프, 레일, 해양 구조물, 선박 계류 체인, 특히 자동차 산업의 강철 휠 림 용접에 적용됩니다. FBW의 특징은 용접 공정 파라미터에 직접적인 영향을 받으므로, 필요한 접합 요구 사항을 달성하기 위해 여러 공정 변수를 제어하는 것이 필수적입니다. 본 연구는 자동차 산업에 적용되는 고장력 저합금강(HSLA)에서 이러한 유형의 용접을 연구할 필요성을 제시합니다.
4. 연구 요약:
연구 주제의 배경:
자동차 산업에서 휠 림 제조 시 HSLA 강재의 사용이 증가하고 있습니다. FBW 공정 후 벤딩, 컬링 등의 공정에서 용접부의 낮은 인성으로 인해 균열이 발생할 수 있으며, 이는 제품의 안전성과 품질에 영향을 미칩니다. 따라서 기계적 강도와 용접 연속성 요구 사항을 만족시키는 FBW 공정 파라미터의 적절한 조합을 찾는 것이 중요합니다.
이전 연구 현황:
FBW 파라미터의 영향에 대한 이론적, 실험적 연구가 보고되어 왔습니다. 대부분의 연구는 인장 강도나 파괴 인성을 최대화하고 변형, 잔류 응력, 기공을 최소화하기 위해 플래싱 시간, 업셋 시간, 업셋 전류, 플래싱 패턴, 업셋 치수 등의 변화를 연구했습니다. Ziemian 등의 연구는 용접 파라미터가 결함 및 내부 개재물에 미치는 민감도를 통계적으로 연구했으며, Min과 Kang은 자동차 차체에 사용되는 냉연 강판의 플래시 용접성을 연구했습니다.
연구 목적:
본 연구는 전압, 업셋 높이, 플래싱 시간과 같은 공정 변수가 SPFH 590 HSLA 강재의 FBW 공정에서 기계적 강도와 용접 불연속성에 미치는 영향을 조사하는 것을 목적으로 합니다.
핵심 연구:
세 가지 주요 공정 변수(전압, 업셋 높이, 플래싱 시간)를 각각 두 수준(고/저)으로 설정하여 총 8가지의 처리 조합을 만들어 시편을 제작했습니다. 제작된 시편에 대해 인장 시험, 굽힘 시험, 경도 시험 및 미세구조 분석(광학 현미경, SEM)을 수행하여 각 조건이 용접부의 기계적 특성과 미세구조에 미치는 영향을 정량적으로 평가하고 최적의 공정 조건을 도출했습니다.
5. 연구 방법론
연구 설계:
전압(A), 업셋 높이(B), 플래싱 시간(C) 세 가지 요인을 각각 고/저 두 수준으로 설정한 2³ 요인 설계를 기반으로 8가지 실험 조합(Treatment)을 구성했습니다.
데이터 수집 및 분석 방법:
재료: SPFH 590 (JIS G 3134) 강재, 두께 2.3mm
용접 장비: Swift-Ohio 91-AA 모델 (400kVA)
기계적 시험: 인장 시험(JIS G 3134 표준), 3점 굽힘 시험(AWS B4.0: 2000 표준), Knoop 미세 경도 시험을 수행했습니다.
미세구조 분석: 광학 현미경(Leco 100x-800x)과 주사전자현미경(FEI Quanta 200)을 사용하여 용접부, 열영향부(HAZ)의 미세구조 및 파단면을 관찰했습니다. 시편은 5% 나이탈 용액으로 에칭했습니다.
Figure 11. SEM micrograph of fracture surface of the specimen with treatment 4. a) Ductile fracture outside the welding joint; b) Poor ductility perpendicular to the rolling direction.
연구 주제 및 범위:
이 연구는 SPFH 590 강재의 플래시 맞대기 용접에서 전압, 업셋 높이, 플래싱 시간이 용접부의 미세구조 변태(층상 페라이트 → 침상 페라이트, 비드만스태튼 페라이트 형성), 기계적 특성(인장 강도, 연신율, 경도, 굽힘 특성) 및 파괴 거동에 미치는 영향을 분석하는 데 초점을 맞춥니다.
6. 주요 결과:
주요 결과:
용접 공정 중, 모재의 층상 페라이트가 용접부에서 침상 페라이트로 변태되었으며, 냉각 과정에서 비드만스태튼 페라이트 구조가 형성되었습니다.
높은 열 입력(높은 전압, 긴 플래싱 시간) 조건에서 제작된 시편(Treatment 2, 3, 5, 8)은 취성 거동을 보이며 낮은 연신율과 굽힘 특성을 나타냈습니다.
전압 5V, 업셋 높이 2.3mm, 플래싱 시간 2초(Treatment 1) 조건이 인장 강도 596.85 MPa와 연신율 30%로 강도와 연성의 가장 우수한 조합을 보였습니다.
용접부 중심의 경도는 모재보다 높게 나타났으며, 이는 비드만스태튼 페라이트 구조 형성 및 업셋 공정에 의한 가공 경화에 기인합니다.
파단면 분석 결과, 우수한 연성을 보인 시편은 미세 기공(micro voids)이 특징인 연성 파괴를, 용접부에서 파단된 시편은 입내 파괴와 입계 파괴가 혼합된 혼합형 파괴를 보였습니다.
그림 목록:
Figure 1. Schematic of the flash butt welding process.
Figure 2. Tensile resistance specimen. Adapted from [13].
Figure 3. Optical Micrographs of image base material sheet (SPFH 590).
Figure 4. SEM Micrographs of the base material.
Figure 5. Optical Micrographs of Acicular Ferrite (light color) of the (upset joint) welded joint. GBF: Grain boundary Ferrite. WSP: Widmanstatten side-plate Ferrite. P: Pearlite.
Figure 6. SEM Micrographs. a) Joint zone, b) Base material
Figure 7. Optical Micrographs of macro section of Flash Butt Welding. White line indicates the decarburized zone.
Figure 8. Tensile test specimens which presented a fracture outside the welded join; a) with treatment 1 and b) with treatment 7.
Figure 9. Knoop microhardness of the specimens for each treatment.
Figure 10. Bending test imagines. a) Experimental arrangement; b) Specimen 1 meeting the requirements of the test; c) Specimen 2 does not meet the requirements.
Figure 11. SEM micrograph of fracture surface of the specimen with treatment 4. a) Ductile fracture outside the welding joint; b) Poor ductility perpendicular to the rolling direction.
Figure 12 a) SEM micrograph of the fracture surface on welding joint of the specimen of treatment 8. b) Superficial cracking.
7. 결론:
SPFH 590 강재에 대한 플래시 맞대기 용접 공정의 8가지 파라미터 설정에 대한 미세구조 및 기계적 특성 결과가 인장 시험, 굽힘 시험, 로크웰 경도 시험, 광학 현미경, 주사전자현미경을 사용하여 적절하게 평가되었습니다. 접합부의 미세구조 분석은 층상 페라이트에서 침상 페라이트로의 변태를 보여줍니다. 용접 과정에서 길쭉한 결정립이 둥글게 성장하며, 냉각 과정에서 일부 측판형 비드만스태튼 페라이트 구조가 형성됩니다. 기계적 거동은 경도 시험, 인장 시험, 굽힘 시험을 통해 평가되었으며, 여러 파라미터 조합에 대해 다른 거동을 보였습니다. 전압 5V, 업셋 2.3mm, 플래싱 시간 2초의 용접 공정 파라미터는 수행된 모든 시험에서 가장 우수한 특성 조합(강도 및 연성)을 보였습니다. 이러한 결과는 FBW로 생산되는 구조 요소의 제조 공정에서 불량 부품을 줄이는 데 적용될 수 있습니다.
8. 참고문헌:
[1]. Y. Ichiyama, and K. Shinji, “Flash-Butt Welding of High Strength Steels,” Nippon Steel Technical Report Vol. 95, Jan. 2007.
[2]. Flash Welding chapter in ASM Handbook: Welding, Brazing, and Soldering, Vol.6, 10th, Ed., by K. Ferjutz, J. Davis, Ed. ASM International, United States, 1994.
[3]. AWS Welding Handbook: Welding Processes, Vol. 2, 8th Ed., by R. L. O’Brien, American Welding Society/Welding Handbook, United States,
[4]. D. E. Ziemian, C. W. Sharma, and M. M. Whaley, “Flash butt-welding process optimization through the design of experiments” presented at Proc of Int Conf. on NSF Engineering Research and Innovation Conference, Knoxville, Tennessee USA, 2008.
[5]. F. Zhang, B. Lv, B. Hu, and Y. Li, “Flash butt welding of high manganese steel crossing and carbon steel rail”, Mater Sci Eng A, Vol. 454-455, pp 288-292, Apr. 2007.
[6]. D. Tawfik, P. Mutton, and W. Chiu, “Experimental and numerical investigations: Alleviating tensile residual stresses in flash-butt welds by localized rapid postweld heat treatment”, J Mater Process Technol, Vol. 196, pp 279–291, Jan. 2008.
[7]. C. Barbosa, J. Dille, J. L. Delplancke, J.M.A Rebello, and O. Acselrad, “A microstructural study of flash welded and aged 6061 and 6013 aluminum alloys,” Mater Characterization, Vol. 57, pp 187-192, 2006.
[8]. N.F.H. Kerstens, and I.M. Richardson, “Heat distribution in resistance upset butt welding” J Mater Process Technol, Vol. 209, pp 2715–2722, Aug. 2009.
[9]. D. Kim, Q. So, and M. Kang, “Effect of flash butt welding parameters on weld quality of mooring chain”, Arch Mater Sci Eng A, Vol. 38(2), pp 112-117, 2009.
[10]. M. Sharifitabar, and A. Halvaee, “Resistance upset butt welding of austenitic to martensitic stainless steels”, Mater Des, Vol. 31, pp 3044-3050, 2010.
[11]. C. W. Ziemian, M. M. Sharma, D. E. Whaley, “Effects of flashing and upset sequences on microstructure, hardness, and tensile properties of welded structural steel joints”, Mater Des, Vol 33, pp 175-184, 2012.
[12]. K.B. Min, K.S. Kim, and S.S Kang, “A study on resistance welding in steel sheets using a tailor-welded blank (1st report) Evaluation of upset weldability and formability”, J Mater Process Technol, Vol. 101, No. 1–3, 14, pp 186-192, Jan. 2000.
[13]. JIS HANDBOOK, “JIS G 3134:2006. Hot-rolled high strength steel plate, sheet and strip with improved formability for automobile structural uses”, Ferrous Materials & Metallurgy II, by JSA Japanese Standards Association, Tokyo Japan 2006.
[14]. N. Kerstens, Investigation and Control of Factors Influencing Resistance Upset Butt Welding, Delft.: Thesis Master dissertation. TU Delft, 2009.
[15]. AWS, “AWS B4.0M:2000,” Standard Methods for Mechanical Testing of Welds, American Welding Society, 2000.
[16]. A. Seshu-Kumar, B. Ravi-Kumar, G.L. Datta, and V.R. Ranganath, “Effect of microstructure and grain size on the fracture toughness of a micro-alloyed steel,” Mater Sci Eng A, Vol. 527, No. 4-5,15, pp 954-960 Feb. 2010.
[17]. R. Ricks, P. Howell, and G. S. Barritte, “The nature of acicular ferrite in HSLA steel weld metals,” J. Mater. Sci. Vol. 17, pp 732–740, Mar. 1982.
[18]. C. Centinkaya, and U. Arabaci, “Flash butt welding application on 16MnCr5 chain steel and investigations of mechanical properties,” Mater Des, Vol. 27, pp 1187-1195, Nov. 2006.
[19]. M. Sharifitabar, A. Halvaee, and S. Khorshahian, “Microstructure and mechanical properties of resistance upset butt welded 304 austenitic stainless steel joints,” Mater Des, Vol. 32, pp 3854-3864, Aug. 2011.
[20]. T. Singh, A. Shahi, and M. Kaur, “Experimental studies on the effect of multipass welding on the mechanical properties of AISI 304 stainless steel SMAW joints”, Int. J. Sci. Eng. Research, Vol. 4, pp 951-961, Dec. 2013.
[21]. H. Bang, H. Bang, C. Ro, and S. Jeong, “Mechanical Behavior of the Weld Joints of Thick Steel Plates Produced by Various Welding Processes”, Strength Mater, Vol 47, pp 213-220, Jan. 2015.
전문가 Q&A: 주요 질문과 답변
Q1: 연구에서 전압, 업셋 높이, 플래싱 시간을 핵심 변수로 선택한 이유는 무엇입니까?
A1: 이 세 가지 변수는 플래시 맞대기 용접에서 열 입력과 단조 효과를 결정하는 가장 중요한 요소이기 때문입니다. 전압과 플래싱 시간은 용접부에 가해지는 총 에너지 양을 조절하여 용융 상태에 직접적인 영향을 미칩니다. 업셋 높이는 용융된 금속과 산화물을 밀어내고 깨끗한 접합부를 형성하는 단조 공정의 정도를 결정합니다. 따라서 이 변수들을 제어하는 것이 최종 용접부의 미세구조와 기계적 특성을 결정하는 데 핵심적입니다.
Q2: 그림 5에 나타난 비드만스태튼 페라이트 구조는 기계적 특성에 구체적으로 어떤 영향을 미칩니까?
A2: 비드만스태튼 페라이트는 일반적으로 판상 또는 침상 형태를 가지며, 결정립계에서 성장하여 결정립 내부로 뻗어 나갑니다. 이 구조는 경도는 높지만 매우 취약하여 균열의 시작점 및 전파 경로가 되기 쉽습니다. 논문에서도 이 구조가 “취성 용접을 생성하고 조기 파괴의 위험을 증가시킬 수 있다”고 지적합니다. 표 4에서 높은 열 입력으로 인해 이 구조가 많이 생성되었을 것으로 추정되는 시편(Treatment 2, 3, 8)들의 연신율이 극히 낮은 것이 이를 뒷받침합니다.
Q3: 그림 7에서 보이는 탈탄층(decarburized zone)의 중요성은 무엇인가요?
A3: 탈탄층은 플래싱 과정에서 모재의 탄소가 용접 영역으로 확산된 후 업셋 과정에서 외부로 밀려나가면서 형성됩니다. 이 영역은 주변보다 탄소 함량이 낮아 상대적으로 연하고 강도가 낮을 수 있습니다. 이는 용접부의 국부적인 기계적 특성 불균일성을 유발할 수 있는 요인 중 하나이며, 플래시 맞대기 용접에서 흔히 관찰되는 특징적인 불연속부입니다.
Q4: 그림 9를 보면 용접부 중심에서 경도 값이 가장 높게 나타납니다. 그 원인은 무엇입니까?
A4: 논문에서는 두 가지 주요 원인을 제시합니다. 첫째, 용접부의 급격한 가열 및 냉각 사이클로 인해 모재의 미세구조가 더 단단한 비드만스태튼 페라이트 구조로 변태되었기 때문입니다. 둘째, 업셋 단계에서 가해지는 강한 축 방향 힘에 의해 용접부가 소성 변형되면서 발생하는 가공 경화(work hardening) 효과 때문입니다. 이 두 가지 요인이 복합적으로 작용하여 용접부 중심에서 가장 높은 경도 값을 나타냅니다.
Q5: Treatment 1(저전압, 저업셋, 저플래싱 시간)과 Treatment 7(고전압, 저업셋, 저플래싱 시간) 모두 양호한 결과를 보였는데, 왜 Treatment 1이 최적의 조건으로 결론 내려졌나요?
A5: 두 조건 모두 인장 시험 시 용접부가 아닌 모재에서 파단이 발생하여 용접 품질이 우수함을 입증했습니다. 하지만 표 4의 데이터를 자세히 보면, Treatment 1은 연신율이 30%로 모재(22%)보다 월등히 높게 나타나 우수한 연성을 보였습니다. 반면 Treatment 7의 연신율은 27.75%였습니다. 강도와 연성을 종합적으로 고려할 때, 충분한 강도를 유지하면서도 최고의 연성을 보여준 Treatment 1이 가장 이상적인 조합으로 평가된 것입니다.
결론: 더 높은 품질과 생산성을 향한 길
자동차 휠 림 제조 시 발생하는 용접부 균열 문제는 플래시 맞대기 용접 공정의 정밀한 제어를 통해 해결할 수 있습니다. 본 연구는 SPFH 590 강재 용접 시 낮은 열 입력 조건(5V 전압, 2.3mm 업셋, 2초 플래싱 시간)이 취성 조직의 생성을 억제하고, 강도와 연성이 가장 뛰어난 용접부를 만든다는 것을 명확히 보여주었습니다. 이는 미세구조 제어가 최종 제품의 품질을 좌우한다는 사실을 다시 한번 확인시켜 줍니다.
(주)에스티아이씨앤디에서는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 지원합니다. 이 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 부품에 어떻게 구현할 수 있는지 논의해 보십시오.
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저작권 정보
이 콘텐츠는 “Effect of flash butt welding parameters on mechanical properties of wheel rims” (저자: Rodolfo Rodríguez Baracaldo 외) 논문을 기반으로 한 요약 및 분석 자료입니다.
출처: Scientia et Technica Año XXII, Vol. 23, No. 01, marzo de 2018. ISSN 0122-1701
이 기술 요약은 Muhammad RAFIQ, Laurent LANGLOIS, Régis BIGOT가 2010년 AIP Conference Proceedings에 발표한 논문 “Hot Forging of a Cladded Component by Automated GMAW Process”를 기반으로 합니다. STI C&D의 기술 전문가에 의해 분석 및 요약되었습니다.
The Challenge: 내구성과 내식성이 뛰어난 부품을 제조할 때, 복잡한 형상을 가공한 후 클래딩을 적용하는 기존 방식은 비효율적일 수 있습니다.
The Method: 본 연구는 공정을 역으로 전환하여, 단순한 형상의 강철 프리폼(pre-form)에 자동 GMAW(Gas Metal Arc Welding) 공법으로 스테인리스강 클래딩을 먼저 적용한 후, 열간 단조를 통해 최종 형상을 만드는 새로운 방식을 제안합니다.
The Key Breakthrough: 연구 결과, 클래딩된 부품의 성공적인 성형을 위해 균열과 결함을 방지하는 최적의 열간 단조 온도(900°C)와 GMAW 토치 각도(β=30°)를 규명했습니다.
The Bottom Line: ‘선 클래딩, 후 단조(clad-then-forge)’ 방식은 구조적 무결성이 향상된 고성능 바이메탈(bimetallic) 부품을 제조할 수 있는 매우 유망한 대안 공법임이 입증되었습니다.
The Challenge: Why This Research Matters for CFD Professionals
기존의 부품 제조 공정은 일반적으로 최종 형상을 먼저 가공한 후, 내마모성이나 내식성을 높이기 위해 표면에 용접 클래딩을 적용합니다. 하지만 복잡한 형상의 부품에 균일한 품질의 클래딩 층을 형성하는 것은 기술적으로 어렵고 비용이 많이 드는 작업입니다.
본 연구는 이러한 패러다임에 도전합니다. “단순한 프리폼에 먼저 클래딩을 하고, 그 다음 고온에서 단조하여 최종 형상을 만들 수 있을까?”라는 질문에서 출발합니다. 이 역발상 공법의 성공 여부는 이종 금속(모재: 저탄소강, 클래딩재: 스테인리스강)으로 구성된 프리폼의 ‘단조성(forgeability)’에 달려 있습니다. 즉, 고온의 단조 공정 중 클래딩 층이 모재로부터 분리되거나 균열이 발생하는 등의 결함 없이 안정적으로 변형될 수 있는지를 규명하는 것이 핵심 과제입니다.
The Approach: Unpacking the Methodology
연구팀은 제안된 공법의 실현 가능성을 검증하기 위해 체계적인 실험을 설계했습니다.
소재: 두께 30mm의 저탄소강 S235 강판 위에 스테인리스강 316L 와이어를 클래딩 소재로 사용했습니다.
공정: 자동화된 로봇 GMAW(MIG 용접) 시스템을 활용하여 클래딩을 수행했습니다.
주요 변수:
용접 공정 변수: 와이어 공급 속도, 아크 전압, 용접 속도
기하학적 변수: 인접한 비드 간의 중첩(overlapping), 측면 토치 기울기 각도(β)
실험을 통해 클래딩 품질과 열간 단조성에 영향을 미치는 두 가지 핵심 요인을 발견했습니다.
Finding 1: 클래드 품질 확보의 핵심, 토치 기울기 각도
다중 비드 클래딩 시, 이전 비드와 새로운 비드가 만나는 지점(toe)에서 발생하는 ‘용입 불량(lack of penetration)’ 결함이 가장 큰 문제점으로 나타났습니다. 연구 결과, 이 결함은 용융 금속의 ‘젖음각(wetting angle)’과 밀접한 관련이 있었습니다. Figure 6(b)에서 볼 수 있듯이, 토치를 수직(β=0°)으로 유지했을 때보다 측면으로 30° 기울였을 때(β=30°) 모든 비드 중첩 조건에서 젖음각이 현저히 감소했습니다. 이는 용입 불량 결함을 줄이고 균일한 표면 형상을 만드는 데 결정적인 역할을 했습니다.
Finding 2: 성공적인 열간 단조를 위한 최적의 온도 구간 존재
열간 굽힘 시험 결과, 단조 온도에 따라 성패가 명확하게 갈렸습니다. Table 2와 Figure 8에 나타난 바와 같이, 900°C에서 단조한 시편에서는 어떠한 균열도 발견되지 않았습니다. 반면, 750°C의 낮은 온도나 1050°C의 높은 온도에서 단조한 시편에서는 비드 경계면의 ‘용입 불량’ 결함 부위에서부터 균열이 시작되어 클래딩 표면으로 전파되는 현상이 관찰되었습니다. 이는 해당 소재 조합의 성공적인 열간 단조를 위해서는 900°C라는 최적의 온도 창이 존재함을 명확히 보여줍니다.
FIGURE 8 Hot bending test results of 18% diluted cladded plate at different temperatures
Practical Implications for R&D and Operations
본 연구 결과는 공정, 품질, 설계 엔지니어에게 다음과 같은 실용적인 통찰을 제공합니다.
For Process Engineers: 다중 비드 GMAW 클래딩 공정에서 토치 측면 기울기를 약 30°로 조절하면 ‘용입 불량’ 결함을 효과적으로 줄일 수 있습니다. 또한, ‘선 클래딩, 후 단조’ 공법 적용 시, 본 연구의 소재 조합(S235+316L)에서는 약 900°C의 정밀한 온도 제어가 균열 방지의 핵심입니다.
For Quality Control Teams: 논문의 Table 2와 Figure 8 데이터는 ‘용입 불량’ 결함이 열간 성형 시 균열의 시작점 역할을 한다는 것을 명확히 보여줍니다. 이는 단조 공정 이전에 용접 비드 접합부에 대한 비파괴 검사를 통해 해당 결함 유무를 확인하는 것이 최종 부품의 파손을 예방하는 중요한 품질 관리 기준이 될 수 있음을 시사합니다.
For Design Engineers: 이번 연구 결과는 초기 클래딩 공정 변수가 바이메탈 부품의 최종 성형성에 직접적인 영향을 미친다는 것을 보여줍니다. 따라서 ‘선 클래딩, 후 단조’ 공법을 채택할 경우, 클래딩 전략(토치 각도, 비드 중첩 등)을 단순한 표면 처리 공정이 아닌, 초기 설계 단계부터 반드시 고려해야 할 핵심 설계 인자로 다루어야 합니다.
Paper Details
Hot Forging of a Cladded Component by Automated GMAW Process
1. Overview:
Title: Hot Forging of a Cladded Component by Automated GMAW Process
Author: Muhammad RAFIQ, Laurent LANGLOIS, Régis BIGOT
Year of publication: 2010
Journal/academic society of publication: AIP Conference Proceedings (AMPT2010)
Keywords: Automatic GMAW, Clad quality parameters, Bead overlapping, Hot bending
2. Abstract:
Weld cladding is employed to improve the service life of engineering components by increasing corrosion and wear resistance and reducing the cost. The acceptable multi-bead cladding layer depends on single bead geometry. Hence, in first step, the relationship between input process parameters and the single bead geometry is studied and in second step a comprehensive study on multi bead clad layer deposition is carried out. This paper highlights an experimental study carried out to get single layer cladding deposited by automated GMAW process and to find the possibility of hot forming of the cladded work piece to get the final hot formed improved structure. The experiments for single bead were conducted by varying the three main process parameters wire feed rate, arc voltage and welding speed while keeping other parameters like nozzle to work distance, shielding gas and its flow rate and torch angle constant. The effect of bead spacing and torch orientation on the cladding quality of single layer from the results of single bead deposition was studied. A hot bending test at different temperatures of cladded plates with different dilution and nominal energy carried out.
3. Introduction:
본 연구의 핵심 아이디어는 기존의 일반적인 부품 제작 순서를 뒤집어, 단순한 형상의 프리폼에 먼저 클래딩을 적용한 후 단조를 통해 최종 제품을 얻는 것입니다. 이 연구는 이종 금속으로 용접된 프리폼의 단조성(forgeability)을 평가하여 작업성과 그에 따른 기계적 특성을 확인하고자 합니다. 단순 형상에 클래딩을 적용하고, 후속 열간 단조를 통해 원하는 표면 구조를 얻을 수 있는지에 대한 가능성을 탐구합니다.
4. Summary of the study:
Background of the research topic:
엔지니어링 부품의 수명을 향상시키기 위해 내부식성 및 내마모성이 우수한 소재를 표면에 덧씌우는 용접 클래딩 기술이 널리 사용됩니다.
Status of previous research:
여러 연구[2,3,4,5]에서 용접 공정 변수와 비드 형상 간의 상관관계가 보고되었으며, Rajeev 등[6]은 표면 불균일성을 최소화하는 연구를 수행했습니다. 특히 Joseph 등[1]은 용접 클래딩된 판재의 열간 단조 거동 연구를 제안한 바 있습니다.
Purpose of the study:
용접 클래딩된 프리폼의 열간 단조 가능성을 조사하고, 클래딩 공정 변수, 클래드 품질, 그리고 최종 성형 거동 사이의 관계를 규명하는 것을 목표로 합니다.
Core study:
자동 GMAW 공정을 이용한 단일 및 다중 비드 클래딩 실험을 수행하고, 클래딩된 시편의 단조성을 평가하기 위해 다양한 온도 조건에서 열간 굽힘 시험을 실시했습니다.
5. Research Methodology
Research Design:
실험 계획법에 따라 GMAW 공정 변수(전압, 와이어 공급 속도, 용접 속도)가 단일 비드 형상에 미치는 영향을 먼저 분석하고, 그 결과를 바탕으로 다중 비드 클래딩의 최적 조건을 탐색했습니다. 최종적으로 클래딩된 시편의 열간 단조성을 평가했습니다.
Data Collection and Analysis Methods:
클래딩된 시편의 단면을 절단하여 매크로 분석을 통해 클래드 형상(두께, 용입), 희석률, 결함 등을 측정했습니다. 열간 굽힘 시험 후에는 시편의 균열 발생 여부를 육안 및 매크로 사진으로 관찰했습니다.
Research Topics and Scope:
본 연구는 저탄소강(S235) 모재에 스테인리스강(316L)을 자동 GMAW 공법으로 클래딩한 후, 열간 성형 시의 거동을 분석하는 데 초점을 맞춥니다. 클래딩 공정에서는 토치 각도와 비드 중첩의 영향을, 열간 성형에서는 온도의 영향을 중점적으로 다룹니다.
6. Key Results:
Key Results:
다중 비드 클래딩 시, 인접 비드 경계면의 ‘용입 불량’이 주요 결함으로 나타났습니다.
토치 측면 기울기 각도(β)를 0°에서 30°로 변경했을 때, 비드의 젖음각이 개선되어 용입 불량 결함이 감소하고 표면 조도가 향상되었습니다.
열간 굽힘 시험 결과, 900°C에서 성형 시 균열이 발생하지 않아 최적의 단조 온도로 확인되었습니다.
FIGURE 6 Macrographs of cladded beads at different torch angles (a) and its effect on wetting angle (b)
FIGURE 7 Hot bending test apparatus setup
FIGURE 8 Hot bending test results of 18% diluted cladded plate at different temperatures
7. Conclusion:
본 연구를 통해 클래딩된 부품의 열간 단조 거동을 특성화했습니다. 일련의 실험을 통해 클래딩 공정과 클래드 품질 파라미터 간의 관계를 수립했으며, 이러한 클래드 품질이 부품의 성형 거동과 직접적으로 연결됨을 확인했습니다. 열간 단조 후 클래딩 층의 최종 특성에 대한 탐구는 향후 연구 과제로 남겨두었습니다.
8. References:
[1] Joseph Domblesky, Frank F. Kraft, Metallographic evaluation of welded forging performs, Journal of Materials Processing Technology, 191 (2007) 82-86
[2] Raveendra J, Parmar RS, Mathematical models to predict weld bead geometry for flux cored arc welding. J Metal Construct 1987; 19(2):31R-5R.
[3] Yang LJ, Bibby MJ, Chandel RS., Linear regression equations for modeling the submerged-arc welding process. J Mater Process Technol, 1993; 39:33-42.
[4] Allen TT, Richardson RW, Tagliabue DP, Statistical process design for robotic GMA welding of sheet metal. Weld J, AWS 2002(May):69-s–77-s.
[5]. Pandey S, Parmer RS, Mathematical models for predicting bead geometry and shape relationships for MIG welding of aluminium alloy 5083. Proceedings of the 2nd International Conference on recent Trends in Welding science and Technology USA, 1990, pp 37-41
[6].Rajeev Dwivedi, Radovan Kovacevic, Automated Torch Path Planning Using Polygon Subdivision for Solid Freeform Fabrication Based on Welding, Journal of Manufacturing Systems, Vol. 23/No. 4,2004.
Expert Q&A: Your Top Questions Answered
Q1: 연구에서 토치 측면 기울기 각도(β)를 핵심 변수로 조사한 이유는 무엇인가요?
A1: 초기 실험 결과, 인접한 비드의 끝부분(toe)에서 발생하는 ‘용입 불량’ 결함이 가장 중요한 문제임이 드러났습니다. 이 결함은 새로운 용융 비드가 이전 비드 위에서 어떻게 퍼지는지, 즉 ‘젖음성’과 깊은 관련이 있습니다. 연구팀은 토치의 측면 기울기 각도를 변경하면 용융 금속의 흐름과 열 분포에 영향을 주어 젖음각을 제어할 수 있을 것이라 가정했습니다. Figure 6(b)의 결과에서 보듯이, 30°의 기울기 각도는 0°에 비해 젖음성을 크게 개선하여 이 가설이 옳았음을 증명했습니다.
Q2: 논문에 따르면 750°C와 1050°C 모두에서 균열이 발생했는데, 두 온도에서의 파괴 메커니즘이 동일한가요?
A2: 논문은 균열 발생을 ‘클래딩의 고온 연성(hot ductility)’과 연관 짓지만, 두 온도에서의 파괴 메커니즘 차이를 명확히 구분하지는 않습니다. 하지만 일반적인 금속학적 관점에서, 750°C는 연성이 부족하여 균열이 발생할 수 있는 너무 낮은 온도일 수 있습니다. 반면 1050°C는 스테인리스강의 특정 상(예: 열영향부의 델타 페라이트)이 고온 연성을 저하 시키거나 액상 균열(liquation cracking)을 유발할 수 있는 온도 범위에 해당할 수 있습니다. 논문의 핵심은 900°C라는 안전한 작업 구간의 존재를 밝힌 것이며, 다른 온도에서의 상세한 파괴 메커니즘 분석은 다루지 않았습니다.
Q3: 논문에서 제안된 두 가지 비드 중첩 기준(수식 1, 2)의 이론적 근거는 무엇인가요?
A3: 논문은 이 기준들이 “단순화된 기하학적 중첩 가정”에 기반한다고 설명합니다. 수식 (1)은 높이 기반 기준으로, 중첩 지점이 비드 덧살 높이(r)의 절반(r/2)이 되도록 하는 것을 목표로 합니다. 수식 (2)는 면적 기반 기준으로, 새로운 비드가 이전 비드의 골짜기를 채우는 면적과 중첩 지점 위로 쌓이는 덧살의 면적이 균형을 이루도록 하는 것을 목표로 합니다. 두 가지 모두 매끄럽고 균일한 최종 표면을 얻기 위한 기하학적 접근법입니다.
Q4: 연구에서는 진행 방향에 대한 토치 각도(α)를 18°로 고정했습니다. 이 각도를 변경하면 결과에 어떤 영향을 미칠 수 있나요?
A4: 논문은 진행 방향 각도(α) 변화의 영향은 조사하지 않았습니다. 이 각도는 일반적으로 아크 특성, 비드 형상, 용입 깊이에 영향을 미칩니다. 만약 이 값을 변경한다면 전체 공정 윈도우가 바뀔 가능성이 높습니다. 본 연구에서는 이 값을 고정하고, 다중 패스 클래딩에서 인접 비드 간의 상호작용과 젖음성에 더 직접적인 영향을 미치는 측면 기울기 각도(β)에 집중했습니다.
Q5: 열간 굽힘 시험 전에 비드 접합부의 ‘용입 불량’ 결함은 어떻게 확인되었나요?
A5: 논문에 따르면, “클래딩된 판재는 두 비드의 접합부에서 용입 불량 결함을 보였으나, 이는 열간 굽힘 시험 전의 매크로 및 마이크로 사진에서는 보이지 않았다”고 기술되어 있습니다. 이는 해당 결함이 미세한 용융 불량 또는 기공으로, 일반적인 단면 분석으로는 쉽게 검출하기 어려웠음을 시사합니다. 이 결함은 Figure 8에서 볼 수 있듯이, 열간 굽힘 시험이라는 가혹한 변형이 가해졌을 때 비로소 균열의 시작점으로 작용하며 명확하게 드러났습니다.
Conclusion: Paving the Way for Higher Quality and Productivity
본 연구는 ‘선 클래딩, 후 열간 단조(Hot Forging)‘라는 혁신적인 공법이 고성능 바이메탈 부품 제조에 있어 기술적으로 실현 가능한 대안임을 입증했습니다. 최적의 클래딩 변수(특히 토치 각도)와 정밀한 단조 온도 제어를 통해, 기존 공법의 한계를 극복하고 더 높은 품질과 생산성을 달성할 수 있는 새로운 길을 제시합니다.
STI C&D는 최신 산업 연구 결과를 적용하여 고객이 더 높은 생산성과 품질을 달성할 수 있도록 지원하는 데 전념하고 있습니다. 본 논문에서 논의된 과제가 귀사의 운영 목표와 일치한다면, 저희 엔지니어링 팀에 연락하여 이러한 원칙을 귀사의 부품에 어떻게 적용할 수 있는지 알아보십시오.
(주)에스티아이씨앤디에서는 고객이 수치해석을 직접 수행하고 싶지만 경험이 없거나, 시간이 없어서 용역을 통해 수치해석 결과를 얻고자 하는 경우 전문 엔지니어를 통해 CFD consulting services를 제공합니다. 귀하께서 당면하고 있는 연구프로젝트를 최소의 비용으로, 최적의 해결방안을 찾을 수 있도록 지원합니다.
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This content is a summary and analysis based on the paper “Hot Forging of a Cladded Component by Automated GMAW Process” by “Muhammad RAFIQ, Laurent LANGLOIS, Régis BIGOT”.
Figure 2 The temperature field and melt pools shape during L-PBF process
연구 배경 및 목적
문제 정의
L-PBF 공정은 금속 분말층을 레이저로 용융 및 고화하여 적층 제조하는 기술로, 최종 제품의 밀도, 치수 정확도, 기계적 특성 등에 영향을 미침.
용융 풀의 형상과 온도 분포는 공정 변수(레이저 출력, 주사 속도 등)에 의해 결정되며, 이를 최적화하는 것이 중요함.
연구 목적
Flow-3D(Flow-weld) 기반 CFD 시뮬레이션을 사용하여 공정 변수(레이저 출력, 주사 속도)가 온도장 및 용융 풀 형상에 미치는 영향을 분석.
단일 용융 트랙(single melting track)의 특성을 평가하여 L-PBF 공정의 품질 개선을 위한 기초 데이터 제공.
연구 방법
수치 모델링 및 시뮬레이션 설정
열 전달 모델: 전도, 대류, 복사를 포함한 열 전달 해석 수행.
유체 역학 모델: VOF(Volume of Fluid) 기법을 활용하여 용융 풀의 형상 변화 추적.
공정 변수 설정:
레이저 출력: 120W, 140W
주사 속도: 0.4m/s, 0.6m/s, 0.8m/s
레이저 빔 직경: 80µm
적층 두께: 50µm
재료: AISI 420 마르텐사이트계 스테인리스강 분말(평균 입자 크기 20µm) 사용.
주요 결과
온도장 및 용융 풀 형상 변화
낮은 주사 속도에서는 넓은 열 분포 영역이 형성되며, 높은 주사 속도에서는 좁고 깊은 용융 풀이 형성됨.
주사 속도가 증가함에 따라 타원형(Ellipse) 용융 풀이 눈물방울(Tear-drop) 형태로 변화.
용융 트랙 특성 분석
레이저 출력 증가 및 주사 속도 감소 시 용융 풀의 폭과 깊이가 증가.
주사 속도가 0.4m/s에서 0.6m/s로 증가하면 용융 트랙 하부에 기공(void) 발생 가능성 증가.
시뮬레이션 결과는 실험 데이터와 높은 일치도를 보이며, 경미한 차이만 존재.
결론 및 향후 연구
결론
Flow-3D 기반 시뮬레이션을 통해 L-PBF 공정의 용융 풀 형상 및 온도 분포를 효과적으로 예측 가능.
낮은 주사 속도에서 넓은 열 분포 및 깊은 용융 풀이 형성되며, 높은 주사 속도에서는 용융 풀이 좁아짐.
공정 변수 최적화를 통해 미세 기공 및 불완전 용융 문제를 방지할 수 있음.
향후 연구 방향
다양한 재료 및 공정 변수에 대한 추가 연구 진행.
다층 적층 공정에서의 열 누적 및 변형 분석.
실제 제조 환경에서의 실험적 검증 강화.
연구의 의의
이 연구는 L-PBF 공정에서 용융 풀 형상을 제어하기 위한 핵심 공정 변수를 도출하고, Flow-3D 기반 CFD 시뮬레이션의 유효성을 입증하였다. 향후 금속 적층 제조의 품질 개선 및 최적 설계에 기여할 수 있을 것으로 기대된다.
References
ASTM Standard F-2792- 12a. Standard Terminology for Additive Manufacturing Technologies, ASTM International
W. E. Frazier 2014 Metal Additive Manufacturing: A Review, Journal of Materials Engineering and Performance Vol 23, pp. 1917–1928
V. Bhavar, P. Kattire, V. Patil, S. Khot, K. Gujar and R. Singh 2014 A Review on Powder Bed Fusion Technology of Metal Additive Manufacturing, International conference and exhibition on Additive Manufacturing Technologies-AM-2014, September 1 & 2, 2014, Bangalore, India.
T. Wohlers 2010 Additive Manufacturing State of the Industry, Wohlers report, pp. 1-26
C. H. Fu and Y. B. Guo, 3-dimension finite element modelling of selective laser melting Ti-6AL-4V alloy, 25th Annual International Solid Freeform, pp. 1129-1144
Y. S. Lee and W. Zhang 2015 Mesoscopic Simulation of Heat Transfer and Fluid Flow in Laser Powder Bed Additive Manufacturing, International Solid Free Form Fabrication Symposium Austin, pp. 1154-1165
Y. Li and D. Gu 2014 Thermal behavior during selective laser melting of commercially pure titanium powder: Numerical simulation and experimental study, Additive Manufacturing Vol 1–4, pp. 99–109
X. Zhao, Q. Wei, B. Song, Y. Liu, X. Luo, S. Wen, and Y. Shi 2015 Fabrication and Characterization of AISI 420 Stainless Steel Using Selective Laser Melting, Materials and Manufacturing Processes, pp. 1–7
K. Zeng, D. Pal and B. Stucker 2012 A review of thermal analysis methods in Laser Sintering and Selective Laser Melting, Journal of Heat Transfer, pp. 796-814
A. M. Kamara, W. Wang, S. Marimuthu, and L. Li 2010 Modelling of the melt pool geometry in the laser deposition of nickel alloys using the anisotropic enhanced thermal conductivity approach, Proc. IMechE Vol. 225, pp. 87-99
A. Srivastava, Moving heat Source Version 4.1, Technical document, https://appstore.ansys.com, ANSYS, Inc, accessed on 1 Aug 2017
회전 이중초점 광학(Rotating Bifocal Optics)을 이용한 레이저 빔 용접(Laser Beam Welding) 공정 시뮬레이션 및 개발
연구 배경 및 목적
문제 정의: 레이저 빔 용접(LBW, Laser Beam Welding)은 고속 용접, 작은 열영향부(HAZ, Heat-Affected Zone), 변형 최소화 등의 장점으로 산업 생산에서 널리 사용된다.
그러나 스테인리스강(Stainless Steel)과 같은 특정 재료의 용접 시 균열(Cracks) 및 기공(Pores) 발생 문제가 남아있다.
회전 이중초점 광학(Bifocal Optics with Rotating Technique)은 용접 중 온도 제어를 개선하고, 용융 풀(Molten Pool) 내 균일한 온도 분포를 통해 용접 품질을 향상시킬 수 있다.
연구 목적:
FLOW-3D 소프트웨어를 활용하여 이중초점 광학을 사용한 회전 레이저 빔 용접 공정 시뮬레이션을 수행.
레이저 출력(Laser Power, LP), 회전 속도(Rotational Speed, RS), 용접 속도(Welding Speed, WS) 등의 공정 매개변수를 최적화하여 스테인리스강의 용접 품질을 평가.
실험 및 시뮬레이션 결과 비교를 통해 모델의 신뢰성 검증 및 비용과 시간을 절감할 수 있는 최적화 방안 제시.
연구 방법
실험 설정 및 시뮬레이션 환경
Ruhr University Bochum 실험실에서 LMB 회사와 협력하여 스테인리스강 AISI 304를 대상으로 실험 수행.
TruDisk 4001D 디스크 레이저 시스템 사용:
이중초점 거리(Bifocal Distance): 0.8 mm.
섬유 직경(Fiber Diameter) 및 점 크기(Dot Size): 0.1 mm.
시편 크기: 50 mm × 50 mm × 15 mm.
공정 변수:
용접 속도(WS): 2000 mm/min.
레이저 출력(LP): 2 kW 및 4 kW.
회전 속도(RS): 2500 ~ 5000 rev/min.
FLOW-3D 시뮬레이션 설정
FLOW-3D WELD 모듈을 사용하여 레이저 키홀(Keyhole) 형성 및 용융 풀의 형상 변화 시뮬레이션.
레이저 경로의 x 및 y 좌표 모델링:
원형 진동(Circular Oscillation) 방식을 통해 정확한 빔 이동 경로 계산.
이중초점 광학 시스템에서는 0.8 mm 간격으로 두 개의 동일한 경로 생성.
모든 실험 조건을 동일하게 입력하여 수치 모델의 정확도를 높임.
주요 결과
용접 형상(Geometry) 분석
FLOW-3D 시뮬레이션과 실험 결과 비교에서 높은 일치도 확인.
