재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 심포지엄 2023

재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 심포지엄 안내

아래와 같이 재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 특화연구센터 센터에서 금년 첫 회를 맞이하는 ReUSV 심포지엄을 개최한다고 합니다.

아래에 초대장 전문을 소개합니다.

재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 심포지엄 2023
재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 심포지엄 2023

안녕하신지요.

재사용 무인 우주비행체 고도화기술(ReUSV) 특화연구센터 센터장 김종암입니다.

2023 ReUSV 심포지엄을 11월 14 ~ 15일 양일간 국내외 산학연 항공우주 전문가들을 모시고 홍천 비발디파크에서 개최합니다. 

금년 첫 회를 맞이하는 ReUSV 심포지엄은 재사용 무인 우주비행체 고도화 기술 특화연구센터와 한국항공우주학회가 공동으로 주관하여, 국내 재사용 무인 우주비행체 분야의 기술현황과 연구성과를 공유하고 산학연 기술교류를 도모할 목적으로 구성하였습니다.

최근 저궤도 민간 우주수송에 대한 수요가 증가하고 있으며 군사적 측면에서도 미래 안보 환경으로서 우주방위의 중요성이 크게 부각되고 있습니다. 

ReUSV 특화연구센터는 미래 우주서비스 시장을 주도하고 우주안보 환경 변화에 대응할 수 있는 무인 우주 기동 플랫폼 개발을 위한 핵심 기초 기술 확보를 목적으로 설립된 방위사업청 지정 센터입니다. 

뉴스페이스 시대에 발맞춰 재사용 무인 우주비행체 기술의 최신 연구성과와 국내외 동향을 공유할 수 있는 뜻깊은 자리를 마련하였으니 국내 산학연 관계자 및 연구 실무자 분들의 많은 참여를 기대해봅니다.

올해 처음으로 개최되는 ReUSV 심포지엄이 우주비행체 분야에 관심있는 국내외 연구자들의 활발한 참여와 교류의 장이 되기를 기대합니다. 

이를 통해 본 센터가 핵심 기초 기술을 개발하고 공유하는 산학연 기술협력 허브로서의 기능을 충실히 할 수 있도록 지속적으로 노력하겠습니다. 

이번 심포지엄의 성공적인 개최를 위해 많은 도움을 주신 국내외 연사분들과 센터 관계자 분들께 진심으로 감사드리며, 산학연 연구자 분들의 지속적인 성원과 참여를 요청 드립니다.

감사합니다.

센터장 김종암 드림

Fig. 6 LH2 isotherms at 1020 s.

액체-수소 탱크를 위한 결합된 열역학-유체-역학 솔루션

Coupled thermodynamic-fluid-dynamic solution for a liquid-hydrogen tank

G. D. Grayson

Published Online:23 May 2012 https://doi.org/10.2514/3.26706

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Introduction

ROPELLANT 열 성층화 및 외부 교란에 대한 유체 역학적 반응은 발사체와 우주선 모두에서 중요합니다. 과거에는 결합된 솔루션을 제공할 수 있는 충분한 계산 기술이 부족하여 이러한 문제를 개별적으로 해결했습니다.1

이로 인해 모델링 기술의 불확실성을 허용하기 위해 큰 안전 계수를 가진 시스템이 과도하게 설계되었습니다. 고중력 환경과 저중력 환경 모두에서 작동하도록 설계된 미래 시스템은 기술적으로나 재정적으로 실현 가능하도록 과잉 설계 및 안전 요소가 덜 필요합니다.

이러한 유체 시스템은 열역학 및 유체 역학이 모두 중요한 환경에서 모델의 기능을 광범위하게 검증한 후에만 고충실도 수치 모델을 기반으로 할 수 있습니다. 상용 컴퓨터 코드 FLOW-3D2는 유체 역학 및 열 모델링 모두에서 가능성을 보여주었으며,1 따라서 열역학-유체-역학 엔지니어링 문제에서 결합된 질량, 운동량 및 에너지 방정식을 푸는 데 적합함을 시사합니다.