레이저 출력 및 회전 속도 변화에 따른 용접 깊이(Weld Depth, WD) 및 용접 폭(Weld Width, WW) 분석:
2 kW 출력 그룹(Group 1):
최대 용접 폭: 2392.05 µm, 최대 깊이: 2294.77 µm (RS: 2500 rev/min).
4 kW 출력 그룹(Group 2):
최대 용접 폭: 3422.97 µm, 최대 깊이: 3382.70 µm (RS: 2500 rev/min).
공정 매개변수 최적화
회전 속도 4000 rev/min, 레이저 출력 2 kW에서 기공 및 균열 최소화.
회전 속도 증가 시 용접 깊이 증가하지만, 5000 rev/min 이상에서는 기공 증가.
C7 시편(4 kW, 4000 rev/min)이 가장 적은 기공을 보임.
시뮬레이션과 실험 결과 비교
시뮬레이션 결과: 폭 2300 µm, 깊이 a 2120 µm, 깊이 b 1900 µm.
실험 결과: 폭 2367.89 µm, 깊이 a 2161.91 µm, 깊이 b 1924.39 µm.
10% 이내의 오차율을 보여, 시뮬레이션이 실제 용접 공정 예측에 유용.
결론 및 향후 연구
결론:
회전 이중초점 광학을 활용한 레이저 빔 용접 공정 시뮬레이션이 높은 정확도와 효율성을 입증.
FLOW-3D 소프트웨어를 통해 용접 풀 형상 및 온도 분포를 예측할 수 있으며, 공정 매개변수 최적화 가능.
회전 속도 4000 rev/min 및 레이저 출력 2 kW가 스테인리스강의 최적 용접 품질 제공.
향후 연구 방향:
다양한 재료 및 용접 조건에 대한 시뮬레이션 확장.
AI 및 머신러닝을 활용한 실시간 용접 품질 예측 시스템 개발.
산업 현장 적용을 위한 대규모 실증 연구 수행.
연구의 의의
본 연구는 FLOW-3D 시뮬레이션을 통해 회전 이중초점 광학 시스템을 적용한 레이저 빔 용접 공정의 최적화 가능성을 입증하고, 기공 및 균열을 최소화하여 용접 품질을 향상시킬 수 있는 실질적인 데이터를 제공하며, 산업용 스테인리스강 용접 공정의 효율성을 높이는 데 기여할 수 있다.
A. Gullino, P. Matteis, and F. D. Aiuto, “Review of aluminum-to-steelwelding technologies for car-body applications,” Metals (Basel)., vol. 9,no. 3, pp. 1–28, 2019, doi: 10.3390/met9030315.
S. Jabar, A. Baghbani Barenji, P. Franciosa, H. R. Kotadia, and D.Ceglarek, “Effects of the adjustable ring-mode laser on intermetallicformation and mechanical properties of steel to aluminium laser weldedlap joints,” Mater. Des., vol. 227, 2023, doi:10.1016/j.matdes.2023.111774.
S. Jabar et al., “Effect of a ring-shaped laser beam on the weldability ofaluminum-to-hilumin for battery tab connectors,” J. Laser Appl., vol. 35,no. 04, 2023, doi: 10.2351/7.0001156.
H. R. Kotadia, P. Franciosa, S. Jabar, and D. Ceglarek, “Remote laserwelding of Zn coated IF steel and 1050 aluminium alloy: processing,microstructure and mechanical properties,” J. Mater. Res. Technol., vol.19, pp. 449–465, 2022, doi: 10.1016/j.jmrt.2022.05.041.
J. Yang et al., “Laser techniques for dissimilar joining of aluminum alloysto steels: A critical review,” J. Mater. Process. Technol., vol. 301, no.November 2021, p. 117443, 2022, doi: 10.1016/j.jmatprotec.2021.117443.
M. Mohammadpour, N. Yazdian, G. Yang, H. P. Wang, B. Carlson, andR. Kovacevic, “Effect of dual laser beam on dissimilar welding-brazing ofaluminum to galvanized steel,” Opt. Laser Technol., vol. 98, pp. 214–228,2018, doi: 10.1016/j.optlastec.2017.07.035.
S. Yan, Z. Hong, T. Watanabe, and T. Jingguo, “CW/PW dual-beam YAGlaser welding of steel/aluminum alloy sheets,” Opt. Lasers Eng., vol. 48,no. 7–8, pp. 732–736, 2010, doi: 10.1016/j.optlaseng.2010.03.015.
H. Xia, W. Tao, L. Li, C. Tan, K. Zhang, and N. Ma, “Effect of laser beammodels on laser welding–brazing Al to steel,” Opt. Laser Technol., vol.122, no. September 2019, p. 105845, 2020, doi:10.1016/j.optlastec.2019.105845.
R. Yuan, S. Deng, H. Cui, Y. Chen, and F. Lu, “Interface characterizationand mechanical properties of dual beam laser welding-brazing Al/steeldissimilar metals,” J. Manuf. Process., vol. 40, no. January, pp. 37–45,2019, doi: 10.1016/j.jmapro.2019.03.005.
G. Chianese, Q. Hayat, S. Jabar, P. Franciosa, D. Ceglarek, and S.Patalano, “A multi-physics CFD study to investigate the impact of laserbeam shaping on metal mixing and molten pool dynamics during laserwelding of copper to steel for battery terminal-to-casing connections,” J.Mater. Process. Technol., vol. 322, no. April, p. 118202, 2023, doi:10.1016/j.jmatprotec.2023.118202.
Y. Hao, N. Chen, H. P. Wang, B. E. Carlson, and F. Lu, “Effect of zincvapor forces on spattering in partial penetration laser welding of zinccoated steels,” J. Mater. Process. Technol., vol. 298, no. July, p. 117282,2021, doi: 10.1016/j.jmatprotec.2021.117282.
W. Huang, W. Cai, T. J. Rinker, J. Bracey, and W. Tan, “Effects of laseroscillation on metal mixing, microstructure, and mechanical property ofAluminum–Copper welds,” Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 188, no.September 2022, p. 104020, 2023, doi:10.1016/j.ijmachtools.2023.104020.
레이저 진동 및 빔 입사각이 2219 알루미늄 합금 T 조인트의 양면 충진 용접 시 기공(Porosity)에 미치는 영향
연구 배경 및 목적
문제 정의: 2219 알루미늄 합금은 항공우주 분야에서 연료탱크 제조에 널리 사용되며, 고강도 및 우수한 용접성을 제공한다. 그러나 레이저 빔 용접(LBW, Laser Beam Welding) 시 키홀(Keyhole) 불안정성과 불순물로 인해 기공(Porosity) 결함이 발생한다.
연구 목적:
FLOW-3D 시뮬레이션을 이용하여 빔 진동(Laser Oscillation) 및 빔 입사각(Beam Incident Angle)이 기공 형성 메커니즘에 미치는 영향을 분석.
2219 Al-Cu 합금 T 조인트의 양면 레이저 빔 충진 용접(DLBW)과 진동 레이저 빔 충진 용접(DLBOW)을 비교.
빔 입사각(20°~40°)과 빔 진동이 기공 억제 및 기계적 특성에 미치는 영향을 실험 및 시뮬레이션을 통해 평가.
연구 방법
실험 설정 및 시뮬레이션 조건
재료 및 장비:
2219-T8 알루미늄 합금을 피부재(Skin), 2219-T6 알루미늄 합금을 스트링거(Stringer)로 사용.
Dual Fiber Laser System을 활용하여 양면에서 동시에 용접 수행.
3D X-ray CT 스캔을 통해 용접부 내 기공의 3차원 위치 및 형태 분석.
IPG YLS-6000 및 YLS-10000 레이저 시스템 사용.
FLOW-3D v12 소프트웨어의 Flow WELD 모듈을 이용하여 키홀 동작 및 기공 형성 시뮬레이션 수행.
시뮬레이션 모델링
Cartesian 좌표계에서 모델을 구축하고, Gaussian Heat Source를 적용.
VOF(Volume of Fluid) 기법을 사용하여 가스-액체-고체 접합 모델링.
표면 장력, 반동 압력, 열 부력 등의 구동력(driving forces)을 고려하여 실험 결과와의 일치도를 높임.
레이저 용접 변수
빔 입사각: 20°, 30°, 40°.
레이저 출력: 3500 W (DLBW), 3900 W (DLBOW).
용접 속도: 20 mm/s.
와이어 공급 속도: 5 m/min.
진동 주파수: 300 Hz.
진동 진폭: 1.0 mm.
주요 결과
기공 형성 메커니즘
FLOW-3D 시뮬레이션 결과:
DLBW(Dual Laser Beam Welding)에서는 키홀 불안정성으로 인해 큰 기포(Bubble) 형성 및 기공 결함 증가.
이는 기초 금속(Base Metal) 강도 대비 각각 89.5%, 71.6% 수준을 기록.
빔 입사각 증가 시 인장 강도 감소:
DLBW: 후프 강도 352 MPa → 313 MPa, T-Pull 강도 302 MPa → 214 MPa.
DLBOW: 후프 강도 403 MPa → 364 MPa, T-Pull 강도 301 MPa → 284 MPa.
미세구조(Microstructure) 분석
DLBOW에서는 미세 결정립(Equiaxed Grain Zone, EQZ)이 작아지고, 부분 용융대(Partially Melted Zone, PMZ) 폭 감소.
DLBW에서는 ‘V’ 형태의 용접 단면이 관찰되었으며, DLBOW에서는 ‘W’ 형태로 변화.
결론 및 향후 연구
결론:
레이저 빔 진동 및 작은 입사각이 2219 알루미늄 합금 T 조인트의 기공 억제에 효과적.
20° 입사각 DLBOW에서 기공률 0.26%로 기계적 특성 개선 및 기공 결함 감소.
FLOW-3D 시뮬레이션이 키홀 불안정성 및 기공 형성 메커니즘을 정량적으로 설명할 수 있음.
향후 연구 방향:
다양한 용접 속도 및 레이저 출력 조건에서 기공 억제 메커니즘 추가 분석.
AI 및 머신러닝을 활용한 기공 예측 모델 개발.
산업 응용을 위한 최적화 설계 연구.
연구의 의의
이 연구는 레이저 빔 진동 및 입사각 조절을 통한 기공 억제 메커니즘을 규명하고, 2219 알루미늄 합금 T 조인트의 용접 품질을 향상시킬 수 있는 실질적인 설계 지침을 제공하며, 항공우주 산업의 경량화 및 생산성 증대에 기여할 수 있다.
Reference
S. Malarvizhi, K. Raghukandan, N. Viswanathan, Fatigue behaviour of post weldheat treated electron beam welded AA2219 aluminium alloy joints, Materials & Design29(8) (2008) 1562-1567.
Q. Li, A.-p. Wu, Y.-j. Li, G.-q. Wang, B.-j. Qi, D.-y. Yan, L.-y. Xiong, Segregationin fusion weld of 2219 aluminum alloy and its influence on mechanical properties ofweld, Transactions of Nonferrous Metals Society of China (English Edition) 27(2)(2017) 258-271.
H. Wang, Y. Yi, S. Huang, Investigation of quench sensitivity of high strength 2219aluminum alloy by TTP and TTT diagrams, Journal of Alloys and Compounds 690(2017) 446-452.
J. Schumacher, I. Zerner, G. Neye, K. Thormann, Laser beam welding of aircraftfuselage panels, ICALEO, 2002.
B. Han, W. Tao, Y. Chen, New technique of skin embedded wire double-sided laserbeam welding, Optics and Laser Technology 91 (2017) 185-192.
J. Enz, S. Riekehr, V. Ventzke, N. Kashaev, N. Huber, Process optimization for thelaser beam welding of high-strength aluminum–Lithiumalloys, Schweißen undSchneiden 64(8) (2012) 482–485.
A. Matsunawa, N. Seto, J.-D. Kim, M. Mizutani, S. Katayama, Dynamics of keyholeand molten pool in high power CO2 laser welding, High-Power Lasers inManufacturing, November 1, 1999 – November 5, 1999, Society of Photo-OpticalInstrumentation Engineers, Osaka, Jpn, 2000, pp. 34-45.
N. Seto, S. Katayama, A. Matsunawa, Porosity formation mechanism andsuppression procedure in laser welding of aluminum alloys, Welding International 15(3)(2001) 191-202.
V. Ventzke, S. Riekehr, M. Horstmann, P. Haack, N. Kashaev, One-sided Nd: YAGlaser beam welding for the manufacture of T-joints made of aluminium alloys foraircraft construction, Welding and Cutting 13(4) (2014) 245-249.
W.A. Sudnik, V.A. Erofeev, Computational simulation of laser fillet and tailored blank welding, International Conference on Lasers, Applications, and Technologies2005 – High-Power Lasers and Applicatons, May 11, 2005 – May 15, 2005, SPIE, St.Petersburg, Russia, 2006, pp. Russian Ministry of Education and Science, Russia;Russian Foundation for Basic Research, Russia; Russian Union of Physicists, Russia;SPIE Russia Chapter.
A.C. Oliveira, R.H.M. Siqueira, R. Riva, M.S.F. Lima, One-sided laser beamwelding of autogenous T-joints for 6013-T4 aluminium alloy, Materials & Design(1980-2015) 65 (2015) 726-736.
N.S. Shanmugam, G. Buvanashekaran, K. Sankaranarayanasamy, S. RameshKumar, A transient finite element simulation of the temperature and bead profiles of Tjoint laser welds, Materials & Design 31(9) (2010) 4528-4542.
M. Miyagi, Y. Kawahito, H. Kawakami, T. Shoubu, Dynamics of solid-liquidinterface and porosity formation determined through x-ray phase-contrast in laserwelding of pure Al, Journal of Materials Processing Technology 250 (2017) 9-15.
C. Zhang, M. Gao, D. Wang, J. Yin, X. Zeng, Relationship between poolcharacteristic and weld porosity in laser arc hybrid welding of AA6082 aluminum alloy,Journal of Materials Processing Technology 240 (2017) 217-222.
J. Xu, Y. Rong, Y. Huang, P. Wang, C. Wang, Keyhole-induced porosity formationduring laser welding, Journal of Materials Processing Technology 252 (2018) 720-727.
Y. Hao, L. Li, Y. Sun, C. Shao, F. Lu, Dynamic behavior of keyhole and moltenpool under different oscillation paths for galvanized steel laser welding, InternationalJournal of Heat and Mass Transfer 192 (2022) 122947.
T. Liu, Z. Mu, R. Hu, S. Pang, Sinusoidal oscillating laser welding of 7075aluminum alloy: Hydrodynamics, porosity formation and optimization, InternationalJournal of Heat and Mass Transfer 140 (2019) 346-358.
W. Tao, Z. Yang, C. Shi, D. Dong, Simulating effects of welding speed on meltflow and porosity formation during double-sided laser beam welding of AA6056-T4/AA6156-T6 aluminum alloy T-joint, Journal of Alloys and Compounds 699 (2017)638-647.
Z. Yang, X. Zhao, W. Tao, C. Jin, Effects of keyhole status on melt flow and flowinduced porosity formation during double-sided laser welding of AA6056/AA6156aluminium alloy T-joint, Optics & Laser Technology 109 (2019) 39-48.
G. Xu, L. Li, H. Wang, P. Li, Q. Guo, Q. Hu, B. Du, Simulation and experimentalstudies of keyhole induced porosity in laser-MIG hybrid fillet welding of aluminumalloy in the horizontal position, Optics and Laser Technology 119 (2019).
S. Pang, W. Chen, J. Zhou, D. Liao, Self-consistent modeling of keyhole and weldpool dynamics in tandem dual beam laser welding of aluminum alloy, Journal ofMaterials Processing Technology 217 (2015) 131-143.
F. Teichmann, S. Müller, K. Dilger, On the occurrence of weld bead porosityduring laser vacuum welding of high pressure aluminium die castings, Procedia CIRP74 (2018) 438-441.
E. Punzel, F. Hugger, T. Dinkelbach, A. Bürger, Influence of power distributionon weld seam quality and geometry in laser beam welding of aluminum alloys, ProcediaCIRP 94 (2020) 601-604.
F. Fetzer, M. Sommer, R. Weber, J.-P. Weberpals, T. Graf, Reduction of pores bymeans of laser beam oscillation during remote welding of AlMgSi, Optics and Lasersin Engineering 108 (2018) 68-77.
Z. Wang, J.P. Oliveira, Z. Zeng, X. Bu, B. Peng, X. Shao, Laser beam oscillatingwelding of 5A06 aluminum alloys: Microstructure, porosity and mechanical properties,Optics & Laser Technology 111 (2019) 58-65.
L. Wang, Y. Liu, C. Yang, M. Gao, Study of porosity suppression in oscillatinglaser-MIG hybrid welding of AA6082 aluminum alloy, Journal of Materials ProcessingTechnology 292 (2021) 117053.
L. Chen, G. Mi, X. Zhang, C. Wang, Effects of sinusoidal oscillating laser beamon weld formation, melt flow and grain structure during aluminum alloys lap welding,Journal of Materials Processing Technology 298 (2021) 117314.
S. Chen, Y. Wu, Y. Li, M. Chen, Q. Zheng, X. Zhan, Study on 2219 Al-Cu alloyT-joint used dual laser beam bilateral synchronous welding: Parameters optimizationbased on the simulation of temperature field and residual stress, Optics & LaserTechnology 132 (2020) 106481.
Z. Wan, Q. Wang, Y. Zhao, T. Zhao, J. Shan, D. Meng, J. Song, A. Wu, G. Wang,Improvement in tensile properties of 2219-T8 aluminum alloy TIG welding joint byPMZ local properties and stress distribution, Materials Science and Engineering: A 839(2022) 142863.
C. Huang, S. Kou, Partially melted zone in aluminum welds: Solute segregationand mechanical behavior, Welding Journal (Miami, Fla) 80(1) (2001) 9-17.
Formation of a quasi-steady molten pool is one of the necessary conditions for achieving excellent quality in many laser processes. The influences of distribution characteristics of powder sizes on quasi-stability of the molten pool shape during single-track powder bed fusion-laser beam (PBF-LB) of molybdenum and the underlying mechanism were investigated.
The feasibility of improving quasi-stability of the molten pool shape by increasing the laser energy conduction effect and preheating was explored. Results show that an increase in the range of powder sizes does not significantly influence the average laser energy conduction effect in PBF-LB process. Whereas, it intensifies fluctuations of the transient laser energy conduction effect.
It also leads to fluctuations of the replenishment rate of metals, difficulty in formation of the quasi-steady molten pool, and increased probability of incomplete fusion and pores defects. As the laser power rises, the laser energy conduction effect increases, which improves the quasi-stability of the molten pool shape. When increasing the laser scanning speed, the laser energy conduction effect grows.
However, because the molten pool size reduces due to the decreased heat input, the replenishment rate of metals of the molten pool fluctuates more obviously and the quasi-stability of the molten pool shape gets worse. On the whole, the laser energy conduction effect in the PBF-LB process of Mo is low (20-40%). The main factor that affects quasi-stability of the molten pool shape is the amount of energy input per unit length of the scanning path, rather than the laser energy conduction effect.
Moreover, substrate preheating can not only enlarge the molten pool size, particularly the length, but also reduce non-uniformity and discontinuity of surface morphologies of clad metals and inhibit incomplete fusion and pores defects.
준안정 용융 풀의 형성은 많은 레이저 공정에서 우수한 품질을 달성하는 데 필요한 조건 중 하나입니다. 몰리브덴의 단일 트랙 분말층 융합 레이저 빔(PBF-LB) 동안 용융 풀 형태의 준안정성에 대한 분말 크기 분포 특성의 영향과 그 기본 메커니즘을 조사했습니다.
레이저 에너지 전도 효과와 예열을 증가시켜 용융 풀 형태의 준안정성을 향상시키는 타당성을 조사했습니다. 결과는 분말 크기 범위의 증가가 PBF-LB 공정의 평균 레이저 에너지 전도 효과에 큰 영향을 미치지 않음을 보여줍니다. 반면, 과도 레이저 에너지 전도 효과의 변동이 강화됩니다.
이는 또한 금속 보충 속도의 변동, 준안정 용융 풀 형성의 어려움, 불완전 융합 및 기공 결함 가능성 증가로 이어집니다. 레이저 출력이 증가함에 따라 레이저 에너지 전도 효과가 증가하여 용융 풀 모양의 준 안정성이 향상됩니다. 레이저 스캐닝 속도를 높이면 레이저 에너지 전도 효과가 커집니다.
그러나 열 입력 감소로 인해 용융 풀 크기가 줄어들기 때문에 용융 풀의 금속 보충 속도의 변동이 더욱 뚜렷해지고 용융 풀 형태의 준안정성이 악화됩니다.
전체적으로 Mo의 PBF-LB 공정에서 레이저 에너지 전도 효과는 낮다(20~40%). 용융 풀 형상의 준안정성에 영향을 미치는 주요 요인은 레이저 에너지 전도 효과보다는 스캐닝 경로의 단위 길이당 입력되는 에너지의 양입니다.
또한 기판 예열은 용융 풀 크기, 특히 길이를 확대할 수 있을 뿐만 아니라 클래드 금속 표면 형태의 불균일성과 불연속성을 줄이고 불완전한 융합 및 기공 결함을 억제합니다.
M. Sharifitabar, F.O. Sadeq, and M.S. Afarani, Synthesis and Kinetic Study of Mo (Si, Al)2 Coatings on the Surface of Molybdenum Through Hot Dipping into a Commercial Al-12 wt.% Si Alloy Melt, Surf. Interfaces, 2021, 24, p 101044.ArticleCASGoogle Scholar
Z. Zhang, X. Li, and H. Dong, Response of a Molybdenum Alloy to Plasma Nitriding, Int. J. Refract. Met. Hard Mater., 2018, 72, p 388–395.ArticleCASGoogle Scholar
C. Tan, K. Zhou, M. Kuang, W. Ma, and T. Kuang, Microstructural Characterization and Properties of Selective Laser Melted Maraging Steel with Different Build Directions, Sci. Technol. Adv. Mater., 2018, 19(1), p 746–758.ArticleCASGoogle Scholar
C. Tan, F. Weng, S. Sui, Y. Chew, and G. Bi, Progress and Perspectives in Laser Additive Manufacturing of Key Aeroengine Materials, Int. J. Mach. Tools Manuf, 2021, 170, p 103804.ArticleGoogle Scholar
S.A. Khairallah and A. Anderson, Mesoscopic Simulation Model of Selective Laser Melting of Stainless Steel Powder, J. Mater. Process. Technol., 2014, 214(11), p 2627–2636.ArticleCASGoogle Scholar
S.A. Khairallah, A.T. Anderson, A. Rubenchik, and W.E. King, Laser Powder-Bed Fusion Additive Manufacturing: Physics of Complex Melt Flow and Formation Mechanisms of Pores, Spatter, and Denudation Zones, Acta Mater., 2016, 108, p 36–45.ArticleCASADSGoogle Scholar
K.Q. Le, C. Tang, and C.H. Wong, On the Study of Keyhole-Mode Melting in Selective Laser Melting Process, Int. J. Therm. Sci., 2019, 145, p 105992.ArticleGoogle Scholar
M. Bayat, A. Thanki, S. Mohanty, A. Witvrouw, S. Yang, J. Thorborg, N.S. Tiedje, and J.H. Hattel, Keyhole-Induced Porosities in Laser-Based Powder Bed Fusion (L-PBF) of Ti6Al4V: High-Fidelity Modelling and Experimental Validation, Addit. Manuf., 2019, 30, p 100835.CASGoogle Scholar
B. Liu, G. Fang, L. Lei, and X. Yan, Predicting the Porosity Defects in Selective Laser Melting (SLM) by Molten Pool Geometry, Int. J. Mech. Sci., 2022, 228, p 107478.ArticleGoogle Scholar
W. Ge, J.Y.H. Fuh, and S.J. Na, Numerical Modelling of Keyhole Formation in Selective Laser Melting of Ti6Al4V, J. Manuf. Process., 2021, 62, p 646–654.ArticleGoogle Scholar
W. Ge, S. Han, S.J. Na, and J.Y.H. Fuh, Numerical Modelling of Surface Morphology in Selective Laser Melting, Comput. Mater. Sci., 2021, 186, p 110062.ArticleGoogle Scholar
Y.-C. Wu, C.-H. San, C.-H. Chang, H.-J. Lin, R. Marwan, S. Baba, and W.-S. Hwang, Numerical Modeling of Melt-Pool Behavior In Selective Laser Melting with Random Powder Distribution and Experimental Validation, J. Mater. Process. Technol., 2018, 254, p 72–78.ArticleGoogle Scholar
C. Tang, J.L. Tan, and C.H. Wong, A Numerical Investigation on the Physical Mechanisms of Single Track Defects in Selective Laser Melting, Int. J. Heat Mass Transf., 2018, 126, p 957–968.ArticleCASGoogle Scholar
X. Zhou, X. Liu, D. Zhang, Z. Shen, and W. Liu, Balling Phenomena in Selective Laser Melted Tungsten, J. Mater. Process. Technol., 2015, 222, p 33–42.ArticleCASGoogle Scholar
J.D.K. Monroy and J. Ciurana, Study of the Pore Formation on CoCrMo Alloys by Selective Laser Melting Manufacturing Process, Procedia Eng., 2013, 63, p 361–369.ArticleCASGoogle Scholar
L. Kaserer, J. Braun, J. Stajkovic, K.H. Leitz, B. Tabernig, P. Singer, I. Letofsky-Papst, H. Kestler, and G. Leichtfried, Fully Dense and Crack Free Molybdenum Manufactured by Selective Laser Melting Through Alloying with Carbon, Int. J. Refract. Met. Hard Mater., 2019, 84, p 105000.ArticleCASGoogle Scholar
T.B.T. Majumdar, E.M.C. Ribeiro, J.E. Frith, and N. Birbilis, Understanding the Effects of PBF Process Parameter Interplay on Ti-6Al-4V Surface Properties, PLoS ONE, 2019, 14, p e0221198.ArticleCASPubMedPubMed CentralGoogle Scholar
A.K.J.-R. Poulin, P. Terriault, and V. Brailovski, Long Fatigue Crack Propagation Behavior of Laser Powder Bed-Fused Inconel 625 with Intentionally- Seeded Porosity, Int. J. Fatigue, 2019, 127, p 144–156.ArticleCASGoogle Scholar
P. Rebesan, M. Ballan, M. Bonesso, A. Campagnolo, S. Corradetti, R. Dima, C. Gennari, G.A. Longo, S. Mancin, M. Manzolaro, G. Meneghetti, A. Pepato, E. Visconti, and M. Vedani, Pure Molybdenum Manufactured by Laser Powder Bed Fusion: Thermal and Mechanical Characterization at Room and High Temperature, Addit. Manuf., 2021, 47, p 102277.CASGoogle Scholar
D. Wang, C. Yu, J. Ma, W. Liu, and Z. Shen, Densification and Crack Suppression in Selective Laser Melting of Pure Molybdenum, Mater. Des., 2017, 129, p 44–52.ArticleCASGoogle Scholar
K.-H. Leitz, P. Singer, A. Plankensteiner, B. Tabernig, H. Kestler, and L.S. Sigl, Multi-physical Simulation of Selective Laser Melting, Met. Powder Rep., 2017, 72, p 331–338.ArticleGoogle Scholar
D.G.J. Zhang, Y. Yang, H. Zhang, H. Chen, D. Dai, and K. Lin, Influence of Particle Size on Laser Absorption and Scanning Track Formation Mechanisms of Pure Tungsten Powder During Selective Laser Melting, Engineering, 2019, 5, p 736–745.ArticleCASGoogle Scholar
L. Caprio, A.G. Demir, and B. Previtali, Influence of Pulsed and Continuous Wave Emission on Melting Efficiency in Selective Laser Melting, J. Mater. Process. Technol., 2019, 266, p 429–441.ArticleCASGoogle Scholar
D. Gu, M. Xia, and D. Dai, On the Role of Powder Flow Behavior in Fluid Thermodynamics and Laser Processability of Ni-based Composites by Selective Laser Melting, Int. J. Mach. Tools Manuf, 2018, 137, p 67–78.ArticleGoogle Scholar
W.-I. Cho, S.-J. Na, C. Thomy, and F. Vollertsen, Numerical Simulation of Molten Pool Dynamics in High Power Disk Laser Welding, J. Mater. Process. Technol., 2012, 212(1), p 262–275.ArticleCASGoogle Scholar
S.W. Han, J. Ahn, and S.J. Na, A Study on Ray Tracing Method for CFD Simulations of Laser Keyhole Welding: Progressive Search Method, Weld. World, 2016, 60, p 247–258.ArticleCASGoogle Scholar
W. Ge, S. Han, Y. Fang, J. Cheon, and S.J. Na, Mechanism of Surface Morphology in Electron Beam Melting of Ti6Al4V Based on Computational Flow Patterns, Appl. Surf. Sci., 2017, 419, p 150–158.ArticleCASADSGoogle Scholar
W.-I. Cho, S.-J. Na, C. Thomy, and F. Vollertsen, Numerical Simulation of Molten Pool Dynamics in High Power Disk Laser Welding, J. Mater. Process. Technol., 2012, 212, p 262–275.ArticleCASGoogle Scholar
W. Ma, J. Ning, L.-J. Zhang, and S.-J. Na, Regulation of Microstructures and Properties of Molybdenum-Silicon-Boron Alloy Subjected to Selective Laser Melting, J. Manuf. Process., 2021, 69, p 593–601.ArticleGoogle Scholar
S. Haeri, Y. Wang, O. Ghita, and J. Sun, Discrete Element Simulation and Experimental Study of Powder Spreading Process in Additive Manufacturing, Powder Technol., 2016, 306, p 45–54.ArticleGoogle Scholar
D. Yao, X. Liu, J. Wang, W. Fan, M. Li, H. Fu, H. Zhang, X. Yang, Q. Zou, and X. An, Numerical Insights on the Spreading of Practical 316 L Stainless Steel Powder in SLM Additive Manufacturing, Powder Technol., 2021, 390, p 197–208.ArticleCASGoogle Scholar
S. Vock, B. Klöden, A. Kirchner, T. Weißgärber, and B. Kieback, Powders for Powder Bed Fusion: A Review, Prog. Addit. Manuf., 2019, 4, p 383–397.ArticleGoogle Scholar
X. Luo, C. Yang, Z.Q. Fu, L.H. Liu, H.Z. Lu, H.W. Ma, Z. Wang, D.D. Li, L.C. Zhang, and Y.Y. Li, Achieving Ultrahigh-Strength in Beta-Type Titanium Alloy by Controlling the Melt Pool Mode in Selective Laser Melting, Mater. Sci. Eng. A, 2021, 823, p 141731.ArticleCASGoogle Scholar
J. Braun, L. Kaserer, J. Stajkovic, K.-H. Leitz, B. Tabernig, P. Singer, P. Leibenguth, C. Gspan, H. Kestler, and G. Leichtfried, Molybdenum and Tungsten Manufactured by Selective Laser Melting: Analysis of Defect Structure and Solidification Mechanisms, Int. J. Refract. Met. Hard Mater., 2019, 84, p 104999.ArticleCASGoogle Scholar
L. Kaserera, J. Brauna, J. Stajkovica, K.-H. Leitzb, B. Tabernigb, P. Singerb, I. Letofsky-Papstc, H. Kestlerb, and G. Leichtfried, Fully Dense and Crack Free Molybdenum Manufactured by Selective Laser Melting Through Alloying with Carbon, Int. J. Refract Metal Hard Mater., 2019, 84, p 105000.ArticleGoogle Scholar
aNational Cheng Kung University, Department of Mechanical Engineering, Tainan, Taiwan
bNational Cheng Kung University, Academy of Innovative Semiconductor and Sustainable Manufacturing, Tainan, Taiwan
cJum-bo Co., Ltd, Xinshi District, Tainan, Taiwan
Abstract
워블 전략이 포함된 펄스 레이저 용접(PLW) 방법을 사용하여 알루미늄 및 구리 이종 랩 조인트의 제조를 위한 최적의 가공 매개변수에 대해 실험 및 수치 조사가 수행됩니다. 피크 레이저 출력과 접선 용접 속도의 대표적인 조합 43개를 선택하기 위해 원형 패킹 설계 알고리즘이 먼저 사용됩니다.
선택한 매개변수는 PLW 프로세스의 전산유체역학(CFD) 모델에 제공되어 용융 풀 형상(즉, 인터페이스 폭 및 침투 깊이) 및 구리 농도를 예측합니다. 시뮬레이션 결과는 설계 공간 내에서 PLW 매개변수의 모든 조합에 대한 용융 풀 형상 및 구리 농도를 예측하기 위해 3개의 대리 모델을 교육하는 데 사용됩니다.
마지막으로, 대체 모델을 사용하여 구성된 처리 맵은 용융 영역에 균열이나 기공이 없고 향상된 기계적 및 전기적 특성이 있는 이종 조인트를 생성하는 PLW 매개변수를 결정하기 위해 세 가지 품질 기준에 따라 필터링됩니다.
제안된 최적화 접근법의 타당성은 최적의 용접 매개변수를 사용하여 생성된 실험 샘플의 전단 강도, 금속간 화합물(IMC) 형성 및 전기 접촉 저항을 평가하여 입증됩니다.
결과는 최적의 매개변수가 1209N의 높은 전단 강도와 86µΩ의 낮은 전기 접촉 저항을 생성함을 확인합니다. 또한 용융 영역에는 균열 및 기공과 같은 결함이 없습니다.
An experimental and numerical investigation is performed into the optimal processing parameters for the fabrication of aluminum and copper dissimilar lap joints using a pulsed laser welding (PLW) method with a wobble strategy. A circle packing design algorithm is first employed to select 43 representative combinations of the peak laser power and tangential welding speed. The selected parameters are then supplied to a computational fluidic dynamics (CFD) model of the PLW process to predict the melt pool geometry (i.e., interface width and penetration depth) and copper concentration. The simulation results are used to train three surrogate models to predict the melt pool geometry and copper concentration for any combination of the PLW parameters within the design space. Finally, the processing maps constructed using the surrogate models are filtered in accordance with three quality criteria to determine the PLW parameters that produce dissimilar joints with no cracks or pores in the fusion zone and enhanced mechanical and electrical properties. The validity of the proposed optimization approach is demonstrated by evaluating the shear strength, intermetallic compound (IMC) formation, and electrical contact resistance of experimental samples produced using the optimal welding parameters. The results confirm that the optimal parameters yield a high shear strength of 1209 N and a low electrical contact resistance of 86 µΩ. Moreover, the fusion zone is free of defects, such as cracks and pores.
Fig. 1. Schematic illustration of Al-Cu lap-joint arrangementFig. 2. Machine setup (MFQS-150W_1500WFig. 5. Lap-shear mechanical tests: (a) experimental setup and specimen dimensions, and (b) two different failures of lap-joint welding.
N. Thi Tien et al.Fig. 9. Simulation and experimental results for melt pool profile. (a) Simulation results for melt pool cross-section, and (b) OM image of melt pool cross-section.
(Note that laser processing parameter of 830 W and 565 mm/s is chosen.).
CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar[11]S. Smith, J. Blackburn, M. Gittos, P. de Bono, and P. Hilton, “Welding of dissimilar metallic materials using a scanned laser beam,” in International Congress on Applications of Lasers & Electro-Optics, 2013, vol. 2013, no. 1: Laser Institute of America, pp. 493-502.
Welding strategies for joining copper and aluminum by fast oscillating, high quality laser beam
High-Power Laser Materials Processing: Applications, Diagnostics, and Systems IX, vol. 11273, International Society for Optics and Photonics (2020), p. 112730C
Experimental investigation on the effect of spot diameter on continuous-wave laser welding of copper and aluminum thin sheets for battery manufacturing
Systematic approach for determining optimal processing parameters to produce parts with high density in selective laser melting process
Int. J. Adv. Manuf. Technol., 105 (10) (2019), pp. 4443-4460 View PDF
CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar[32]A. Ascari, A. Fortunato, E. Liverani, and A. Lutey, “Application of different pulsed laser sources to dissimilar welding of Cu and Al alloys,” in Proceedings of Lasers in Manufacturing Conference (LIM), 2019.
마이크로 컴퓨터 단층 촬영 검사 특성을 가진 Si 다공성 프리폼에 AlSi12 합금의 침투에 대한 실험적 연구 및 수치 시뮬레이션
Ruizhe LIU1 and Haidong ZHAO1,³ 1National Engineering Research Center of Near-Net-Shape Forming for Metallic Materials, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China
Abstract
전분 함량(10, 20 및 30%)과 입자 크기(20, 50 및 90 m)가 다른 실리콘 입자 예비 성형체는 압축 성형 및 열처리를 통해 제작되었습니다. 프리폼의 기공 특성은 고해상도(³1 m) 3차원(3D) X선 마이크로 컴퓨터 단층 촬영(V-CT)으로 검사되었습니다. AlSi12 합금의 프리폼으로의 침투는 진공 보조 압력 침투 장치에서 800 °C 및 400 kPa의 조건에서 서로 다른 압력 적용 시간(3, 8 및 15초)으로 수행되었습니다. 고해상도(³500 nm) 수직 주사 백색광 간섭 프로파일로미터를 사용하여 복합 재료의 전면을 감지했습니다. Navier-Stokes 방정식을 기반으로 하는 ¯-CT 검사에서 실제 기공 형상을 고려하여 침투를 미시적으로 시뮬레이션했습니다. 그 결과 전분 함량과 입자크기가 증가할수록 복합재료의 표면적이 증가하는 것으로 나타났다. 전분 함량과 비교하여 입자 크기는 전면 표면적에 더 많은 영향을 미칩니다. 시뮬레이션에서 침투가 진행됨에 따라 액체 AlSi12의 압력이 감소했습니다. 복합재의 잔류 기공은 침투와 함께 증가했습니다. 실험 및 시뮬레이션 결과에 따르면 침투 방향을 따라 더 큰 압력 강하가 복합 재료의 더 많은 잔류 기공을 유도합니다.
Silicon particle preforms with different starch contents (10, 20 and 30%) and particle sizes (20, 50 and 90 ¯m) were fabricated by compression mold forming and heat treatment. The pore characteristics of preforms were inspected with a high-resolution (³1 ¯m) three-dimensional (3D) X-ray micro-computed tomography (¯-CT). The infiltration of AlSi12 alloys into the preforms were carried out under the condition of 800 °C and 400 kPa with different pressure-applied times (3, 8 and 15 s) in a vacuum-assisted pressure infiltration apparatus. A highresolution (³500 nm) vertical scanning white light interfering profilometer was used to detect the front surfaces of composites. The infiltration was simulated at micro-scale by considering the actual pore geometry from the ¯- CT inspection based on the Navier-Stokes equation. The results demonstrated that as the starch content and particle size increased, the front surface area of composite increased. Compared with the starch content, the particle size has more influence on the front surface area. In the simulation, as the infiltration progressed, the pressure of liquid AlSi12 decreased. The residual pores of composites increased with infiltration. According to the experiment and simulation results, a larger pressure drop along the infiltration direction leads to more residual pores of composites.
Fig. 1. Size distributions of Si particles.Fig. 2. Schematic of different locations of composites.Fig. 3. Three-dimensional geometry with the reconstruction
technology, enmeshment and infiltration parameters of Si preforms: (a) geometry, and (b) meshes and flow direction.Fig. 4. Number-based frequencies of effective pore radius and throat radius: (a) effective pore radius of
preforms with the 50 ¯m particles, (b) effective throat radius of preforms with the 50 ¯m particles, (c) effective
pore radius of preforms with the 20 % starches, and (d) effective throat radius of preforms with the 20 % starches.Fig. 5. 3D topological morphologies of front surfaces of composites: (a) 50 ¯m-10 %, (b) 50 ¯m-20 %,
(c) 50 ¯m-30 %, (d) 20 ¯m-20 %, and (e) 90 ¯m-20 %.Fig. 6. Schematic of capillary tube.Fig. 8. Pressure distribution during the infiltration of preform with the 50 ¯m particles and 20 % starches:
(a) 25 % filled, (b) 57 % filled, and (c) 99 % filled.Fig. 9. Pressure distributions of liquid AlSi12 during the infiltration of preforms: (a) different fill fractions, (b) different starch
contents, and (c) different particle sizes.Fig. 10. Metallographs of composites: (a) different locations of composite with the 20 ¯m particles and 20 %
starches, and (b) different locations of composite with the 90 ¯m particles and 20 % starches.Fig. 11. Area fractions of residual pores of composites: (a) 50 ¯m (different starch contents), and (b) 20 %
(different particle sizes).
References
1) V. G. Resmi, K. M. Sree Manu, V. Lakshmi, M. Brahmakumar, T. P. D. Rajan, C. Pavithran and B. C. Pai, J. Porous Mat., 22, 14451454 (2015). 2) C. García-Cordovilla, E. Louis and J. Narciso, Acta Mater., 47, 44614479 (1999). 3) D. B. Miracle, Compos. Sci. Technol., 65, 25262540 (2005). 4) J. M. Chiou and D. D. L. Chung, J. Mater. Sci., 28, 14471470 (1993). 5) Q. G. Zhang and M. Y. Gu, J. Compos. Mater., 40, 471 478 (2006). 6) C. M. Lawrence Wu and G. W. Han, Compos. Part AAppl. S., 37, 18581862 (2006). 7) X. Y. Cai, X. W. Yin, X. K. Ma, X. M. Fan, Y. Z. Cai, J. P. Li, L. F. Cheng and L. T. Zhang, Ceram. Int., 42, 1014410150 (2016). 8) J. M. Molina, E. Piñero, J. Narciso, C. GarcíaCordovilla and E. Louis, Curr. Opin. Solid St. M., 9, 202210 (2005). 9) A. Léger, L. Weber and A. Mortensen, Acta Mater., 91, 5769 (2015). 10) Y. Q. Ma, L. H. Qi, W. G. Zheng, J. M. Zhou and L. Y. Ju, T. Nonferr. Metal. Soc., 23, 19151921 (2013). 11) J. T. Tian, E. Piñero, J. Narciso and E. Louis, Scripta Mater., 53, 14831488 (2005). 12) J. Narciso, A. Alonso, A. Pamies, C. García-Cordovilla and E. Louis, Metall. Mater. Trans. A, 26A, 983990 (1995). 13) J. Roger, M. Avenel and L. Lapuyade, J. Eur. Ceram. Soc., 40, 18591868 (2020). 14) J. Roger, M. Avenel and L. Lapuyade, J. Eur. Ceram. Soc., 40, 18691876 (2020). 15) R. Scardovelli and S. Zaleski, Annu. Rev. Fluid Mech., 31, 567603 (1999). 16) H. D. Zhao, I. Ohnaka and J. D. Zhu, Appl. Math. Model., 32, 185194 (2008). 17) Y. He, A. E. Bayly, A. Hassanpour, F. Muller, K. Wu and D. M. Yang, Powder Technol., 338, 548562 (2018). 18) K. D. Nikitin, K. M. Terekhov and Y. V. Vassilevski, Appl. Math. Lett., 86, 236242 (2018). 19) J. F. Xiao, X. Liu, Y. M. Luo, J. C. Cai and J. F. Xu, Colloid. Surface. A, 591, 124572 (2020). 20) N. Birgle, R. Masson and L. Trenty, J. Comput. Phys., 368, 210235 (2018). 21) M. Chaaban, Y. Heider and B. Markert, Int. J. Heat Fluid Fl., 83, 108566 (2020). 22) S. Zhang, M. J. Zhu, X. Zhao, D. G. Xiong, H. Wan, S. X. Bai and X. D. Wang, Compos. Part A-Appl. S., 90, 7181 (2016). 23) J. Roger, L. Guesnet, A. Marchais and Y. Le Petitcorps, J. Alloy. Compd., 747, 484494 (2018). 24) Q. Wan, H. D. Zhao and C. Zou, ISIJ Int., 54, 511515 (2014). 25) F. Liu, H. D. Zhao, R. S. Yang and F. Z. Sun, Mater. Today Commun., 19, 114123 (2019). 26) D. Roussel, A. Lichtner, D. Jauffrès, J. Villanova, R. K. Bordia and C. L. Martin, Scripta Mater., 113, 250253 (2016). 27) M. Fukushima, T. Ohji, H. Hyuga, C. Matsunaga and Y. Yoshizawa, J. Mater. Res., 32, 32863293 (2017). 28) M. Fukushima, H. Hyuga, C. Matsunaga and Y. Yoshizawa, J. Am. Ceram. Soc., 101, 32663270 (2018). 29) R. Z. Liu, H. D. Zhao, H. Long and B. Xie, Mater. Charact., 137, 370378 (2017). 30) B. Xie, H. D. Zhao, H. Long, J. L. Peng and R. Z. Liu, Ceram. Int., 45, 2392423933 (2019). 31) R. Z. Liu, H. D. Zhao and B. Xie, Transport Porous Med., 131, 10531063 (2020). 32) Y. Li, H. W. Chen, F. Q. Wang, X. L. Xia and H. P. Tan, Infrared Phys. Techn., 113, 103646 (2021). 33) P. Tahmasebi, M. Sahimi, A. H. Kohanpur and A. Valocchi, J. Petrol. Sci. Eng., 155, 2133 (2017). 34) B. Gharedaghloo, S. J. Berg and E. A. Sudicky, Adv. Water Resour., 143, 103681 (2020). 35) A. Viswanath, M. V. Manu, S. Savithri and U. T. S. Pillai, J. Mater. Process. Tech., 244, 320330 (2017). 36) D. Silin and T. Patzek, Physica A, 371, 336360 (2006). 37) W. Hui, Y. S. Wang, D. Z. Ren and H. Jin, J. Petrol. Sci. Eng., 192, 107295 (2020). 38) H. Nakae and H. Katoh, J. Jpn. I. Met. Mater., 63, 13561362 (1999).