발사체의 복잡한 액체 가스 시스템에 대한 포괄적인 솔루션을 달성하기 위한 첫 번째 단계로 액체 유체 역학과 열역학을 통합하는 제안된 상단 단계 액체-수소(Lit) 탱크의 간단한 모델이 여기에 제시됩니다. FLOW-3D FLOW-3D 프로그램은 Los Alamos Scientific Laboratory에서 시작되었으며 마커 및 셀 방법에서 파생된 것입니다.3 현재 상태로 가져오기 위해 수년에 걸쳐 광범위한 코드 수정이 이루어졌습니다.2

프로그램은 다음과 같습니다. 일반 Navier-Stokes 방정식을 풀기 위해 수치 근사의 중앙 유한 차분 방법을 사용하는 3차원 유체 역학 솔버입니다. 모멘텀 및 에너지 방정식의 섹션은 특정 응용 프로그램에 따라 활성화 또는 비활성화할 수 있습니다.

코드는 1994년 9월 13일 접수를 인용하기 위해 무액체 표면, 복잡한 용기 기하학, 여러 점성 모델, 표면 장력, 다공성 매체를 통한 흐름 및 응고와 함께 압축성 또는 비압축성 유동 가정을 제공합니다. 1995년 1월 15일에 받은 개정; 1995년 2월 17일 출판 승인.

ROPELLANT thermal stratification and fluid-dynamic response to external disturbances are of concern in both launch vehicles and spacecraft. In the past these problems have been addressed separately for want of sufficient computational technology to provide for coupled solutions.1 This has resulted in overdesigned systems with large safety factors to allow for the uncertainty in modeling techniques. Future systems designed to perform in both highand low-gravity environments will require less overdesign and safety factors to be technically and financially feasible. Such fluid systems can be based on high-fidelity numerical models only after extensive validation of the models’ capabilities in environments where both the thermodynamics and the fluid dynamics are important. The commercial computer code FLOW-3D2 has shown promise in both fluid-dynamic and thermal modeling,1 thus suggesting suitability for solving the coupled mass, momentum, and energy equations in thermodynamic-fluid-dynamic engineering problems. As a first step to achieving a comprehensive solution for complex liquidgas systems in a launch vehicle, a simple model of a proposed upper-stage liquid-hydrogen (Lit) tank incorporating the liquid fluid dynamics and thermodynamics is presented here. FLOW-3D The FLOW-3D program originated at the Los Alamos Scientific Laboratory and is a derivative of the marker-and-cell method.3 Extensive code modifications have been made over the years to bring it to its present state.2 The program is a three-dimensional fluiddynamic solver that uses a central finite-difference method of numerical approximation to solve the general Navier-Stokes equations. Sections of the momentum and energy equations can be enabled or disabled depending on the particular application. The code provides compressible or incompressible flow assumptions with liquid free surfaces, complex container geometries, several viscosity models, surface tension, flow though porous media, and solidification, to cite Received Sept. 13, 1994; revision received Jan. 15, 1995; accepted for publication Feb. 17, 1995. Copyright © 1995 by the American Institute of Aeronautics and Astronautics, Inc. All rights reserved. *Engineer/Scientist, Propulsion Analysis and Hydraulics, Space Transportation Division, MS 13-3, 5301 Bolsa Avenue. Member AIAA. a few of the possibilities. Further information on FLOW-3D’s capabilities and details of the numerical algorithms can be found in Ref. 2

Fig. 1 Axial-acceleration history.
Fig. 1 Axial-acceleration history.
Fig. 2 Heat flux histories.
Fig. 2 Heat flux histories.
Fig. 3 LHi isotherms at 50 s.
Fig. 3 LHi isotherms at 50 s.
Fig. 4 LH2 isotherms at 300 s
Fig. 4 LH2 isotherms at 300 s
Fig. 5 LH2 isotherms at 880 s.
Fig. 5 LH2 isotherms at 880 s.
Fig. 6 LH2 isotherms at 1020 s.
Fig. 6 LH2 isotherms at 1020 s.
Fig. 7 Tank-outlet temperature history.
Fig. 7 Tank-outlet temperature history.
Fig. 2 Modeling of bubble point test apparatus (left) and computational grid (righ

Flow-3d를 이용한 표면장력 탱크용메시스크린모델링

Modeling of Mesh Screen for Use in Surface TensionTankUsing Flow-3d Software

Hyuntak Kim․ Sang Hyuk Lim․Hosung Yoon․Jeong-Bae Park*․Sejin Kwon

ABSTRACT

Mesh screen modeling and liquid propellant discharge simulation of surface tension tank wereperformed using commercial CFD software Flow-3d. 350 × 2600, 400 × 3000 and 510 × 3600 DTW mesh screen were modeled using macroscopic porous media model. Porosity, capillary pressure, and drag
coefficient were assigned for each mesh screen model, and bubble point simulations were performed. The
mesh screen model was validated with the experimental data. Based on the screen modeling, liquidpropellant discharge simulation from PMD tank was performed. NTO was assigned as the liquidpropellant, and void was set to flow into the tank inlet to achieve an initial volume flowrate of
liquid propellant in 3 × 10-3 g acceleration condition. The intial flow pressure drop through the meshscreen was approximately 270 Pa, and the pressure drop increased with time. Liquid propellant
discharge was sustained until the flow pressure drop reached approximately 630 Pa, which was near
the estimated bubble point value of the screen model.