W.E. Alphonso1, M.Bayat1,*, M. Baier 2, S. Carmignato2, J.H. Hattel1 1Department of Mechanical Engineering, Technical University of Denmark (DTU), Lyngby, Denmark 2Department of Management and Engineering – University of Padova, Padova, Italy
ABSTRACT
L-PBF(Laser Powder Bed Fusion)는 레이저 열원을 사용하여 선택적으로 통합되는 분말 층으로 복잡한 3D 금속 부품을 만드는 금속 적층 제조(MAM) 기술입니다. 처리 영역은 수십 마이크로미터 정도이므로 L-PBF를 다중 규모 제조 공정으로 만듭니다.
기체 기공의 형성 및 성장 및 용융되지 않은 분말 영역의 생성은 다중물리 모델에 의해 예측할 수 있습니다. 또한 이러한 모델을 사용하여 용융 풀 모양 및 크기, 온도 분포, 용융 풀 유체 흐름 및 입자 크기 및 형태와 같은 미세 구조 특성을 계산할 수 있습니다.
이 작업에서는 용융, 응고, 유체 흐름, 표면 장력, 열 모세관, 증발 및 광선 추적을 통한 다중 반사를 포함하는 스테인리스 스틸 316-L에 대한 충실도 다중 물리학 중간 규모 수치 모델이 개발되었습니다. 완전한 실험 설계(DoE) 방법을 사용하는 통계 연구가 수행되었으며, 여기서 불확실한 재료 특성 및 공정 매개변수, 즉 흡수율, 반동 압력(기화) 및 레이저 빔 크기가 용융수지 모양 및 크기에 미치는 영향을 분석했습니다.
또한 용융 풀 역학에 대한 위에서 언급한 불확실한 입력 매개변수의 중요성을 강조하기 위해 흡수율이 가장 큰 영향을 미치고 레이저 빔 크기가 그 뒤를 잇는 주요 효과 플롯이 생성되었습니다. 용융 풀 크기에 대한 반동 압력의 중요성은 흡수율에 따라 달라지는 용융 풀 부피와 함께 증가합니다.
모델의 예측 정확도는 유사한 공정 매개변수로 생성된 단일 트랙 실험과 시뮬레이션의 용융 풀 모양 및 크기를 비교하여 검증됩니다.
더욱이, 열 렌즈 효과는 레이저 빔 크기를 증가시켜 수치 모델에서 고려되었으며 나중에 결과적인 용융 풀 프로파일은 모델의 견고성을 보여주기 위한 실험과 비교되었습니다.
Laser Powder Bed Fusion (L-PBF) is a Metal Additive Manufacturing (MAM) technology where a complex 3D metal part is built from powder layers, which are selectively consolidated using a laser heat source. The processing zone is in the order of a few tenths of micrometer, making L-PBF a multi-scale manufacturing process. The formation and growth of gas pores and the creation of un-melted powder zones can be predicted by multiphysics models. Also, with these models, the melt pool shape and size, temperature distribution, melt pool fluid flow and its microstructural features like grain size and morphology can be calculated. In this work, a high fidelity multi-physics meso-scale numerical model is developed for stainless steel 316-L which includes melting, solidification, fluid flow, surface tension, thermo-capillarity, evaporation and multiple reflection with ray-tracing. A statistical study using a full Design of Experiments (DoE) method was conducted, wherein the impact of uncertain material properties and process parameters namely absorptivity, recoil pressure (vaporization) and laser beam size on the melt pool shape and size was analysed. Furthermore, to emphasize on the significance of the above mentioned uncertain input parameters on the melt pool dynamics, a main effects plot was created which showed that absorptivity had the highest impact followed by laser beam size. The significance of recoil pressure on the melt pool size increases with melt pool volume which is dependent on absorptivity. The prediction accuracy of the model is validated by comparing the melt pool shape and size from the simulation with single track experiments that were produced with similar process parameters. Moreover, the effect of thermal lensing was considered in the numerical model by increasing the laser beam size and later on the resultant melt pool profile was compared with experiments to show the robustness of the model.
Figure 1: a) Computational domain for single track L-PBF which includes a 200 μm thick substrate and 45 μm powder layer
thickness b) 3D temperature contour plot after scanning a single track with melt pool contours at two locations along the
scanning direction where the green region indicates the melted regions.Figure 2: Main effects plot of uncertain parameters: absorptivity, recoil pressure coefficient and laser beam radius on the melt
pool dimensions (width and depth)Figure 3: 3D temperature contours and 2D melt pool cross-sections where the melt pool is stabilized at x=500 µm from the
start of the laser initial location for cases where (a) absorptivity = 0.1, Recoil pressure coefficient B = 1 and laser beam radius
= 12 µm, (b) absorptivity = 0.1, Recoil pressure coefficient B = 20 and laser beam radius = 12 µm, (c) absorptivity = 0.1, Recoil
pressure coefficient B = 1 and laser beam radius = 18 µm, (d) absorptivity = 0.45, Recoil pressure coefficient B = 1 and laser
beam radius = 18 µm, (e) absorptivity = 0.45, Recoil pressure coefficient B = 20 and laser beam radius = 12 µm, (f) absorptivity
= 0.45, Recoil pressure coefficient B = 20 and laser beam radius = 18 µm.Figure 4: Validation of Numerical model with Recoil pressure coefficient B= 20, absorptivity = 0.45 and a) laser beam radius
= 15 µm b) laser beam radius = 20 µm
CONCLUSION
In this work, a high-fidelity multi-physics numerical model was developed for L-PBF using the FVM method in Flow-3D. The impact of uncertainty in the input parameters including absorptivity, recoil pressure and laser beam size on the melt pool is addressed using a DoE method. The DoE analysis shows that absorptivity has the highest impact on the melt pool. The recoil pressure and laser beam size only become significant once absorptivity is 0.45. Furthermore, the numerical model is validated by comparing the predicted melt pool shape and size with experiments conducted with similar process parameters wherein a high prediction accuracy is achieved by the model. In addition, the impact of thermal lensing on the melt pool dimensions by increasing the laser beam spot size is considered in the validated numerical model and the resultant melt pool is compared with experiments.
REFERENCES
[1] T. Bonhoff, M. Schniedenharn, J. Stollenwerk, P. Loosen, Experimental and theoretical analysis of thermooptical effects in protective window for selective laser melting, Proc. Int. Conf. Lasers Manuf. LiM. (2017) 26–29. https://www.wlt.de/lim/Proceedings2017/Data/PDF/Contribution31_final.pdf. [2] L.R. Goossens, Y. Kinds, J.P. Kruth, B. van Hooreweder, On the influence of thermal lensing during selective laser melting, Solid Free. Fabr. 2018 Proc. 29th Annu. Int. Solid Free. Fabr. Symp. – An Addit. Manuf. Conf. SFF 2018. (2020) 2267–2274. [3] J. Shinjo, C. Panwisawas, Digital materials design by thermal-fluid science for multi-metal additive manufacturing, Acta Mater. 210 (2021) 116825. https://doi.org/10.1016/j.actamat.2021.116825. [4] Z. Zhang, Y. Huang, A. Rani Kasinathan, S. Imani Shahabad, U. Ali, Y. Mahmoodkhani, E. Toyserkani, 3- Dimensional heat transfer modeling for laser powder-bed fusion additive manufacturing with volumetric heat sources based on varied thermal conductivity and absorptivity, Opt. Laser Technol. 109 (2019) 297–312. https://doi.org/10.1016/j.optlastec.2018.08.012. [5] M. Bayat, A. Thanki, S. Mohanty, A. Witvrouw, S. Yang, J. Thorborg, N.S. Tiedje, J.H. Hattel, Keyholeinduced porosities in Laser-based Powder Bed Fusion (L-PBF) of Ti6Al4V: High-fidelity modelling and experimental validation, Addit. Manuf. 30 (2019) 100835. https://doi.org/10.1016/j.addma.2019.100835. [6] M. Bayat, S. Mohanty, J.H. Hattel, Multiphysics modelling of lack-of-fusion voids formation and evolution in IN718 made by multi-track/multi-layer L-PBF, Int. J. Heat Mass Transf. 139 (2019) 95–114. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2019.05.003. [7] J. Metelkova, Y. Kinds, K. Kempen, C. de Formanoir, A. Witvrouw, B. Van Hooreweder, On the influence of laser defocusing in Selective Laser Melting of 316L, Addit. Manuf. 23 (2018) 161–169. https://doi.org/10.1016/j.addma.2018.08.006.
Effect of carrier gases on the entrainment defects within AZ91 alloy castings
Tian Liab J.M.T.Daviesa Xiangzhen Zhuc aUniversity of Birmingham, Birmingham B15 2TT, United Kingdom bGrainger and Worrall Ltd, Bridgnorth WV15 5HP, United Kingdom cBrunel Centre for Advanced Solidification Technology, Brunel University London, Kingston Ln, London, Uxbridge UB8 3PH, United Kingdom
Abstract
An entrainment defect (also known as a double oxide film defect or bifilm) acts a void containing an entrapped gas when submerged into a light-alloy melt, thus reducing the quality and reproducibility of the final castings. Previous publications, carried out with Al-alloy castings, reported that this trapped gas could be subsequently consumed by the reaction with the surrounding melt, thus reducing the void volume and negative effect of entrainment defects. Compared with Al-alloys, the entrapped gas within Mg-alloy might be more efficiently consumed due to the relatively high reactivity of magnesium. However, research into the entrainment defects within Mg alloys has been significantly limited. In the present work, AZ91 alloy castings were produced under different carrier gas atmospheres (i.e., SF6/CO2, SF6/air). The evolution processes of the entrainment defects contained in AZ91 alloy were suggested according to the microstructure inspections and thermodynamic calculations. The defects formed in the different atmospheres have a similar sandwich-like structure, but their oxide films contained different combinations of compounds. The use of carrier gases, which were associated with different entrained-gas consumption rates, affected the reproducibility of AZ91 castings.
연행 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)은 경합금 용융물에 잠길 때 갇힌 가스를 포함하는 공극으로 작용하여 최종 주물의 품질과 재현성을 저하시킵니다. Al-합금 주조로 수행된 이전 간행물에서는 이 갇힌 가스가 주변 용융물과의 반응에 의해 후속적으로 소모되어 공극 부피와 연행 결함의 부정적인 영향을 줄일 수 있다고 보고했습니다. Al-합금에 비해 마그네슘의 상대적으로 높은 반응성으로 인해 Mg-합금 내에 포집된 가스가 더 효율적으로 소모될 수 있습니다. 그러나 Mg 합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적이었습니다. 현재 작업에서 AZ91 합금 주물은 다양한 캐리어 가스 분위기(즉, SF 6 /CO2 , SF 6 / 공기). AZ91 합금에 포함된 엔트레인먼트 결함의 진화 과정은 미세조직 검사 및 열역학적 계산에 따라 제안되었습니다. 서로 다른 분위기에서 형성된 결함은 유사한 샌드위치 구조를 갖지만 산화막에는 서로 다른 화합물 조합이 포함되어 있습니다. 다른 동반 가스 소비율과 관련된 운반 가스의 사용은 AZ91 주물의 재현성에 영향을 미쳤습니다.
키워드
마그네슘 합금주조Oxide film, Bifilm, Entrainment 불량, 재현성
1 . 소개
지구상에서 가장 가벼운 구조용 금속인 마그네슘은 지난 수십 년 동안 가장 매력적인 경금속 중 하나가 되었습니다. 결과적으로 마그네슘 산업은 지난 20년 동안 급속한 발전을 경험했으며 [1 , 2] , 이는 전 세계적으로 Mg 합금에 대한 수요가 크게 증가했음을 나타냅니다. 오늘날 Mg 합금의 사용은 자동차, 항공 우주, 전자 등의 분야에서 볼 수 있습니다. [3 , 4] . Mg 금속의 전 세계 소비는 특히 자동차 산업에서 앞으로 더욱 증가할 것으로 예측되었습니다. 기존 자동차와 전기 자동차 모두의 에너지 효율성 요구 사항이 설계를 경량화하도록 더욱 밀어붙이기 때문입니다 [3 , 5, 6] .
Mg 합금에 대한 수요의 지속적인 성장은 Mg 합금 주조의 품질 및 기계적 특성 개선에 대한 광범위한 관심을 불러일으켰습니다. Mg 합금 주조 공정 동안 용융물의 표면 난류는 소량의 주변 대기를 포함하는 이중 표면 필름의 포획으로 이어질 수 있으므로 동반 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)을 형성합니다. ) [7] , [8] , [9] , [10] . 무작위 크기, 수량, 방향 및 연행 결함의 배치는 주조 특성의 변화와 관련된 중요한 요인으로 널리 받아들여지고 있습니다 [7] . 또한 Peng et al. [11]AZ91 합금 용융물에 동반된 산화물 필름이 Al 8 Mn 5 입자에 대한 필터 역할을 하여 침전될 때 가두는 것을 발견했습니다 . Mackie et al. [12]는 또한 동반된 산화막이 금속간 입자를 트롤(trawl)하는 작용을 하여 입자가 클러스터링되어 매우 큰 결함을 형성할 수 있다고 제안했습니다. 금속간 화합물의 클러스터링은 비말동반 결함을 주조 특성에 더 해롭게 만들었습니다.
연행 결함에 관한 이전 연구의 대부분은 Al-합금에 대해 수행되었으며 [7 , [13] , [14] , [15] , [16] , [17] , [18] 몇 가지 잠재적인 방법이 제안되었습니다. 알루미늄 합금 주물의 품질에 대한 부정적인 영향을 줄이기 위해. Nyahumwa et al., [16] 은 연행 결함 내의 공극 체적이 열간 등방압 압축(HIP) 공정에 의해 감소될 수 있음을 보여줍니다. Campbell [7] 은 결함 내부의 동반된 가스가 주변 용융물과의 반응으로 인해 소모될 수 있다고 제안했으며, 이는 Raiszedeh와 Griffiths [19]에 의해 추가로 확인되었습니다 ..혼입 가스 소비가 Al-합금 주물의 기계적 특성에 미치는 영향은 [8 , 9]에 의해 조사되었으며 , 이는 혼입 가스의 소비가 주조 재현성의 개선을 촉진함을 시사합니다.
Al-합금 내 결함에 대한 조사와 비교하여 Mg-합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적입니다. 연행 결함의 존재는 Mg 합금 주물 [20 , 21] 에서 입증 되었지만 그 거동, 진화 및 연행 가스 소비는 여전히 명확하지 않습니다.
Mg 합금 주조 공정에서 용융물은 일반적으로 마그네슘 점화를 피하기 위해 커버 가스로 보호됩니다. 따라서 모래 또는 매몰 몰드의 공동은 용융물을 붓기 전에 커버 가스로 세척해야 합니다 [22] . 따라서, Mg 합금 주물 내의 연행 가스는 공기만이 아니라 주조 공정에 사용되는 커버 가스를 포함해야 하며, 이는 구조 및 해당 연행 결함의 전개를 복잡하게 만들 수 있습니다.
SF 6 은 Mg 합금 주조 공정에 널리 사용되는 대표적인 커버 가스입니다 [23] , [24] , [25] . 이 커버 가스는 유럽의 마그네슘 합금 주조 공장에서 사용하도록 제한되었지만 상업 보고서에 따르면 이 커버는 전 세계 마그네슘 합금 산업, 특히 다음과 같은 글로벌 마그네슘 합금 생산을 지배한 국가에서 여전히 인기가 있습니다. 중국, 브라질, 인도 등 [26] . 또한, 최근 학술지 조사에서도 이 커버가스가 최근 마그네슘 합금 연구에서 널리 사용된 것으로 나타났다 [27] . SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, 액체 Mg 합금과 SF 6 사이의 반응Cover gas)에 대한 연구는 여러 선행연구자들에 의해 이루어졌으나 표면 산화막의 형성과정이 아직 명확하게 밝혀지지 않았으며, 일부 발표된 결과들도 상충되고 있다. 1970년대 초 Fruehling [28] 은 SF 6 아래에 형성된 표면 피막이 주로 미량의 불화물과 함께 MgO 임을 발견 하고 SF 6 이 Mg 합금 표면 피막에 흡수 된다고 제안했습니다 . Couling [29] 은 흡수된 SF 6 이 Mg 합금 용융물과 반응하여 MgF 2 를 형성함을 추가로 확인했습니다 . 지난 20년 동안 아래에 자세히 설명된 것처럼 Mg 합금 표면 필름의 다양한 구조가 보고되었습니다.(1)
단층 필름 . Cashion [30 , 31] 은 X선 광전자 분광법(XPS)과 오제 분광법(AES)을 사용하여 표면 필름을 MgO 및 MgF 2 로 식별했습니다 . 그는 또한 필름의 구성이 두께와 전체 실험 유지 시간에 걸쳐 일정하다는 것을 발견했습니다. Cashion이 관찰한 필름은 10분에서 100분의 유지 시간으로 생성된 단층 구조를 가졌다.(2)
이중층 필름 . Aarstad et. al [32] 은 2003년에 이중층 표면 산화막을 보고했습니다. 그들은 예비 MgO 막에 부착된 잘 분포된 여러 MgF 2 입자를 관찰 하고 전체 표면적의 25-50%를 덮을 때까지 성장했습니다. 외부 MgO 필름을 통한 F의 내부 확산은 진화 과정의 원동력이었습니다. 이 이중층 구조는 Xiong의 그룹 [25 , 33] 과 Shih et al. 도 지지했습니다 . [34] .(삼)
트리플 레이어 필름 . 3층 필름과 그 진화 과정은 Pettersen [35]에 의해 2002년에 보고되었습니다 . Pettersen은 초기 표면 필름이 MgO 상이었고 F의 내부 확산에 의해 점차적으로 안정적인 MgF 2 상 으로 진화한다는 것을 발견했습니다 . 두꺼운 상부 및 하부 MgF 2 층.(4)
산화물 필름은 개별 입자로 구성 됩니다. Wang et al [36] 은 Mg-alloy 표면 필름을 SF 6 커버 가스 하에서 용융물에 교반 한 다음 응고 후 동반된 표면 필름을 검사했습니다. 그들은 동반된 표면 필름이 다른 연구자들이 보고한 보호 표면 필름처럼 계속되지 않고 개별 입자로 구성된다는 것을 발견했습니다. 젊은 산화막은 MgO 나노 크기의 산화물 입자로 구성되어 있는 반면, 오래된 산화막은 한쪽 면에 불화물과 질화물이 포함된 거친 입자(평균 크기 약 1μm)로 구성되어 있습니다.
Mg 합금 용융 표면의 산화막 또는 동반 가스는 모두 액체 Mg 합금과 커버 가스 사이의 반응으로 인해 형성되므로 Mg 합금 표면막에 대한 위에서 언급한 연구는 진화에 대한 귀중한 통찰력을 제공합니다. 연행 결함. 따라서 SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, Mg-합금 표면 필름의 형성)은 해당 동반 결함의 잠재적인 복잡한 진화 과정을 나타냅니다.
그러나 Mg 합금 용융물에 표면 필름을 형성하는 것은 용융물에 잠긴 동반된 가스의 소비와 다른 상황에 있다는 점에 유의해야 합니다. 예를 들어, 앞서 언급한 연구에서 표면 성막 동안 충분한 양의 커버 가스가 담지되어 커버 가스의 고갈을 억제했습니다. 대조적으로, Mg 합금 용융물 내의 동반된 가스의 양은 유한하며, 동반된 가스는 완전히 고갈될 수 있습니다. Mirak [37] 은 3.5% SF 6 /기포를 특별히 설계된 영구 금형에서 응고되는 순수한 Mg 합금 용융물에 도입했습니다. 기포가 완전히 소모되었으며, 해당 산화막은 MgO와 MgF 2 의 혼합물임을 알 수 있었다.. 그러나 Aarstad [32] 및 Xiong [25 , 33]에 의해 관찰된 MgF 2 스팟 과 같은 핵 생성 사이트 는 관찰되지 않았습니다. Mirak은 또한 조성 분석을 기반으로 산화막에서 MgO 이전에 MgF 2 가 형성 되었다고 추측했는데 , 이는 이전 문헌에서 보고된 표면 필름 형성 과정(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)과 반대 입니다. Mirak의 연구는 동반된 가스의 산화막 형성이 표면막의 산화막 형성과 상당히 다를 수 있음을 나타내었지만 산화막의 구조와 진화에 대해서는 밝히지 않았습니다.
또한 커버 가스에 캐리어 가스를 사용하는 것도 커버 가스와 액체 Mg 합금 사이의 반응에 영향을 미쳤습니다. SF 6 /air 는 용융 마그네슘의 점화를 피하기 위해 SF 6 /CO 2 운반 가스 [38] 보다 더 높은 함량의 SF 6을 필요로 하여 다른 가스 소비율을 나타냅니다. Liang et.al [39] 은 CO 2 가 캐리어 가스로 사용될 때 표면 필름에 탄소가 형성된다고 제안했는데 , 이는 SF 6 /air 에서 형성된 필름과 다릅니다 . Mg 연소 [40]에 대한 조사 에서 Mg 2 C 3 검출이 보고되었습니다.CO 2 연소 후 Mg 합금 샘플 에서 이는 Liang의 결과를 뒷받침할 뿐만 아니라 이중 산화막 결함에서 Mg 탄화물의 잠재적 형성을 나타냅니다.
여기에 보고된 작업은 다양한 커버 가스(즉, SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 )로 보호되는 AZ91 Mg 합금 주물에서 형성된 연행 결함의 거동과 진화에 대한 조사 입니다. 이러한 캐리어 가스는 액체 Mg 합금에 대해 다른 보호성을 가지며, 따라서 상응하는 동반 가스의 다른 소비율 및 발생 프로세스와 관련될 수 있습니다. AZ91 주물의 재현성에 대한 동반 가스 소비의 영향도 연구되었습니다.
2 . 실험
2.1 . 용융 및 주조
3kg의 AZ91 합금을 700 ± 5 °C의 연강 도가니에서 녹였습니다. AZ91 합금의 조성은 표 1 에 나타내었다 . 가열하기 전에 잉곳 표면의 모든 산화물 스케일을 기계가공으로 제거했습니다. 사용 된 커버 가스는 0.5 %이었다 SF 6 / 공기 또는 0.5 % SF 6 / CO 2 (부피. %) 다른 주물 6L / 분의 유량. 용융물은 15분 동안 0.3L/min의 유속으로 아르곤으로 가스를 제거한 다음 [41 , 42] , 모래 주형에 부었습니다. 붓기 전에 샌드 몰드 캐비티를 20분 동안 커버 가스로 플러싱했습니다 [22] . 잔류 용융물(약 1kg)이 도가니에서 응고되었습니다.
표 1 . 본 연구에 사용된 AZ91 합금의 조성(wt%).
알
아연
미네소타
시
철
니
마그네슘
9.4
0.61
0.15
0.02
0.005
0.0017
잔여
그림 1 (a)는 러너가 있는 주물의 치수를 보여줍니다. 탑 필링 시스템은 최종 주물에서 연행 결함을 생성하기 위해 의도적으로 사용되었습니다. Green과 Campbell [7 , 43] 은 탑 필링 시스템이 바텀 필링 시스템에 비해 주조 과정에서 더 많은 연행 현상(즉, 이중 필름)을 유발한다고 제안했습니다. 이 금형의 용융 흐름 시뮬레이션(Flow-3D 소프트웨어)은 연행 현상에 관한 Reilly의 모델 [44] 을 사용하여 최종 주조에 많은 양의 이중막이 포함될 것이라고 예측했습니다( 그림 1 에서 검은색 입자로 표시됨) . NS).
수축 결함은 또한 주물의 기계적 특성과 재현성에 영향을 미칩니다. 이 연구는 주조 품질에 대한 이중 필름의 영향에 초점을 맞추었기 때문에 수축 결함이 발생하지 않도록 금형을 의도적으로 설계했습니다. ProCAST 소프트웨어를 사용한 응고 시뮬레이션은 그림 1c 와 같이 최종 주조에 수축 결함이 포함되지 않음을 보여주었습니다 . 캐스팅 건전함도 테스트바 가공 전 실시간 X-ray를 통해 확인했다.
모래 주형은 1wt를 함유한 수지 결합된 규사로 만들어졌습니다. % PEPSET 5230 수지 및 1wt. % PEPSET 5112 촉매. 모래는 또한 억제제로 작용하기 위해 2중량%의 Na 2 SiF 6 을 함유했습니다 .. 주입 온도는 700 ± 5 °C였습니다. 응고 후 러너바의 단면을 Sci-Lab Analytical Ltd로 보내 H 함량 분석(LECO 분석)을 하였고, 모든 H 함량 측정은 주조 공정 후 5일째에 실시하였다. 각각의 주물은 인장 강도 시험을 위해 클립 신장계가 있는 Zwick 1484 인장 시험기를 사용하여 40개의 시험 막대로 가공되었습니다. 파손된 시험봉의 파단면을 주사전자현미경(SEM, Philips JEOL7000)을 이용하여 가속전압 5~15kV로 조사하였다. 파손된 시험 막대, 도가니에서 응고된 잔류 Mg 합금 및 주조 러너를 동일한 SEM을 사용하여 단면화하고 연마하고 검사했습니다. CFEI Quanta 3D FEG FIB-SEM을 사용하여 FIB(집속 이온 빔 밀링 기술)에 의해 테스트 막대 파괴 표면에서 발견된 산화막의 단면을 노출했습니다. 분석에 필요한 산화막은 백금층으로 코팅하였다. 그런 다음 30kV로 가속된 갈륨 이온 빔이 산화막의 단면을 노출시키기 위해 백금 코팅 영역을 둘러싼 재료 기판을 밀링했습니다. 산화막 단면의 EDS 분석은 30kV의 가속 전압에서 FIB 장비를 사용하여 수행되었습니다.
2.2 . 산화 세포
전술 한 바와 같이, 몇몇 최근 연구자들은 마그네슘 합금의 용탕 표면에 형성된 보호막 조사 [38 , 39 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] , [52 ] . 이 실험 동안 사용된 커버 가스의 양이 충분하여 커버 가스에서 불화물의 고갈을 억제했습니다. 이 섹션에서 설명하는 실험은 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화를 연구하기 위해 커버 가스의 공급을 제한하는 밀봉된 산화 셀을 사용했습니다. 산화 셀에 포함된 커버 가스는 큰 크기의 “동반된 기포”로 간주되었습니다.
도 2에 도시된 바와 같이 , 산화셀의 본체는 내부 길이가 400mm, 내경이 32mm인 폐쇄형 연강관이었다. 수냉식 동관을 전지의 상부에 감았습니다. 튜브가 가열될 때 냉각 시스템은 상부와 하부 사이에 온도 차이를 만들어 내부 가스가 튜브 내에서 대류하도록 했습니다. 온도는 도가니 상단에 위치한 K형 열전대로 모니터링했습니다. Nieet al. [53] 은 Mg 합금 용융물의 표면 피막을 조사할 때 SF 6 커버 가스가 유지로의 강철 벽과 반응할 것이라고 제안했습니다 . 이 반응을 피하기 위해 강철 산화 전지의 내부 표면(그림 2 참조)) 및 열전대의 상반부는 질화붕소로 코팅되었습니다(Mg 합금은 질화붕소와 접촉하지 않았습니다).
실험 중에 고체 AZ91 합금 블록을 산화 셀 바닥에 위치한 마그네시아 도가니에 넣었습니다. 전지는 1L/min의 가스 유속으로 전기 저항로에서 100℃로 가열되었다. 원래의 갇힌 대기(즉, 공기)를 대체하기 위해 셀을 이 온도에서 20분 동안 유지했습니다. 그런 다음, 산화 셀을 700°C로 더 가열하여 AZ91 샘플을 녹였습니다. 그런 다음 가스 입구 및 출구 밸브가 닫혀 제한된 커버 가스 공급 하에서 산화를 위한 밀폐된 환경이 생성되었습니다. 그런 다음 산화 전지를 5분 간격으로 5분에서 30분 동안 700 ± 10°C에서 유지했습니다. 각 유지 시간이 끝날 때 세포를 물로 켄칭했습니다. 실온으로 냉각한 후 산화된 샘플을 절단하고 연마한 다음 SEM으로 검사했습니다.
3 . 결과
3.1 . SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함의 구조 및 구성
0.5 % SF의 커버 가스 하에서 AZ91 주물에 형성된 유입 결함의 구조 및 조성 6 / 공기는 SEM 및 EDS에 의해 관찰되었다. 결과는 그림 3에 스케치된 엔트레인먼트 결함의 두 가지 유형이 있음을 나타냅니다 . (1) 산화막이 전통적인 단층 구조를 갖는 유형 A 결함 및 (2) 산화막이 2개 층을 갖는 유형 B 결함. 이러한 결함의 세부 사항은 다음에 소개되었습니다. 여기에서 비말동반 결함은 생물막 또는 이중 산화막으로도 알려져 있기 때문에 B형 결함의 산화막은 본 연구에서 “다층 산화막” 또는 “다층 구조”로 언급되었습니다. “이중 산화막 결함의 이중층 산화막”과 같은 혼란스러운 설명을 피하기 위해.
그림 4 (ab)는 약 0.4μm 두께의 조밀한 단일층 산화막을 갖는 Type A 결함을 보여줍니다. 이 필름에서 산소, 불소, 마그네슘 및 알루미늄이 검출되었습니다( 그림 4c). 산화막은 마그네슘과 알루미늄의 산화물과 불화물의 혼합물로 추측됩니다. 불소의 검출은 동반된 커버 가스가 이 결함의 형성에 포함되어 있음을 보여주었습니다. 즉, Fig. 4 (a)에 나타난 기공 은 수축결함이나 수소기공도가 아니라 연행결함이었다. 알루미늄의 검출은 Xiong과 Wang의 이전 연구 [47 , 48] 와 다르며 , SF 6으로 보호된 AZ91 용융물의 표면 필름에 알루미늄이 포함되어 있지 않음을 보여주었습니다.커버 가스. 유황은 원소 맵에서 명확하게 인식할 수 없었지만 해당 ESD 스펙트럼에서 S-피크가 있었습니다.
도 5 (ab)는 다층 산화막을 갖는 Type B 엔트레인먼트 결함을 나타낸다. 산화막의 조밀한 외부 층은 불소와 산소가 풍부하지만( 그림 5c) 상대적으로 다공성인 내부 층은 산소만 풍부하고(즉, 불소가 부족) 부분적으로 함께 성장하여 샌드위치 모양을 형성합니다. 구조. 따라서 외층은 불화물과 산화물의 혼합물이며 내층은 주로 산화물로 추정된다. 황은 EDX 스펙트럼에서만 인식될 수 있었고 요소 맵에서 명확하게 식별할 수 없었습니다. 이는 커버 가스의 작은 S 함량(즉, SF 6 의 0.5% 부피 함량 때문일 수 있음)커버 가스). 이 산화막에서는 이 산화막의 외층에 알루미늄이 포함되어 있지만 내층에서는 명확하게 검출할 수 없었다. 또한 Al의 분포가 고르지 않은 것으로 보입니다. 결함의 우측에는 필름에 알루미늄이 존재하지만 그 농도는 매트릭스보다 높은 것으로 식별할 수 없음을 알 수 있다. 그러나 결함의 왼쪽에는 알루미늄 농도가 훨씬 높은 작은 영역이 있습니다. 이러한 알루미늄의 불균일한 분포는 다른 결함(아래 참조)에서도 관찰되었으며, 이는 필름 내부 또는 아래에 일부 산화물 입자가 형성된 결과입니다.
무화과 도 4 및 5 는 SF 6 /air 의 커버 가스 하에 주조된 AZ91 합금 샘플에서 형성된 연행 결함의 횡단면 관찰을 나타낸다 . 2차원 단면에서 관찰된 수치만으로 연행 결함을 특성화하는 것만으로는 충분하지 않습니다. 더 많은 이해를 돕기 위해 테스트 바의 파단면을 관찰하여 엔트레인먼트 결함(즉, 산화막)의 표면을 더 연구했습니다.
Fig. 6 (a)는 SF 6 /air 에서 생산된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면을 보여준다 . 파단면의 양쪽에서 대칭적인 어두운 영역을 볼 수 있습니다. 그림 6 (b)는 어두운 영역과 밝은 영역 사이의 경계를 보여줍니다. 밝은 영역은 들쭉날쭉하고 부서진 특징으로 구성되어 있는 반면, 어두운 영역의 표면은 비교적 매끄럽고 평평했습니다. 또한 EDS 결과( Fig. 6 c-d 및 Table 2) 불소, 산소, 황 및 질소는 어두운 영역에서만 검출되었으며, 이는 어두운 영역이 용융물에 동반된 표면 보호 필름임을 나타냅니다. 따라서 어두운 영역은 대칭적인 특성을 고려할 때 연행 결함이라고 제안할 수 있습니다. Al-합금 주조물의 파단면에서 유사한 결함이 이전에 보고되었습니다 [7] . 질화물은 테스트 바 파단면의 산화막에서만 발견되었지만 그림 1과 그림 4에 표시된 단면 샘플에서는 검출되지 않았습니다 . 4 및 5 . 근본적인 이유는 이러한 샘플에 포함된 질화물이 샘플 연마 과정에서 가수분해되었을 수 있기 때문입니다 [54] .
표 2 . EDS 결과(wt.%)는 그림 6에 표시된 영역에 해당합니다 (커버 가스: SF 6 /공기).
도 1 및 도 2에 도시된 결함의 단면 관찰과 함께 . 도 4 및 도 5 를 참조하면, 인장 시험봉에 포함된 연행 결함의 구조를 도 6 (e) 와 같이 스케치하였다 . 결함에는 산화막으로 둘러싸인 동반된 가스가 포함되어 있어 테스트 바 내부에 보이드 섹션이 생성되었습니다. 파괴 과정에서 결함에 인장력이 가해지면 균열이 가장 약한 경로를 따라 전파되기 때문에 보이드 섹션에서 균열이 시작되어 연행 결함을 따라 전파됩니다 [55] . 따라서 최종적으로 시험봉이 파단되었을 때 Fig. 6 (a) 와 같이 시험봉의 양 파단면에 연행결함의 산화피막이 나타났다 .
3.2 . SF 6 /CO 2 에 형성된 연행 결함의 구조 및 조성
SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함과 유사하게, 0.5% SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 형성된 결함 도 두 가지 유형의 산화막(즉, 단층 및 다층 유형)을 가졌다. 도 7 (a)는 다층 산화막을 포함하는 엔트레인먼트 결함의 예를 도시한다. 결함에 대한 확대 관찰( 그림 7b )은 산화막의 내부 층이 함께 성장하여 SF 6 /air 의 분위기에서 형성된 결함과 유사한 샌드위치 같은 구조를 나타냄을 보여줍니다 ( 그림 7b). 5 나 ). EDS 스펙트럼( 그림 7c) 이 샌드위치형 구조의 접합부(내층)는 주로 산화마그네슘을 함유하고 있음을 보여주었다. 이 EDS 스펙트럼에서는 불소, 황, 알루미늄의 피크가 확인되었으나 그 양은 상대적으로 적었다. 대조적으로, 산화막의 외부 층은 조밀하고 불화물과 산화물의 혼합물로 구성되어 있습니다( 그림 7d-e).
Fig. 8 (a)는 0.5%SF 6 /CO 2 분위기에서 제작된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면의 연행결함을 보여준다 . 상응하는 EDS 결과(표 3)는 산화막이 불화물과 산화물을 함유함을 보여주었다. 황과 질소는 검출되지 않았습니다. 게다가, 확대 관찰( 도 8b)은 산화막 표면에 반점을 나타내었다. 반점의 직경은 수백 나노미터에서 수 마이크론 미터까지 다양했습니다.
산화막의 구조와 조성을 보다 명확하게 나타내기 위해 테스트 바 파단면의 산화막 단면을 FIB 기법을 사용하여 현장에서 노출시켰다( 그림 9 ). 도 9a에 도시된 바와 같이 , 백금 코팅층과 Mg-Al 합금 기재 사이에 연속적인 산화피막이 발견되었다. 그림 9 (bc)는 다층 구조( 그림 9c 에서 빨간색 상자로 표시)를 나타내는 산화막에 대한 확대 관찰을 보여줍니다 . 바닥층은 불소와 산소가 풍부하고 불소와 산화물의 혼합물이어야 합니다 . 5 와 7, 유일한 산소가 풍부한 최상층은 도 1 및 도 2에 도시 된 “내층”과 유사하였다 . 5 및 7 .
연속 필름을 제외하고 도 9 에 도시된 바와 같이 연속 필름 내부 또는 하부에서도 일부 개별 입자가 관찰되었다 . 그림 9( b) 의 산화막 좌측에서 Al이 풍부한 입자가 검출되었으며, 마그네슘과 산소 원소도 풍부하게 함유하고 있어 스피넬 Mg 2 AlO 4 로 추측할 수 있다 . 이러한 Mg 2 AlO 4 입자의 존재는 Fig. 5 와 같이 관찰된 필름의 작은 영역에 높은 알루미늄 농도와 알루미늄의 불균일한 분포의 원인이 된다 .(씨). 여기서 강조되어야 할 것은 연속 산화막의 바닥층의 다른 부분이 이 Al이 풍부한 입자보다 적은 양의 알루미늄을 함유하고 있지만, 그림 9c는 이 바닥층의 알루미늄 양이 여전히 무시할 수 없는 수준임을 나타냅니다 . , 특히 필름의 외층과 비교할 때. 도 9b에 도시된 산화막의 우측 아래에서 입자가 검출되어 Mg와 O가 풍부하여 MgO인 것으로 추측되었다. Wang의 결과에 따르면 [56], Mg 용융물과 Mg 증기의 산화에 의해 Mg 용융물의 표면에 많은 이산 MgO 입자가 형성될 수 있다. 우리의 현재 연구에서 관찰된 MgO 입자는 같은 이유로 인해 형성될 수 있습니다. 실험 조건의 차이로 인해 더 적은 Mg 용융물이 기화되거나 O2와 반응할 수 있으므로 우리 작업에서 형성되는 MgO 입자는 소수에 불과합니다. 또한 필름에서 풍부한 탄소가 발견되어 CO 2 가 용융물과 반응하여 탄소 또는 탄화물을 형성할 수 있음을 보여줍니다 . 이 탄소 농도는 표 3에 나타낸 산화막의 상대적으로 높은 탄소 함량 (즉, 어두운 영역) 과 일치하였다 . 산화막 옆 영역.
표 3 . 도 8에 도시된 영역에 상응하는 EDS 결과(wt.%) (커버 가스: SF 6 / CO 2 ).
테스트 바 파단면( 도 9 ) 에서 산화막의 이 단면 관찰은 도 6 (e)에 도시된 엔트레인먼트 결함의 개략도를 추가로 확인했다 . SF 6 /CO 2 와 SF 6 /air 의 서로 다른 분위기에서 형성된 엔트레인먼트 결함 은 유사한 구조를 가졌지만 그 조성은 달랐다.
3.3 . 산화 전지에서 산화막의 진화
섹션 3.1 및 3.2 의 결과 는 SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 AZ91 주조에서 형성된 연행 결함의 구조 및 구성을 보여줍니다 . 산화 반응의 다른 단계는 연행 결함의 다른 구조와 조성으로 이어질 수 있습니다. Campbell은 동반된 가스가 주변 용융물과 반응할 수 있다고 추측했지만 Mg 합금 용융물과 포획된 커버 가스 사이에 반응이 발생했다는 보고는 거의 없습니다. 이전 연구자들은 일반적으로 개방된 환경에서 Mg 합금 용융물과 커버 가스 사이의 반응에 초점을 맞췄습니다 [38 , 39 , [46] , [47], [48] , [49] , [50] , [51] , [52] , 이는 용융물에 갇힌 커버 가스의 상황과 다릅니다. AZ91 합금에서 엔트레인먼트 결함의 형성을 더 이해하기 위해 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화 과정을 산화 셀을 사용하여 추가로 연구했습니다.
.도 10 (a 및 d) 0.5 % 방송 SF 보호 산화 셀에서 5 분 동안 유지 된 표면 막 (6) / 공기. 불화물과 산화물(MgF 2 와 MgO) 로 이루어진 단 하나의 층이 있었습니다 . 이 표면 필름에서. 황은 EDS 스펙트럼에서 검출되었지만 그 양이 너무 적어 원소 맵에서 인식되지 않았습니다. 이 산화막의 구조 및 조성은 도 4 에 나타낸 엔트레인먼트 결함의 단층막과 유사하였다 .
10분의 유지 시간 후, 얇은 (O,S)가 풍부한 상부층(약 700nm)이 예비 F-농축 필름에 나타나 그림 10 (b 및 e) 에서와 같이 다층 구조를 형성했습니다 . ). (O, S)가 풍부한 최상층의 두께는 유지 시간이 증가함에 따라 증가했습니다. Fig. 10 (c, f) 에서 보는 바와 같이 30분간 유지한 산화막도 다층구조를 가지고 있으나 (O,S)가 풍부한 최상층(약 2.5μm)의 두께가 10분 산화막의 그것. 도 10 (bc) 에 도시 된 다층 산화막 은 도 5에 도시된 샌드위치형 결함의 막과 유사한 외관을 나타냈다 .