초 록

상용 CFD 프로그램 Flow-3d를 활용하여, 표면 장력 탱크 적용을 위한 메시 스크린의 모델링 및 추진제 배출 해석을 수행하였다. Flow-3d 내 거시적 다공성 매체 모델을 사용하였으며, 350 × 2600, 400× 3000, 510 × 3600 DTW 메시 스크린에 대한 공극률, 모세관압, 항력계수를 스크린 모델에 대입 후, 기포점 측정 시뮬레이션을 수행하였다.

시뮬레이션 결과를 실험 데이터와 비교하였으며, 메시 스크린 모델링의 적절성을 검증하였다. 이를 기반으로 스크린 모델을 포함한 PMD 구조체에 대한 추진제 배출 해석을 수행하였다. 추진제는 액상의 NTO를 가정하였으며, 3 × 10-3 g 가속 조건에서 초기 유량을만족하도록 void를 유입시켰다. 메시 스크린을 통한 차압은 초기 약 270 Pa에서 시간에 따라 증가하였으며, 스크린 모델의 예상 기포점과 유사한 630 Pa에 이르기까지 액상 추진제 배출을 지속하였다.

Key Words

Surface Tension Tank(표면장력 탱크), Propellant Management Device(추진제 관리 장치),
Mesh Screen(메시 스크린), Porous Media Model(다공성 매체 모델), Bubble Point(기포점)

서론

    우주비행체를 미소 중력 조건 내에서 운용하 는 경우, 가압 기체가 액상의 추진제와 혼합되어 엔진으로 공급될 우려가 있으므로 이를 방지하 기 위한 탱크의 설계가 필요하다.

    다이어프램 (Diaphragm), 피스톤(Piston) 등 다양한 장치들 이 활용되고 있으며, 이 중 표면 장력 탱크는 내 부의 메시 스크린(Mesh screen), 베인(Vane) 등 의 구조체에서 추진제의 표면장력을 활용함으로 써 액상 추진제의 이송 및 배출을 유도하는 방 식이다.

    표면 장력 탱크는 구동부가 없는 구조로 신뢰성이 높고, 전 부분을 티타늄 등의 금속 재 질로 구성함으로써 부식성 추진제의 사용 조건 에서도 장기 운용이 가능한 장점이 있다. 위에서 언급한 메시 스크린(Mesh screen)은 수 십 마이크로미터 두께의 금속 와이어를 직조한 다공성 재질로 표면 장력 탱크의 핵심 구성 요소 중 하나이다.

    미세 공극 상 추진제의 표면장력에 의해 기체와 액체 간 계면을 일정 차압 내에서 유지시킬 수 있다. 이러한 성질로 인해 일정 조 건에서 가압 기체가 메시 스크린을 통과하지 못 하게 되고, 스크린을 탱크 유로에 설치함으로써 액상의 추진제 배출을 유도할 수 있다.

    메시 스크린이 가압 기체를 통과시키기 직전 의 기체-액체 계면에 형성되는 최대 차압을 기포 점 (Bubble point) 이라 칭하며, 메시 스크린의 주 요 성능 지표 중 하나이다. IPA, 물, LH2, LCH4 등 다양한 기준 유체 및 추진제, 다양한 메시 스 크린 사양에 대해 기포점 측정 관련 실험적 연 구가 이루어져 왔다 [1-3].

    위 메시 스크린을 포함하여 표면 장력 탱크 내 액상의 추진제 배출을 유도하는 구조물 일체 를 PMD(Propellant management device)라 칭하 며, 갤러리(Gallery), 베인(Vane), 스펀지(Sponge), 트랩(Trap) 등 여러 종류의 구조물에 대해 각종 형상 변수를 내포한다[4, 5].