도 10에 도시된 산화막의 상이한 구조는 커버 가스의 불화물이 AZ91 합금 용융물과의 반응으로 인해 우선적으로 소모될 것임을 나타내었다. 불화물이 고갈된 후, 잔류 커버 가스는 액체 AZ91 합금과 추가로 반응하여 산화막에 상부 (O, S)가 풍부한 층을 형성했습니다. 따라서 도 1 및 도 3에 도시된 연행 결함의 상이한 구조 및 조성 . 4 와 5 는 용융물과 갇힌 커버 가스 사이의 진행 중인 산화 반응 때문일 수 있습니다.
이 다층 구조는 Mg 합금 용융물에 형성된 보호 표면 필름에 관한 이전 간행물 [38 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] 에서 보고되지 않았습니다 . . 이는 이전 연구원들이 무제한의 커버 가스로 실험을 수행했기 때문에 커버 가스의 불화물이 고갈되지 않는 상황을 만들었기 때문일 수 있습니다. 따라서 엔트레인먼트 결함의 산화피막은 도 10에 도시된 산화피막과 유사한 거동특성을 가지나 [38 ,[46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] .
SF 유지 산화막와 마찬가지로 6 / 공기, SF에 형성된 산화물 막 (6) / CO 2는 또한 세포 산화 다른 유지 시간과 다른 구조를 가지고 있었다. .도 11 (a)는 AZ91 개최 산화막, 0.5 %의 커버 가스 하에서 SF 표면 용융 도시 6 / CO 2, 5 분. 이 필름은 MgF 2 로 이루어진 단층 구조를 가졌다 . 이 영화에서는 MgO의 존재를 확인할 수 없었다. 30분의 유지 시간 후, 필름은 다층 구조를 가졌다; 내부 층은 조밀하고 균일한 외관을 가지며 MgF 2 로 구성 되고 외부 층은 MgF 2 혼합물및 MgO. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 표면막과 다른 이 막에서는 황이 검출되지 않았다 . 따라서, 0.5%SF 6 /CO 2 의 커버 가스 내의 불화물 도 막 성장 과정의 초기 단계에서 우선적으로 소모되었다. SF 6 /air 에서 형성된 막과 비교하여 SF 6 /CO 2 에서 형성된 막에서 MgO 는 나중에 나타났고 황화물은 30분 이내에 나타나지 않았다. 이는 SF 6 /air 에서 필름의 형성과 진화 가 SF 6 /CO 2 보다 빠르다 는 것을 의미할 수 있습니다 . CO 2 후속적으로 용융물과 반응하여 MgO를 형성하는 반면, 황 함유 화합물은 커버 가스에 축적되어 반응하여 매우 늦은 단계에서 황화물을 형성할 수 있습니다(산화 셀에서 30분 후).
4 . 논의
4.1 . SF 6 /air 에서 형성된 연행 결함의 진화
Outokumpu HSC Chemistry for Windows( http://www.hsc-chemistry.net/ )의 HSC 소프트웨어를 사용하여 갇힌 기체와 액체 AZ91 합금 사이에서 발생할 수 있는 반응을 탐색하는 데 필요한 열역학 계산을 수행했습니다. 계산에 대한 솔루션은 소량의 커버 가스(즉, 갇힌 기포 내의 양)와 AZ91 합금 용융물 사이의 반응 과정에서 어떤 생성물이 가장 형성될 가능성이 있는지 제안합니다.
실험에서 압력은 1기압으로, 온도는 700°C로 설정했습니다. 커버 가스의 사용량은 7 × 10으로 가정 하였다 -7 약 0.57 cm의 양으로 kg 3 (3.14 × 10 -6 0.5 % SF위한 kmol) 6 / 공기, 0.35 cm (3) (3.12 × 10 – 8 kmol) 0.5%SF 6 /CO 2 . 포획된 가스와 접촉하는 AZ91 합금 용융물의 양은 모든 반응을 완료하기에 충분한 것으로 가정되었습니다. SF 6 의 분해 생성물 은 SF 5 , SF 4 , SF 3 , SF 2 , F 2 , S(g), S 2(g) 및 F(g) [57] , [58] , [59] , [60] .
그림 12 는 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /air 사이의 반응에 대한 열역학적 계산의 평형 다이어그램을 보여줍니다 . 다이어그램에서 10 -15 kmol 미만의 반응물 및 생성물은 표시되지 않았습니다. 이는 존재 하는 SF 6 의 양 (≈ 1.57 × 10 -10 kmol) 보다 5배 적 으므로 영향을 미치지 않습니다. 실제적인 방법으로 과정을 관찰했습니다.
이 반응 과정은 3단계로 나눌 수 있다.
1단계 : 불화물의 형성. AZ91 용융물은 SF 6 및 그 분해 생성물과 우선적으로 반응하여 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 생성 합니다. 그러나 ZnF 2 의 양 이 너무 적어서 실제적으로 검출되지 않았을 수 있습니다( MgF 2 의 3 × 10 -10 kmol에 비해 ZnF 2 1.25 × 10 -12 kmol ). 섹션 3.1 – 3.3에 표시된 모든 산화막 . 한편, 잔류 가스에 황이 SO 2 로 축적되었다 .
2단계 : 산화물의 형성. 액체 AZ91 합금이 포획된 가스에서 사용 가능한 모든 불화물을 고갈시킨 후, Mg와의 반응으로 인해 AlF 3 및 ZnF 2 의 양이 빠르게 감소했습니다. O 2 (g) 및 SO 2 는 AZ91 용융물과 반응하여 MgO, Al 2 O 3 , MgAl 2 O 4 , ZnO, ZnSO 4 및 MgSO 4 를 형성 합니다. 그러나 ZnO 및 ZnSO 4 의 양은 EDS에 의해 실제로 발견되기에는 너무 적었을 것입니다(예: 9.5 × 10 -12 kmol의 ZnO, 1.38 × 10 -14 kmol의 ZnSO 4 , 대조적으로 4.68 × 10−10 kmol의 MgF 2 , X 축의 AZ91 양 이 2.5 × 10 -9 kmol일 때). 실험 사례에서 커버 가스의 F 농도는 매우 낮고 전체 농도 f O는 훨씬 높습니다. 따라서 1단계와 2단계, 즉 불화물과 산화물의 형성은 반응 초기에 동시에 일어나 그림 1과 2와 같이 불화물과 산화물의 가수층 혼합물이 형성될 수 있다 . 4 및 10 (a). 내부 층은 산화물로 구성되어 있지만 불화물은 커버 가스에서 F 원소가 완전히 고갈된 후에 형성될 수 있습니다.
산화막 내의 MgAl 2 O 4 및 Al 2 O 3 의 양은 도 4에 도시된 산화막과 일치하는 검출하기에 충분한 양이었다 . 그러나, 도 10 에 도시된 바와 같이, 산화셀에서 성장된 산화막에서는 알루미늄의 존재를 인식할 수 없었다 . 이러한 Al의 부재는 표면 필름과 AZ91 합금 용융물 사이의 다음 반응으로 인한 것일 수 있습니다.(1)
Al 2 O 3 + 3Mg + = 3MgO + 2Al, △G(700°C) = -119.82 kJ/mol(2)
Mg + MgAl 2 O 4 = MgO + Al, △G(700°C) = -106.34 kJ/mol이는 반응물이 서로 완전히 접촉한다는 가정 하에 열역학적 계산이 수행되었기 때문에 HSC 소프트웨어로 시뮬레이션할 수 없었습니다. 그러나 실제 공정에서 AZ91 용융물과 커버 가스는 보호 표면 필름의 존재로 인해 서로 완전히 접촉할 수 없습니다.
3단계 : 황화물과 질화물의 형성. 30분의 유지 시간 후, 산화 셀의 기상 불화물 및 산화물이 고갈되어 잔류 가스와 용융 반응을 허용하여 초기 F-농축 또는 (F, O )이 풍부한 표면 필름, 따라서 그림 10 (b 및 c)에 표시된 관찰된 다층 구조를 생성합니다 . 게다가, 질소는 모든 반응이 완료될 때까지 AZ91 용융물과 반응했습니다. 도 6 에 도시 된 산화막 은 질화물 함량으로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있다. 그러나, 그 결과는 도 1 및 도 5에 도시 된 연마된 샘플에서 질화물이 검출되지 않음을 보여준다. 4 와 5, 그러나 테스트 바 파단면에서만 발견됩니다. 질화물은 다음과 같이 샘플 준비 과정에서 가수분해될 수 있습니다 [54] .(삼)
Mg 3 N 2 + 6H 2 O = 3Mg(OH) 2 + 2NH 3 ↑(4)
AlN+ 3H 2 O = Al(OH) 3 + NH 3 ↑
또한 Schmidt et al. [61] 은 Mg 3 N 2 와 AlN이 반응하여 3원 질화물(Mg 3 Al n N n+2, n=1, 2, 3…) 을 형성할 수 있음을 발견했습니다 . HSC 소프트웨어에는 삼원 질화물 데이터베이스가 포함되어 있지 않아 계산에 추가할 수 없습니다. 이 단계의 산화막은 또한 삼원 질화물을 포함할 수 있습니다.
4.2 . SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화
도 13 은 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /CO 2 사이의 열역학적 계산 결과를 보여준다 . 이 반응 과정도 세 단계로 나눌 수 있습니다.
1단계 : 불화물의 형성. SF 6 및 그 분해 생성물은 AZ91 용융물에 의해 소비되어 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 형성했습니다 . 0.5% SF 6 /air 에서 AZ91의 반응에서와 같이 ZnF 2 의 양 이 너무 작아서 실제적으로 감지되지 않았습니다( 2.67 x 10 -10 kmol의 MgF 2 에 비해 ZnF 2 1.51 x 10 -13 kmol ). S와 같은 잔류 가스 트랩에 축적 유황 2 (g) 및 (S)의 일부분 (2) (g)가 CO와 반응하여 2 SO 형성하는 2및 CO. 이 반응 단계의 생성물은 도 11 (a)에 도시된 필름과 일치하며 , 이는 불화물만을 함유하는 단일 층 구조를 갖는다.
2단계 : 산화물의 형성. ALF 3 및 ZnF 2 MgF로 형성 용융 AZ91 마그네슘의 반응 2 , Al 및 Zn으로한다. SO 2 는 소모되기 시작하여 표면 필름에 산화물을 생성 하고 커버 가스에 S 2 (g)를 생성했습니다. 한편, CO 2 는 AZ91 용융물과 직접 반응하여 CO, MgO, ZnO 및 Al 2 O 3 를 형성 합니다. 도 1에 도시 된 산화막 . 9 및 11 (b)는 산소가 풍부한 층과 다층 구조로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있습니다.
커버 가스의 CO는 AZ91 용융물과 추가로 반응하여 C를 생성할 수 있습니다. 이 탄소는 온도가 감소할 때(응고 기간 동안) Mg와 추가로 반응하여 Mg 탄화물을 형성할 수 있습니다 [62] . 이것은 도 4에 도시된 산화막의 탄소 함량이 높은 이유일 수 있다 . 8 – 9 . Liang et al. [39] 또한 SO 2 /CO 2 로 보호된 AZ91 합금 표면 필름에서 탄소 검출을 보고했습니다 . 생성된 Al 2 O 3 는 MgO와 더 결합하여 MgAl 2 O 4 [63]를 형성할 수 있습니다 . 섹션 4.1 에서 논의된 바와 같이, 알루미나 및 스피넬은 도 11 에 도시된 바와 같이 표면 필름에 알루미늄 부재를 야기하는 Mg와 반응할 수 있다 .
3단계 : 황화물의 형성. AZ91은 용융물 S 소비하기 시작 2 인 ZnS와 MGS 형성 갇힌 잔류 가스 (g)를. 이러한 반응은 반응 과정의 마지막 단계까지 일어나지 않았으며, 이는 Fig. 7 (c)에 나타난 결함의 S-함량 이 적은 이유일 수 있다 .
요약하면, 열역학적 계산은 AZ91 용융물이 커버 가스와 반응하여 먼저 불화물을 형성한 다음 마지막에 산화물과 황화물을 형성할 것임을 나타냅니다. 다른 반응 단계에서 산화막은 다른 구조와 조성을 가질 것입니다.
4.3 . 운반 가스가 동반 가스 소비 및 AZ91 주물의 재현성에 미치는 영향
SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화 과정은 4.1절 과 4.2 절 에서 제안되었습니다 . 이론적인 계산은 실제 샘플에서 발견되는 해당 산화막과 관련하여 검증되었습니다. 연행 결함 내의 대기는 Al-합금 시스템과 다른 시나리오에서 액체 Mg-합금과의 반응으로 인해 효율적으로 소모될 수 있습니다(즉, 연행된 기포의 질소가 Al-합금 용융물과 효율적으로 반응하지 않을 것입니다 [64 , 65] 그러나 일반적으로 “질소 연소”라고 하는 액체 Mg 합금에서 질소가 더 쉽게 소모될 것입니다 [66] ).
동반된 가스와 주변 액체 Mg-합금 사이의 반응은 동반된 가스를 산화막 내에서 고체 화합물(예: MgO)로 전환하여 동반 결함의 공극 부피를 감소시켜 결함(예: 공기의 동반된 가스가 주변의 액체 Mg 합금에 의해 고갈되면 용융 온도가 700 °C이고 액체 Mg 합금의 깊이가 10 cm라고 가정할 때 최종 고체 제품의 총 부피는 0.044가 됩니다. 갇힌 공기가 취한 초기 부피의 %).
연행 결함의 보이드 부피 감소와 해당 주조 특성 사이의 관계는 알루미늄 합금 주조에서 널리 연구되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 은 HIP(Hot Isostatic Pressing) 공정이 Al-합금 주물의 연행 결함이 붕괴되고 산화물 표면이 접촉하게 되었다고 보고했습니다. 주물의 피로 수명은 HIP 이후 개선되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 도 서로 접촉하고 있는 이중 산화막의 잠재적인 결합을 제안했지만 이를 뒷받침하는 직접적인 증거는 없었습니다. 이 결합 현상은 Aryafar et.al에 의해 추가로 조사되었습니다. [8], 그는 강철 튜브에서 산화물 스킨이 있는 두 개의 Al-합금 막대를 다시 녹인 다음 응고된 샘플에 대해 인장 강도 테스트를 수행했습니다. 그들은 Al-합금 봉의 산화물 스킨이 서로 강하게 결합되어 용융 유지 시간이 연장됨에 따라 더욱 강해짐을 발견했으며, 이는 이중 산화막 내 동반된 가스의 소비로 인한 잠재적인 “치유” 현상을 나타냅니다. 구조. 또한 Raidszadeh와 Griffiths [9 , 19] 는 연행 가스가 반응하는 데 더 긴 시간을 갖도록 함으로써 응고 전 용융 유지 시간을 연장함으로써 Al-합금 주물의 재현성에 대한 연행 결함의 부정적인 영향을 성공적으로 줄였습니다. 주변이 녹습니다.
앞서 언급한 연구를 고려할 때, Mg 합금 주물에서 혼입 가스의 소비는 다음 두 가지 방식으로 혼입 결함의 부정적인 영향을 감소시킬 수 있습니다.
(1) 이중 산화막의 결합 현상 . 도 5 및 도 7 에 도시 된 샌드위치형 구조 는 이중 산화막 구조의 잠재적인 결합을 나타내었다. 그러나 산화막의 결합으로 인한 강도 증가를 정량화하기 위해서는 더 많은 증거가 필요합니다.
(2) 연행 결함의 보이드 체적 감소 . 주조품의 품질에 대한 보이드 부피 감소의 긍정적인 효과는 HIP 프로세스 [67]에 의해 널리 입증되었습니다 . 섹션 4.1 – 4.2 에서 논의된 진화 과정과 같이 , 동반된 가스와 주변 AZ91 합금 용융물 사이의 지속적인 반응으로 인해 동반 결함의 산화막이 함께 성장할 수 있습니다. 최종 고체 생성물의 부피는 동반된 기체에 비해 상당히 작았다(즉, 이전에 언급된 바와 같이 0.044%).
따라서, 혼입 가스의 소모율(즉, 산화막의 성장 속도)은 AZ91 합금 주물의 품질을 향상시키는 중요한 매개변수가 될 수 있습니다. 이에 따라 산화 셀의 산화막 성장 속도를 추가로 조사했습니다.
도 14 는 상이한 커버 가스(즉, 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 ) 에서의 표면 필름 성장 속도의 비교를 보여준다 . 필름 두께 측정을 위해 각 샘플의 15개의 임의 지점을 선택했습니다. 95% 신뢰구간(95%CI)은 막두께의 변화가 가우시안 분포를 따른다는 가정하에 계산하였다. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 모든 표면막이 0.5%SF 6 /CO 2 에서 형성된 것보다 빠르게 성장함을 알 수 있다 . 다른 성장률은 0.5%SF 6 /air 의 연행 가스 소비율 이 0.5%SF 6 /CO 2 보다 더 높음 을 시사했습니다., 이는 동반된 가스의 소비에 더 유리했습니다.
산화 셀에서 액체 AZ91 합금과 커버 가스의 접촉 면적(즉, 도가니의 크기)은 많은 양의 용융물과 가스를 고려할 때 상대적으로 작았다는 점에 유의해야 합니다. 결과적으로, 산화 셀 내에서 산화막 성장을 위한 유지 시간은 비교적 길었다(즉, 5-30분). 하지만, 실제 주조에 함유 된 혼입 결함은 (상대적으로 매우 적은, 즉, 수 미크론의 크기에 도시 된 바와 같이 ,도 3. – 6 및 [7]), 동반된 가스는 주변 용융물로 완전히 둘러싸여 상대적으로 큰 접촉 영역을 생성합니다. 따라서 커버 가스와 AZ91 합금 용융물의 반응 시간은 비교적 짧을 수 있습니다. 또한 실제 Mg 합금 모래 주조의 응고 시간은 몇 분일 수 있습니다(예: Guo [68] 은 직경 60mm의 Mg 합금 모래 주조가 응고되는 데 4분이 필요하다고 보고했습니다). 따라서 Mg-합금 용융주조 과정에서 포획된 동반된 가스는 특히 응고 시간이 긴 모래 주물 및 대형 주물의 경우 주변 용융물에 의해 쉽게 소모될 것으로 예상할 수 있습니다.
따라서, 동반 가스의 다른 소비율과 관련된 다른 커버 가스(0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 )가 최종 주물의 재현성에 영향을 미칠 수 있습니다. 이 가정을 검증하기 위해 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 에서 생산된 AZ91 주물 을 기계적 평가를 위해 테스트 막대로 가공했습니다. Weibull 분석은 선형 최소 자승(LLS) 방법과 비선형 최소 자승(비 LLS) 방법을 모두 사용하여 수행되었습니다 [69] .
그림 15 (ab)는 LLS 방법으로 얻은 UTS 및 AZ91 합금 주물의 연신율의 전통적인 2-p 선형 Weibull 플롯을 보여줍니다. 사용된 추정기는 P= (i-0.5)/N이며, 이는 모든 인기 있는 추정기 중 가장 낮은 편향을 유발하는 것으로 제안되었습니다 [69 , 70] . SF 6 /air 에서 생산된 주물 은 UTS Weibull 계수가 16.9이고 연신율 Weibull 계수가 5.0입니다. 대조적으로, SF 6 /CO 2 에서 생산된 주물의 UTS 및 연신 Weibull 계수는 각각 7.7과 2.7로, SF 6 /CO 2 에 의해 보호된 주물의 재현성이 SF 6 /air 에서 생산된 것보다 훨씬 낮음을 시사합니다. .
또한 저자의 이전 출판물 [69] 은 선형화된 Weibull 플롯의 단점을 보여주었으며, 이는 Weibull 추정 의 더 높은 편향과 잘못된 R 2 중단을 유발할 수 있습니다 . 따라서 그림 15 (cd) 와 같이 Non-LLS Weibull 추정이 수행되었습니다 . SF 6 /공기주조물 의 UTS Weibull 계수 는 20.8인 반면, SF 6 /CO 2 하에서 생산된 주조물의 UTS Weibull 계수는 11.4로 낮아 재현성에서 분명한 차이를 보였다. 또한 SF 6 /air elongation(El%) 데이터 세트는 SF 6 /CO 2 의 elongation 데이터 세트보다 더 높은 Weibull 계수(모양 = 5.8)를 가졌습니다.(모양 = 3.1). 따라서 LLS 및 Non-LLS 추정 모두 SF 6 /공기 주조가 SF 6 /CO 2 주조 보다 더 높은 재현성을 갖는다고 제안했습니다 . CO 2 대신 공기를 사용 하면 혼입된 가스의 더 빠른 소비에 기여하여 결함 내의 공극 부피를 줄일 수 있다는 방법을 지원합니다 . 따라서 0.5%SF 6 /CO 2 대신 0.5%SF 6 /air를 사용 하면(동반된 가스의 소비율이 증가함) AZ91 주물의 재현성이 향상되었습니다.
그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 현재 작업에서 사용되는 주조 공정을 따랐던 것은 아니라는 점에 유의해야 합니다. Mg의 합금 용탕 본 작업은 탈기에 따라서, 동반 가스의 소비에 수소의 영향을 감소 (즉, 수소 잠재적 동반 가스의 고갈 억제, 동반 된 기체로 확산 될 수있다 [7 , 71 , 72] ). 대조적으로, 마그네슘 합금 주조 공장에서는 마그네슘을 주조할 때 ‘가스 문제’가 없고 따라서 인장 특성에 큰 변화가 없다고 널리 믿어지기 때문에 마그네슘 합금 용융물은 일반적으로 탈기되지 않습니다 [73] . 연구에 따르면 Mg 합금 주물의 기계적 특성에 대한 수소의 부정적인 영향 [41 ,42 , 73] , 탈기 공정은 마그네슘 합금 주조 공장에서 여전히 인기가 없습니다.
또한 현재 작업에서 모래 주형 공동은 붓기 전에 SF 6 커버 가스 로 플러싱되었습니다 [22] . 그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 이러한 방식으로 금형 캐비티를 플러싱한 것은 아닙니다. 예를 들어, Stone Foundry Ltd(영국)는 커버 가스 플러싱 대신 유황 분말을 사용했습니다. 그들의 주물 내의 동반된 가스 는 보호 가스라기 보다는 SO 2 /공기일 수 있습니다 .
따라서 본 연구의 결과는 CO 2 대신 공기를 사용 하는 것이 최종 주조의 재현성을 향상시키는 것으로 나타났지만 다른 산업용 Mg 합금 주조 공정과 관련하여 캐리어 가스의 영향을 확인하기 위해서는 여전히 추가 조사가 필요합니다.
7 . 결론
1.
AZ91 합금에 형성된 연행 결함이 관찰되었습니다. 그들의 산화막은 단층과 다층의 두 가지 유형의 구조를 가지고 있습니다. 다층 산화막은 함께 성장하여 최종 주조에서 샌드위치 같은 구조를 형성할 수 있습니다.2.
실험 결과와 이론적인 열역학적 계산은 모두 갇힌 가스의 불화물이 황을 소비하기 전에 고갈되었음을 보여주었습니다. 이중 산화막 결함의 3단계 진화 과정이 제안되었습니다. 산화막은 진화 단계에 따라 다양한 화합물 조합을 포함했습니다. SF 6 /air 에서 형성된 결함 은 SF 6 /CO 2 에서 형성된 것과 유사한 구조를 갖지만 산화막의 조성은 달랐다. 엔트레인먼트 결함의 산화막 형성 및 진화 과정은 이전에 보고된 Mg 합금 표면막(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)의 것과 달랐다 .삼.
산화막의 성장 속도는 SF하에 큰 것으로 입증되었다 (6) / SF보다 공기 6 / CO 2 손상 봉입 가스의 빠른 소비에 기여한다. AZ91 합금 주물의 재현성은 SF 6 /CO 2 대신 SF 6 /air를 사용할 때 향상되었습니다 .
감사의 말
저자는 EPSRC LiME 보조금 EP/H026177/1의 자금 지원 과 WD Griffiths 박사와 Adrian Carden(버밍엄 대학교)의 도움을 인정합니다. 주조 작업은 University of Birmingham에서 수행되었습니다.
참조 [1] MK McNutt , SALAZAR K. 마그네슘, 화합물 및 금속, 미국 지질 조사국 및 미국 내무부 레 스톤 , 버지니아 ( 2013 ) Google 학술검색 [2] 마그네슘 화합물 및 금속, 미국 지질 조사국 및 미국 내무부 ( 1996 ) Google 학술검색 [삼] I. Ostrovsky , Y. Henn ASTEC’07 International Conference-New Challenges in Aeronautics , Moscow ( 2007 ) , pp. 1 – 5 8월 19-22일 Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [4] Y. Wan , B. Tang , Y. Gao , L. Tang , G. Sha , B. Zhang , N. Liang , C. Liu , S. Jiang , Z. Chen , X. Guo , Y. Zhao 액타 메이터. , 200 ( 2020 ) , 274 – 286 페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [5] JTJ Burd , EA Moore , H. Ezzat , R. Kirchain , R. Roth 적용 에너지 , 283 ( 2021 ) , 제 116269 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [6] AM 루이스 , JC 켈리 , 조지아주 Keoleian 적용 에너지 , 126 ( 2014 ) , pp. 13 – 20 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [7] J. 캠벨 주물 버터워스-하이네만 , 옥스퍼드 ( 2004 ) Google 학술검색 [8] M. Aryafar , R. Raiszadeh , A. Shalbafzadeh J. 메이터. 과학. , 45 ( 2010 년 ) , PP. (3041) – 3051 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [9] R. 라이자데 , WD 그리피스 메탈. 메이터. 트랜스. B-프로세스 메탈. 메이터. 프로세스. 과학. , 42 ( 2011 ) , 133 ~ 143페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [10] R. 라이자데 , WD 그리피스 J. 합금. Compd. , 491 ( 2010 ) , 575 ~ 580 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [11] L. Peng , G. Zeng , TC Su , H. Yasuda , K. Nogita , CM Gourlay JOM , 71 ( 2019 ) , pp. 2235 – 2244 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [12] S. Ganguly , AK Mondal , S. Sarkar , A. Basu , S. Kumar , C. Blawert 코로스. 과학. , 166 ( 2020 ) [13] GE Bozchaloei , N. Varahram , P. Davami , SK 김 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 548 ( 2012 ) , 99 ~ 105페이지 Scopus에서 레코드 보기 [14] S. 폭스 , J. 캠벨 Scr. 메이터. , 43 ( 2000 ) , PP. 881 – 886 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [15] M. 콕스 , RA 하딩 , J. 캠벨 메이터. 과학. 기술. , 19 ( 2003 ) , 613 ~ 625페이지 Scopus에서 레코드 보기 [16] C. Nyahumwa , NR Green , J. Campbell 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 32 ( 2001 ) , 349 ~ 358 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [17] A. Ardekhani , R. Raiszadeh J. 메이터. 영어 공연하다. , 21 ( 2012 ) , pp. 1352 – 1362 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [18] X. Dai , X. Yang , J. Campbell , J. Wood 메이터. 과학. 기술. , 20 ( 2004 ) , 505 ~ 513 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [19] EM 엘갈라드 , MF 이브라힘 , HW 도티 , FH 사무엘 필로스. 잡지. , 98 ( 2018 ) , PP. 1337 – 1359 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [20] WD 그리피스 , NW 라이 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 38A ( 2007 ) , PP. 190 – 196 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [21] AR Mirak , M. Divandari , SMA Boutorabi , J. 캠벨 국제 J. 캐스트 만났습니다. 해상도 , 20 ( 2007 ) , PP. 215 – 220 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [22] C. 칭기 주조공학 연구실 Helsinki University of Technology , Espoo, Finland ( 2006 ) Google 학술검색 [23] Y. Jia , J. Hou , H. Wang , Q. Le , Q. Lan , X. Chen , L. Bao J. 메이터. 프로세스. 기술. , 278 ( 2020 ) , 제 116542 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [24] S. Ouyang , G. Yang , H. Qin , S. Luo , L. Xiao , W. Jie 메이터. 과학. 영어 A , 780 ( 2020 ) , 제 139138 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [25] 에스엠. Xiong , X.-F. 왕 트랜스. 비철금속 사회 중국 , 20 ( 2010 ) , pp. 1228 – 1234 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [26] 지브이리서치 그랜드뷰 리서치 ( 2018 ) 미국 Google 학술검색 [27] T. 리 , J. 데이비스 메탈. 메이터. 트랜스. , 51 ( 2020 ) , PP. 5,389 – (5400) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [28] JF Fruehling, 미시간 대학, 1970. Google 학술검색 [29] S. 쿨링 제36회 세계 마그네슘 연례 회의 , 노르웨이 ( 1979 ) , pp. 54 – 57 Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [30] S. Cashion , N. Ricketts , P. Hayes J. 가벼운 만남. , 2 ( 2002 ) , 43 ~ 47페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [31] S. Cashion , N. Ricketts , P. Hayes J. 가벼운 만남. , 2 ( 2002 ) , PP. 37 – 42 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [32] K. Aarstad , G. Tranell , G. Pettersen , TA Engh SF6에 의해 보호되는 마그네슘의 표면을 연구하는 다양한 기술 TMS ( 2003년 ) Google 학술검색 [33] 에스엠 Xiong , X.-L. 리우 메탈. 메이터. 트랜스. , 38 ( 2007 년 ) , PP. (428) – (434) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [34] T.-S. 시 , J.-B. Liu , P.-S. 웨이 메이터. 화학 물리. , 104 ( 2007 ) , 497 ~ 504페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [35] G. Pettersen , E. Øvrelid , G. Tranell , J. Fenstad , H. Gjestland 메이터. 과학. 영어 , 332 ( 2002 ) , PP. (285) – (294) 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [36] H. Bo , LB Liu , ZP Jin J. 합금. Compd. , 490 ( 2010 ) , 318 ~ 325 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [37] A. 미락 , C. 데이비슨 , J. 테일러 코로스. 과학. , 52 ( 2010 ) , PP. 1992 년 – 2000 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [38] BD 리 , UH 부리 , KW 리 , GS 한강 , JW 한 메이터. 트랜스. , 54 ( 2013 ) , 66 ~ 73페이지 Scopus에서 레코드 보기 [39] WZ Liang , Q. Gao , F. Chen , HH Liu , ZH Zhao China Foundry , 9 ( 2012 ) , pp. 226 – 230 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [40] UI 골드슐레거 , EY 샤피로비치 연소. 폭발 충격파 , 35 ( 1999 ) , 637 ~ 644페이지 Scopus에서 레코드 보기 [41] A. Elsayed , SL Sin , E. Vandersluis , J. Hill , S. Ahmad , C. Ravindran , S. Amer Foundry 트랜스. 오전. 파운드리 Soc. , 120 ( 2012 ) , 423 ~ 429페이지 Scopus에서 레코드 보기 [42] E. Zhang , GJ Wang , ZC Hu 메이터. 과학. 기술. , 26 ( 2010 ) , 1253 ~ 1258페이지 Scopus에서 레코드 보기 [43] NR 그린 , J. 캠벨 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 173 ( 1993 ) , 261 ~ 266 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [44] C 라일리 , MR 졸리 , NR 그린 MCWASP XII 논문집 – 주조, 용접 및 고급 Solidifcation 프로세스의 12 모델링 , 밴쿠버, 캐나다 ( 2009 ) Google 학술검색 [45] HE Friedrich, BL Mordike, Springer, 독일, 2006. Google 학술검색 [46] C. Zheng , BR Qin , XB Lou 기계, 산업 및 제조 기술에 관한 2010 국제 회의 , ASME ( 2010 ) , pp. 383 – 388 2010년 미트 교차 참조Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [47] SM Xiong , XF 왕 트랜스. 비철금속 사회 중국 , 20 ( 2010 ) , pp. 1228 – 1234 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [48] SM Xiong , XL Liu 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 38A ( 2007 ) , PP. (428) – (434) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [49] TS Shih , JB Liu , PS Wei 메이터. 화학 물리. , 104 ( 2007 ) , 497 ~ 504페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [50] K. Aarstad , G. Tranell , G. Pettersen , TA Engh 매그. 기술. ( 2003 ) , PP. (5) – (10) Scopus에서 레코드 보기 [51] G. Pettersen , E. Ovrelid , G. Tranell , J. Fenstad , H. Gjestland 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 332 ( 2002 ) , 285 ~ 294페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [52] XF 왕 , SM Xiong 코로스. 과학. , 66 ( 2013 ) , PP. 300 – 307 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [53] SH Nie , SM Xiong , BC Liu 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 422 ( 2006 ) , 346 ~ 351페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [54] C. Bauer , A. Mogessie , U. Galovsky Zeitschrift 모피 Metallkunde , 97 ( 2006 ) , PP. (164) – (168) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [55] QG 왕 , D. Apelian , DA Lados J. 가벼운 만남. , 1 ( 2001 ) , PP. (73) – 84 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [56] S. Wang , Y. Wang , Q. Ramasse , Z. Fan 메탈. 메이터. 트랜스. , 51 ( 2020 ) , PP. 2957 – 2974 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [57] S. Hayashi , W. Minami , T. Oguchi , HJ Kim 카그. 코그. 론분슈 , 35 ( 2009 ) , 411 ~ 415페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [58] K. 아르스타드 노르웨이 과학 기술 대학교 ( 2004년 ) Google 학술검색 [59] RL 윌킨스 J. Chem. 물리. , 51 ( 1969 ) , p. 853 -& Scopus에서 레코드 보기 [60] O. Kubaschewski , K. Hesselemam 무기물의 열화학적 성질 Springer-Verlag , 벨린 ( 1991 ) Google 학술검색 [61] R. Schmidt , M. Strobele , K. Eichele , HJ Meyer 유로 J. Inorg. 화학 ( 2017 ) , PP. 2727 – 2735 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [62] B. Hu , Y. Du , H. Xu , W. Sun , WW Zhang , D. Zhao 제이민 메탈. 분파. B-금속. , 46 ( 2010 ) , 97 ~ 103페이지 Scopus에서 레코드 보기 [63] O. Salas , H. Ni , V. Jayaram , KC Vlach , CG Levi , R. Mehrabian J. 메이터. 해상도 , 6 ( 1991 ) , 1964 ~ 1981페이지 Scopus에서 레코드 보기 [64] SSS Kumari , UTS Pillai , BC 빠이 J. 합금. Compd. , 509 ( 2011 ) , pp. 2503 – 2509 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [65] H. Scholz , P. Greil J. 메이터. 과학. , 26 ( 1991 ) , 669 ~ 677 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [66] P. Biedenkopf , A. Karger , M. Laukotter , W. Schneider 매그. 기술. , 2005년 ( 2005년 ) , 39 ~ 42 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [67] HV 앳킨슨 , S. 데이비스 메탈. 메이터. 트랜스. , 31 ( 2000 ) , PP. 2981 – 3000 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [68] EJ Guo , L. Wang , YC Feng , LP Wang , YH Chen J. 썸. 항문. 칼로리. , 135 ( 2019 ) , PP. 2001 년 – 2008 년 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [69] T. Li , WD Griffiths , J. Chen 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 48A ( 2017 ) , PP. 5516 – 5528 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [70] M. Tiryakioglu , D. Hudak는 J. 메이터. 과학. , 42 ( 2007 ) , pp. 10173 – 10179 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [71] Y. Yue , WD Griffiths , JL Fife , NR Green 제1회 3d 재료과학 국제학술대회 논문집 ( 2012 ) , pp. 131 – 136 교차 참조Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [72] R. 라이자데 , WD 그리피스 메탈. 메이터. 트랜스. B-프로세스 메탈. 메이터. 프로세스. 과학. , 37 ( 2006 ) , PP. (865) – (871) Scopus에서 레코드 보기 [73] ZC Hu , EL Zhang , SY Zeng 메이터. 과학. 기술. , 24 ( 2008 ) , 1304 ~ 1308페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기
Won-Ik Cho, Peer Woizeschke Bremer Institut für angewandte Strahltechnik GmbH, Klagenfurter Straße 5, Bremen 28359, Germany
Received 30 July 2020, Revised 3 October 2020, Accepted 18 October 2020, Available online 1 November 2020.
Abstract
Molten pool flow and heat transfer in a laser welding process using beam oscillation and filler wire feeding were calculated using computational fluid dynamics (CFD). There are various indirect methods used to analyze the molten pool dynamics in fusion welding. In this work, based on the simulation results, the surface fluctuation was directly measured to enable a more intuitive analysis, and then the signal was analyzed using the Fourier transform and wavelet transform in terms of the beam oscillation frequency and buttonhole formation. The 1st frequency (2 x beam oscillation frequency, the so-called chopping frequency), 2nd frequency (4 x beam oscillation frequency), and beam oscillation frequency components were the main components found. The 1st and 2nd frequency components were caused by the effect of the chopping process and lumped line energy. The beam oscillation frequency component was related to rapid, unstable molten pool behavior. The wavelet transform effectively analyzed the rapid behaviors based on the change of the frequency components over time.
Korea Abstract
빔 진동 및 필러 와이어 공급을 사용하는 레이저 용접 공정에서 용융 풀 흐름 및 열 전달은 CFD (전산 유체 역학)를 사용하여 계산되었습니다. 용융 용접에서 용융 풀 역학을 분석하는 데 사용되는 다양한 간접 방법이 있습니다.
본 연구에서는 시뮬레이션 결과를 바탕으로 보다 직관적 인 분석이 가능하도록 표면 변동을 직접 측정 한 후 빔 발진 주파수 및 버튼 홀 형성 측면에서 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환을 사용하여 신호를 분석했습니다.
1 차 주파수 (2 x 빔 발진 주파수, 이른바 초핑 주파수), 2 차 주파수 (4 x 빔 발진 주파수) 및 빔 발진 주파수 성분이 발견 된 주요 구성 요소였습니다. 1 차 및 2 차 주파수 성분은 쵸핑 공정과 집중 라인 에너지의 영향으로 인해 발생했습니다.
빔 진동 주파수 성분은 빠르고 불안정한 용융 풀 동작과 관련이 있습니다. 웨이블릿 변환은 시간 경과에 따른 주파수 구성 요소의 변화를 기반으로 빠른 동작을 효과적으로 분석했습니다.
1 . 소개
융합 용접에서 용융 풀 역학은 용접 결함과 시각적 이음새 품질에 직접적인 영향을 미칩니다. 이러한 역학을 연구하기 위해 고속 카메라를 사용하는 직접 방법과 광학 또는 음향 신호를 사용하는 간접 방법과 같은 다양한 측정 방법을 사용하여 여러 실험 방법을 고려했습니다. 시간 도메인의 원래 신호는 특별히 주파수 도메인에서 변환 된 신호로 변환되어 용융 풀 동작에 영향을 미치는 주파수 성분을 분석합니다. Kotecki et al. (1972)는 고속 카메라를 사용하여 가스 텅스텐 아크 용접에서 용융 풀을 관찰했습니다. [1]. 그들은 120Hz 리플 DC 출력을 가진 용접 전원을 사용할 때 용융 풀 진동 주파수가 120Hz임을 보여주었습니다. 전원을 끈 후 진동 주파수는 용융 풀의 고유 주파수를 나타내는 용융 풀 크기와 관련이 있습니다. 진동은 응고 중에 용접 표면 스케일링을 생성했습니다. Zacksenhouse and Hardt (1983)는 레이저 섀도 잉 동작 측정 기술을 사용하여 가스 텅스텐 아크 용접에서 완전히 관통 된 용융 풀의 동작을 측정했습니다 [2] . 그들은 2.5mm 두께의 강판에서 6mm 풀 반경 (고정 용접)에 대해 용융 풀의 고유 주파수가 18.9Hz라는 것을 발견했습니다. Semak et al. (1995) 고속 카메라를 사용하여 레이저 스폿 용접에서 용융 풀 및 키홀 역학 조사 [3]. 그들은 깊이가 약 3mm이고 반경이 약 3mm 인 용융 풀에서 200Hz의 낮은 체적 진동 주파수를 관찰했습니다. 0.45mm Aendenroomer와 den Ouden (1998)은 강철의 펄스 가스 텅스텐 아크 용접에서 용융 풀 진동을보고했습니다 [4] . 그들은 침투 깊이에 따라 진동 모드 변화를 보였고 주파수는 50Hz에서 150Hz 사이에서 변화했습니다. 주파수는 완전히 침투 된 용융 풀에서 더 낮았습니다. Hermans와 den Ouden (1999)은 단락 가스 금속 아크 용접에서 용융 풀 진동을 분석했습니다. [5]. 그들은 용융 풀의 단락 주파수와 고유 주파수가 같을 때 부분적으로 침투 된 용융 풀의 경우 공정 안정성이 향상되었음을 보여주었습니다. Yudodibroto et al. (2004)는 가스 텅스텐 아크 용접에서 용융 풀 진동에 대한 필러 와이어의 영향을 조사했습니다 [6] . 그들은 금속 전달이 특히 부분적으로 침투 된 용융 풀에서 진동 거동을 방해한다는 것을 보여주었습니다. Geiger et al. (2009) 레이저 키홀 용접에서 발광 분석 [7]. 신호의 주파수 분석을 사용하여 용융 풀 (1.5kHz 미만)과 키홀 (약 3kHz)에 해당하는 진동 주파수 범위를 찾았습니다. Kägeler와 Schmidt (2010)는 레이저 용접에서 용융 풀 크기의 변화를 관찰하기 위해 고속 카메라를 사용했습니다 [8] . 그들은 용융 풀에서 지배적 인 저주파 진동 성분 (100Hz 미만)을 발견했습니다. Shi et al. (2015) 고속 카메라를 사용하여 펄스 가스 텅스텐 아크 용접에서 용융 풀 진동 주파수 분석 [9]. 그들은 용접 침투 깊이가 작을수록 용융 풀의 진동 빈도가 더 높다는 것을 보여주었습니다. 추출 된 진동 주파수는 완전 용입 용접의 경우 85Hz 미만 이었지만 부분 용입 용접의 경우 110Hz에서 125Hz 사이였습니다. Volpp와 Vollertsen (2016)은 레이저 키홀 역학을 분석하기 위해 광학 신호를 사용했습니다 [10] . 그들은 공간 레이저 강도 분포로 인해 0.8에서 154 kHz 사이의 고주파 범위에서 피크를 발견했습니다. 위에서 언급 한 실험적 접근법은 공정 조건, 측정 방법 및 측정 된 위치에 따라 수십 Hz에서 수십 kHz까지 광범위한 용융 풀 역학에 대한 결과를 보여 주었다는 점에 유의해야합니다.