    따라서 다양한 파라미터를 고려한 실험적 연구는 제약이 따를 수 있으며, 베인 등 상대적으로 작은 미소 중력 조건에서 개방형 유로를 활용하는 경우 지상 추진제 배출 실험이 불가능하다[6]. 그러므로 CFD를 통한 표면장력 탱크 추진제 배출 해석은 다양한 작동 조건 및 PMD 형상 변수에 따른 추진제 거동을 이해하고, 탱크를 설계하는 데 유용하게 활용될 수 있다.

    상기 추진제 배출 해석을 수행하기 위해서는 핵심 요소 중 하나인 메시 스크린에 대한 모델링이 필수적이다. Chato, McQuillen 등은 상용 CFD 프로그램인 Fluent를 통해, 갤러리 내 유동 시뮬레이션을 수행하였으며, 이 때 메시 스크린에 ‘porous jump’ 경계 조건을 적용함으로써 액상의 추진제가 스크린을 통과할 때 생기는 압력 강하를 모델링하였다[7, 8].

    그러나 앞서 언급한 메시 스크린의 기포점 특성을 모델링한 사례는 찾아보기 힘들다. 이는 스크린을 활용하는 표면 장력 탱크 내 액상 추진제 배출 현상을 해석적으로 구현하기 위해 반드시 필요한 부분이다. 본 연구에서는 자유표면 해석에 상대적으로 강점을 지닌 상용 CFD 프로그램 Flow-3d를 사용하여, 메시 스크린을 모델링하였다.

    거시적 다공성 매체 모델(Macroscopic porous mediamodel)을 활용하여 메시 스크린 모델 영역에 공극률(Porosity), 모세관압(Capillary pressure), 항력 계수(Drag coefficient)를 지정하고, 이를 기반으로 기포점 측정 시뮬레이션을 수행, 해석 결과와 실험 데이터 간 비교 및 검증을 수행하였다.

    이를 기반으로 메시 스크린 및 PMD구조체를 포함한 탱크의 추진제 배출 해석을 수행하고, 기포점 특성의 반영 여부를 확인하였다.

    Fig. 1 Real geometry-based mesh screen model (left)
and mesh screen model based on macroscopic
porous media model in Flow-3d (righ
    Fig. 1 Real geometry-based mesh screen model (left) and mesh screen model based on macroscopic porous media model in Flow-3d (righ
    Fig. 2 Modeling of bubble point test apparatus (left)
and computational grid (righ
    Fig. 2 Modeling of bubble point test apparatus (left) and computational grid (righ)
    Fig. 3 Modeling of sump in a tank (left) and lower part
of the sump structure (right)
    Fig. 3 Modeling of sump in a tank (left) and lower part of the sump structure (right)

    참 고 문 헌

    1. David J. C and Maureen T. K, ScreenChannel Liquid Aquisition Devices for Cryogenic Propellants” NASA-TM-2005- 213638, 2005
    2. Hartwig, J., Mann, J. A. Jr., Darr, S. R., “Parametric Analysis of the LiquidHydrogen and Nitrogen Bubble Point Pressure for Cryogenic Liquid AcquisitionDevices”, Cryogenics, Vol. 63, 2014, pp. 25-36
    3. Jurns, J. M., McQuillen, J. B.,BubblePoint Measurement with Liquid Methane of a Screen Capillary Liquid AcquisitionDevice”, NASA-TM-2009-215496, 2009
    4. Jaekle, D. E. Jr., “Propellant Management Device: Conceptual Design and Analysis: Galleries”, AIAA 29th Joint PropulsionConference, AIAA-97-2811, 1997
    5. Jaekle, D. E. Jr., “Propellant Management Device: Conceptual Design and Analysis: Traps and Troughs”, AIAA 31th Joint Propulsion Conference, AIAA-95-2531, 1995
    6. Yu, A., Ji, B., Zhuang, B. T., Hu, Q., Luo, X. W., Xu, H. Y., “Flow Analysis inaVane-type Surface Tension Propellant Tank”, IOP Conference Series: MaterialsScience and Engineering, Vol. 52, No. 7, – 990 – 2013, Article number: 072018
    7. Chato, D. J., McQuillen, J. B., Motil, B. J., Chao, D. F., Zhang, N., CFD simulation of Pressure Drops in Liquid Acquisition Device Channel with Sub-Cooled Oxygen”, World Academy of Science, Engineering and Technology, Vol. 3, 2009, pp. 144-149
    8. McQuillen, J. B., Chao, D. F., Hall, N. R., Motil, B. J., Zhang, N., CFD simulation of Flow in Capillary Flow Liquid Acquisition Device Channel”, World Academy of Science, Engineering and Technology, Vol. 6, 2012, pp. 640-646
    9. Hartwig, J., Chato, D., McQuillen, J.,  Screen Channel LAD Bubble Point Tests in Liquid Hydrogen”, International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 39, No. 2, 2014, pp. 853-861
    10. Fischer, A., Gerstmann, J., “Flow Resistance of Metallic Screens in Liquid, Gaseous and Cryogenic Flow”, 5th European Conferencefor Aeronautics and Space Sciences, Munich, Germany, 2013
    11. Fries, N., Odic, K., Dreyer, M., Wickingof Perfectly Wetting Liquids into a MetallicMesh”, 2nd International Conference onPorous Media and its Applications inScience and Engineering, 2007
    12. Seo, M, K., Kim, D, H., Seo, C, W., Lee, S, Y., Jang, S, P., Koo, J., “Experimental Study of Pressure Drop in CompressibleFluid through Porous Media”, Transactionsof the Korean Society of Mechanical Engineers – B, Vol. 37, No. 8, pp. 759-765, 2013.
    13. Hartwig, J., Mann, J. A., “Bubble Point Pressures of Binary Methanol/Water Mixtures in Fine-Mesh Screens”, AlChEJournal, Vol. 60, No. 2, 2014, pp. 730-739
    図3 He ガスストリッパー装置の図と全景.

    RIKEN RIBF의 He-Gas 스트리퍼 및 회전 디스크 스트리퍼

    He Gas Stripper and Rotating Disk Stripper at the RIKEN RIBF

    理研 RI ビームファクトリーにおける He ガスと回転ディスクストリッパー

    今尾 浩士 *・長谷部 裕雄 *

    서론

    우라늄 빔 등 중원소 빔의 대강도화는 다양한 단수명 원자핵을 생성·이용하고 우주에서의 원소 합성을 이해하기 위한 필수 과제이다. 중이온의 가속에 있어서는, 복수의 가속기를 이용하여, 고에너지까지 캐스케이드상으로 가속해 가지만, 효율적인 가속을 위해 도중의 하전 변환 과정은 필수 과정이라고 할 수 있다.

    리켄 RI 빔팩토리(RIBF) 1)에서는 가장 무거운 우라늄 등의 가속에 있어서, 2회의 하전 변환을 실시하고 있다.

    그러나 기존에 사용해 온 고정형 탄소막 스트리퍼 2)의 내구성은 대강화의 원리적 병목이며, 미국 FRIB 계획 3) 등을 포함한 차세대 RI 생성 시설의 공통 문제에서도 있었다. RIBF는 가스 4-7)과 회전형 디스크 8, 9)를 사용하여 고강도 우라늄을 견딜 수있는 스트리퍼를 개발했다.

    RIBF에서 238U 빔의 가속도를 그림 1에 나타내었다. 28 GHz의 초전도 ECR 이온 소스 (10, 11)로 생성 및 선별 된 238U35 +는 입사기 RILAC2와 4 개의 링 사이클로트론 (RRC, fRC, IRC, SRC)을 사용하여 345 MeV / u까지 가속된다.

    스트리퍼는 RRC 가속 후 11 MeV / u와 fRC 가속 후 51 MeV / u에서 두 번 사용된다. 첫 번째 단계는 He 가스 스트리퍼를 사용하며 U35 +에서 U64 +로 변환한다. 두 번째 단계는 회전 흑연 시트 디스크 스트리퍼이며 U64 +에서 U86 +로 변환한다.

    중이온 스트리퍼는 총 열 부하, 파워 손실이라는 의미에서는 전혀 작지만, 특히 큰 것은 단위 길이 에너지 손실 dE/dx이며, 이에 특유의 어려움이 있다. 우라늄의 dE / dx는 특히 크고, 수 MeV / u-50 MeV / u 정도까지의 스트리퍼는 dE / dx가 크고 두께가 고체로서는 얇아지기 때문에 어렵다.

    우리의 11 MeV / u에서의 목표 강도 10 pA는 dE / dx로 정규화 된 경우, 예를 들어 400 MeV의 양성자 빔이라면 500 mA라고 불리우는 강도에 해당한다. 또한 우라늄의 국부적 인 에너지 손실로 인한 비선형 피해도보고되었으며 상황은 더욱 심각하다.