융합 용접에서 용융 풀 역학을 연구하기 위해 분석 접근 방식도 사용되었습니다. Zacksenhouse와 Hardt (1983)는 2.5mm 두께의 강판에서 대칭형 완전 관통 용융 풀의 고유 진동수를 계산했습니다 [2] . 매스 스프링 해석 모델을 사용하여 용융 풀 반경 6mm (고정 용접)에 대해 20.4Hz (실험에서 18.9Hz)의 고유 진동수와 3mm 풀 반경 (연속 용접)에 대해 40Hz의 고유 진동수를 예측했습니다. ). Postacioglu et al. (1989)는 원통형 용융 풀과 키홀을 가정하여 레이저 용접의 용융 풀에서 키홀 진동의 고유 진동수를 계산했습니다 .. 특정 열쇠 구멍 모양의 경우 약 900Hz의 기본 주파수가 계산되었습니다. Postacioglu et al. (1991)은 또한 레이저 용접에서 용접 속도를 고려하기 위해 타원형 용융 풀의 고유 진동수를 계산했습니다 [12] . 그들은 타원형 용융 풀의 모양이 고유 진동수에 영향을 미친다는 것을 보여주었습니다. 고유 진동수는 축의 길이 비율이 낮았으며, 즉 타원의 반장 축과 반 단축의 비율이 낮았습니다. Kroos et al. (1993)은 축 대칭 용융 풀과 키홀을 가정하여 레이저 키홀 용접의 동적 거동에 대한 이론적 모델을 개발했습니다 .. 키홀 폐쇄 시간은 0.1ms였으며 안정성 분석은 약 500Hz의 주파수에서 공진과 같은 진동을 예측했습니다. Maruo와 Hirata (1993)는 완전 관통 아크 용접에서 용융 풀을 모델링했습니다 [14] . 그들은 녹은 웅덩이가 정적 타원 모양을 가지고 있다고 가정했습니다. 그들은 고유 진동수와 진동 모드 사이의 관계를 조사하고 용융 풀 크기가 감소함에 따라 고유 진동수가 증가한다는 것을 보여주었습니다. Klein et al. (1994)는 원통형 키홀 모양을 사용하여 완전 침투 레이저 용접에서 키홀 진동을 연구했습니다 [15] . 그들은 점성 감쇠로 인해 키홀 진동이 낮은 kHz 범위로 제한된다는 것을 보여주었습니다. Klein et al. (1996)은 또한 레이저 출력의 작은 변동이 강한 키홀 진동으로 이어질 수 있음을 보여주었습니다[16] . 그들은 키홀 진동의 주요 공진 주파수 범위가 500 ~ 3500Hz라는 것을 발견했습니다. Andersen et al. (1997)은 고정 가스 텅스텐 아크 용접 [17] 에서 고정 된 원통형 모양을 가정하여 용융 풀의 고유 진동수를 예측 했으며 완전 용입 용접에서 용융 풀 폭이 증가함에 따라 감소하는 것으로 나타났습니다. 3.175mm 두께의 강판의 경우 주파수는 20Hz ~ 100Hz 범위였습니다. 위에 표시된 분석 방법은 일반적으로 단순한 용융 풀 모양을 가정하고 고유 진동수를 계산했습니다. 이것은 단순한 용융 풀 모양으로 고정 용접 공정을 분석하는 데 충분하지만 대부분의 용접 사례를 설명하는 과도 용접 공정에서 용융 풀 역학 분석에는 적합하지 않습니다.
반면에 수치 접근 방식은 고온 및 강한 빛과 같은 실험적 제한없이 자세한 정보를 제공하기 때문에 용융 풀 역학을 분석하는 이점이 있습니다. 전산 유체 역학 (CFD)의 수치 시뮬레이션 기술이 발전함에 따라 용융 풀 역학 분석에 대한 많은 연구가 수행되었습니다. 실제 용융 표면 변화는 VOF (체적 부피) 방법을 사용하여 계산할 수 있습니다. Cho et al. (2010) CO 2 레이저-아크 하이브리드 용접 공정을 위한 수학적 모델 개발 [18], 구형 방울이 생성 된 금속 와이어의 용융 과정이 와이어 공급 속도와 일치한다고 가정합니다. 그들은 필러 와이어가 희석되는 용융 풀 동작을 보여주었습니다. Cho et al. (2012)는 높은 빔 품질과 높은 금속 흡수율로 인해 업계에서 널리 사용되는 디스크 레이저 키홀 용접으로 수학적 모델을 확장했습니다 [19] . 그들은 열쇠 구멍에서 레이저 광선 번들의 다중 반사를 고려하고 용융 풀에서 keyholing과 같은 빠른 표면 변화를 자세히보고했습니다. 최근 CFD 시뮬레이션은 험핑 (Otto et al., 2016 [20] ) 및 기공 (Lin et al., 2017 [21] )과 같은보다 구체적인 현상을 분석하는데도 사용되었습니다 .) 레이저 용접에서. 그러나 용융 풀 역학과 관련된 연구는 거의 수행되지 않았습니다. Ko et al. (2000)은 수치 시뮬레이션을 사용하여 가스 텅스텐 아크 용접 풀의 동적 거동을 조사했습니다 [22] . 그들은 완전히 침투 된 용융 풀이 부분적으로 침투 된 풀보다 낮은 주파수에서 진동한다는 것을 보여주었습니다. 진동은 수십 분의 1 초 내에 무시할 수있는 크기로 감쇠되었습니다. Geiger et al. (2009)는 또한 수치 시뮬레이션을 사용하여 레이저 용접에서 용융 풀 거동을 보여주었습니다 [7]. 그들은 계산 된 증발 속도를 주파수 분석에 사용하여 공정에서 나오는 빛의 실험 결과와 비교했습니다. 판금 레이저 용접에서 중요한 공간 빔 진동 및 추가 필러 재료가있는 공정에 대한 용융 풀 역학에 대한 연구도 불충분합니다. Hu et al. (2018)은 금속 전달 메커니즘을 밝히기 위해 전자빔 3D 프린팅에서 와이어 공급 모델링을 수행했습니다. 그들은 주로 열 입력에 의해 결정되는 액체 브리지 전이, 액적 전이 및 중간 전이의 세 가지 유형의 금속 전달 모드를 보여주었습니다 .. Meng et al. (2020)은 레이저 빔 용접에서 용융 풀에 필러 와이어에 의해 추가 된 추가 요소의 전자기 교반 효과를 모델링했습니다. 용가재의 연속적인 액체 브릿지 이동이 가정되었고, 그 결과 전자기 교반의 영향이 키홀 깊이에 미미한 반면 필러 와이어 혼합을 향상 시켰습니다 [24] . Cho et al. (2017) 용접 방향에 수직 인 1 차원 빔 진동과 용접 라인을 따라 공급되는 필러 와이어를 사용하여 레이저 용접을위한 시뮬레이션 모델 개발 [25]. 그들은 시뮬레이션을 사용하여 특정 용접 현상, 즉 용융 풀의 단추 구멍 형성을 보여주었습니다. Cho et al. (2018)은 다중 반사 수와 전력 흡수량의 푸리에 변환을 사용하여 주파수 영역에서 소위 쵸핑 주파수 (2 x 빔 발진 주파수) 성분을 발견했습니다 [26] . 그러나 그들은 용융 풀 역학을 분석하기 위해 간접 신호를 사용했습니다. 따라서보다 직관적 인 분석을 위해서는 표면의 변동을 직접 측정해야합니다.
이 연구는 이전 연구에서 개발 된 레이저 용접 모델을 사용하여 3 차원 과도 CFD 시뮬레이션을 수행하여 빔 진동 및 필러 와이어 공급을 포함한 레이저 용접 공정에서 용융 풀 역학을 조사합니다. 용융 된 풀 표면의 시간적 변화는 시뮬레이션 결과에서 추출되었습니다. 추출 된 데이터는 주파수 영역뿐만 아니라 시간-주파수 영역에서도 분석되었습니다. 신호 처리를 통해 도출 된 결과는 특징적인 용융 풀 역학을 나타내며 빔 진동 주파수 및 단추 구멍 형성 측면에서 레이저 용접의 역학을 줄일 수있는 잠재력을 제공합니다.
2 . 방법론
그림 1도 1은 용접 방향에 수직 인 1 차원 빔 진동과 용접 라인을 따라 공급되는 필러 와이어를 사용하는 레이저 용접 프로세스의 개략적 설명을 보여줍니다. 1mm 두께의 알루미늄 합금 (AlSi1MgMn) 시트는 시트 표면에 초점을 맞춘 멀티 kW 파이버 레이저 (YLR-8000S, IPG Photonics, USA)를 사용하여 용접되었습니다. 시트는 에어 갭이있는 맞대기 이음으로 정렬되었습니다. 1 차원 스캐너 (ILV DC-Scanner, Ingenieurbüro für Lasertechnik + Verschleiss-Schutz (ILV), 독일)를 사용하여 레이저 빔의 1 차원 정현파 진동을 실현했습니다. 이 스캔 시스템에서 최대 진동 폭은 250Hz의 진동 주파수에서 1.4mm입니다. 오정렬에 대한 공차를 개선하기 위해 동일한 최대 너비 값이 사용되었습니다. 와이어 공급 시스템은 1을 공급했습니다. 2mm 직경의 알루미늄 합금 (AlSi5) 필러 와이어를 일정한 공급 속도로 에어 갭을 채 웁니다. 1mm 에어 갭의 경우 와이어 이송 속도는 용접 속도의 1.5 배 값으로 설정되었으며 참조 실험 조건은 문헌에서 얻었습니다 (Schultz, 2015 참조).[27] ).
CFD 시뮬레이션은 레이저 용접에서 열 전달 및 용융 풀 동작을 계산하기 위해 수행되었습니다. 그림 2 는 CFD 시뮬레이션을위한 계산 영역을 보여줍니다. 실온에서 1.2mm 직경의 필러 와이어가 공급되고 레이저 빔이 진동했습니다. 1mm 두께의 공작물이 용접 속도로 왼쪽에서 오른쪽으로 이동했습니다. 0.1mm의 최소 메쉬 크기가 도메인에서 생성되었습니다. 침투 깊이가 더 깊은 이전 연구의 메쉬 테스트 결과는 0.2mm 이하의 메쉬 크기로 시뮬레이션 정확도가 확보 된 것으로 나타 났으므로 [28] 본 연구에서 사용 된 메쉬 크기가 적절할 수 있습니다. 도메인을 구성하는 세포의 수는 약 120 만 개였습니다. 1 번 테이블사용 된 레이저 용접 매개 변수를 보여줍니다. 용융 풀 역학 측면에서 다양한 진동 주파수와 에어 갭 크기가 고려되었으며 12 개의 용접 사례가 표 2 에 나와 있습니다. 표 3 은 시뮬레이션에 사용 된 알루미늄 합금과 순수 알루미늄 (Cho et al., 2018 [26] )의 표면 장력 계수를 제외하고 온도와 무관 한 열-물리적 재료 특성을 보여줍니다 . 여기서 표면 장력 계수는 액체 온도에서 온도와 표면 장력 계수 사이의 선형 관계를 가진 유일한 온도 의존적 특성이었습니다.
시뮬레이션을 위해 단상 뉴턴 유체와 비압축성 층류가 가정되었습니다. 질량, 운동량 및 에너지 보존의 지배 방정식을 해결하여 계산 영역에서 속도, 압력 및 온도 분포를 얻었습니다. VOF 방법은 자유 표면 경계를 찾는 데 사용되었습니다. 스칼라 보존 방정식을 추가로 도입하여 용융 풀에서 충전재의 부피 분율을 계산했습니다. 시뮬레이션에 사용 된 레이저 용접의 수학적 모델은 다음과 같습니다. 레이저 빔은 가우스와 같은 전력 밀도 분포를 기반으로 697 개의 광선 에너지 번들로 나뉩니다. 광선 추적 방법을 사용하여 다중 반사를 고려했습니다. 재료에 대한 레이저 빔의 반사 (또는 흡수) 에너지는 프레 넬 반사 모델을 사용하여 계산되었습니다. 온도에 따른 흡수율의 변화를 고려 하였다. 혼합물의 흡수율은베이스 및 충전제 물질 분획의 가중 평균을 사용하여 계산되었습니다. 반동 압력과 부력도 고려되었습니다. 경계 조건으로 에너지와 압력의 균형은 VOF 방법으로 계산 된 자유 표면에서 고려되었습니다. 레이저 용접 모델과 지배 방정식은 FLOW-3D v.11.2 (2017), Flow Science, Inc.에서 유한 차분 방법과 유한 체적 방법을 사용하여 이산화되고 해결되었습니다. 경계 조건으로 에너지와 압력의 균형은 VOF 방법으로 계산 된 자유 표면에서 고려되었습니다. 레이저 용접 모델과 지배 방정식은 FLOW-3D v.11.2 (2017), Flow Science, Inc.에서 유한 차분 방법과 유한 체적 방법을 사용하여 이산화되고 해결되었습니다. 경계 조건으로 에너지와 압력의 균형은 VOF 방법으로 계산 된 자유 표면에서 고려되었습니다. 레이저 용접 모델과 지배 방정식은 FLOW-3D v.11.2 (2017), Flow Science, Inc.에서 유한 차분 방법과 유한 체적 방법을 사용하여 이산화되고 해결되었습니다.[29] . 계산에는 48GB RAM이 장착 된 Intel® Xeon® 프로세서 E5649로 구성된 워크 스테이션이 사용되었습니다. 계산 시스템을 사용하여 0.2 초 레이저 용접을 시뮬레이션하는 데 약 18 시간이 걸렸습니다. 지배 방정식 (Cho and Woizeschke, 2020 [30] ) 및 레이저 용접 모델 (Cho et al., 2018 [26] )에 대한 자세한 설명은 부록 A 에서 확인할 수 있습니다 .
그림 3 은 용융 풀 변동의 직접 측정에 대한 개략적 설명을 보여줍니다. 용융 풀의 역학을 분석하기 위해 시뮬레이션 중에 용융 풀 표면의 시간적 변동 운동을 측정했습니다. 상단 및 하단 표면 모두에서 10kHz의 샘플링 주파수로 변동을 측정 한 반면, 측정 위치는 X 축의 레이저 빔 위치에서 2mm 떨어진 용접 중심선에있었습니다. 그림 4시간 신호를 분석하는 데 사용되는 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환의 개략적 설명을 보여줍니다. 측정 된 시간 신호는 고속 푸리에 변환 (FFT) 방법을 사용하여 주파수 영역으로 변환되었습니다. 결과는 측정 기간 동안 평균화 된 주파수 성분의 크기를 보여줍니다. 웨이블릿 변환 방법은 시간-주파수 영역에서 국부적 인 특성을 찾는 데 사용되었습니다. 결과는 주파수 구성 요소의 크기뿐만 아니라 시간 변화도 보여줍니다.
3 . 결과
이 연구 에서는 표 2에 표시된 12 가지 용접 사례 를 시뮬레이션했습니다. 그림 5 는 3 차원 시뮬레이션 결과를 평면도 와 바닥면으로 보여줍니다. 결과는 용융 된 풀의 거동에 따라 분류 할 수 있습니다 : 단추 구멍 형성 없음 (녹색), 안정 또는 불안정 단추 구멍 있음 (파란색), 불안정한 단추 구멍으로 인한 구멍 결함 (빨간색). 일반적인 열쇠 구멍보다 훨씬 큰 직경을 가진 단추 구멍은 레이저 용접의 특정 진동 조건에서 나타날 수 있습니다 (Vollertsen, 2016 [31]). 진동 주파수가 증가함에 따라 용접 이음 부 코스 및 스케일링 측면에서 시각적 이음새 품질이 향상되었습니다. 고주파에서 스케일링은 무시할 수있을 정도 였고 코스는 균질했습니다. 언더컷 결함의 발생도 감소했습니다. 그러나 관통 결함 부족 (case 7, case 10)이 나타났다. 에어 갭은 단추 구멍 형성에 중요했습니다. 에어 갭 크기가 증가함에 따라 단추 구멍이 더 쉽게 형성되었지만 구멍 결함으로 더 쉽게 남아 있습니다. 안정적인 단추 구멍 형성은 고려 된 공극 조건의 좁은 영역에서만 나타납니다.
그림 6 은 시뮬레이션과 실험에서 융합 영역의 모양을 보여줍니다. 버튼 홀이없는 경우 1, 불안정한 버튼 홀 형성이있는 경우 8, 안정적인 버튼 홀 형성이있는 경우 11의 3 가지 경우에 대해 시뮬레이션 결과와 실험 결과를 비교하여 유사성을 나타냈다. 본 연구에서 고려한 용접 조건의 경우 표면 품질 결과는 Fig. 5 와 같이 큰 차이를 보였으 나 단면 융착 영역 [26] 과 형상은 큰 차이를 보이지 않았다.
무화과. 7 과 8 은 각각 100Hz와 250Hz의 진동 주파수에서 시뮬레이션 결과를 기반으로 분석 된 용융 풀 역학과 시뮬레이션 및 실험 결과를 보여줍니다. 이전 연구에서 볼 수 있듯이 레이저 빔의 진동 주파수는 단추 구멍 형성과 밀접한 관련이 있습니다 (Cho et al., 2018 [26] 참조 ). 그림 7 (a) 및 (b)는 각각 시뮬레이션 및 실험을 기반으로 한 진동 주파수 100Hz에서 대표적인 용융 풀 동작을 보여줍니다. 완전히 관통 된 키홀 및 버튼 홀 형성은 관찰되지 않았으며 응고 후 거친 비드 표면이 남았습니다. 그림 7(c)와 (d)는 각각 윗면과 바닥면의 표면 변동에 대한 시뮬레이션 결과를 기반으로 한 용융 풀 역학 분석을 보여줍니다. 샘플링 데이터는 상단 표면이 공작물의 상단 표면 위치에서 평균적으로 변동하는 반면 하단 표면은 공작물의 하단 표면 위치에서 평균적으로 변동하는 것으로 나타났습니다. 표면 변동의 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환 결과는 명확한 1 차 주파수 (2 x 빔 발진 주파수, 이른바 초핑 주파수, Cho et al., 2018 [26] 참조 ) 및 2 차 주파수 (4 x 빔 발진)를 보여줍니다. 주파수) 두 표면의 구성 요소, 그러나 바닥 표면과 첫 번째에 대한 결과주파수 성분이 더 강합니다. 반면 그림 8 (a)와 (b)에서 보는 바와 같이 250Hz의 진동 주파수에서 시뮬레이션과 실험 결과는 안정된 버튼 홀 형성과 응고 후 매끄러운 비드 표면을 나타냈다. 그림 8 의 샘플링 신호의 진폭은 그림 7 의 진폭 보다 작으며 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환의 결과에서 중요한 주파수 성분이 발견되지 않았습니다.
Fig. 9 는 진동 주파수 200Hz에서 시뮬레이션 결과를 바탕으로 분석 된 용융 풀 역학과 시뮬레이션 및 실험 결과를 보여준다. 이 주파수에서 Fig. 9 (a)와 (b) 에서 보는 바와 같이 , 시뮬레이션과 실험 모두에서 불안정한 buttonhole 거동이 관찰되었다. 바닥면에서 샘플링 데이터의 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환의 결과 빔 발진 주파수 성분이 발견되었습니다.
4 . 토론
시뮬레이션 및 실험 결과는 비드 표면 품질이 향상되고 빔 진동 주파수가 증가함에 따라 버튼 홀이 형성되는 것으로 나타났습니다. 표면의 변동 데이터에 대한 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환의 결과에 따라 다음과 같은 주요 주파수 구성 요소가 발견되었습니다. 1 차 및 2 차버튼 홀 형성이없는 주파수, 불안정한 용융 풀 거동이있는 빔 진동 주파수, 안정적인 버튼 홀 형성이있는 중요한 주파수 성분이 없습니다. 이들 중 불안정한 용융 풀 동작과 관련된 빔 진동 주파수 성분은 완전히 관통 된 키홀과 반복적으로 생성 및 붕괴되는 불안정한 버튼 홀의 특성으로 인해 웨이블릿 변환 결과에서 명확한 실선 형태로 나타나지 않았습니다. 분석 결과는 윗면보다 바닥면에서 더 분명했습니다. 이는 필러 와이어 공급 및 키홀 링 공정에서 강한 하향 흐름으로 인해 용융 풀 역학이 바닥 표면 영역에서 더 강했기 때문입니다. 진동 주파수가 증가함에 따라 용융 풀 역학과 상단 표면과 하단 표면 간의 차이가 감소했습니다.
첫 번째 주파수 (2 x 빔 진동 주파수)는이 연구에서 관찰 된 가장 분명한 구성 요소였습니다. Schultz et al. (2018)은 또한 실험을 통해 동일한 성분을 발견했습니다 [32] , 용융 풀 표면 운동에 대한 푸리에 분석을 수행했습니다. 첫 번째 주파수 성분은 빔 발진주기 당 두 개의 주요 이벤트가 있음을 의미합니다. 이것은 레이저 빔이 빔 진동주기 당 두 번 와이어를 절단하거나 절단하는 프로세스와 일치합니다. 용융 된 와이어 팁은 낮은 진동 주파수에서 고르지 않고 날카로운 모서리를 갖는 것으로 나타났습니다 (Cho et al., 2018 [26] ). 이것은 첫 번째 원인이 될 수 있습니다.용융 된 풀에서 지배적이되는 주파수 성분. 진동 주파수가 증가하면 용융 된 와이어 팁이 더 균일 해 지므로 효과가 감소합니다. 용접 방향으로의 정현파 횡 방향 빔 진동을 통한 에너지 집중도 빔 진동주기 당 두 번 발생합니다. 그림 10 은 발진 주파수에 따른 레이저 빔의 라인 에너지 (단위 길이 당 에너지)의 변화를 보여줍니다. 그림 10 b) 의 라인 에너지 는 레이저 출력을 공정 속도로 나누어 계산했습니다. 여기서 처리 속도는(w이자형엘디나는엔지에스피이자형이자형디)2+(디(에스나는엔유에스영형나는디ㅏ엘wㅏV이자형나는엔에프나는지.10ㅏ))디티)2. 낮은 발진 주파수에서 라인 에너지는 발진 폭의 양쪽 끝에 과도하게 집중됩니다. 이러한 집중된 에너지는 과도한 키홀 링 프로세스를 초래하므로 언더컷 결함이 나타날 수있는 높은 흐름 역학이 발생합니다. 진동 주파수가 증가함에 따라 집중 에너지는 더 작은 조각으로 나뉩니다. 따라서 높은 진동 주파수에서 과도한 키홀 링 및 수반되는 언더컷 결함의 발생이 감소되었습니다. 위에서 언급 한 두 가지 현상 (불균일 한 와이어 팁과 집중된 라인 에너지)은 빔 발진주기 당 두 번 발생하며 발진 주파수가 증가하면 그 효과가 감소합니다. 따라서 저주파 에서 2 차 주파수 성분 (4 x 빔 발진 주파수)이 나타나는 것은이 두 현상의 동시 작용입니다.
두 가지 현상 중 첫 번째 주파수 에 대한 주된 효과 는 집중된 라인 에너지입니다. Cho et al. (2018)은 전력 흡수 데이터를 푸리에 변환을 사용하여 분석했을 때 1 차 주파수 성분이 더 우세 해졌고, 2 차 주파수 성분은 발진 주파수가 증가함에 따라 상대적으로 약화 되었음을 보여주었습니다 [26] . 용융 된 와이어 팁은 또한 빈도가 증가함에 따라 더욱 균일 해졌습니다. 결과는 진동 주파수의 증가가 용융 풀에 대한 와이어의 영향을 제거하는 것으로 나타났습니다. 따라서 발진 주파수가 증가함에 따라 라인 에너지 집중의 영향 만 남을 수 있습니다. 그림 10 과 같이, 집중 선 에너지가 작은 조각으로 분할되기 때문에 효과도 감소하지만 최대 값이 변경되지 않았기 때문에 여전히 효과적입니다.
빔 진동 주파수 성분은 불안정한 단추 구멍 및 열쇠 구멍 붕괴를 수반하는 불안정한 용융 풀 동작과 관련이 있습니다. 언더컷 결함이있는 케이스 8 (발진 주파수 200Hz)에서 발진 주파수 성분이 관찰되었습니다. 이것은 특히 완전히 관통 된 열쇠 구멍과 불안정한 단추 구멍에서 불안정한 용융 풀 동작을 보여주었습니다. 경우 10 (진동 주파수 250Hz)의 경우 상대적으로 건강한 비드가 형성 되었으나, 도 11 (a) 와 같이 웨이블릿 변환 결과에서 t1의 시간 간격으로 진동 주파수 성분이 관찰되었다 . 이 시간 간격 t1의 용융 풀 거동은 그림 11에 나와 있습니다.(비). 완전히 관통 된 열쇠 구멍이 즉시 무너지는 것이 분명하게 관찰되었습니다. 이것은 진동 주파수 성분이 불안정한 용융 풀 거동과 밀접한 관련이 있음을 보여줍니다. 발견 된 주파수 성분으로부터 완전히 관통 된 열쇠 구멍과 같은 불안정한 용융 풀 거동을 예측할 수 있습니다. 완전히 관통 된 키홀이 반복적으로 붕괴되기 때문에 빔 진동 주파수 성분은 그림 9 (d) 와 같이 웨이블릿 변환 결과에서 명확한 실선 형태로 보이지 않습니다 .
Cho and Woizeschke (2020)에 따르면 단추 구멍 형성은 자체 지속 가능한 카테 노이드처럼 작용하기 때문에 용융 풀 역학을 감소시킬 수 있습니다 [30] . 그림 12 는 버튼 홀 형성 측면에서 t2의 시간 간격에서 용융 풀 거동의 변화를 보여줍니다. 단추 구멍은 t2의 간헐적 인 부분에만 형성되었습니다. 1st 이후이 시간 동안 웨이블릿 변환의 결과로 주파수 성분이 사라졌고, 버튼 홀 형성은 용융 풀 역학을 줄이는 데 효과적이었습니다. 따라서, 웨이블릿 변환의 결과로 주파수 성분이 지워지는 것을 관찰함으로써 버튼 홀 형성을 예측할 수있다. 이와 관련하여 웨이블릿 변환 기술은 시간에 따른 용융 풀 변화를 나타낼 수 있습니다. 이 기술은 향후 용융 풀 동작을 모니터링하는 데 사용될 수 있습니다.
5 . 결론
CFD 시뮬레이션 결과를 사용하여 빔 진동 및 필러 와이어 공급을 통한 레이저 용접에서 용융 풀 역학을 분석 할 수있었습니다. 용융 풀 표면의 변동 데이터의 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환은 여기서 용융 풀 역학을 분석하는 데 사용되었습니다. 결과는 다음과 같은 결론으로 이어집니다.1.
1 차 주파수 (2 x 빔 발진 주파수, 이른바 초핑 주파수), 2 차 주파수 (4 x 빔 발진 주파수) 및 빔 발진 주파수 성분은 푸리에 변환 및 웨이블릿 변환 분석에서 발견 된 주요 성분이었습니다.2.
1 차 주파수와 2 차 주파수 성분 의 출현은 두 가지 사건, 즉 레이저 빔에 의한 필러 와이어의 절단 공정과 집중된 레이저 라인 에너지의 효과의 결과였습니다. 이는 빔 진동주기 당 두 번 발생했습니다. 따라서 두 번째 주파수 성분은 동시 작용으로 인해 발생했습니다. 빔 진동 주파수 성분은 불안정한 용융 풀 동작과 관련이 있습니다. 구성 요소는 열쇠 구멍과 단추 구멍의 붕괴와 함께 나타났습니다.삼.
낮은 발진 주파수에서는 1 차 주파수와 2 차 주파수 성분이 함께 나타 났지만 발진 주파수가 증가함에 따라 그 크기가 함께 감소했습니다. 집중 선 에너지는 주파수가 증가함에 따라 최대 값이 변하지 않는 반면, 잘게 잘린 선단이 평평 해져 그 효과가 사라졌기 때문에 쵸핑 프로세스보다 더 큰 영향을 미쳤습니다.4.
용융 풀 거동의 빠른 시간적 변화는 웨이블릿 변환 방법을 사용하여 분석되었습니다. 따라서이 방법은 열쇠 구멍 및 단추 구멍의 형성 및 붕괴와 같은 일시적인 용융 풀 변화를 해석하는 데 사용할 수 있습니다.
CRediT 저자 기여 성명
조원익 : 개념화, 방법론, 소프트웨어, 검증, 형식 분석, 조사, 데이터 큐 레이션, 글쓰기-원고, 글쓰기-검토 및 편집. Peer Woizeschke : 감독, 프로젝트 관리, 작문-검토 및 편집.
경쟁 관심의 선언
저자는이 논문에보고 된 작업에 영향을 미칠 수있는 경쟁적인 재정적 이해 관계 나 개인적 관계가 없다고 선언합니다.
감사의 말
이 작업은 알루미늄 합금 용접 역량 센터 (Centr-Al)에서 수행되었습니다. Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG, 프로젝트 번호 290705638 , “용접 풀 캐비티를 생성하여 레이저 깊은 용입 용접에서 매끄러운 이음매 표면”) 의 자금은 감사하게도 인정됩니다.
-대량 보존 방정식,(A1)∇·V→=미디엄˙에스ρ어디, V→속도 벡터입니다. ρ밀도이고 미디엄˙에스필러 와이어를 공급하여 질량 소스의 비율입니다. 단위미디엄에스단위 부피당 질량입니다. WFS (와이어 공급 속도) 및 필러 와이어의 직경과 같은 매스 소스 및 필러 와이어 조건,디w계산 영역에서 다음과 같은 관계가 있습니다.(A2)미디엄=∫미디엄에스디V=미디엄0+씨×ρ×W에프에스×π디w24×티어디, 미디엄총 질량, 미디엄0초기 총 질량, V볼륨입니다.씨단위 변환 계수입니다. 티시간입니다.
-운동량 보존 방정식,(A3)∂V→∂티+V→·∇V→=−1ρ∇피+ν∇2V→−케이V→+미디엄˙에스ρ(V에스→−V→)+지어디, 피압력입니다. ν동적 점도입니다. 케이뭉툭한 영역의 다공성 매체 모델에 대한 항력 계수, V에스→질량 소스에 대한 속도 벡터입니다. 지신체 힘으로 인한 신체 가속도입니다.
-에너지 절약 방정식,(A4)∂h∂티+V→·∇h=1ρ∇·(케이∇티)+h˙에스어디, h특정 엔탈피입니다. 케이열전도율, 티온도이고 h˙에스특정 엔탈피 소스로, Eq 의 질량 소스와 연관됩니다 . (A1) . 계산 영역의 총 에너지,이자형다음과 같이 계산됩니다.(A5)이자형=∫미디엄에스h에스디V=∫미디엄에스씨Vw티w디V어디, 씨Vw질량 원의 비열, 티w질량 소스의 온도입니다.
또한, 엔탈피 기반 연속체 모델을 사용하여 고체-액체 상 전이를 고려했습니다.
-VOF 방정식,(A6)∂에프∂티+∇·(V→에프)=에프˙에스어디, 에프유체가 차지하는 부피 분율이며 0과 1 사이의 값을 가지며 에프˙에스질량의 소스와 연결된 유체의 체적 분율의 비율 식. (A1) . 질량 공급원에 해당하는 부피 분율은 다음에 할당됩니다.에프에스.
-스칼라 보존 방정식,(A7)∂Φ∂티+∇·(V→Φ)=Φ˙에스어디, Φ필러 와이어의 스칼라 값입니다. 셀의 유체가 전적으로 필러 와이어로 구성된 경우Φ1이고 유체에 대한 필러 와이어의 부피 분율에 따라 0과 1 사이에서 변경됩니다. Φ˙에스Eq 에서 질량 소스에 연결된 스칼라 소스의 비율입니다 . (A1) . 스칼라 소스는 전적으로 필러 와이어이기 때문에 1에 할당됩니다. 확산 효과는 고려되지 않았습니다.
흡수율을 계산하기 위해 프레 넬 반사 모델을 사용했습니다. ㅏ=1−ρ씨재료의 표면 상에 도시 된 바와 같이 수학 식. (A8) 원 편광 빔의 경우.(A8)ㅏ=1−ρ씨=1−12(ρ에스+ρ피)어디,ρ에스=(엔1씨영형에스θ−피)2+큐2(엔1씨영형에스θ+피)2+큐2,ρ에스=(피−엔1에스나는엔θ티ㅏ엔θ)2+큐2(피+엔1에스나는엔θ티ㅏ엔θ)2+큐2,피2=12{[엔22−케이22−(엔1에스나는엔θ)2]2+2엔22케이22+[엔22−케이22−(엔1에스나는엔θ)2]},큐2=12{[엔22−케이22−(엔1에스나는엔θ)2]2+2엔22케이22−[엔22−케이22−(엔1에스나는엔θ)2]}.어디, 복잡한 인덱스 엔1과 케이1반사 지수와 공기의 흡수 지수이며 엔2과 케이2공작물을위한 것입니다. θ입사각입니다. 도시 된 바와 같이 수학 식. (A9)에서 , 혼합물의 흡수율은 식에서 얻은 모재 및 필러 와이어 분획의 가중 평균이됩니다 . (A7) .(A9)ㅏ미디엄나는엑스티유아르 자형이자형=Φㅏw나는아르 자형이자형+(1−Φ)ㅏ비ㅏ에스이자형어디, ㅏ비ㅏ에스이자형과 ㅏw나는아르 자형이자형각각 비금속과 필러 와이어의 흡수율입니다.
자유 표면 경계에서의 반동 압력 에이 싱은 Eq. (A10) .(A10)피아르 자형(티)≅0.54피에스ㅏ티(티)=0.54피0이자형엑스피(엘V티−티비아르 자형¯티티비)어디, 피에스ㅏ티포화 압력, 피0대기압입니다. 엘V기화의 잠열, 티비끓는 온도이고 아르 자형¯보편적 인 기체 상수입니다.
참고 문헌
D.J. Kotecki, D.L. Cheever, D.G. Howden Mechanism of ripple formation during weld solidification Weld. J., 51 (8) (1972), pp. 386s-391s Google Scholar [2] M. Zacksenhouse, D.E. Hardt Weld pool impedance identification for size measurement and control J. Dyn. Syst. Meas. Control, 105 (3) (1983), pp. 179-184 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [3] V.V. Semak, J.A. Hopkins, M.H. McCay, T.D. McCay Melt pool dynamics during laser welding J. Phys. D, 28 (1995), pp. 2443-2450 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [4] A.J.R. Aendenroomer, G. den Ouden Weld pool oscillation as a tool for penetration sensing during pulsed GTA welding Weld. J., 77 (5) (1998), pp. 181s-187s Google Scholar [5] M.J.M. Hermans, G. den Ouden Process behavior and stability in short circuit gas metal arc welding Weld. J., 78 (4) (1999), pp. 137-141 View Record in ScopusGoogle Scholar [6] B.Y.B. Yudodibroto, M.J.M. Hermans, Y. Hirata, G. den Ouden Influence of filler wire addition on weld pool oscillation during gas tungsten arc welding Sci. Technol. Weld. Join., 9 (2) (2004), pp. 163-168 View Record in ScopusGoogle Scholar [7] M. Geiger, K.-H. Leitz, H. Koch, A. Otto A 3D transient model of keyhole and melt pool dynamics in laser beam welding applied to the joining of zinc coated sheets Prod. Eng. Res. Dev., 3 (2009), pp. 127-136 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [8] C. Kägeler, M. Schmidt Frequency-based analysis of weld pool dynamics and keyhole oscillations at laser beam welding of galvanized steel sheets Phys. Procedia, 5 (2010), pp. 447-453 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [9] Y. Shi, G. Zhang, X.J. Ma, Y.F. Gu, J.K. Huang, D. Fan Laser-vision-based measurement and analysis of weld pool oscillation frequency in GTAW-P Weld. J., 94 (2015), pp. 176s-187s Google Scholar [10] J. Volpp, F. Vollertsen Keyhole stability during laser welding—part I: modelling and evaluation Prod. Eng.-Res. Dev., 10 (2016), pp. 443-457 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [11] N. Postacioglu, P. Kapadia, J. Dowden Capillary waves on the weld pool in penetration welding with a laser J. Phys. D, 22 (1989), pp. 1050-1061 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [12] N. Postacioglu, P. Kapadia, J. Dowden Theory of the oscillations of an ellipsoidal weld pool in laser welding J. Phys. D, 24 (1991), pp. 1288-1292 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [13] J. Kroos, U. Gratzke, M. Vicanek, G. Simon Dynamic behaviour of the keyhole in laser welding J. Phys. D, 26 (1993), pp. 481-486 View Record in ScopusGoogle Scholar [14] H. Maruo, Y. Hirata Natural frequency and oscillation modes of weld pools. 1st Report: weld pool oscillation in full penetration welding of thin plate Weld. Int., 7 (8) (1993), pp. 614-619 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [15] T. Klein, M. Vicanek, J. Kroos, I. Decker, G. Simon Oscillations of the keyhole in penetration laser beam welding J. Phys. D, 27 (1994), pp. 2023-2030 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [16] T. Klein, M. Vicanek, G. Simon Forced oscillations of the keyhole in penetration laser beam welding J. Phys. D, 29 (1996), pp. 322-332 View Record in ScopusGoogle Scholar [17] K. Andersen, G.E. Cook, R.J. Barnett, A.M. Strauss Synchronous weld pool oscillation for monitoring and control IEEE Trans. Ind. Appl., 33 (2) (1997), pp. 464-471 View Record in ScopusGoogle Scholar [18] W.-I. Cho, S.-J. Na, M.-H. Cho, J.-S. Lee Numerical study of alloying element distribution in CO2 laser-GMA hybrid welding Comput. Mater. Sci., 49 (2010), pp. 792-800 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [19] W.-I. Cho, S.-J. Na, C. Thomy, F. Vollertsen Numerical simulation of molten pool dynamics in high power disk laser welding J. Mater. Process. Technol., 212 (2012), pp. 262-275 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [20] A. Otto, A. Patschger, M. Seiler Numerical and experimental investigations of humping phenomena in laser micro welding Phys. Procedia, 83 (2016), pp. 1415-1423 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [21] R. Lin, H.-P. Wang, F. Lu, J. Solomon, B.E. Carlson Numerical study of keyhole dynamics and keyhole-induced porosity formation in remote laser welding of Al alloys Int. J. Heat Mass Trans., 108 (2017), pp. 244-256 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [22] S.H. Ko, C.D. Yoo, D.F. Farson, S.K. Choi Mathematical modeling of the dynamic behavior of gas tungsten arc weld pools Metall. Mater. Trans. B., 31B (2000), pp. 1465-1473 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [23] R. Hu, X. Chen, G. Yang, S. Gong, S. Pang Metal transfer in wire feeding-based electron beam 3D printing: modes, dynamics, and transition criterion Int. J. Heat Mass Transf., 126 (2018), pp. 877-887 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [24] X. Meng, A. Artinov, M. Bachmann, M. Rethmeier Theoretical study of influence of electromagnetic stirring on transport phenomena in wire feed laser beam welding J. Laser Appl., 32 (2020), Article 022026 CrossRefGoogle Scholar [25] W.-I. Cho, V. Schultz, F. Vollertsen Simulation of the buttonhole formation during laser welding with wire feeding and beam oscillation L. Overmeyer, U. Reisgen, A. Ostendorf, M. Schmidt (Eds.), Proceedings of the Lasers in Manufacturing, German Scientific Laser Society, Munich, Germany (2017) Google Scholar [26] W.-I. Cho, V. Schultz, P. Woizeschke Numerical study of the effect of the oscillation frequency in buttonhole welding J. Mater. Process. Technol., 261 (2018), pp. 202-212 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [27] V. Schultz, T. Seefeld, F. Vollertsen Bridging Large Air Gaps by Laser Welding with Beam Oscillation International Conference on Application of Lasers in Manufacturing, New Delhi, India (2015), pp. 31-32 CrossRefGoogle Scholar [28] W.-I. Cho, S.-J. Na Impact of wavelengths of CO2, disk, and green lasers on fusion zone shape in laser welding of steel J. Weld. Join., 38 (3) (2020), pp. 235-240 CrossRefView Record in ScopusGoogle Scholar [29] FLOW-3D User Manual. 2017. Version 11.2.1.06, Flow Science Inc. Google Scholar [30] W.-I. Cho, P. Woizeschke Analysis of molten pool behavior with buttonhole formation in laser keyhole welding of sheet metal Int. J. Heat Mass Transf., 152 (2020), Article 119528 ArticleDownload PDFView Record in ScopusGoogle Scholar [31] F. Vollertsen Loopless production: definition and examples from joining 69th IIW Annual Assembly and International Conference, Melbourne, Australia (2016) Google Scholar [32] V. Schultz, W.-I. Cho, A. Merkel, P. Woizeschke Deep penetration laser welding with high seam surface quality due to buttonhole welding Proc. of the IIW Annual Assembly, Com. IV, Bali, Indonesia (2018) IIW-Doc. IV-1390-18
알루미늄 리본과 구리 시트의 레이저 용접에 대한 조사 : 용접성, 미세 구조, 기계적 및 전기적 특성
Won‐Sang Shin 1,†, Dae‐Won Cho 2,†, Donghyuck Jung 1, Heeshin Kang 3, Jeng O Kim 3, Yoon‐Jun Kim 1,* and Changkyoo Park 3,*
Al 리본과 Cu 시트의 펄스 레이저 용접은 전력 전자 모듈의 전기적 상호 연결에 대해 조사되었습니다. 결함 없는 Al / Cu 조인트를 얻기 위해 레이저 출력, 스캔 속도 및 열 입력이 서로 다른 다양한 실험 조건이 사용되었습니다. Al / Cu 레이저 용접 중에 금속 간 화합물이 용접 영역에 형성되었습니다. 전자 탐침 마이크로 분석기와 투과 전자 현미경으로 Al4Cu9, Al2Cu, AlCu 등으로 밝혀진 금속 간 화합물의 상을 확인했습니다. 전산 유체 역학 시뮬레이션은 Marangoni 효과가 용융 풀의 순환을 유도하여 혼합물을 생성하는 것으로 나타났습니다. Al과 Cu의 결합과 Al / Cu 조인트에서 소용돌이 모양의 구조 형성. Al / Cu 접합부의 인장 전단강도와 전기 저항을 측정하였으며 용접 면적과 강한 상관 관계를 보였다. Al / Cu 접합부의 용접 면적이 증가함에 따라 기계적 강도의 감소와 전기 저항의 증가가 측정 되었습니다. 또한 무결점 Al / Cu 접합을 위한 공정 창을 개발하고 Al / Cu 레이저 브레이즈 용접을 위한 실험 조건을 조사하여 Al / Cu 접합에서 금속 간 화합물 형성을 최소화했습니다.
Introduction
전기 상호 연결은 전력 전자 모듈을 패키징하는 데 중요합니다. 우수한 기계적 및 전기적 특성을 가진 견고한 전기적 상호 연결은 전력 전자 모듈의 전기적 고장을 방지하는 데 필수적입니다. 저항 스폿 용접, 브레이징, 납땜 및 초음파 용접 (USW)이 전기 상호 연결에 사용되었습니다.
납땜과 납땜 모두 저온 공정으로 인해 접합부에서 한계 변형과 잔류 응력이 발생합니다 [1]. 필러 합금은 두 공정 모두 견고한 전기 접촉을 달성하는 데 필수적입니다. 따라서 조인트는 서로 접촉하는 서로 다른 금속으로 구성됩니다.
결과적으로 조인트는 부식 환경에서 갈바닉 부식에 취약 할 수 있습니다 [2,3]. 더욱이, 비금속과 충전재 사이의 친화도를 고려해야 하기 때문에 제한된 충전재 만 특정 조인트에 사용할 수 있습니다 [1]. USW는 용접 온도가 낮고 용접 시간이 짧기 때문에 접합부의 변형이 비교적 적습니다.
따라서 이는 특히 연질 재료 (예 : Al, Cu, Ag, Au 및 Ni)의 경우 기존 접합 방법을 대체하고 있습니다 [4–6]. 그러나 Cu를위한 USW 공정의 경우, 표면 산화물이 강해 용접성이 저하되는 것을 방지하기 위해 Cu 표면에 Sn 또는 Ni 코팅이 필요하며, 이는 공정 속도를 늦추고 산업적 응용을위한 경제적 측면을 악화시킨다 [7 , 8].
레이저 용접은 쉬운 제어, 고정밀 및 원격 처리의 특성으로 인해 전력 전자 모듈의 전기 연결에 대한 유망한 후보입니다. 열의 영향을 받는 작은 영역과 변형은 전기 접점의 손상을 최소화 할 것으로 예상됩니다 [9-11]. 또한 레이저 용접을 위해 추가 표면 준비가 필요하지 않습니다.
이종 재료의 용접은 산업 응용 분야에서 중요했습니다. 더욱이 그림 1 [12,13]에서 볼 수 있듯이 전기 연결을위한 와이어 또는 리본 본딩에 여러 다른 조인트가 필요하기 때문에 전력 전자 모듈에서 필수적인 기술이되고 있습니다.
전기 접점의 다양한 조합 중에서 Al과 Cu는 높은 전기 전도성으로 인해 전기 연결에 중요한 재료로 종종 간주됩니다 [14]. 그러나 Al과 Cu의 서로 다른 용접은 금속 간 화합물 (IMC)의 형성을 촉진하고 동시에 Al / Cu 조인트의 기계적 및 전기적 특성에 영향을 줍니다. 일반적으로 Al / Cu 조인트 내부에 IMC가 있으면 연성 및 전기 저항에 해를 끼치므로 균열이 쉽게 발생하고 용접을 통한 전기 전도도를 방해합니다 [15,16].
따라서 견고한 Al / Cu 조인트를 얻으려면 IMC의 형성을 피해야합니다. 여러 연구에서 Al 및 Cu 시트의 레이저 빔 용접을 조사했습니다. 연속파 (CW) 레이저가 Al / Cu 조인트에 사용되었습니다 [17-23]. 큰 열 입력과 상당한 IMC 형성으로 인해 용접 영역에서 많은 균열이 관찰되었습니다 [18,19].
CW 레이저 빔의 공간 진동은 Al / Cu 조인트의 용접 품질을 향상시키는 것으로 나타났습니다. 직선 CW 레이저 빔 [18-20]과 비교하여 용접 영역에서 IMC 크기가 더 작은 기공과 균열이 더 적습니다.
Al과 Cu 시트의 겹침 접합에는 CW 단일 모드 파이버 레이저를 사용했으며, IMC 형성을 억제하여 높은 용접 속도 (즉, 50m / min)에서 견고한 Al / Cu 접합을 얻었습니다 [22]. Mai et al. [23]은 다른 Al / Cu 용접을 달성하기 위해 펄스 레이저를 사용했습니다.
그들은 Al / Cu 용접성이 레이저 공정 매개 변수에 크게 의존한다는 것을 밝혔으며 100mm / min 미만의 스캔 속도에서 균열없는 Al / Cu 접합을 달성하는 데 성공했습니다.
본문 내용 생략 : 문서 하단부의 원문보기를 참고하시기 바랍니다.
Figure 1. Schematic diagram of the insulated gate bipolar transistors (IGBT) power module. Red‐dotted box indicated the
electrical connectionsFigure 2. Experimental setups for the (a) Al/Cu overlap joint and (b) laser welding process.Figure 3. Schematic diagram of the numerical simulation domain and boundary conditions.Figure 4. Experimental setup for the four‐point electrical resistance measurement.Figure 5. Cross‐sectional OM image of the Al/Cu joints in parallel to the laser welding direction. The laser power and scan speed were set at 2300 W and 20 mm/s, respectively.
Figure 6 shows the cross‐sectional SEM images of the Al/Cu joints, and corresponding EPMA element mapping of Al and Cu for the (a) 23/20,Figure 6. Cross‐sectional SEM image and elemental distribution mapping of Al and Cu elements for the (d) 27/20.Figure 7. EPMA line scan analysis and identification of the IMCs for the (a) 23/20 and (b) 25/15.4.Figure 8. TEM analysis for the 25/28.6. (a) Indicating the location of TEM analysis in SEM image of
the welding zone. (b) TEM bright‐field image and SAED pattern insets, examined at the location (1)
in figure (a), confirmed Al‐rich phase (white globular shape) and Al2Cu eutectic phase (gray region),
and (c) TEM bright‐field image and SAED pattern inset of Al4Cu9, examined at the location (2) in
figure (a).Figure 9. Temperature profiles and molten pool flow on transverse cross‐section (y–z plane at x =
1.23 cm): (a) Negative surface tension gradient for the 23/20 (Case 1), (b) negative surface tension
gradient for the 25/15.4 (Case 2), (c) positive surface tension gradient for the 25/15.4 (Case 3), and
(d) without surface tension for the 25/15.4 (Case 4).Figure 12. Results of the tensile shear tests for the (a) 23/20: fracture at the Al ribbon and (b)
25/15.4: fracture at the weldFigure 13. Stress–strain curves obtained by the tensile shear tests.
References
Schwartz, M.M.; Aircraft, S. Introduction to Brazing and Soldering. ASM Int. 2018, 6, doi.org/10.31399/asm.hb.v06.a0001344.
Vianco, P.T. Corrosion issues in solder joint design and service. Weld. J. 1999, 78, 39–46.
Shi, Y.; Li, J.; Zhang, G.; Huang, J.; Gu, Y. Corrosion Behavior of Aluminum‐Steel Weld‐Brazing Joint. J. Mater. Eng. Perform. 2016, 25, 1916–1923, doi:10.1007/s11665‐016‐2020‐9.
Harman, G.G. Wire Bonding in Microelectronics: Materials, Processes, Reliability and Yield, 3rd ed; McGraw‐Hill Education: New York, NY, USA, 2010; ISBN 9780071642651.
Aonuma, M.; Nakata, K. Dissimilar metal joining of ZK60 magnesium alloy and titanium by friction stir welding. Mater. Sci. Eng. B Solid State Mater. Adv. Technol. 2012, 177, 543–548, doi:10.1016/j.mseb.2011.12.031.
Sasaki, T.; Watanabe, T.; Hosokawa, Y.; Yanagisawa, A. Analysis for relative motion in ultrasonic welding of aluminium sheet. Sci. Technol. Weld. Jt. 2012, 18, 19–24, doi:10.1179/1362171812Y.0000000066.
Maeda, M.; Sato, T.; Inoue, N.; Yagi, D.; Takahashi, Y. Anomalous microstructure formed at the interface between copper ribbon and tin‐deposited copper plate by ultrasonic bonding. Microelectron. Reliab. 2011, 51, 130–136, doi:10.1016/j.microrel.2010.05.009.
Maeda, M.; Yagi, D.; Takahashi, Y. Interfacial microstructure between copper ribbon and nickel‐coated copper plate formed by ultrasonic bonding. Q. J. Jpn. Weld. Soc. 2013, 31, 188–191, doi:10.2207/qjjws.31.188s.
Sun, Z.; Ion, J.C. Laser welding of dissimilar metal combinations. J. Mater. Sci. 1995, 30, 4205–4214, doi:10.1007/BF00361499.
Mehlmann, B.; Gehlen, E.; Olowinsky, A.; Gillner, A. Laser micro welding for ribbon bonding. Phys. Procedia 2014, 56, 776–781, doi:10.1016/j.phpro.2014.08.085.
Nwanoro, K.C.; Lu, H.; Yin, C.; Bailey, C. An analysis of the reliability and design optimization of aluminium ribbon bonds in power electronics modules using computer simulation method. Microelectron. Reliab. 2018, 87, 1–14, doi:10.1016/j.microrel.2018.05.013.
Li, H.; Cao, B.; Yang, J.W.; Liu, J. Modeling of resistance heat assisted ultrasonic welding of Cu‐Al joint. J. Mater. Process. Technol. 2018, 256, 121–130, doi:10.1016/j.jmatprotec.2018.02.008.
Davis, J.R. Copper and Copper Alloys. In ASM Speciality Handbook; ASM International: Almere, The Netherlands, 2001; ISBN 2001022956
Rabkin, D.M.; Ryabov, V.R.; Lozovskaya, A.V.; Dovzhenko, V.A. Preparation and properties of copper‐aluminum intermetallic compounds. Sov. Powder Metall. Met. Ceram. 1970, 9, 695–700, doi:10.1007/BF00803820.
Chen, C.Y.; Chen, H.L.; Hwang, W.S. Influence of interfacial structure development on the fracture mechanism and bond strength of aluminum/copper bimetal plate. Mater. Trans. 2006, 47, 1232–1239, doi:10.2320/matertrans.47.1232.
Schmidt, P.A.; Schweier, M.; Zaeh, M.F. Joining of lithium‐ion batteries using laser beam welding: Electrical losses of welded aluminum and copper joints. J. Laser Appl. 2012, 915, doi:10.2351/1.5062563.
Smith, S.; Blackburn, J.; Gittos, M.; De Bono, P.; Hilton, P. Welding of dissimilar metallic materials using a scanned laser beam. J. Laser Appl. 2013, 493, doi:10.2351/1.5062921.
Solchenbach, T.; Plapper, P. Mechanical characteristics of laser braze‐welded aluminium‐copper connections. Opt. Laser Technol. 2013, 54, 249–256, doi:10.1016/j.optlastec.2013.06.003.
Kraetzsch, M.; Standfuss, J.; Klotzbach, A.; Kaspar, J.; Brenner, B.; Beyer, E. Laser Beam Welding with High‐Frequency Beam Oscillation: Welding of Dissimilar Materials with Brilliant Fiber Lasers. Phys. Procedia 2011, 12, 142–149, doi:10.1016/j.phpro.2011.03.018.
Solchenbach, T.; Plapper, P.; Cai, W. Electrical performance of laser braze‐welded aluminum‐copper interconnects. J. Manuf. Process. 2014, 16, 183–189, doi:10.1016/j.jmapro.2013.12.002.
Lee, S.J.; Nakamura, H.; Kawahito, Y.; Katayama, S. Effect of welding speed on microstructural and mechanical properties of laser lap weld joints in dissimilar Al and Cu sheets. Sci. Technol. Weld. Jt. 2014, 19, 111–118, doi:10.1179/1362171813Y.0000000168.
Mai, T.A.; Spowage, A.C. Characterisation of dissimilar joints in laser welding of steel‐kovar, copper‐steel and copper‐ aluminium. Mater. Sci. Eng. A 2004, 374, 224–233, doi:10.1016/j.msea.2004.02.025.
Zhang, G.; Takahashi, Y.; Heng, Z.; Takashima, K.; Misawa, K. Ultrasonic weldability of al ribbon to cu sheet and the dissimilar joint formation mode. Mater. Trans. 2015, 56, 1842–1851, doi:10.2320/matertrans.M2015251.
Zhu, B.; Zhen, L.; Xia, H.; Su, J.; Niu, S.; Wu, L.; Tan, C.; Chen, B. Effect of the scanning path on the nanosecond pulse laser welded Al/Cu lapped joint. Opt. Laser Technol. 2021, 139, 106945, doi.org/10.1016/j.optlastec.2021.106945.
Kumar, A.; Gupta, M.P.; Banerjee, J.; Neogy, S.; Keskar, N.; Bhatt, R.B.; Behere, P.G.; Biswas, D.J. Micro‐Welding of Stainless Steel and Copper Foils Using a Nano‐Second Pulsed Fiber Laser. Lasers Manuf. Mater. Process. 2019, 6, 158–172, doi.org/10.1007/s40516‐019‐00088‐w.
Trinh, L.N.; Lee, D. The Characteristics of Laser Welding of a Thin Aluminum Tab and Steel Battery Case for Lithium‐Ion Battery. Metals 2020, 10, 842, doi.org/10.3390/met10060842.
Cho, D.W.; Park, J.H.; Moon, H.S. A study on molten pool behavior in the one pulse one drop GMAW process using computational fluid dynamics. Int. J. Heat Mass Transf. 2019, 139, 848–859, doi:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2019.05.038.
Cho, W.I.; Na, S.J.; Cho, M.H.; Lee, J.S. Numerical study of alloying element distribution in CO2 laser‐GMA hybrid welding. Comput. Mater. Sci. 2010, 49, 792–800, doi:10.1016/j.commatsci.2010.06.025.
Cho, D.W.; Kiran, D.V.; Na, S.J. Analysis of molten pool behavior by flux‐wall guided metal transfer in low‐current submerged arc welding process. Int. J. Heat Mass Transf. 2017, 110, 104–112, doi:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2017.02.060.
Cho, W.‐I.; Na, S.‐J. Impact of Wavelengths of CO2, Disk, and Green Lasers on Fusion Zone Shape in Laser Welding of Steel. J. Weld. Jt. 2020, 38, 235–240, doi:10.5781/jwj.2020.38.3.1.
Sim, A.; Chun, E.J.; Cho, D.W. Numerical Simulation of Surface Softening Behavior for Laser Heat Treated Cu‐Bearing Medium Carbon Steel. Met. Mater. Int. 2020, 26, 1207–1217, doi:10.1007/s12540‐019‐00577‐9.
Jarwitz, M.; Fetzer, F.; Weber, R.; Graf, T. Weld seam geometry and electrical resistance of laser‐welded, aluminum‐copper dissimilar joints produced with spatial beam oscillation. Metals 2018, 8, 510, doi:10.3390/met8070510.
Weigl, M.; Albert, F.; Schmidt, M. Enhancing the ductility of laser‐welde copper‐aluminum connections by using adapted filler materia. Phys. Procedia 2011, 12, 335–341, doi:10.1016/j.phpro.2011.03.141.
Chen, J.; Lai, Y.S.; Wang, Y.W.; Kao, C.R. Investigation of growth behavior of Al‐Cu intermetallic compounds in Cu wire bonding. Microelectron. Reliab. 2011, 51, 125–129, doi:10.1016/j.microrel.2010.09.034.
Chen, H.; Yang, L.; Long, J. First‐principles investigation of the elastic, Vickers hardness and thermodynamic properties of Al‐ Cu intermetallic compounds. Superlattices Microstruct. 2015, 79, 156–165, doi:10.1016/j.spmi.2014.11.005.
Liu, H.J.; Shen, J.J.; Zhou, L.; Zhao, Y.Q.; Liu, C.; Kuang, L.Y. Microstructural characterisation and mechanical properties of friction stir welded joints of aluminium alloy to copper. Sci. Technol. Weld. Jt. 2011, 16, 92–99, doi:10.1179/1362171810Y.0000000007.
Hug, E.; Bellido, N. Brittleness study of intermetallic (Cu, Al) layers in copper‐clad aluminium thin wires. Mater. Sci. Eng. A 2011, 528, 7103–7106, doi:10.1016/j.msea.2011.05.077.
Braunović, M.; Alexandrov, N. Intermetallic Compounds At Aluminum‐To‐Copper Electrical Interfaces: Effect of Temperature And Electric Current. IEEE Trans. Compon. Packag. Manuf. Technol. Part A 1994, 17, 78–85, doi:10.1109/95.296372.
Lee, W.B.; Bang, K.S.; Jung, S.B. Effects of intermetallic compound on the electrical and mechanical properties of friction welded Cu/Al bimetallic joints during annealing. J. Alloys Compd. 2005, 390, 212–219, doi:10.1016/j.jallcom.2004.07.057.
Subin Shrestha1 J.B. Speed School of Engineering,University of Louisville,Louisville, KY 40292 e-mail: subin.shrestha@louisville.edu
Y. Kevin Chou J.B. Speed School of Engineering,University of Louisville,Louisville, KY 40292 e-mail: kevin.chou@louisville.edu
LPBF (Laser Powder Bed fusion) 공정 중 용융 풀의 동적 현상은 복잡하고 공정 매개 변수에 민감합니다. 에너지 밀도 입력이 특정 임계 값을 초과하면 키홀이라고 하는 거대한 증기 함몰이 형성 될 수 있습니다.
이 연구는 수치 분석을 통해 LPBF 과정에서 키홀 거동 및 관련 기공 형성을 이해하는 데 중점을 둡니다. 이를 위해 이산 분말 입자가 있는 열 유동 모델이 개발되었습니다.
이산 요소 방법 (DEM)에서 얻은 분말 분포는 계산 영역에 통합되어 FLOW-3D를 사용하는 3D 프로세스 물리학 모델을 개발합니다.
전도 모드 중 용융 풀 형성과 용융의 키홀 모드가 식별되고 설명되었습니다. 높은 에너지 밀도는 증기 기둥의 형성으로 이어지고 결과적으로 레이저 스캔 트랙 아래에 구멍이 생깁니다.
또한 다양한 레이저 출력과 스캔 속도로 인한 Keyhole 모양을 조사합니다. 수치 결과는 동일한 에너지 밀도에서도 레이저 출력이 증가함에 따라 Keyhole크기가 증가 함을 나타냅니다. Keyhole은 더 높은 출력에서 안정되어 레이저 스캔 중 Keyhole 발생을 줄일 수 있습니다.
The dynamic phenomenon of a melt pool during the laser powder bed fusion (LPBF) process is complex and sensitive to process parameters. As the energy density input exceeds a certain threshold, a huge vapor depression may form, known as the keyhole. This study focuses on understanding the keyhole behavior and related pore formation during the LPBF process through numerical analysis. For this purpose, a thermo-fluid model with discrete powder particles is developed. The powder distribution, obtained from a discrete element method (DEM), is incorporated into the computational domain to develop a 3D process physics model using flow-3d. The melt pool formation during the conduction mode and the keyhole mode of melting has been discerned and explained. The high energy density leads to the formation of a vapor column and consequently pores under the laser scan track. Further, the keyhole shape resulted from different laser powers and scan speeds is investigated. The numerical results indicated that the keyhole size increases with the increase in the laser power even with the same energy density. The keyhole becomes stable at a higher power, which may reduce the occurrence of pores during laser scanning.
Keywords: additive manufacturing, keyhole, laser powder bed fusion, porosity
Fig. 1 (a) Powder added to the dispenser platform and
(b) powder particles settled over build plate after the recoating
processFig. 2 3D computational domain used for single-track
simulationFig. 3 Temperature-dependent material properties of Ti-6Al-4VFig. 4 Powder and substrate melting during laser applicationFig. 5 Melt region formed after complete melting and
solidificationFig. 6 Melt pool boundary comparison between the experiment
[25] and the simulationFig. 7 Equilibrium points during the formation of vapor column
[27]Fig. 8 Multiple reflection vectors from the keyhole wallFig. 9 (a) Velocity field, keyhole profile, and breakage of the
keyhole to form bubble and (b) 2D temperature and velocity
field along the longitudinal sectionFig. 10 Fluid flow in the transverse direction during keyhole
meltingFig. 11 Melt pool boundary compared with the experiment [21]
for 195 W laser power and 400 mm/s scan speedFig. 12 Melt region formed after complete melting and
solidificationFig. 13 2D images of the pores formed at the beginning of the
single track and their 3D-rendered morphologyFig. 14 Pore number and volume from a different level of power
with LED = 0.4 J/mm [29]Fig. 15 Keyhole shape at different time steps from different parameters: (a) P = 100 W, v = 250 mm/s,
(b) P = 200 W, v = 500 mm/s, (c) P = 300 W, v = 750 mm/s, and (d) P = 400 W, v = 1000 mm/sFig. 16 Intensity dependence in the relationship between vapor
column and evaporation pressure [27]Fig. 17 Temperature distribution when laser has moved 0.8 mm
with P = 300 W, v = 750 mm/s and P = 400 W, v = 1000 mm/sFig. 18 Melt region with different level of power with LED of
0.4 J/mm
[1] Bauereiß, A., Scharowsky, T., and Körner, C., 2014, “Defect Generation and Propagation Mechanism During Additive Manufacturing by Selective Beam Melting,” J. Mater. Process. Technol., 214(11), pp. 2522–2528. [2] Gong, H., Rafi, K., Gu, H., Starr, T., and Stucker, B., 2014, “Analysis of Defect Generation in Ti–6Al–4V Parts Made Using Powder Bed Fusion Additive Manufacturing Processes,” Add. Manuf., 1(2014), pp. 87–98. [3] Wang, Y., Kamath, C., Voisin, T., and Li, Z., 2018, “A Processing Diagram for High-Density Ti-6Al-4V by Selective Laser Melting,” Rapid Prototyping J., 24 (9), pp. 1469–1478. [4] Khairallah, S. A., and Anderson, A., 2014, “Mesoscopic Simulation Model of Selective Laser Melting of Stainless Steel Powder,” J. Mater. Process. Technol., 214(11), pp. 2627–2636. [5] Yadroitsev, I., Gusarov, A., Yadroitsava, I., and Smurov, I., 2010, “Single Track Formation in Selective Laser Melting of Metal Powders,” J. Mater. Process. Technol., 210(12), pp. 1624–1631. [6] Xia, M., Gu, D., Yu, G., Dai, D., Chen, H., and Shi, Q., 2016, “Influence of Hatch Spacing on Heat and Mass Transfer, Thermodynamics and Laser Processability During Additive Manufacturing of Inconel 718 Alloy,” Int. J. Mach. Tools Manuf., 109(2016), pp. 147–157. [7] Lee, Y., and Zhang, W., 2016, “Modeling of Heat Transfer, Fluid Flow and Solidification Microstructure of Nickel-Base Superalloy Fabricated by Laser Powder bed Fusion,” Add. Manuf., 12(2016), pp. 178–188. [8] Wu, Y.-C., San, C.-H., Chang, C.-H., Lin, H.-J., Marwan, R., Baba, S., and Hwang, W.-S., 2018, “Numerical Modeling of Melt-Pool Behavior in Selective Laser Melting with Random Powder Distribution and Experimental Validation,” J. Mater. Process. Technol., 254(2018), pp. 72–78. [9] Khairallah, S. A., Anderson, A. T., Rubenchik, A., and King, W. E., 2016, “Laser Powder-bed Fusion Additive Manufacturing: Physics of Complex Melt Flow and Formation Mechanisms of Pores, Spatter, and Denudation Zones,” Acta Materialia, 108(2016), pp. 36–45. [10] Tan, J., Tang, C., and Wong, C., 2018, “A Computational Study on Porosity Evolution in Parts Produced by Selective Laser Melting,” Metall. Mater. Trans. A, 49A(8), pp. 3663–3673. [11] Leitz, K.-H., Singer, P., Plankensteiner, A., Tabernig, B., Kestler, H., and Sigl, L. J. M. P. R., 2017, “Multi-Physical Simulation of Selective Laser Melting,” Metal Powder Report, 72(5), pp. 331–338. [12] Zhao, C., Fezzaa, K., Cunningham, R. W., Wen, H., Carlo, F., Chen, L., Rollett, A. D., and Sun, T., 2017, “Real-time Monitoring of Laser Powder Bed Fusion Process Using High-Speed X-ray Imaging and Diffraction,” Sci. Rep., 7(1), p. 3602. [13] Parab, N. D., Zhao, C., Cunningham, R., Escano, L. I., Fezzaa, K., Everhart, W., Rollett, A. D., Chen, L., and Sun, T., 2018, “Ultrafast X-ray Imaging of Laser– Metal Additive Manufacturing Processes,” J. Synchrotron Radiat., 25(5), pp. 1467–1477. [14] Cunningham, R., Zhao, C., Parab, N., Kantzos, C., Pauza, J., Fezzaa, K., Sun, T., and Rollett, A. D., 2019, “Keyhole Threshold and Morphology in Laser Melting Revealed by Ultrahigh-Speed X-Ray Imaging,” Science, 363(6429), pp. 849–852. [15] Shrestha, S., Starr, T., and Chou, K., 2019, “A Study of Keyhole Porosity in Selective Laser Melting: Single Track Scanning With Micro-CT Analysis,” ASME J. Manuf. Sci. Eng., 141(7), pp. 1–23. [16] Ye, J., Rubenchik, A. M., Crumb, M. F., Guss, G., and Matthews, M. J., 2018, “Laser Absorption and Scaling Behavior in Powder Bed Fusion Additive Manufacturing of Metals,” Proceedings of the CLEO: Science and Innovations, Optical Society of America, San Jose, CA, May 13–18, Optical Society of America, p. JW2A.117. [17] Mishra, B., and Rajamani, R. K., 1992, “The Discrete Element Method for the Simulation of Ball Mills,” Appl. Math. Modell., 16(11), pp. 598–604. [18] Yan, W., Qian, Y., Ge, W., Lin, S., Liu, W. K., Lin, F., and Wagner, G. J., 2018, “Meso-Scale Modeling of Multiple-Layer Fabrication Process in Selective Electron Beam Melting: Inter-Layer/Track Voids Formation,” Materials and Design, 141(2018), pp. 210–219. [19] Kloss, C., Goniva, C., Hager, A., Amberger, S., and Pirker, S., 2012, “Models, Algorithms and Validation for Opensource DEM and CFD–DEM,” Prog. Comput. Fluid Dynam. Int. J., 12(2–3), pp. 140–152. [20] Escano, L. I., Parab, N. D., Xiong, L., Guo, Q., Zhao, C., Fezzaa, K., Everhart, W., Sun, T., and Chen, L., 2018, “Revealing Particle-Scale Powder Spreading Dynamics in Powder-Bed-Based Additive Manufacturing Process by High-Speed X-Ray Imaging,” Sci. Rep., 8(1), p. 15079. [21] Gong, H., Gu, H., Zeng, K., Dilip, J., Pal, D., Stucker, B., Christiansen, D., Beuth, J., and Lewandowski, J. J., 2014, “Melt Pool Characterization for Selective Laser Melting of Ti-6Al-4V Pre-Alloyed Powder,” Proceedings of the Solid Freeform Fabrication Symposium, Austin, TX, Aug. 4–6, pp. 256–267. [22] Mills, K. C., 2002, Recommended Values of Thermophysical Properties for Selected Commercial Alloys, Woodhead Publishing, Cambridge, UK. [23] Shrestha, S., and Chou, K., 2017, “A Build Surface Study of Powder-Bed Electron Beam Additive Manufacturing by 3D Thermo-Fluid Simulation and White-Light Interferometry,” Int. J. Mach. Tools Manuf., 121(2017), pp. 37–49. [24] Cho, J.-H., and Na, S.-J., 2006, “Implementation of Real-Time Multiple Reflection and Fresnel Absorption of Laser Beam in Keyhole,” J. Phys. D: Appl. Phys., 39(24), p. 5372. [25] Dilip, J., Zhang, S., Teng, C., Zeng, K., Robinson, C., Pal, D., and Stucker, B., 2017, “Influence of Processing Parameters on the Evolution of Melt Pool, Porosity, and Microstructures in Ti-6Al-4V Alloy Parts Fabricated by Selective Laser Melting,” Prog. Add. Manuf., 2(3), pp. 157–167. [26] Bertoli, U. S., Wolfer, A. J., Matthews, M. J., Delplanque, J.-P. R., and Schoenung, J. M., 2017, “On the Limitations of Volumetric Energy Density as a Design Parameter for Selective Laser Melting,” Mater. Des., 113(2017), pp. 331–340. [27] Kroos, J., Gratzke, U., and Simon, G., 1993, “Towards a Self-Consistent Model of the Keyhole in Penetration Laser Beam Welding,” J. Phys. D: Appl. Phys., 26(3), p. 474. [28] Martin, A., Calta, N., Hammons, J., Khairallah, S., Nielsen, M., Shuttlesworth, R., Sinclair, N., Matthews, M., Jeffries, J., and Willey, T., 2019, “Ultrafast Dynamics of Laser-Metal Interactions in Additive Manufacturing Alloys Captured by In Situ X-Ray Imaging,” Mater. Today Adv., 1(2019), p. 100002. [29] Shrestha, S., Starr, T., and Chou, K., 2018, “Individual and coupled contributions of laser power and scanning speed towards process-induced porosity in selective laser melting,” Proceedings of the Solid Freeform Fabrication Symposium, Austin, TX, Aug. 13–15, pp. 1400–1409. [30] Hann, D., Iammi, J., and Folkes, J., 2011, “A Simple Methodology for Predicting Laser-Weld Properties From Material and Laser Parameters,” J. Phys. D: Appl. Phys., 44(44), p. 445401. [31] Trapp, J., Rubenchik, A. M., Guss, G., and Matthews, M. J., 2017, “In Situ Absorptivity Measurements of Metallic Powders During Laser Powder-bed Fusion Additive Manufacturing,” Appl. Mat. Today, 9(2017), pp. 341–349.
X.J. Liu a,∗, S.H. Bhavnani b,1, R.A. Overfelt c,2 a United States Steel Corporation, Great Lakes Works, #1 Quality Drive, Ecorse, MI 48229, United States b 213 Ross Hall, Department of Mechanical Engineering, Auburn University, Auburn, AL 36849-5341, United States c 202 Ross Hall, Department of Mechanical Engineering, Materials Engineering Program, Auburn University, Auburn, AL 36849-5341, United States Received 17 April 2006; received in revised form 14 July 2006; accepted 21 August 2006
Keywords: Lost foam casting; Heat transfer coefficient; Gas pressure; VOF-FAVOR
LFC (Loss Foam Casting) 공정에서 부드러운 몰드 충진의 중요성은 오랫동안 인식되어 왔습니다. 충진 공정이 균일할수록 생산되는 주조 제품의 품질이 향상됩니다. 성공적인 컴퓨터 시뮬레이션은 금형 충전 공정에서 복잡한 메커니즘과 다양한 공정 매개 변수의 상호 작용을 더 잘 이해함으로써 새로운 주조 제품 설계의 시도 횟수를 줄이고 리드 타임을 줄이는데 도움이 될 수 있습니다.
이 연구에서는 용융 알루미늄의 유체 흐름과 금속과 발포 폴리스티렌 (EPS) 폼 패턴 사이의 계면 갭에 관련된 열 전달을 시뮬레이션하기 위해 전산 유체 역학 (CFD) 모델이 개발되었습니다.
상업용 코드 FLOW-3D는 VOF (Volume of Fluid) 방법으로 용융 금속의 전면을 추적 할 수 있고 FAVOR (Fractional Area / Volume Ratios) 방법으로 복잡한 부품을 모델링 할 수 있기 때문에 사용되었습니다. 이 코드는 폼 열화 및 코팅 투과성과 관련된 기체 갭 압력을 기반으로 다양한 계면 열 전달 계수 (VHTC)의 효과를 포함하도록 수정되었습니다.
수정은 실험 연구에 대해 검증되었으며 비교는 FLOW-3D의 기본 상수 열 전달 (CHTC) 모델보다 더 나은 일치를 보여주었습니다. 금속 전면 온도는 VHTC 모델에 의해 실험적 불확실성 내에서 예측되었습니다. 몰드 충전 패턴과 1-4 초의 충전 시간 차이는 여러 형상에 대해 CHTC 모델보다 VHTC 모델에 의해 더 정확하게 포착되었습니다. 이 연구는 전통적으로 매우 경험적인 분야에서 중요한 프로세스 및 설계 변수의 효과에 대한 추가 통찰력을 제공했습니다.
지난 20 년 동안 LFC (Loss Foam Casting) 공정은 코어가 필요없는 복잡한 부품을 제조하기 위해 널리 채택되었습니다. 이는 자동차 제조업체가 현재 LFC 기술을 사용하여 광범위한 엔진 블록과 실린더 헤드를 생산하기 때문에 알루미늄 주조 산업에서 특히 그렇습니다.
기본 절차, 적용 및 장점은 [1]에서 찾을 수 있습니다. LFC 프로세스는 주로 숙련 된 실무자의 경험적 지식을 기반으로 개발되었습니다. 발포 폴리스티렌 (EPS) 발포 분해의 수치 모델링은 최근에야 설계 및 공정 변수를 최적화하는 데 유용한 통찰력을 제공 할 수있는 지점에 도달했습니다. LFC 공정에서 원하는 모양의 발포 폴리스티렌 폼 패턴을 적절한 게이팅 시스템이있는 모래 주형에 배치합니다.
폼 패턴은 용융 금속 전면이 패턴으로 진행될 때 붕괴, 용융, 기화 및 열화를 겪습니다. 전진하는 금속 전면과 후퇴하는 폼 패턴 사이의 간격 인 운동 영역은 Warner et al. [2] LFC 프로세스를 모델링합니다. 금형 충진 과정에서 분해 산물은 운동 영역에서 코팅층을 통해 모래로 빠져 나갑니다.
용융 금속과 폼 패턴 사이의 복잡한 반응은 LFC 공정의 시뮬레이션을 극도로 어렵게 만듭니다. SOLA-VOF (SOLution AlgorithmVolume of Fluid) 방법이 Hirt와 Nichols [3]에 의해 처음 공식화 되었기 때문에 빈 금형을 사용한 전통적인 모래 주조 시뮬레이션은 광범위하게 연구되었습니다.
Lost foam 주조 공정은 기존의 모래 주조와 많은 특성을 공유하기 때문에이 새로운 공정을 모델링하는 데 적용된 이론과 기술은 대부분 기존의 모래 주조를 위해 개발 된 시뮬레이션 방법에서 비롯되었습니다. 패턴 분해 속도가 금속성 헤드와 금속 전면 온도의 선형 함수라고 가정함으로써 Wang et al. [4]는 기존의 모래 주조의 기존 컴퓨터 프로그램을 기반으로 복잡한 3D 형상에서 Lost foam 주조 공정을 시뮬레이션했습니다.
Liu et al. [5]는 금속 앞쪽 속도를 예측하기 위한 간단한 1D 수학적 모델과 함께 운동 영역의 배압을 포함했습니다. Mirbagheri et al. [6]은 SOLA-VOF 기술을 기반으로 금속 전면의 자유 표면에 대한 압력 보정 방식을 사용하는 Foam 열화 모델을 개발했습니다.
Kuo et al.에 의해 유사한 배압 방식이 채택되었습니다. [7] 운동량 방정식에서이 힘의 값은 실험 결과에 따라 패턴의 충전 순서를 연구하기 위해 조정되었습니다.
이러한 시뮬레이션의 대부분은 LFC 공정의 충전 속도가 기존의 모래 주조 공정보다 훨씬 느린 것으로 성공적으로 예측합니다. 그러나 Foam 분해의 역할은 대부분 모델의 일부가 아니며 시뮬레이션을 수행하려면 실험 데이터 또는 경험적 함수가 필요합니다.
현재 연구는 일정한 열전달 계수 (CHTC)를 사용하는 상용 코드 FLOW-3D의 기본 LFC 모델을 수정하여 Foam 열화와 관련된 기체 갭 압력에 따라 다양한 열전달 계수 (VHTC)의 영향을 포함합니다. 코팅 투과성. 수정은 여러 공정 변수에 대한 실험 연구에 대해 검증되었습니다.
또한, 손실 된 폼 주조에서 가장 중요한 문제인 결함 형성은 문헌에서 인용 된 수치 작업에서 모델링되지 않았습니다. 접힘, 내부 기공 및 표면 기포와 같은 열분해 결함은 LFC 작업에서 많은 양의 스크랩을 설명합니다. FLOW-3D의 결함 예측 기능은 프로세스를 이해하고 최적화하는데 매우 중요합니다.
Fig. 7. Comparison of mold filling times for a plate pattern with three ingates: (a) measured values by thermometric technique [18]; (b) predicted filling times based
on basic CHTC model with gravity effect; and (c) predicted filing times based on the VHTC model with heat transfer coefficient changing with gas pressure; (d)
mold filling time at the right-and wall of the mold for the plate pattern with three ingates.Fig. 10. Defects formation predicted by (a) basic CHTC model with gravity effect; (b) VHTC model with heat transfer coefficient based on both gas pressure and
coating thickness; and (c) improved model for two ingates. Color represents probability for defects (blue is the lowest and red highest).
[1] S. Shivkumar, L. Wang, D. Apelian, The lost-foam casting of aluminum alloy components, JOM 42 (11) (1990) 38–44. [2] M.H. Warner, B.A. Miller, H.E. Littleton, Pattern pyrolysis defect reduction in lost foam castings, AFS Trans. 106 (1998) 777–785. [3] C.W. Hirt, B.D. Nichols, Volume of Fluid (VOF) method for the dynamics of free boundaries, J. Comp. Phys. 39 (1) (1981) 201–225. [4] C. Wang, A.J. Paul, W.W. Fincher, O.J. Huey, Computational analysis of fluid flow and heat transfer during the EPC process, AFS Trans. 101 (1993) 897–904. [5] Y. Liu, S.I. Bakhtiyarov, R.A. Overfelt, Numerical modeling and experimental verification of mold filling and evolved gas pressure in lost foam casting process, J. Mater. Sci. 37 (14) (2002) 2997–3003. [6] S.M.H. Mirbagheri, H. Esmaeileian, S. Serajzadeh, N. Varahram, P. Davami, Simulation of melt flow in coated mould cavity in the lost foam casting process, J. Mater. Process. Technol. 142 (2003) 493–507. [7] J.-H. Kuo, J.-C. Chen, Y.-N. Pan, W.-S. Hwang, Mold filling analysis in lost foam casting process for aluminum alloys and its experimental validation, Mater. Trans. 44 (10) (2003) 2169–2174. [8] C.W. Hirt, Flow-3D User’s Manual, Flow Science Inc., 2005. [9] E.S. Duff, Fluid flow aspects of solidification modeling: simulation of low pressure die casting, The University of Queensland, Ph.D. Thesis, 1999. [10] X.J. Liu, S.H. Bhavnani, R.A. Overfelt, The effects of foam density and metal velocity on the heat and mass transfer in the lost foam casting process, in: Proceedings of the ASME Summer Heat Transfer Conference, 2003, pp. 317–323. [11] W. Sun, P. Scarber Jr., H. Littleton, Validation and improvement of computer modeling of the lost foam casting process via real time X-ray technology, in: Multiphase Phenomena and CFD Modeling and Simulation in Materials Processes, Minerals, Metals and Materials Society, 2004, pp. 245–251. [12] T.V. Molibog, Modeling of metal/pattern replacement in the lost foam casting process, Materials Engineering, University of Alabama, Birmingham, Ph.D. Thesis, 2002. [13] X.J. Liu, S.H. Bhavnani, R.A. Overfelt, Measurement of kinetic zone temperature and heat transfer coefficient in the lost foam casting process, ASME Int. Mech. Eng. Congr. (2004) 411–418. [14] X. Yao, An experimental analysis of casting formation in the expendable pattern casting (EPC) process, Department of Materials Science and Engineering, Worcester Polytechnic Institute, M.S. Thesis, 1994. [15] M.R. Barkhudarov, C.W. Hirt, Tracking defects, Die Casting Engineer 43 (1) (1999) 44–52. [16] C.W. Hirt, Modeling the Lost Foam Process with Defect PredictionsProgress Report: Lost-Foam Model Extensions, Wicking, Flow Science Inc., 1999. [17] D. Wang, Thermophysical Properties, Solidification Design Center, Auburn University, 2001. [18] S. Shivkumar, B. Gallois, Physico-chemical aspects of the full mold casting of aluminum alloys, part II: metal flow in simple patterns, AFS Trans. 95 (1987) 801–812.
FLOW-3D WELD 2025R1은 FLOW-3D와 FLOW-3D WELD의 기능을 원활하게 통합하는 사용자 인터페이스를 도입합니다. 사용자는 단일 애플리케이션 내에서 모든 관련 물리 모델을 활성화하고 단일 합금 또는 이종 금속 용접 애플리케이션에 필요한 모든 재료 특성을 정의할 수 있습니다.
신규 프로세스 탬플릿
새로운 사전 로드 레이저 용접 템플릿은 시뮬레이션 설정을 그 어느 때보다 쉽게 만듭니다.
Restrat 워크플로우 향상
FLOW-3D(x)에서는 전용 FLOW-3D WELD 노드를 추가하고 성능을 크게 향상시킴으로써 매개변수 연구와 최적화 루틴을 구성하는 데 시간이 많이 소요될 수 있습니다. 사용자는 모델 검증을 간소화하고, 프로세스 창을 식별하며, 매개변수 민감도 분석을 수행하고, 레이저 입력과 빔 특성을 최적화하기 위한 워크플로우를 설정할 수 있습니다.
FLOW-3D WELD 는 레이저 용접 공정에 대한 강력한 통찰력을 제공하여 공정 최적화를 달성합니다. 더 나은 공정 제어를 통해 다공성, 열 영향 영역을 최소화하고, 미세 구조 변화를 제어 할 수 있습니다. 레이저 용접 프로세스를 정확하게 시뮬레이션하기 위해 FLOW-3D WELD 는 레이저 열원, 레이저-재료 상호 작용, 유체 흐름, 열 전달, 표면 장력, 응고, 다중 레이저 반사 및 위상 변화와 같은 모든 관련 물리학을 구현합니다.
퍼포먼스 향상
FLOW-3D WELD 2025R1은 고성능 컴퓨팅(HPC) 플랫폼을 지원하여 전례 없는 시뮬레이션 속도를 제공합니다. 코어 솔버의 고급 OpenMP – MPI 기능을 활용하여 HPC 플랫폼에서의 레이저 용접 시뮬레이션은 이제 표준 워크스테이션 구성에 비해 최대 약 9배 더 빠릅니다.
Solver 향상
반사 모델 향상
용융 표면의 에너지 반사는 특히 키홀 영역을 시뮬레이션할 때 중요한 요소가 될 수 있습니다. FLOW-3D WELD의 개선된 반사 모델은 레이저 반사를 보다 정확하게 표현할 수 있습니다.
열원 통합 및 개선
업그레이드된 열원 정의 옵션을 통해 사용자는 나선형 및 스큐 라인과 같은 복잡한 레이저 경로를 더 정밀하게 정의할 수 있습니다. 추가적인 제어 기능을 통해 다중 소스 시뮬레이션을 위한 열원 속성을 전송할 수 있어 시간을 절약하고 오류 발생 가능성을 줄입니다.
FLOW-3D POST 지원
유체, 용융 영역, 열원, 반사 및 입자를 위한 새로운 사전 구성 객체는 FLOW-3D WELD 시뮬레이션의 시각화를 용이하게 합니다. 일반적으로 사용되는 출력의 주석은 FLOW-3D POST에서 결과 파일을 열면 자동으로 제공되므로 후처리 워크플로우가 가속화됩니다.
낮은 열 입력, 뛰어난 생산성, 속도는 기존의 용접 방법을 대체하는 레이저 용접 프로세스로 이어집니다. 레이저 용접이 제공하는 장점 중 일부는 더 나은 용접 강도, 더 작은 열 영향 영역, 더 정밀한 정밀도, 최소 변형 및 강철, 알루미늄, 티타늄 및 이종 금속을 포함한 광범위한 금속 / 합금을 용접 할 수있는 능력을 포함합니다.
공정 최적화
FLOW-3D WELD 는 레이저 용접 공정에 대한 강력한 통찰력을 제공하고 궁극적으로 공정 최적화를 달성하는 데 도움이됩니다. 더 나은 공정 제어로 다공성을 최소화하고 열 영향을받는 영역을 제한하며 미세 구조 변화를 제어 할 수 있습니다. FLOW-3D WELD 는 자유 표면 추적 알고리즘으로 인해 매우 복잡한 용접 풀을 시뮬레이션하는 데 매우 적합합니다. FLOW-3D WELD 는 관련 물리적 모델을 FLOW-3D 에 추가로 통합하여 개발되었습니다. 레이저 소스에 의해 생성된 열유속, 용융 금속의 증발 압력, 차폐 가스 효과, 용융 풀의 반동 압력 및 키홀 용접의 다중 레이저 반사. 현실적인 공정 시뮬레이션을 위해 모든 관련 물리 현상을 포착하는 것이 중요합니다.
얕은 용입 용접 (왼쪽 상단); 실드 가스 효과가 있는 깊은 용입 용접 (오른쪽 상단); 쉴드 가스 및 증발 압력을 사용한 심 용입 용접 (왼쪽 하단); 쉴드 가스, 증발 압력 및 다중 레이저 반사 효과 (오른쪽 하단)를 사용한 깊은 침투 용접.
FLOW-3D WELD 는 레이저 용접의 전도 모드와 키홀 모드를 모두 시뮬레이션 할 수 있습니다. 전 세계의 연구원들은 FLOW-3D WELD 를 사용하여 용융 풀 역학을 분석하고 공정 매개 변수를 최적화하여 다공성을 최소화하며 레이저 용접 수리 공정에서 결정 성장을 예측합니다.
완전 관통 레이저 용접 실험
한국의 KAIST와 독일의 BAM은 16K kW 레이저를 사용하여 10mm 강판에 완전 침투 레이저 용접 실험을 수행했습니다. CCD 카메라의 도움으로 그들은 완전 침투 레이저 용접으로 인해 형성된 상단 및 하단 용융 풀 역학을 포착 할 수있었습니다. 그들은 또한 FLOW-3D WELD 에서 프로세스를 시뮬레이션하고 시뮬레이션과 실험 결과 사이에 좋은 일치를 얻었습니다.
CCD 카메라로 상단 및 하단 용융 풀을 관찰하는 실험 설정
FLOW-3D의 계산 영역 개략도
상단의 시뮬레이션 결과는 용융 풀 길이가 8mm 및 15mm 인 반면 실험에서는 용융 풀 길이가 7mm 및 13mm임을 나타냅니다.
레이저 용접 다공성 사례 연구
General Motors, Michigan 및 Shanghai University는 중국의 공정 매개 변수, 즉 용접 속도 및 용접 경사각이 키홀 용접에서 다공성 발생에 미치는 영향을 이해하기 위해 상세한 연구를 공동으로 진행했습니다.
레이저 용접된 알루미늄 조인트 단면의 용접 다공성, 키홀 유도 다공성은 유동 역학으로 인해 발생하며 균열을 일으킬 수 있습니다. 최적화 된 공정 매개 변수는 이러한 종류의 다공성을 완화 할 수 있습니다.
연구원들은 FLOW-3D WELD를 사용 하여 증발 및 반동 압력, 용융풀 역학, 온도 의존적 표면 장력 및 키홀 내에서 여러 번의 레이저 반사 동안 프레넬 흡수를 포함한 모든 중요한 물리적 현상을 설명했습니다.
시뮬레이션 모델을 기반으로 연구진은 키홀 용접에서 유도 다공성의 주요 원인으로 불안정한 키홀을 식별했습니다. 아래 이미지에서 볼 수 있듯이 후방 용융 풀의 과도한 재순환으로 인해 후방 용융 풀이 전방 용융 풀 벽에서 붕괴되고 공극이 발생하여 다공성이 발생합니다. 이러한 갇힌 공극이 진행되는 응고 경계에 의해 포착되었을 때 다공성이 유도되었습니다.
높은 용접 속도에서는 더 큰 키홀 개구부가 있으며 이는 일반적으로 더 안정적인 키홀 구성을 가져옵니다. 사용 FLOW-3D 용접 , 연구진은 그 높은 용접 속도와 경사도 완화 다공성의 큰 용접 각도를 예측했습니다.
시뮬레이션 (위) 및 실험 (아래)에서 볼 수있는 세로 용접 섹션의 다공성 분포
FLOW Weld
FLOW Weld 모듈은 용접 해석에 필요한 모델을 FLOW-3D 에 추가하는 추가 모듈입니다.
FLOW-3D 의 표면 장력 자유 표면 분석, 용융, 응고, 증발, 상 변화 모델 등의 기본 기능을
응용하여 각종 용접 현상을 분석 할 수 있습니다.
주요 기능 :
열원 모델 (출력 지정, 가우스분포, 디 포커스 등) 열원의 자유로운 이동 증발 압력 (그에 따른 반력) 실드 가스 압력 다중 반사 용접에 관한 대표적인 출력 (온도 구배 냉각 속도, 에너지 분포 등)
분석 용도 :
높은 방사선 강도와 고온에 의해 직접 관찰이 어려운 현상을 시각화 온도, 열, 용접 속도, 위치 관계, 재료 물성 등의 매개 변수 연구 결함 예측 (기공, 응고, 수축 등)
FLOW -3D Weld 분석 기능
열원 모델의 이동 출력량 지정, 가우스분포
에너지 밀도의 분포 , 가공 속도 가우스 테이블 입력
증발 압력 온도 의존성
다중 반사 용해 깊이에 미치는 영향
결과 처리 용해 모양, 에너지 분포, 온도 구배 냉각 속도
다양항형상의 레이저와 거동 (+ csv 파일로드) 다양한 모양을 csv 파일 형식으로 정의 회전 + 이동 임의 형상 이동을 csv 파일로 로드 (나선형)
이종 재료 이종 재료의 용접
3D Printing Method Cladding 적층공정
1. 열원 모델의 이동
에너지 밀도
공간 분포
2. 에너지 밀도의 분포, 가공 속도
열 플럭스 r 방향의 분포 단면은 원형으로, r 방향으로 열유속 분포를 제공합니다.
에너지 밀도의 공간적 분포
가우스 : 원추형의 경우는 조사 방향으로 변화하고 열유속의 면적 분은 동일합니다.
가공 속도
가공 노즐을 x, y, z 방향, 시간 – 속도의 테이블에서 지정합니다. 또한 노즐 (광원) 위치 좌표 조사 방향 벡터 성분을 지정합니다.
3. 증발 압력
에너지 밀도가 높은 경우, 용융 부 계면이 증발하고 그 반력에 의해 계면에 함몰이 발생합니다. 특히 깊은 용융부를 포함한 레이저 용접은 증발 압력을 고려한 모델링이 필요합니다.
FLOW-3D@ WELD는 레이저 용접 공정에 대한 정확한 시뮬레이션 기능을 제공하여 최적화된 공정을 개발하게 합니다. 더 나은 공정 제어를 통해 기공, 열 영향 영역을 최소화하고 미세 구조 변화를 제어할 수 있습니다.
레이저 용접 프로세스를 정확하게 시뮬레이션하기 위해 FLOW-3D@ WELD는 레이저 열원, 레이저-재료 상호 작용, 유체 흐름, 열 전달, 표면 장력, 응고, 다중 레이저 반사 및 위상 변화와 같은 모든 관련 물리 모델을 제공합니다.
Laser Welding
최근에는 뛰어난 생산성과 속도, 낮은 열 입력이 결합되어 기존의 용접 프로세스를 대체하는 레이저 용접 프로세스가 주목 받고 있습니다. 레이저 용접이 제공하는 장점은 용접강도가 좋고, 열 영향 부위가 작으며, 정밀도가 낮고 변형이 적으며, 강철, 알루미늄, 티타늄 및 이종 금속을 포함한 광범위한 금속 및 합금을 용접 할 수 있는 기능이 있습니다.
FLOW-3D@는 레이저 용접 공정에 대한 강력한 통찰력을 제공하고 궁극적으로 프로세스 최적화를 달성하는 데 도움이 됩니다.
보다 나은 프로세스 제어를 통해 기공을 최소화할 수 있습니다. 열 영향부위 및 미세조직을 제어가 가능합니다. FLOW-3D는 자유표면 추적 알고리즘을 통해 매우 복잡한 용접 POOL 시뮬레이션을 해석하는데 매우 적합합니다.
용접 모듈은 레이저 소스에 의해 생성된 Heat flux, 용융 금속에 대한 증발압력, shield gas 효과, 용융 풀의 반동압력 및 다중 레이저 반사와 같은 물리적 모델을 FLOW-3D에 적용하기 위해 개발되었습니다. 키홀 용접과 같은 현실적인 프로세스 시뮬레이션을 위해서는 모든 관련 물리적 현상을 적용하는 것이 중요합니다.
FLOW-3D는 레이저 용접의 conduction and keyhole 방식을 시뮬레이션 할 수 있습니다. 전 세계의 연구원들은 FLOW-3D를 사용하여 용접역학을 분석하고, 공정 매개 변수를 최적화하여 기공을 최소화하며, 레이저 용접공정에서의 dendrite 결정 성장 양상을 예측합니다.
Shallow penetration weld (top left); deep penetration weld with shield gas effects (top right); deep penetration weld with shield gas and evaporation pressure (bottom left); and deep penetration weld with shield gas, evaporation pressure and multiple laser reflections effects (bottom right).
Full Penetration Laser Welding Experiments
한국 카이스트와 독일 BAM은 16K kW레이저를 사용하여 10mm강판에 완전 침투 레이저 용접 실험을 수행하였습니다. CCD카메라의 도움을 받아 완전 용입 레이저 용접으로 형성된 상단 및 하단 용융풀 거동을 확인할 수 있었습니다. 그들은 또한 FLOW-3D 로 용접 공정 해석으로 해석과 실험결과의 경향이 일치하는 것을 알 수 있었습니다.
Experimental setup with CCD cameras observing the top and bottom molten poolsSchematic of computation domain in FLOW-3D
Simulation results at the top show melt pool lengths of 8mm and 15mm, whereas experiments indicated melt pool lengths of 7mm and 13mm
Laser Welding Porosity Case Study
General Motors, Michigan, 중국의 상하이 대학교는 용접 공정 변수, 즉 keyhole 용접에서 기공의 발생에 대해 용접 속도 및 용접 각도와 같은 공정 매개 변수가 미치는 영향을 알아보기 위해 협력하여 연구를 진행하였습니다.
레이저 용접된 Al 접합부 단면의 기공을 분석합니다. Keyhole이 유도 된 기공들은 유동 역학으로 인해 발생되고 균열을 일으킬 수 있습니다. 최적화 공정의 매개변수는 이러한 종류의 기공을 완화할 수 있습니다. FLOW-3D를 사용하여 연구원들은 증발 및 반동 압력, 용융풀, 온도에 따른 표면장력 및 Keyhole내의 다중 레이저 반사, 프레넬 흡수를 포함한 모든 중요한 물리적 현상을 설명했습니다.
연구진은 시뮬레이션 모델을 기반으로 Keyhole 용접에서 생성된 기공들의 주요 원인으로 불안정한 Keyhole을 규정하였습니다. 아래 이미지에서 볼 수 있듯이 뒤쪽 용융 풀의 과도한 재순환은 뒤쪽 용융 풀이 앞쪽 용융 풀 경계를 무너뜨리며 기공들을 생성시킵니다. 갇힌 공간이 증가하는 응고 전면에 의해 갇혔을때 기공들이 발생되었습니다.
Distribution of porosity in longitudinal welding sections as seen in simulations (top) and experiments (bottom)
용접 속도가 빠를수록 더 큰 keyhole이 생성되며 이로 인해, 보다 안정적인 keyhole이 생성됩니다. 연구진은 FLOW-3D를 사용하여 용접 속도와 용접 경사각으로 기공들의 생성을 완화시킬 수 있었습니다.
C. M. LadeiroDepartment of Metallurgical and Materials Engineering, Faculdade de Engenharia, Universidade do Porto, Rua Dr. RobertoFrias, 4200-465 PORTO, Portugal ...
바인더 제트 3D 프린팅 중 계면 유체-입자 상호 작용에 대한 CFD-DEM 결합 시뮬레이션 Joshua J. Wagner, C. Fred Higgs III https://doi.org/10.1016/j.cma.2024.116747 Abstract The coupled ...
모세관 흐름은 일반적으로 미세 유체 장치에서 발생합니다.예를 들어, 바이오 칩 설계에서는 한 곳에서 다른 곳으로 액체 용액을 전달하기 위해 긴 마이크로 채널이 자주 사용됩니다.입구 채널은 액체 저장소에 연결되고 표면 장력은 액체를 마이크로 채널로 끌어 당깁니다 (액체가 칩 표면에 “젖은”경우).이 페이지에서는 충진, 흡수 및 전환과 같은 모세관 흐름 분석에서 FLOW-3D의 특정 응용 분야를 다룹니다.
Marangoni flow in a dish of water that is heated at its center.
Marangoni flow는 중앙에서 데워진 물이 담긴 접시에 흐릅니다. 불균일한 표면 장력에 의해 생성 된 흐름은 20ºC의 초기 온도에서 0.75cm 깊이의 얕은 8.0cm 직경의 물 접시에 의해 입증됩니다. 원형 접시의 중앙에는 직경 0.5cm의 원통형 막대가 있습니다. 80 Cº의 온도로 가열하고 0.05 cm 깊이까지 수면에 담근다. 핫로드 근처의 물이 가열됨에 따라 표면 장력이 0.1678 dyne / cm / ºC만큼 감소하여 표면이 접시의 바깥 쪽 테두리쪽으로 후퇴합니다. Retraction는 처음에 표면에 뿌려진 질량없는 마커 입자로 표시됩니다.
Capillary Absorption
고체 물질의 기공에 모세관 흡수 때문에 액체와 고체 사이의 접착 발생합니다. 이 같은 흡수의 간단하면서도 유용한 시험은 핀란드 ABO Akademi 대학의 마르티 Toivakka에 의해 제안되었습니다. 테스트 기공은 ± 1.0 μm의 측면 벽 1.0 μm의 반경 원호입니다. 팽창 목에 연결된 넓은 2차원 채널로 구성되어 있습니다. 체적력의 부재 하에서, 표면장력 과 wall adhesion pull liquid 는 액체와 고체 사이의 static contact angle에 의해 결정됩니다. 첨부된 그림은 FLOW-3D가 올바르게 특정 접촉 각도 (유체는 적색표현) 충전 레벨을 계산하는 것을 나타냅니다.
Thermocapillary Switch
액체의 작은 덩어리나 가벼운 빔의 경로에서 움직이는 굴절, 혹은 반사로 다른 길로 리디렉션 할 수 있습니다. 이 개념은 특히나 한번 빔 내부 반사로 인해 갇혀 있는 섬유에 들어가 광학 섬유로 연결에서 매력적입니다. 어떠한 복잡성의 광 회로를 만들려면, 하나의 광섬유에서 다른 가벼운 방향을 바꿀 수 있는“스위치”를 둘 필요가 있습니다.
The animation above shows a FLOW-3D simulation of a drop of water in a 14mm-wide channel that is being heated at the bottom.
Capillary Filling
모세관 충전 과정을 이해하는 것은 칩 설계에 중요합니다.. 액체 흐름 통로의 다른 형상 포획 기포의 가능성 등의 충전 공정의 기술은, 같은 챔버와 칩의 내부 구조를 배치 기둥 분할하고, 밸브 결합에 설계자 안내 등 다양한 모세관 충전 동작이 발생할 수 있습니다.
시뮬레이션은 아래의 모세관 작용의 분석 예측의 유효성을 검사합니다. 모세관 채우기는 정확하게 표면 장력과 중력에 의해 균형을 잡습니다.이것은 FLOW-3D에 의해서 정확하게 예측되는 기본적인 과정입니다.
FLOW-3D는 코팅 성능 향상에 관심이있는 엔지니어에게 이상적인 수치 모델링 기능을 많이 갖추고 있습니다. 전산 시뮬레이션은 코팅 흐름에 영향을 미치는 여러 물리적 과정의 상대적 중요성과 효과를 연구 할 수있는 훌륭한 방법입니다. 물리적인 테스트에서 항상 프로세스를 분리하거나 해당 프로세스의 크기를 임의로 조정할 수있는 것은 아닙니다. 여기에서는 리 볼렛 형성(rivulet formation), 핑거링(fingering), 증발, 거친 표면에서의 접촉선 이동 및 유체 흡수와 관련하여 정적 및 동적 접촉각에 대하여 FLOW-3D의 처리에 대해 설명합니다.
정적 및 동적 접촉각(Static and Dynamic Contact Angles)
FLOW-3D는 정적 접촉각의 함수로 동적 접촉각을 정확하게 계산하고 입력으로 설정하며 자유 표면 인터페이스에서 작용하는 관련된 힘을 정확하게 계산하여 유체의 소수성을 캡처 할 수 있습니다. 아래 시뮬레이션은 물방울이 경사를 따라 내려갈 때 정적 접촉각이 동적 접촉각에 미치는 영향을 보여줍니다.
흡수(Absorption)
종이 기판에 액 적의 충격 및 흡수는 전산 유체 역학 소프트웨어를 사용하여 연구 할 수 있습니다. 여기서 FLOW-3D는 섬유층에서 물방울 충돌을 시뮬레이션하는데 사용되며 표면 장력, 접촉각 및 점도와 관련된 유체 전면의 전파를 살펴 봅니다.
아래의 FLOW-3D 시뮬레이션에서, 낙하는 직경이 40 미크론이며 초기 하향 속도는 300 cm / s입니다. 기재는 종이이고, 기공률이 30 % 인 20 미크론 두께입니다.
액체 필름의 핑거링(Fingering in Liquid Films)
FLOW-3D에서 동적 접촉선은 동적 접촉각이나 접촉선의 위치를 지정할 필요없이 직접 모델링됩니다. 이는 소량의 유체에서 유체에 영향을 미치는 모든 동적 힘을 포함하는 수치 모델을 사용하여 수행됩니다. 정적 접촉각은 액체-고체 접착력을 특성화 하는데 사용됩니다.
액체 시트의 핑거링. 왼쪽은 0 °, 오른쪽은 70 °
여기서, 이러한 접근법의 힘의 적용은 경사 표면 아래로 흐르는 액체 필름에서 관찰 된 핑거링에 의해 제공됩니다. 실험적 관찰에 따르면 두 가지 뚜렷한 핑거링 패턴이 발생합니다. 첫 번째 패턴은 작은 정적 접촉각(즉, 습윤 조건)이며 상하한이 모두 하향으로 움직이는 쐐기형 핑거를 나타냅니다. 두 번째 패턴은 큰 정적 접촉각(즉, 습윤 조건이 열악함)이며 가장 균일한 폭을 가진 긴 핑거이고 가장 큰 한계점은 하향으로 움직이지 않는 것이 특징입니다.
증발 효과(Evaporative Effects)
퇴적(Deposit)
분산 된 고체 물질을 함유하는 액 적은 고체 표면에서 건조 될 때, 함유하고 있는 고체 물질을 침전물로서 남깁니다. 이 침전물의 형상이 많은 인쇄 공정, 청소 및 코팅 공정에 중요한 영향을 미칩니다. 한 종류의 퇴적물의 전형적인 예는 위의 이미지와 같이 엎질러 진 커피 패치의 둘레를 따라 링 얼룩이 형성되는 “커피 링” 문제입니다. 이 유형의 링 침전물은 액체의 증발로 인한 표면 장력 구동 흐름의 결과로, 특히 낙하 둘레에서 발생합니다.
건조(Drying)
FLOW-3D의 증발 잔류 액체 모델은 건조 후 톨루엔으로 형성된 잔류된 물의 3D형상을 시뮬레이션합니다. (30 배 확대)
건조는 코팅 공정의 중요한 부분입니다. 하지만 건조의 결함으로 잘 도포 된 코팅을 완전히 취소 할 수도 있습니다. 건조 중에 온도 및 용질 구배는 밀도 및 표면 장력 구배로 인해 코팅 내 유동을 유도 할 수 있으며, 이는 코팅 품질을 잠재적으로 파괴 할 수 있습니다. FLOW-3D의 증발 잔류 물 모델을 사용하면 건조로 인한 흐름을 시뮬레이션하고 값 비싼 물리적 실험에 소요되는 시간을 줄일 수 있습니다.
모델링 링 형성(Modeling Ring Formation)
증발에 의해 접촉 라인에서 생성 된 흐름 시뮬레이션
윗쪽 그림에서 FLOW-3D는 증발이 가장 큰 접촉선에서의 증착으로 인해 에지 피닝(edge pinning)이 발생함을 보여줍니다. 증발은 증발로 인한 열 손실로 인해 액체를 냉각시킵니다 (색상은 온도를 나타냄). 동시에 고체 표면은 전도에 의해 액체를 가열합니다. 접촉선 주변에서 증발이 가장 커서, 액체가 접촉선을 향해 흘러 정적 조건을 재설정합니다. 최종 결과는 액체가 완전히 증발하는 액체 가장자리에 현탁 된 고체의 증착입니다.
참고 [1] Deegan, R., Bakajin, O., Dupont, T. et al. Capillary flow as the cause of ring stains from dried liquid drops, Nature 389, 827–829 (1997).
경동주조(Tilt Pour Casting) Workspace는 엔지니어가 FLOW-3D CAST로 경동주조(Tilt Pour Casting)을 성공적으로 모델링 할 수 있도록 설계된 직관적인 모델링 환경입니다 . 작업 공간에는 프로세스별 특정 다이 및 재료 유형이 포함되어 있으며, 정확한 기계 기능에 맞게 회전 동작을 쉽게 정의 할 수 있습니다.
기포 결함의 완전한 분석을 위해 충진 분석에 벤트 및 배압이 포함되어 있으며, 다이사이클링 및 최신 응고 모델은 작업 공간의 하위 프로세스 아키텍처를 통해 충진시 매끄럽게 연결됩니다. Tilt Pour Casting Workspace는 단순하지만 다양한 모델링 환경에서 시뮬레이션의 모든 측면을 위한 완전하고 정확한 솔루션을 제공합니다.
Investment Casting Workspace는 쉘 생성, 충전, 응고 (정적 또는 움직이는 Bridgman 쉘 금형) 및 냉각을 포함한 Investment Casting 주조의 모든 측면을 시뮬레이션하기 위한 사용하기 쉬운 도구를 Investment Casting 엔지니어에게 제공합니다.
쉘 몰드 생성 도구는 빠르고 신뢰할 수 있는 쉘 형상 생성을 위해 제공되며, radiative heat 및 view factor 모델은 쉘의 여러 부분 간의 복사 열전달(radiation heat transfer)을 정확하게 재현합니다. Directional solidification를 위해 쿨러 하부 단면과 분리된 뜨거운 상부 섹션이 있는 moving oven은 Bridgman 프로세스를 재현합니다. 용융 표면 진행 뿐만 아니라 몰드의 이동, 충진 양상 및 응고 패턴은 직관적인 후처리 도구를 통해 쉽게 평가되므로 공정 조건을 수정하여 주조 공정을 구현할 수 있습니다.
This application note was contributed by Johannes Hartmann and Vera Jüchter, Department of Materials Science, Chair of Metals Science and Technology, University of Erlangen-Nuremberg
알루미늄 폼은 우수한 댐핑 및 높은 에너지 흡수율 및 굴곡 강성과 같은 예외적인 특성을 보여줍니다[1]. 강성은 특히 하중 지지 및 경량 구조에 사용하기에 특히 매력적입니다. 중량별 강성을 높이고 보다 우수한 하중 전달을 위해 알 Aluminum Foam Sandwiches (AFS)와 같은 컴팩트한 특성이 필요합니다 [2].
Erlangen-Nuremberg 대학의 금속 공학과 기술 위원장은 알루미늄 발포 특성을 점차적으로 생산하기 위해 다이캐스팅 공정인 Integral Foam Molding 개발하였습니다(그림 1 참조). 이 공정은 폴리머의 사출 성형으로 개발되었으며 따라서 컴팩트한 층을 가진 복잡한 폼을 비용 효율적으로 대량 생산에 적합합니다. 이 노트에 설명 된 시뮬레이션 기법은 프로세스 매개 변수를 선택하는데 도움을 주기 위한 모델링프로세스를 확인할 수 있습니다.
Figure 1. Cross section of an aluminum integral foam with a compact skin, a transition region with decreasing relative density and smaller pores, as well as a foamed core.
Aluminum Integral Foam Molding Technology
일정량의 발포제 (수소화 마그네슘, MgH2)가 러너 시스템에 배치되고 샷 챔버는 알루미늄 용융물로 채워진다 (공정은 그림 2에 묘사되어 있으며, 공정은 [3]에 자세히 설명되어있다). 피스톤이 진행됨에 따라, 분말은 난류 방식으로 주형에 이송된다. 기술 변형 “고압 일체형 폼 몰딩 (HP-IFM)”의 경우 표준 다이캐스팅 공정에서 알 수 있듯이 이 부품은 주변의 높은 압력에서 완전히 채워져 우수한 표면 품질을 보장합니다. 템퍼링된 금형 표면에서 시작하여 용융물은 일체형으로 고형화되기 시작합니다. 몇 밀리 초가 지나면 금형은 코어 풀러 시스템 위에 열리고 부피는 국부적으로 증가하고 압력은 감소하여 열분해 및 수소화 마그네슘 입자의 수소 방출로 인해 여전히 반고체 내부 영역에서 기공 성장을 시작합니다. 모든 발포제 입자는 이웃하는 공극의 역압에 의해 멈추어 질 때까지 공극의 성장을 지속합니다. 발포된 입자의 벽은 알루미늄 합금의 응고된 입자에 의해 안정화가 되며 이를 endogenous stabilization이라고 합니다[4].
Figure 2. Schematic process cycle of “High Pressure Integral Foam Molding (HP-IFM)” of aluminum.
주조 부품의 전체 부피에서 균일한 형태에 대한 전제조건은 분해 순간의 양호한 입자분포입니다. 또한, 발포제 유입시의 용융물의 온도는 수소화 마그네슘의 분해를 결정하며 (그림 3 참조), 게다가 발포시 solid phase의 양을 결정한다. 그러나 고상의 양이 너무 많으면 기공의 강성이 증가하고 현상 기공의 구형화를 방해하여 구조가 파괴된다 [2].
Microcellular Aluminum Integral Foams – Approaching the Process Limits
일체형 발포 성형 공정시뮬레이션은 새로운 부품 설계의 몰드 충진 특성을 조사하는 데 도움이 될 뿐만 아니라 입자 침투도 예측하고 비용을 절약할 수 있게 발포 공정 조건을 결정할 수 있는 강력한 도구입니다. 현재 연구의 목표는 다공성 수준을 일정하게 유지하면서 기공 크기를 줄이는 것입니다. 전산 유체 역학 (CFD) 시뮬레이션은 가능한 한 현재의 프로세스 한계에 가깝게 접근할 수 있습니다. 발포 형태의 개선은 기계적 물성에서 균질 한 구조를 유도 할뿐만 아니라 기계적 성질에 의해 더 얇은 부품의 생산이 가능할 것입니다. 이 목적은 용융물 내에서의 높은 입자 분포 밀도와 동시에 응집 현상의 감소와 함께 완전히 안정된 기공 성장에 의해서만 달성 될 수 있다.
Figure 3. Schematic curves of decomposition of magnesium hydride as a function of the melt temperature, calculated by the Johnson-Mehl-Avrami approach [2]
Figure 4. Adjustment of heat transfer by comparisons of a real solidification curve (black) to the growth rate of the solidified skin in simulation (red).
Adapting the Simulation Parameters to Practical Integral Foam Molding Experiments
입자 거동이나 온도장에 대한 신뢰성 있는 예측을 위한 CFD 시뮬레이션을 사용할 수 있으려면 실제 실험과 일치하도록 매개 변수를 결정해야 합니다. 이를 위해, 30-130 ms의 지연 시간을 갖는 일체형 발포 부품을 제작하였으며 성형 팽창 및 기공 성장 개시 순간에 고상분율 때문에 발포 형성이 불가능한 다른 밀도의 형상을 만들었습니다. 열 전달 계수 (완전한 액체 용융물과 완전 응고된 용융물)를 변화시켜 합금 AlSi9Cu3 (Fe)의 주조 사이클을 시뮬레이션하면 응고 곡선을 적용할 수 있습니다. 이러한 목표를 달성하기 위해 시뮬레이션을 피스톤 이동이 시작되기 전에 실제 온도분포를 묘사해야 합니다. 온도는 배치된 열에 의해 숏 챔버에서 국부적으로 측정되었으며 시뮬레이션 내 실제 데이터와 잘 일치하여 성공적으로 묘사 될 수 있었습니다. 금형 충진 중에 금형 표면에서 온도 측정을 참조 할 수도 있습니다. 시간 경과에 따른 그 변화는 시뮬레이션 결과와 잘 일치합니다.
표면장력이나 응고 항력계수와 같은 용융의 유동을 정의하는 추가 매개 변수 단계에서는 다른 설정과 시뮬레이션을 비교하여 조정됩니다. 시뮬레이션 내에서 용융물의 흐름이 실제 시험과 일치하는 즉시 매개 변수가 설정됩니다
Figure 5. Adjustment of melt flow defining parameters such as the surface tension by comparisons of real experiments (left) to simulations (right)
냉각 및 용해 흐름 특성을 정의한 후 입자의 유입을 시뮬레이션 합니다. 입자 / 유체 의 상호 작용에 대한 시뮬레이션을 조정하기 위해 매개 변수계수의 X 선 샘플과 비교가 되며 구리선 입자에서는 수산화 마그네슘보다 높은 함량 입자가 적용됩니다. (그림 6 참조). 시뮬레이션 결과는 실험과 매우 잘 어울리므로 프로세스 매개 변수의 함수로서 입자 분포의 신뢰할 수 있습니다.
Figure 6. Adjustment of parameters influencing particle/melt-interactions by comparisons of x-rayed samples left); produced by the entrainment of copper particles) to simulations (right)
Conclusion
전체적으로 FLOW-3D는 실제 생산 전에 새로운 부품 제조의 잠재적 결함을 조사하는 중요한 수단이 될 수 있다는 것을 증명할 수 있었습니다. 이러한 방식으로, 차가운 흐름 또는 데드 존이 없는 성공적인 충전 및 발포제 분포가 보장 될 수 있다. 또한, 예상되는 온도 필드의 정확한 묘사로, 수소화 마그네슘의 분해 특성 및 기공형성을 예측할 수 있습니다. 이는 일체형 폼 구조와 관련하여 고객의 요구를 충족시키기 위한 공정 변수를 정의 할 수 있는 가능성을 제공합니다
1 Criterion is the solid phase fraction where the shear strength and therefore the resistance to pore evolution increases drastically.
References
[1] C. Körner, R. F. Singer, Adv. Eng. Mater.2000, 2 (4), pp. 159-165. [2] C. Körner, in Integral Foam Molding of Light Metals – Technology, Foam Physics and Foam Simulation, Springer, Berlin, Heidelberg, Germany 2008. [3] H. Wiehler, C. Körner, R. F. Singer, Adv. Eng. Mater.2008, 10 (3), pp. 171-178. [4] J. Hartmann, A. Trepper, C. Körner, Adv. Eng. Mater.2011, 13 (11), pp. 1050-1055.
Learn more about the versatility and power of modeling metal casting processes with FLOW-3D Cast>
FLOW-3D CAST는 금속 주조를 위해 특별히 설계된 다양한 물리적 모델을 포함하고 있습니다. 이는 모든 종류의 금속 주조 용도와 관련된 문제에 대한 가장 정확한 해결책을 제공합니다. 이를 통해 고객은 보다 적은 시간과 비용으로 지속적으로 주조 수율과 품질을 개선할 수 있습니다.
자유 표면 흐름을 정확하게 예측할 수 있는 특수 기능을 갖춘 FLOW-3D CAST는 금형 용탕 충진 및 공기 주입과 같은 관련된 결함을 시뮬레이션하는 데 가장 적합합니다. 강력하고 유연한 열전달 모델은 응고, 냉각 채널, 열 다이 사이클 시뮬레이션과 같은 금속과 금형 사이의 열 교환을 빠르고 정확하게 예측할 수 있습니다. 금형 용탕 충진과 결합할 수 있는 응고 및 수축 모델은 과도한 수축공과 기공 영역을 정확히 찾아내어 결함이 완화됩니다. granular media 모델과 수분 건조 모델을 사용하여 모래 코어의 blowing과 건조 공정을 시뮬레이션 할 수 있습니다. FLOW-3D CAST의 유한 요소 기반 열 응력 모델을 사용하면, 고객이 응력이 발생하는 위치와 주조 변형이 일어나는 이유를 정확하게 예측할 수 있으므로 열 변형 결함을 제거할 수 있습니다. 주철 모델은 공정 반응하는 동안 흑연, 감마 – 철 및 탄화물 형성을 예측하여, FLOW-3D CAST의 적용 범위를 확장합니다. 코어 가스 제품 군의 고유한 특징은 코어 가스 생성 및 모래 코어에서의 흐름을 모델링 하여 금속 주물의 코어 가스 관련 결함을 예측하는 데 사용할 수 있습니다.
FLOW-3D CAST는 금속 주조 모델링 및 시뮬레이션 분야의 선두 프로그램입니다. 금속 주조 업계에 대한 당사의 헌신은 금속 주조와 관련된 모델과 용도에 대한 당사의 지속적인 개발로 입증되었습니다. 당사는 고객과 지속적으로 협력하여 실제 애플리케이션을 위해 개발하여 품질과 생산성을 향상시키고 지속적으로 혁신할 수 있도록 지원할 것입니다.
Key Framing in FLOW-3D CAST – Short Tutorial
Check out this short tutorial that shows you how to use the keyframing capability in FlowSight to open the die halves “visually” during filling and display the solid temperature on the die faces while showing the metal filling the dies.
Learn more about the advances in FLOW-3D CAST v5 at https://www.flow3d.com/products/flow-3d-cast/flow-3d-cast-v5-0/
FLOW-3D CAST는 엔지니어가 주조 공정 설계 개념을 빠르고 효율적으로 탐구하고 최적화 할 수 있게 합니다. FLOW-3D CAST를 사용하여 위해 귀금속 주조를 포함한 다양한 주물 공정은 보석을 만들기 위해 모델링하고 최적화 할 수 있습니다. 완벽성이 중요한 보석 산업에서 FLOW-3D CAST의 매우 정확한 주입 및 응고 시뮬레이션은 표면 산화물, 공기 침투, 수축 및 기공을 포함한 중요한 보석 주조 결함을 예측합니다. Flow Science의 고도로 숙련 된 기술 엔지니어 팀은 포괄적인 교육은 물론, 전화, 전자 메일 및 금속 주조 산업에 대한 전문가의 지원을 제공합니다.
Centrifugal Casting of a Jewelry Ring Tree
FLOW-3D CAST simulation of centrifugal casting with non-inertial reference frame motion on the top and stationary motion on the bottom left.
Gravity Pour Ring Casting
Gravity casting of a jewelry tree containing 2 rings. Fluid is injected into the tree in an asymmetrical manner – the center of inflow source is offset the center of the crucible.
Single Ring Centrifugal Casting
하나의 백금 링을 FLOW-3D CAST를 사용하여 원심력으로 주조했습니다. 주조 공정에서 중요한 단계인 충진 과정은 주조 엔지니어가 주조 링의 표면 결함, 공기 유입 및 주입 온도를 자세하게 볼 수 있게 시뮬레이션 됩니다.
중력 주조는 큰 부품(일반적으로 철, 청동, 황동 또는 알루미늄)을 만드는 데 사용됩니다. 사형 주조 및 영구 금형을 포함한 대부분의 주조 공장 주조 공정은 FLOW-3D CAST를 사용하여 모델링 할 수 있습니다. 주입 프로세스는 고압 다이 캐스팅에 비해 덜하지만 과도한 공기 주입으로 인한 공기 유입으로 인해 품질이 저하될 수 있습니다. 주입하는 동안 잠재적 결함의 위치와 온도의 변화 뿐만 아니라, 용탕 표면의 움직임도 정확하게 예측됩니다. 충진이 완료된 후 용탕의 응고 및 수축을 모델링 할 수도 있습니다.
Accurate Filling Simulations
주조 공정에서 주입 작업은 결함들이 라이저로 이동하는지, 또는 부품에 갇힌 채로 남아 있는지 여부와 같은 주입 패턴 및 관련 결함을 분석하는 작업으로 이루어집니다. 시뮬레이션 분석을 사용하면 설계의 효율성을 검증하고 비용을 절감하면서 생산에 들어가기 전에 설계를 테스트할 수 있습니다. 주입의 정확성은 산화물의 결함과 갇힌 공기의 위치를 추적하는 데 중요할 뿐만 아니라, 응고 결과의 핵심입니다. 올바른 주입 패턴은 주입 마지막의 올바른 열 분포를 의미합니다. 이 열 분포는 응고 분석의 기초가 됩니다.
BMW Injector Casting Process – Innovative ingate system for gravity casting. Courtesy BMW and Flow Science Deutschland.
Solidification of Castings for Foundry Applications
편석, 열응력, 마이크로 및 매크로 기공 등 응고와 관련된 다양한 결함들이 있습니다. 정확한 응고 결과를 얻기 위한 중요한 첫번째 단계는, 정확한 주입입니다. 정확한 주입은 응고 모델링의 초기 조건인 올바른 열 프로필을 캡처하는데, FLOW-3D CAST는 주조 부품을 보다 신속하게 설계하고 폐기율을 낮출 수 있는 많은 응고 관련 결함을 감지할 수 있습니다.
HPDC(High Pressure Die Casting)는 주조 시뮬레이션 소프트웨어의 가장 큰 당면 과제 중 일부입니다. FLOW-3D CAST는 사용자가 매우 정확한 TruVOF를 포함하여, 채우기 프로세스를 비판적으로 분석할 수 있도록 금형 채우기 시뮬레이션의 정확성을 크게 향상시키는 몇 가지 기능을 가지고 있습니다. 움직이는 금속 전면을 추적하기 위한 알고리즘과, 일반적으로 고압 다이캐스팅과 관련된 복잡한 형상을 정확하게 나타내는 FAVOR™ 또한 FLOW-3D CAST는 공기 침입, 미세 기공, 접힘 및 개재물 등의 결함을 탐지하기위한 수많은 모델을 보유하고 있습니다.
Thermal Die Cycling
수천개의 주물을 생산하기 위해 동일한 금형을 반복적으로 사용하기 때문에, 고압 다이캐스팅에는 열 다이 사이클 시뮬레이션이 필수적입니다. 금형의 뒤틀림으로 인해 금형 온도가 일정하게 유지되어 치수 불안정을 초래합니다. FLOW-3D CAST를 사용하면 다이 가열, 분사 및 공기 블로우-오프 효과와 냉각 채널 및 삽입물의 위치를 적절하게 예상해서 온도 분포 결과가 정확하고 효과적일 수 있습니다
Shot Sleeve Optimization
고압 다이캐스팅 시, 샷 실린더는 용탕을 신속하게 금형 안으로 밀어 넣습니다. 수평 방향으로 향하여, 용탕은 상단의 주입구를 통해 그 안으로 주입되고 피스톤은 용탕을 실린더 아래로 밀어낸다. 올바르게 설계된 샷 슬리브 프로파일의 목적은 용탕을 금형에 최대한 빨리 밀어 넣어, 불완전하거나 결함 있는 주입을 유발하는 조기 응고를 방지하는 것입니다. 그러나 피스톤이 너무 빠르게 움직이면 용탕이 접혀 최종 주조 부품에 내부 결함으로 나타날 수 있는 공기가 갇힙니다.
FLOW-3D CAST를 사용하여 몇 분 내에 여러 샷 프로파일을 계산할 수 있습니다. 여기에 표시된 것은 두가지 샷 프로파일의 시뮬레이션입니다. 일정한 속도의 2단계 프로세스와 FLOW-3D CAST내에서 상당한 차이를 보이는 점진적 가속 데이터로 계산된 또 다른 것입니다.
Filling Simulations
가장 복잡한 고압 다이캐스팅 문제는 용탕이 고압에서 고속으로 금형 내부로 들어갈 때 용탕을 정확하게 추적하는 것입니다. 이로 인해 용탕이 공동 현상에 튀는 것은 소프트웨어의 결함 예측에 상당한 어려움을 겪게 됩니다. TruVOF 방법을 사용하면 게이트의 위치를 파악하여 최적의 흐름 패턴, 오버 플로우의 위치 및 초기 응고 현상과 결함 여부를 확인할 수 있습니다.
Modeling Solidification
FLOW-3D CAST는 엔지니어가 최종 부품의 품질에 영향을 미칠 수 있는 내부 다공성의 형성을 조사하는 데 도움이 됩니다. 또한 FLOW-3D CAST를 사용하면 이종 합금의 편석에 대한 조사가 가능합니다. 마지막으로, 온도 이력에 대한 자세한 설명을 통해 냉각 라인을 추가해야 하는지 또는 추가해야 하는지 여부와 초기 금속 온도를 변경해야 하는지 여부를 판단할 수 있습니다. FLOW-3D CAST를 통해 엔지니어는 내부 기공, 열응력 및 이종 합금 편석의 형성 여부를 조사할 수 있습니다.
ALL NEW FLOW-3DCAST v5 는 금속 주조 시뮬레이션 및 공정 모델링에 있어 큰 발전입니다. 이제 FLOW-3D CAST는 시뮬레이션 할 프로세스를 선택할 수 있으며, 소프트웨어는 적절한 프로세스 매개 변수, 지오메트리 유형 및 합리적인 기본 값을 제공합니다. 이렇게 하면 시뮬레이션 설정이 상당히 간소화됩니다. 또한 FLOW-3D CAST의 강력한 시뮬레이션 엔진과 결함 예측을 위한 새로운 도구는 설계 주기를 단축하고 비용을 절감하는 통찰력을 제공합니다. 대표적인 개발 기능으로 응고 시뮬레이션을 위한 열 계수 및 핫 스팟 식별 출력, 갇혀 있는 가스를 식별하고 환기 효율을 예측하기 위한 결함 채우기 도구 등이 포함됩니다. 그리고 더 빠르고 더 강력한 압력과 및 응력 해소 기능이 모두 포함합니다.
ALL NEW FLOW-3DCAST v5 는 관련 프로세스가 포함된 Suite제품으로 제공됩니다. 영구 금형 제품군은 중력 다이 캐스팅, 저압 다이캐스팅(LPDC), 틸트 주입 주조와 같은 프로세스 작업 공간을 포함합니다. 각 프로세스에 대해 사용자 인터페이스는 특정 프로세스와 관련된 내용만 표시합니다. 모래 주조 Suite에는 중력 사형 주조 및 저압 사형 주조(LPSC)와 같은 프로세스가 포함되어 있습니다. 소실 폼 제품 군에는 사형 주조 Suite의 모든 것과 소실 폼 공정 작업 공간이 포함됩니다. HPDC 제품군은 열 응력 및 변형을 포함하여 고압 다이 캐스팅과 관련된 모든 것을 포함합니다. 각 프로세스 작업 공간 내에서 채우기, 응고 및 냉각과 같은 하위 프로세스는 서로 연결된 시뮬레이션으로, 처음부터 끝까지 차례로 전체 프로세스를 모델링 합니다. 사용자가 그것을 작업장 바닥에서 하는 것처럼. 사용자는 레들을 용융 풀 안에 담갔다가, 숏 슬리브 또는 주입 컵에 옮겨, 전체 이동 및 주입과 같은 단계를 포함하도록 프로세스를 확장할 수 있습니다. LPDC의 경우 프로세스 엔지니어는 도가니의 가압 및 금속 흐름을 주형으로 모델링 할 수 있습니다. FLOW-3D CAST v5를 사용하면 가능성이 무한해 집니다.
WYSIWYN Process Workspaces
What-You-See-Is-What-You-Need (WYSIWYN) 프로세스 작업 공간은 FLOW-3D CAST의 다기능성을 간소화하여 사용 편의성과 탁월한 솔루션입니다. 대부분의 인터페이스는 사용자가 제공해야 하는 정보만을 요구하고, 사용자 설계 원칙을 적용하여 단순화되었습니다.
FLOW-3D CAST v4.2에 도입된 프로세스 중심 작업 공간은 중력 다이 주조, 저압 주조 및 경사 주입, 모래 등과 같은 영구 금형 공정으로 확장되었습니다. 중력 모래 주조, 저압 모래 주조 및 소실 폼과 같은 주조 공정 지속적인 주조, 투자 주조, 모래 코어 제작, 원심 주조를 포함한 더 많은 공정 작업 공간이 현재 진행 중에 있습니다.
Simulation setup is simplified by only showing the components applicable for a given process.
Types of casting components available in a HPDC simulation. Mold pieces available in a high pressure die casting include cover and ejector dies, sliders, and shot sleeves.
Defect Prediction / 결함 예측
Identify Filling Defects using Particles 결함 예측 및 입자를 이용한 주입 결함 식별
파티클을 사용하는 FLOW-3D CAST v5를 통해 유입된 가스로 인한 충전 결함을 식별하는 것이 훨씬 쉬워 졌습니다. 결함을 식별하기가 훨씬 용이할 뿐만 아니라, 결함 예측에 따른 계산 비용도 크게 절감되었습니다.
붕괴된 가스 지역을 나타내는 보이드 입자가 도입되었습니다. 이전에 붕괴된 가스 영역은 너무 압축되어 수치 메쉬에서 해결할 수 없으면 시뮬레이션에서 사라졌습니다. 보이드 입자는 작은 기포처럼 작용하며 드래그와 압력을 통해 금속과 상호 작용합니다. 주변의 금속 압력에 따라 크기가 변하며, 주입이 끝난 후 최종 위치를 보면 공기 침투 및 산화물로 인한 잠재적인 결함이 있음을 알 수 있습니다.
Predict filling defects caused by entrapped gas using the Particle Model.
Metal/Wall Contact Time 금속/벽 접촉 시간
벽면 접촉 시간은 금형 표면에서 다른 부위보다 금속에 더 오래 노출된 부위를 식별하는 데 유용합니다. 금속 접촉 시간은 금속이 고체 구성 요소와 접촉한 시간을 나타냅니다. 예를 들어 모래 입자가 핵분해 부위의 역할을 하기 때문에 미세 먼지가 발생할 수 있습니다. 개별 솔리드 구성 요소와의 금속 접촉 시간 출력이 모든 구성 요소와의 접촉 시간을 포함하도록 확장되었습니다. 접촉 시간 계산은 출력 탭에서 벽 접촉 시간을 선택하여 활성화합니다.
Identify solidification defects with the new Thermal Modulus output.
Solidification Defect Identification 응고 결함 식별
일반적으로 라이저 크기 조정에 사용되는 열 모듈은 이제 응고 시뮬레이션에서 출력됩니다.
Risers will likely need to be placed on the circled regions.
Hot Spots 핫 스팟
또 다른 결과인 “핫 스팟”은 라이저를 찾고 크기를 조정하며, 응고 관련 결함의 가능성을 식별하는 데 유용합니다. 핫 스팟은 최종적으로 응고된 부위를 나타냅니다. 이것들은 입자들로 표현되고 뜨거운 점 크기에 의해 색깔이 변하기도 합니다. 라이저는 핫 스팟 크기가 가장 큰 곳에 배치해야 합니다.
Porosity Analysis Tool
FlowSight의 새로운 Porosity Analysis Tool은 실제적인 측면에서 porosity-related 결점을 식별합니다. 결점은 이제 순 볼륨, 최대 선형 범위, 모양 인자 및 total count로 식별됩니다.
New defect identification tools allow users to analyze porosity.
Arbitrary 2D Clips 임의 2D 클립
기능 지향적인 2D 클립은 결함을 찾기 위해 전면적으로 살펴 볼 때 유용합니다. 이전에는 클립에 표시된 금속 영역이 솔리드에 의해 점유된 셀로 확장되었습니다. 잡식의 FLOW-3D CAST v5에서 이 클립은 구성 요소를 숨기는 옵션을 선택해야만 열린 공간(예:주조 부품)의 금속을 보여 줄 수 있습니다.
Intensification Pressure 강화 압력
고압 주조 시뮬레이션에 지정된 강화 압력은 이제 매크로 및 마이크로 Porosity모델 모두에 결합되어 형성 사이의 보다 현실적인 관계를 형성합니다. 이러한 결함의 크기 및 플런저에 의해 가해지는 압력의 크기입니다.
Adjusting Shrinkage Porosity 수축 기공 조절
사용자가 금속의 특성을 수정할 필요 없이 수축 다공성의 양과 크기를 미세 조정할 수 있도록 수축 조정 계수가 추가되었습니다. 계수를 사용하면 응고 중에 체적 수축의 양을 전화로 설정하거나 줄일 수 있습니다.
Gas Pressure and Venting Efficiency 가스 압력 및 밴트 효율성 검토
사용자가 충전 결함을 식별하고 다이캐스트에서 밴트 시스템을 설계하는 데 도움을 주기 위해 마지막 국부적인 가스 압력 및 밴트 효율성 검토 결과가 주조 시뮬레이션 출력에 추가되었습니다. 가스 압력은 셀이 금속으로 채워지기 전에 셀의 마지막 보이드 압력을 기록하며, 밴트 효율은 환기구를 배치하는 것이 밴트 위치에서 공기를 배출하는 데 가장 효율적인 영역을 보여 줍니다.
Databases 데이터베이스
주조 공정에서 일반적으로 사용되는 정보의 데이터베이스는 설정 오류를 줄이고 시뮬레이션 workflow 를 개선합니다.
Configurable Simulation Monitor 구성 가능한 시뮬레이션 모니터
시뮬레이션을 실행할 때 발생하는 중요하지만 종종 힘든 작업은 시뮬레이션을 모니터링하는 것입니다. FLOW-3D CAST를 사용하면 다음과 같은 일반적인 시뮬레이션 목표를 모니터링할 수 있습니다.
게이트 속도 주형 내 고상 분율 최저/최고 용탕 온도 및 금형 온도 다양한 프로브 위치에서의 온도 시뮬레이션 진단(예:시간 스텝, 안정성 한계)
Plotting Capabilities Plotting기능
이제 시뮬레이션 관리자에는 더 많은 플롯 기능이 포함됩니다. 플롯은 사용자가 구성할 수 있으며 구성은 다른 시뮬레이션에서 사용하기 위해 데이터베이스에 저장됩니다. 사용자는 시뮬레이션 런타임 그래프와 history-data 에서 모니터링할 이력 데이터 변수를 지정할 수 있습니다. 다중 변수를 각 그래프에 입력합니다.
Conforming Meshes
임의 형상의 활성 계산 영역을 정의할 수 있도록 적합한 메쉬 기능이 확장되었습니다. 이는 메쉬 블록이 준수할 수 있는 열린 볼륨과 솔리드 볼륨을 모두 포함하여 계산 도메인의 영역을 정의하는 meshing구성 요소라고 하는 새로운 유형의 지오메트리 구성 요소를 사용합니다. 메쉬 블록은 냉각 채널이나 공동에 선택적으로 조합할 수 있어 사용자가 이러한 기하학적 객체에 대해 최적의 해상도를 선택할 수 있습니다. 이제 확인할 수 있는 메쉬가 FAVORize 탭에 표시될 수 있습니다.
Summary Views of Components/Cooling Channels
FLOW-3D CAST v5의 인터페이스는 주조 시뮬레이션에서 다양한 형상 구성 요소를 꽉 차게 보여줍니다. 2개의 새로운 형상 요약 뷰인 구성 요소 요약 뷰와 냉각 채널 요약 뷰는 기하학적 구성 요소 및 냉각 채널의 플라이 아웃을 제공하여 사용자가 신속하게 수행할 수 있도록 합니다. 중요 설정을 한 눈에 파악하고 필요한 경우 변경 할 수 있습니다.
Under the Hood
FLOW-3D CAST의 많은 강력한 구성 요소들은 Solver Engine이라고 부르는 것 들에서 중요합니다. 아래에서는 이면에서 무거운 작업을 수행하는 데 도움이 되는 몇가지 중요한 사항을 설명합니다.
Thermal Die Cycling (TDC) Model TDC(열 다이 사이클)모델
열 다이 사이클 시뮬레이션의 주입/응고 단계는 균일하지 않은 캐비티 온도를 사용하여 개선할 수 있습니다. 이제 캐비티에 있는 금속의 초기 온도는 재시작 중에 채우기 시뮬레이션을 통해 지정하거나 초기 유체 영역을 사용하는 사용자 정의 분포에서 지정할 수 있습니다. 이 기능은 옵션으로 사용할 수 있는 균일한 초기 금속 온도에 비해 다이 사이클링의 열해석의 정확성과 현실성을 높여줍니다.
Melt temperatures in the casting cavity read from a filling simulation are applied to ejector die during filling/solidification stage of thermal die cycling simulation.
Heat Transfer Coefficient Calculator for Spray Cooling 분사 냉각을 위한 열 전달 계수 계산기
스프레이 유체와 다이 표면 사이의 열 전달 계수(HTC)를 추정하는 것은 어려운 일입니다. 계산 또는 측정을 통해 값을 사용할 수 있는 경우 사용자는 이러한 값을 스프레이 거리 및 각도의 함수로 직접 지정할 수 있습니다. 새로운 기능을 통해 노즐의 스프레이 액의 유량을 기준으로 HTC를 동적으로 계산할 수 있습니다. 단일 조정 계수를 통해 스프레이 유출량을 기준으로 HTC를 미세 조정할 수 있습니다.
주조 분야 사용자들에게 제공되는 FLOW-3D 제품은 주조해석에 전문화된 FLOW-3D Cast이다. 이는 범용인 FLOW-3D를 주조분야에만 국한시켜 이 분야의 사용자가 가장 쉽게 접근, 활용할 수 있도록 사용자 환경을 재구성하였고, 공정 설계자로부터 전문 해석자까지 제품을 사용하는데 어려움이 없도록 최대한 접근성을 높여 개발되었다. <그림 1>은 FLOW-3D Cast의 GUI와 그에 따른 절차 설명을 간단히 보여주고 있다.
그림 1. FLOW-3D Cast의 GUI
FLOW-3D Cast는 대표적으로 고압 다이캐스팅, 저압 다이캐스팅, 경동주조, 중력주조, 중자성형 등 거의 주조 전분야에 대한 해석을 수행할 수 있으며, 주조 합금과 금형, 몰드 모두에 대해 유동 및 열응력 솔루션을 제공해 줄뿐만 아니라, 제품 생산 시 발생하는 불량 문제 등을 빠르게 파악하고 개선해 나갈 수 있는 방향을 제시해 줄 수 있다. FLOW-3D Cast의 각 기능에는 앞서 말한 주조 과정에서 사용되는 공정을 모델링할 수 있도록 개발되었고, 정확한 유동과 응고 결과는 물론 제품의 표면산화물, 혼입된 공기, 매크로 및 마이크로 기공, 수축공과 같은 중요한 주조 결함을 포착할 수 있는 기능이 탑재되어 있다. 또 다른 독특한 모델링 기능으로는 로봇 스프레이 냉각을 적용할 수 있는 열 다이 사이클링 기능 및 샷 슬리브 흐름 프로필, 스퀴즈 핀 및 열응력을 모델링할 수 있는 기능도 탑재되어 있다.
그림 2. FLOW-3D Cast의 주조해석 종류
이번 호에서는 대표적인 실물 예제로 여러 주조 공법 중 고압 다이캐스팅, 중력주조의 실례를 들어 설명하고 제철 및 제강 공정에서 활용된 몇 가지 사례를 덧붙여 소개하고자 한다.
1. 고압 다이캐스팅 해석 FLOW-3D Cast가 수행할 수 있는 주조 분야 중 대표적인 주조 해석은 용탕의 충진 현상이 최대 관점인 고압 다이캐스팅 해석이다. 고압 다이캐스팅은 FLOW-3D Cast 내의 GMO(General Moving Object)라는 기능을 이용하여 플런저 운동에 의한 슬리브 내의 용탕(액체화된 용융된 금속)을 제품 캐비티 안에 고속으로 밀어 넣는 공정이다. FLOW-3D Cast는 용탕의 충진 과정뿐 아니라 온도, 압력, 속도 등 사용자가 원하는 결과들을 얻을 수 있으며, 또한 용탕의 충진 과정에서 불가피하게 나타날 수 있는 표면 산화물의 생성, 혼입된 공기로 인한 미세 기공의 생성, 응고 과정 중의 수축공 등 다양한 불량 원인을 찾아 준다. 해석 사례로서 센터 블록이라는 실제 제품에 대해서 고압 다이캐스팅 해석을 수행하여 충진 및 응고 해석을 수행하여 보았다. 이 제품은 각종 유압장치들이 연결되는 부품으로 기밀성이 필수적인 제품이다. 기존에는 사각형의 알루미늄 덩어리를 가공하여 제품을 생산하였으나, 생산성 면에서 매우 뛰어나고 가벼운 고압 다이캐스팅 공법을 적용하여 생산하고 있다.
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선박 및 부유체 계류 시 계류 안정성 및 계류력 해석
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고압다이캐스팅 충진 거동 및 응고 해석
저압주조 충진 거동 및 응고 해석
경동주조 충진 거동 및 응고 해석
중력주조 충진 거동 및 응고 해석
원심주조 충진 거동 및 응고 해석
금형온도 분포 해석
제품 및 금형 열응력, 변형 해석
주조 공법 별 온도 분포, 산화물 분포 및 결함 분석
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마이크로 채널 액적 생성 연속성 및 혼합 해석
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Carbide (red) and graphite (blue) rich areas in a solidified gray iron casting.
FLOW-3D‘의 주철 모델은 hypo 및 hyper-eutectic 철-탄소-실리콘 합금의 응고를 설명합니다. FLOW-3D‘는 융해하는 혼합반응(eutectic reaction) 동안 흑연, 오스테나이트 (또는 감마 – 철) 및 탄화물 상(유동) 형성을 예측합니다. 냉각 및 고형화 동안의 용적 변화는 수축 및 다공성 형성 모델과 결합됩니다. 주철 모델은 실제 철 동결 경로와 냉각 취약성 기준을 사용하여 현장의 탄화 수소 형성을 제어합니다.
주조 공장 엔지니어의 주요 관심사 중 하나는 응고 중에 형성될 수 있는 과도한 수축 다공성입니다. 주철의 체적 변화는 대부분 액체 합금을 주입 온도에서 고체로 냉각할 때, 그리고 더욱 중요하게는 감마선, 흑연 및 탄화물 형태로 응고할 때 발생합니다. 라이저(or risering)를 배치하면 수축을 유도할 수 있는 추가 금속이 제공됩니다. 최소 비용으로 우수한 품질의 주물을 달성하기 위해서는 최적의 하역이 중요합니다. 또한 금속의 적절한 합금과 냉각을 통해 수축의 양을 제어할 수 있습니다. FLOW-3D의 주철 모델은 이러한 모든 요소를 고려하여 용융, 응고 동안 기공 형성 및 위상 개발을 예측합니다.
주철 모델 개요 / Overview of the Cast Iron Model
주철은 탄소와 실리콘이 합금 된 용융 철입니다. 탄소는 전형적으로 2.5 wt % 내지 4.5 wt % 범위로 존재하고 실리콘은 1 wt % 내지 3 wt % 범위로 존재합니다. 흑연을 안정화하고 “냉각”경향 (즉, 탄소 철의 형성)을 줄이기 위해 실리콘이 첨가됩니다. 다른 원소 및 화합물은 미량으로 존재하며 일반적으로 흑연 모양 (예 : 연성 철의 마그네슘)을 제어하거나, 추가 탈산제 (예 : 인)로 작용하거나, 흑연의 주입제 (예 : 페로 실리콘) 역할을합니다.
FLOW-3D 의 주철 모델은 주입 온도에서 응고까지 발생하는 부피 변화를 설명합니다. 액체 상태에서 냉각 중 수축; 사전 용융 감마 철 형성 동안 추가 수축; 용융 반응 동안 후속 수축 또는 팽창; 그리고 용융 반응의 끝에서 고형 선으로의 2 차 수축. 주철은 일반적으로 탄화물의 형성에 영향을 미칠 수있는 비철 상을 포함하기 때문에, 응고된 금속의 밀도에 대한 이러한상의 영향에 대해 휴리스틱 허용치 (냉각 민감성 매개 변수의 형태)가 만들어집니다.
주철 응고 모델의 잠열 방출은 초기 용융물에서 탄소와 실리콘의 농도를 사용하여 Fe-C 위상 다이어그램 [1] 에서 결정된 온도 함수 (소위 동결 경로)로 계산됩니다 . 이 모델은 유동 유무에 관계없이 일반 응고 모델과 함께 사용할 수 있습니다. 그러나 다른 단계의 형성과 관련된 체적 변화는 흐름을 포함하지 않는 단순화된 수축 모델에만 결합됩니다.
철 확장 중 금형 벽 이동의 효과는 현재 모델에 포함되지 않습니다. 금형에서 사용 가능한 공간으로 수용 할 수없는 순 체적 확장은 무시됩니다.
융해 영역에서는 융해 경계의 속도를 사용하여 국부적인 냉각 경향을 계산하고, 따라서 국부적인 탄화물의 양을 계산하므로 금형 벽 근처의 냉각 영역을 모델링 할 수 있습니다. 고체 유전체 변환 중에는 더 이상의 공기상 변화를 추적하려는 시도가 없습니다. 즉, 최종 물질 미세 구조가 예측되지 않습니다.
hyper-eutectic cast irons의 경우, 회색 및 연성 주철과 같이 초기 경화전 공정 단계에서 흑연만 형성되는 것으로 가정합니다. 즉, 이 모델은 주로 탄화물이 형성되는 사전 융해 단계에서 hyper-eutectic white irons의 응고를 포함하지 않습니다.
Cast Iron Freezing Path
주철 동결 경로는 공융 합금의 경로입니다. 이는 액상 선 온도, 공융 온도, 공융 – 시작 및 공융 – 말단 고체 분율 및 고 상면 온도에 의해 특징 지어 질 수 있습니다. 모두지만, 마지막 두 양은 평형 3 원 Fe-C-Si 상 다이어그램 [1]에서 계산됩니다. (The cast iron freezing path is that of a eutectic alloy. It can be characterized by the liquidus temperature, eutectic temperature, the eutectic-start and eutectic-end solid fractions and the solidus temperature. All, but the last two quantities are computed from the equilibrium ternary Fe-C-Si phase diagram [1].)
감마상의 탄소 용해도는 다음에 따라 중량 % 단위 의 Si 함량 에 따라 달라집니다 .
(1)
이는 Stefanescu [2]에 의해 보고된 용해도와 밀접한 관련이 있습니다. 합금의 액상 점 (섭씨 온도)은 hypo-eutectic liquidus plane :
(2)
또는 초정밀 액상 평면 [2] :
(3)
그리고 공융 혼합물 및 온도는 이들 평면의 교차점에 의해 주어집니다.
(4)
공융 반응의 시작은 레버 규칙에 의해 주어진 파생된 양입니다.
(5)
[3]의 측정은 이 근사가 많은 주철에 적합 함을 암시합니다.
흑연 공융 반응의 끝, 수수료 및 solidus Ts는 사용자 정의 수량으로 남습니다. 액체에서 인의 양의 분리를 고려하면 실제 고 상선 온도는 흑연 공융 온도보다 낮고 1100 ° C 정도로 낮습니다. 이 경우, 흑연 침전은 동결이 끝나기 전에 완료되고 동결되는 금속의 마지막 부분은 공융 밀도와 다른 밀도 ρei 에서 수행된다고 가정합니다.
흑연 공융 반응의 끝 f ee 및 고형 선 T s 는 사용자 정의 수량으로 남습니다. 액체에서 인의 양의 분리를 고려하면 실제 고 상선 온도는 흑연 공융 온도보다 낮으며 1100 ° C까지 낮습니다. 이 경우, 흑연 침전이 동결이 끝나기 전에 완료되고 동결 할 마지막 금속 부분 인 1- f ee 가 공융 밀도와 다른 밀도 ρ ei 에서 그렇게 한다고 가정합니다. ( The end of graphitic eutectic reaction, fee , and the solidus Ts, are left as user-defined quantities. If one considers positive segregation of phosphorous in the liquid, the actual solidus temperature is below the graphitic eutectic temperature, and is as low as 1100 °C. For this case, it is assumed that graphite precipitation is complete before the end of freezing, and that the last fraction of metal to freeze, 1-fee, does so at a density ρei different from the eutectic density. )
밀도 변화 / Density Changes
일반적으로 주철 주물의 과열은 크며 응고가 시작되기 전에 냉각 중 수축이 중요합니다. 액체 철 밀도의 온도 의존성은 선형 형태로 모델링됩니다 :
(6)
또는 테이블 형식으로 함수 ρ (T) 를 정의하여 .
일단 동결 범위에 들어가면 감마철은 고형분수에 도달할 때까지 형성됩니다. 이 단계의 농도 값인 ,ϒ은 7.2 g/cc입니다 [4,5,6]. 고형분수에 도달하면, 일반(흰색) 공극과 불규칙한 회색 공극이 경쟁적으로 성장하는 동안 공극 반응이 시작됩니다. 높은 동결률과 높은 황동-전방 속도에서 백색 황동은 부분적으로 황동 전방에 앞서 탄소 농도 구배가 더 낮기 때문에 안정적입니다. 낮은 Eutectic-front 속도에서는 회색 Eutectic이 안정적입니다. ( Once in the freezing range, gamma iron forms until fe solid fraction is reached. The density value of this phase, ρϒ, is a 7.2 g/cc [4,5,6]. Upon reaching fe solid fraction, the eutectic reaction begins during which a regular (white) eutectic and an irregular grey eutectic grow competitively. At high freezing rates and high eutectic-freezing-front speeds the white eutectic is stable in part due to shallower carbon concentration gradients ahead of the eutectic front. At lower eutectic-front speeds the grey eutectic is stable. )
냉기 형성을 설명하기 위해 간단한 접근 방식이 사용됩니다. In a range of eutectic freezing front speeds,
(7)
형성되는 냉기의 양은 주어진 탄소 구성에서 허용되는 최대치에서 0까지 다양합니다. 파라미터 ν-=30μ/ms, ν+=60μ/ms, Xeut은 사용자 정의 파라미터인 쿨링 취약성 기준이며, 값이 0.0 ~ 1.0 범위이고 기본값은 1입니다. 잘 절연된 철이나 특정 표면적이 높은 회색 광택제의 경우 Xeut는 0에 가깝고 추위는 형성되지 않습니다. 반면, 철이 절연되지 않은 경우 기본값인 1이 더 적합해야 합니다. Xeut의 실제 값은 예를 들어 ASTM 쿨웨지 테스트(그림 1)에서 실험적으로 결정해야 합니다. ( the amount of chill formed varies from zero to the maximum allowed for a given carbon composition. The parameters ν-=30 μ/ms, and ν+=60 μ/ms, and Xeut is the chilling susceptibility criterion, a user-defined parameter, with values in the range from 0.0 to 1.0 with the default of one. For well-inoculated iron, or for a grey eutectic with a high specific surface area, Xeut is close to zero, and no chill will form. On the other hand, if the iron is un-inoculated the default value of one should be more appropriate. The actual value of Xeut must be determined experimentally, for example, from an ASTM chill-wedge test (Fig 1.).)
Figure 1. Carbide (left) and graphite (right) content in a 3.4 wt% C, 1.7 wt% Si iron with Xeut=0.25 (top) and Xeut=0.40 (bottom)
주조물의 순 체적 변화는 응고 과정에서 형성되는 서로 다른 상의 양과 액체 수축의 결합 효과입니다. 그림 2는 3.4wt %의 탄소와 2.5wt %의 실리콘을 갖는 합금에 대한 3 가지 상이한 과열 온도에 대한 금속 부피의 변화를 보여줍니다. 더 큰 과열은 금속 체적의 순수한 감소로 이어. 그래파이트 형성으로 인해 응고 동안 나중에 팽창은 체적의 손실을 보상 할 수 없습니다.
Figure 2. Computed volume vs. time for three pouring temperatures for a 3.4 wt % C, 2.5 wt % Si cast iron. From top to bottom: 1250, 1400 and 1550°C pouring temperatures.
Summary
동결시 철의 밀도 변화를 추적하고 흑연, 오스테나이트 및 탄화물 상을 포함하는 미세 구조를 예측하기 위한 주철 모델을 기술하였습니다. 이 모델은 단순 응고 수축 및 미세 다공성 모델에 대한 옵션입니다. 고형물 (> 2 %)을 함유 한 철의 변성 열을 정의하기 위해 유동이 있건, 없건 응고 중에 사용할 수 있습니다. 수축 및 팽창 모두 흐름없이 모델에 포함됩니다. 팽창을 위한 공간이 없는 경우를 제외하고 팽창은 무시됩니다.
References
[1] G. Goodrich and John Svoboda, “Basic Concepts of Ferrous Metallurgy,” Cast Metals Institute, Inc., American Foundry Society, Inc., 1997.
[2] D. M. Stefanescu, S. Katz, “Thermodynamic Properties of Iron-Base Alloys,” ASM Handbook Volume 15, Casting (ASM International), 2008.
[3] K.G. Upadhya, D.M. Stefanescu, K. Lieu and D.P. Yeager, “Computer-Aided Cooling Curve Analysis: Principles and Applications in Metal Casting,” AFS Transactions, Vol. 97, 1989, 61-66.
[4] AFS, “Gating Calculations for Iron Castings,” spreadsheet, 2009.
[5] Von Alfred Holzmuller, VDG and Robert Wlodawer, VDG, “Zehn Jahre Speiser-Eingrs-Verfahren fur Guseisen,” Giesserei, 1963.
[6] G. Goodrich, “Introduction to Cast Irons,” ASM Handbook, Volume 15: Casting, 2008, pp 794-795.
[7] A. Starobin, M.C. Carter, “Modeling Volume Changes and High Temperature Microstructure in Cast Iron,” Flow Science Technical Note FSI-11-TN89, 2011.
FLOW-3D® now has a model for predicting the occurrence of small bubbles otherwise known as micro-porosity. The model is simple, requires only the basic material property data and adds virtually no CPU time to a solidification simulation.
As with macro-porosity, this porosity is caused by shrinkage, however, it develops at a later stage in the solidification process.
Overview Cast metal parts are sometimes unusable because they have internal gas pockets, or bubbles, which develop when the metal shrinks during solidification. A general term describing such bubbles or voids is “porosity.” When these bubbles are relatively large and localized the porosity is called macro-porosity. Prediction of macro-porosity in the interior of cast parts is a capability of most software packages currently used for the modeling of metal casting processes. Another type of porosity, characterized by a more uniform distribution of small bubbles with a total average volume fraction on the order of one percent, is referred to as micro-porosity. This type of porosity is also caused by metal shrinkage during solidification, but its character is different from macro-porosity because it develops at a later stage in the solidification process. This distinction in types of porosity is important because each type requires a different modeling approach. In this note we propose a new model that has been implemented in FLOW-3D® for predicting the occurrence of micro-porosity. The model is simple, requires only basic material property data, and adds virtually no noticeable CPU time to a solidification simulation. Best of all, the model is complimentary to macro-porosity models and may be used in conjunction with either a complete hydrodynamic shrinkage simulation that includes fluid flow or with simpler heat-transfer and shrinkage simulation having no fluid flow. The new model has been checked using three sets of experimental test data. A final test, involving only qualitative results for the influence of pressure on micro-porosity formation has also been conducted.
주조 기술 중 하나인 고압 다이 캐스팅 해석시 다른 많은 주조해석 소프트웨어에서 큰 문제들이 나타납니다. 충진되어야 할 부분은 대부분 매우 얇은 두께를 가지고 있어서 형상 구현에 필요한 격자의 수가 크게 증가되어야 합니다. 무엇보다도 금속은 높은 압력과 매우 빠른 속도로 금형안의 빈 공간에 충진됩니다. 금형 내부로 분사되고 비산하는 유동은 이 과정에서 혼입 된 공기로 인한 기포결함, 제품이 완전히 충진되기 전에 냉각이 시작하면서 발생하는 탕주름과 산화물 결함으로 이어질 수 있습니다. FLOW-3D는 실질적인 금형 충진 해석의 정밀도를 향상시키기 위해 정확성이 고도로 향상된 TruVOF™ 추적기법과 복잡한 형상을 모델링하는FAVOR ™ 기법을 포함하고 있습니다. 또한 FLOW-3D는 혼입 된 공기, 열 응력, 미세 결함 영역을 검출하기 위한 다양한 모델을 가지고 있습니다.
Thermal Die Cycling (금형온도분포, 금형싸이클링)
Die cycling 해석은 다이캐스팅 금형이 수천 개의 제품 생산에 반복적으로 사용되기 때문에 고압 다이 캐스팅에 필수적인 공정입니다. 생산시 모든 주조품에 대해서 동일한 금형 온도를 유지하는 것은 매우 중요한데, 이는 금형온도에 따라 주조품의 결괌이 발생할 수 있기 때문입니다. FLOW-3D는 다이캐스팅 싸이클에서 발생하는 금형 가열(충진, 응고), 스프레이, 에어 블로우로부터 온도 분포를 해석하므로 사용자는 냉각 채널의 위치를 정확하고 효과적으로 예측할 수 있습니다.
Shot Sleeve Optimization (슬리브 유동 최적화)
고압다이캐스팅에서 슬리브는 금형 속에 용탕을 빠르게 밀어넣는 데 사용됩니다. 일반적으로 슬리브는 수평으로 위치되고, 용탕은 슬리브 상면의 주입구를 통해 부어집니다. 플런저는 금형 반대편에서 슬리브를 통해 금형 안쪽으로 용탕을 밀어 넣게 됩니다. 적절하게 설계된 플런저 이동조건은 슬리브 내부의 공기 혼입을 최소화하고 슬리브에서의 응고를 피하기 위해 가능한 한 빨리 금형에 용탕을 충진하게 설계되어야 합니다. 하지만, 피스톤이 너무 빨리 이동하는 경우, 슬리브 내에서 용탕의 겹침현상이 발생하여 주조품에 공기 갇힘 결함이 나타날 수 있습니다. FLOW-3D는 다이캐스팅 해석시 플런저 이동에 따른 슬리브 내부의 유동을 실제와 동일하게 반영하여 이와 같은 기포 결함을 최소화할 수 있습니다.
Filling Simulations (충진해석)
고압 다이 캐스팅을 해석할 때, 가장 어려운 과제는 고압 및 고속으로 금형에 충진되는 용탕의 유동을 정확하게 추적하는 것입니다. 많은 주조해석 소프트웨어에서 용탕의 분사와 비산을 정확하게 모사하지 못하는 것이 제품의 결함 예측에 가장 큰 장애물이됩니다. FLOW-3D의 TruVOF™ method는 설계 엔지니어들이 금형내부에서 최적의 유동 패턴을 유도하기 위해 게이트의 위치를 확인하고, 오버 플로우의 위치를 확인하는데 핵심적인 역할을 할 수 있습니다.
Modeling Solidification (응고모델링)
Courtesy of Littler Diecast Corporation
FLOW-3D는 엔지니어로 하여금 최종 제품의 품질에 영향을 미칠 수 있는 내부 기공(porosity)의 발생을 알수 있도록 합니다. FLOW-3D는 2원계합금(binary alloy)의 편석(segregation)을 해석할 수 있습니다. 해석에 의한 온도 이력은 냉금(chill) 또는 냉각라인(cooling line)이 추가되거나 수정 될 필요가 있는지, 초기 용탕 온도를 변경해야 하는지 등을 결정하는데 도움을 줍니다. FLOW-3D는 내부 미세수축공의 형성, 열응력 및 2원계합금의 편석을 예측할 수 있습니다.
FLOW-3D는아래 시설물과 같은 도시의 수처리 시설물 설계와 분석에 매우 활발하게 사용되고 있습니다:
Mixing, settling, and contact tanks
Control structures like weirs, gates, ramps, and orifices
Combined sewer (CSO) and stormwater sewer (SSO) overflow facilities
Pump and lift stations
Treatment plant headworks
Filtration systems and passive earth and stone filters
Baffle and wall placement
Hydraulic efficiency and short-circuiting
Vortex formation simulated with FLOW-3D
FLOW-3D는 자유표면, 가압(pressurized), 미임계(sub-critical)와 초임계(super-critical) 흐름조건 등을 전환하는 자유표면과 제한된 흐름패턴 모두와 균일한 모델 상태에 최적화되어 있습니다. 추가 물리 패키지를 포함하여 대부분의 복잡한 상황을 모델링 FLOW-3D에 포함되어 있습니다 :
Flow bulking due to air entrainment
Air bubble escape and air pocket pressurization
Drifting and settling particulate matter and the effect on the flow pattern of sediment accumulation
Chemical reactions
Moving gates and paddles
Fast-spinning bladed objects, pumps, and impellers
Dissolving and eroding solids
Granular flow (slurries)
적용사례
정수장 : DAF SYSTEMS
용존공기부상법 (DAF Systems: Dissolved Air Floation )
가압상태에서 과포화된 물을 감압시키면, 미세기포가 발생되어 상승하면서 수중의콜로이드물질과 충돌/부착되는 원리를 이용하여 수중의 부유물질을 제거하는 수처리 방법
Two Phase(Water+Air)/Drift Flux을 이용 기포에 의한 지내의 유동양상을 파악
해석을 통한 기존 구조물의 문제점 파악하여 개선
정수장 : 펌프장 해석
정수장: 분말활성탄접촉조
v분말활성탄 접촉조 : 유입구의 구조, 수로의 장폭비, 도류벽구조에 의한 변화 -> 최적형상 도출
v해석을 통해 각종 Index(Morill Index, Modal Index 등) 분석
정수장: 응집제의 확산
G, 혼화지 구조에 따른 turn over time, 지내 속도 분포, 체류시간(t), 등 분석
완속 혼화기, 급속혼화기에서 응집제의 혼화 및 분산 효과 파악
정수장: 분배수로 유량분배
분배수로의 기능 : 응집지 및 침전비 별로 균일하게 물을 분배함
분배수로의 구조에 따른 응집지 유입수의 유량분배 해석
구조별 유량분배 문제점 파악 및 개선방안 제시
구조별 유량분배를 정량화하여 정수장 효율 향상에 기여함.
정수장: 응집지 속도구배(du/dy) 검증
응집기내부의 유동양상 및 속도구배(G)를 규명하여 최적의 운영조건 도출
정수장: 여과지 역세척
Strainer를 통한 역세척수 유입 시 유동양상 해석 실시
역세척 시 압력분포의 균일성, 사수부, 침전수의 월류여부 파악
여과 및 역세척의 문제점 파악하여 효율향상 극대화
정수장: 정수지 실험–해석 비교
정수지의 기능 : 염소를 균일하게 혼화
정수지 유동양상 및 염소 농도, 체류시간 해석으로 CT 값 예측 및 문제점 개선
실험과의 비교를 통하여 정확성 확보
기존 정수지의 효율향상 및 최적 정수지 형태 제안
정수지는 분말활성탄접촉조와 기능과 형상 유사
정수장 : 침전지– 대기온도, 일사량 등 외부조건 고려
대기온도, 일사량 등 외부조건을 고려한 침전지 유동해석 실시
침전지 내부의 밀도류 발생 원인 분석 및 Floc의 운동양상, 제거효율을 해석
실험과의 비교를 통하여 정확성 확보
정수장: 취수탑 선택취수
v취수탑 : 상수도·관개·수력발전용 물을 저수지나 하천으로부터 끌어들이기 위한 구조물
v취수탑의 선택취수 문제 해석 사례
v취수탑 개도 조건에 따른 유출수온도, 조류 유입, 수심별 유입량 등을 예측
하수처리장 : 침전지
침전지 : 하수와 슬러지의 분리 및 배출 기능
해석목적
2차 침전지에서 유량 분배 문제점 파악
2차 침전지에서 유입부 개선안 도출
2차 침전지내의 슬러지 배출 개선안 도출
하수처리장 : 침전지 유량분배 및 유속
구조물의 형상, 유량에 따른 침전지 유동해석
각 지별 유량 분배 균등 여부 파악
슬러지의 재부상(scouring) 여부 예측 및 방지 방안 검토
월류형식, 유입부의 위치 및 규격, 등 설계 요소를 조절하여 균등 분배 유도
하수처리장 : 침전지 월류부 해석
침전지 월류부 유동양상 파악
침전지 형상, 월류부 형상에 따른 유속분포 비교
사수부 파악 및 단락류 최소화를 위한 월류부 형상 결정
슬러지의 월류부 개선을 통한 효율 향상
하수처리장 : 침전지 침전효율
구조물의 형상별, 처리 유량별 침전효율, 사수부 평가
균일한 유속분포에 의한 침전효율 향상
침전지 형상, 유입부 위치, 등을 변경하여 효율 비교
체류시간 검토를 통한 효율 비교
슬러지 침전형태의 비교
하수처리장 : 무산소조
하수처리장 : 무산소조
하수 및 반송슬러지의 혼합, 임펠러의 회전에 의한 혼합양상 해석 실시
유입수 및 내부반송수의 유속분포, 혼합농도 평가
단락류 발생정도 파악 및 완전교반 유도에 유리한 설계방안 검토
내부반송량, 반송슬러지 유입관의 위치 개선으로 효율 향상
하수처리장 : 담체의 부상
설계 요소에 따른 담체의 분포 및 흐름 양상 예측
해석 설계 요소 : 조의 형상, 펌프의 용량 및 위치, 내부 배플의 형상
하수처리장 : 호기조 (Aerator)
호기조내 체류시간 분석
기포의 분포, 조내 위치별 D.O 예측
단락류 발생 정도 및 사수부 파악
폭기량 및 폭기 방식에 따른 내부 유동양상을 통한 효율예측
하수처리장 : 호기조 (D.O 예측)
용존산소량 (Dissolved Oxygen) : 물 속에 녹아 있는 산소량 è 수온이 높아지거나 오염되면 DO감소
조내 산기관에 의해 오염수를 전체적으로 용존산소량 증가 목적 è 조내 사수부, 체류시간 분석
산기관에 의한 공기 방울의 분포 및 D.O 분포를 수류의 흐름을 고려하여 예측
호기조의 구조 및 산기관의 배치에 따른 효율 분석
하수처리장 : 막분리조
막분리조내의 수류순환 유동해석 실시
Air 유입과 Membrane내의 수류순환 유동 검토
사수부 최소화를 위한 구조 변경 (유입부 방식, 위치 및 산기관 위치, 등)
처리 유량에 따른 내부 효율 변화 검토 – 운영조건 제시
하수처리장 : SBR/PSBR 호기공정
송풍기 작동시 원수와 슬러지의 혼합양상 분석
수중포기기와 송풍기의 작동에 의해 조 내의 슬러지 혼합 활성화 여부 판단 : 수중포기기와 송풍기의 적절한 위치 및 회전수 조절에 의해 개선안 제시 가능
하수처리장 : SBR/PSBR 배출공정
조 내의 유출게이트 OPEN하여 조 내의 상등수 배출양상 분석
바닥의 슬러지 유출없이 배출가능 여부 해석을 통하여 파악 슬러지가 배출되지 않도록 내의 형상 및 문제점 개서안 제시
![Fig. 10. Optical micrograph of an onion ring feature in FSW AA6061/Al2O3/20p crosssection [35].](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/image-918.webp)
![Fig. 3. Reinforcement types — (a) fibres, (b) whiskers, and (c) particles [19].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/image-917.webp)
![Fig. 10. Optical micrograph of an onion ring feature in FSW AA6061/Al2O3/20p crosssection
[35].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/image-918.webp)
![Fig. 14. Microhardness profile across the weld region of AA6061/SiC/10p at different heat
inputs following FSW[42].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/image-919.webp)
![Fig. 1. (a) Dimensions of the casting with runners (unit: mm), (b) a melt flow simulation using Flow-3D software together with Reilly's model[44], predicted that a large amount of bifilms (denoted by the black particles) would be contained in the final casting. (c) A solidification simulation using Pro-cast software showed that no shrinkage defect was contained in the final casting.](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-1a-shows-the-dimensions-of-the-casting-with-runners.png)
![Fig. 6 Melt pool boundary comparison between the experiment [25] and the simulation](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-6-Melt-pool-boundary-comparison-between-the-experiment-25-and-the-simulation.png)
![Fig. 7 Equilibrium points during the formation of vapor column [27]](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-7-Equilibrium-points-during-the-formation-of-vapor-column-27.png)
![Fig. 11 Melt pool boundary compared with the experiment [21] for 195 W laser power and 400 mm/s scan speed](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/s-scan-speed.png)
![Fig. 14 Pore number and volume from a different level of power with LED = 0.4 J/mm [29]](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/mm-29.png)
![Fig. 16 Intensity dependence in the relationship between vapor column and evaporation pressure [27]](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-16-Intensity-dependence-in-the-relationship-between-vapor-column-and-evaporation-pressure-27.png)
![Fig. 7. Comparison of mold filling times for a plate pattern with three ingates: (a) measured values by thermometric technique [18]; (b) predicted filling times based on basic CHTC model with gravity effect; and (c) predicted filing times based on the VHTC model with heat transfer coefficient changing with gas pressure; (d) mold filling time at the right-and wall of the mold for the plate pattern with three ingates.](https://www.flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-7.-Comparison-of-mold-filling-times-for-a-plate-pattern-with-three-ingates-a-measured-values-by-thermometric-technique.png)
![\displaystyle \rho \left( T \right)={{\rho }_{0}}\left[ {1-\alpha \left( {T-{{T}_{0}}} \right)} \right]](https://s0.wp.com/latex.php?latex=%5Cdisplaystyle+%5Crho+%5Cleft%28+T+%5Cright%29%3D%7B%7B%5Crho+%7D_%7B0%7D%7D%5Cleft%5B+%7B1-%5Calpha+%5Cleft%28+%7BT-%7B%7BT%7D_%7B0%7D%7D%7D+%5Cright%29%7D+%5Cright%5D&bg=ffffff&fg=000000&s=0 "\displaystyle \rho \left( T \right)={{\rho }_{0}}\left[ {1-\alpha \left( {T-{{T}_{0}}} \right)} \right]")
![\displaystyle {{\nu }_{e}}\in \left[ {\frac{{\nu -}}{{{{X}_{{eut}}}}},\frac{{\nu +}}{{{{X}_{{eut}}}}}} \right]](https://s0.wp.com/latex.php?latex=%5Cdisplaystyle+%7B%7B%5Cnu+%7D_%7Be%7D%7D%5Cin+%5Cleft%5B+%7B%5Cfrac%7B%7B%5Cnu+-%7D%7D%7B%7B%7B%7BX%7D_%7B%7Beut%7D%7D%7D%7D%7D%2C%5Cfrac%7B%7B%5Cnu+%2B%7D%7D%7B%7B%7B%7BX%7D_%7B%7Beut%7D%7D%7D%7D%7D%7D+%5Cright%5D&bg=ffffff&fg=000000&s=0 "\displaystyle {{\nu }_{e}}\in \left[ {\frac{{\nu -}}{{{{X}_{{eut}}}}},\frac{{\nu +}}{{{{X}_{{eut}}}}}} \right]")