    예를 들어 제1 스트리퍼로 탄소막을 사용했을 경우, 1 µm 정도 이하의 박막을 사용하지 않을 수 없고, 취약성, 불균일성과의 싸움으로, 열 제거도 어렵다. 실제로 RIBF 초기에 사용 된 고정형 탄소막 2)에서는 우라늄 빔 20pnA 정도의 조사 강도에서도 사용 가능 시간은 반일 정도였다. 그런 다음 두 번째 스트리퍼에서도 비슷한 상황이 발생했다.

    현재 사용하고 있는 He 가스 스트리퍼와 회전형 그라파이트 디스크 스트리퍼는 당시의 약 100배의 강도라도 사용 시간을 거의 신경쓸 필요가 없을 정도의 내구성을 가지고 있다.

    본 논문에서는 He 가스 스트리퍼와 회전형 스트리퍼에 대해 개요와 고출력 표적으로서의 측면을 중심으로 설명한다.

    図1 He ガスと回転ディスクストリッパーを用いた現在の RIBF ウラン加速スキーム.
    図1 He ガスと回転ディスクストリッパーを用いた現在の RIBF ウラン加速スキーム.
    図2 様々な厚さの He ガスによる11 MeV/u 238U の荷電分布.
    図2 様々な厚さの He ガスによる11 MeV/u 238U の荷電分布.
    図3 He ガスストリッパー装置の図と全景.
    図3 He ガスストリッパー装置の図と全景.
    図4 かく乱板の写真(上)と位置依存性(下).
    図4 かく乱板の写真(上)と位置依存性(下).
    図5 オリフィスから噴出する He のマッハ数の CFD 計算 (Solidworks flow simulation).
    図5 オリフィスから噴出する He のマッハ数の CFD 計算 (Solidworks flow simulation).
    図6 238U ビームによる He ガス温度上昇の実験値と計算値 の比較.実験値は輸送条件の異なる幾つかの RUN の データをプロットしている.
    図6 238U ビームによる He ガス温度上昇の実験値と計算値 の比較.実験値は輸送条件の異なる幾つかの RUN の データをプロットしている.
    図7 マクロパルスの長さと周期を変えた時のΔt の変化 (上)とマクロパルスの構造(下).
    図7 マクロパルスの長さと周期を変えた時のΔt の変化 (上)とマクロパルスの構造(下).
    図8 ガスジェットカーテン法コンセプト.
    図8 ガスジェットカーテン法コンセプト.
    図9 シール効果とガス置換効果(上)とオリフィスの大口径 化(下).
    図9 シール効果とガス置換効果(上)とオリフィスの大口径 化(下).
    図10 2 次元ラバール式ノズルによるガスジェットカーテ ンの計算例(Solidworks flow simulation).図はマッハ 数のプロットである.
    図10 2 次元ラバール式ノズルによるガスジェットカーテ ンの計算例(Solidworks flow simulation).図はマッハ 数のプロットである.
    図11 4 枚目の Be ディスク.左使用前,右使用後.
    図11 4 枚目の Be ディスク.左使用前,右使用後.
    図12 40 mg/cm2 グラッシーカーボンディスク
    図12 40 mg/cm2 グラッシーカーボンディスク
    図13 GS ディスク.左使用前,右使用後.
    図13 GS ディスク.左使用前,右使用後.
    図14 GTF ディスク.左使用前,右使用後.
    図14 GTF ディスク.左使用前,右使用後.
    図15 U ビーム照射中の GTF ディスク
    図15 U ビーム照射中の GTF ディスク
    図16 アクセスドア用ガラス. 左変色したガラス,右新品のガラス
    図16 アクセスドア用ガラス. 左変色したガラス,右新品のガラス

    References

    1) Y. Yano: Nucl. Instrum. Methods 261, 1009 (2007).
    2) ACF-Metals Arizona Carbon Foil Co. Inc.: http://www.
    techexpo.com/firms/acf-metl.html
    3) J. Wei et al.: “Progress towards the Facility for Rare Isotope Beams,” in Proceedings of 2013 North American
    Particle Accelerator Conference (NA-PAC’13), Pasadena,
    CA, U.S.A., September 2013, pp. 1453–1457.
    4) H. Kuboki, H. Okuno, S. Yokouchi, H. Hasebe, T. Kishida,
    N. Fukunishi, O. Kamigaito, A. Goto, M. Kase and Y.
    Yano: Phys. Rev. Spec. Top. Accel. Beams 13, 093501
    (2010).
    5) H. Okuno, N. Fukunishi, A. Goto, H. Hasebe, H. Imao, O.
    Kamigaito, M. Kase, H. Kuboki, Y. Yano, S. Yokouchi and
    A. Hershcovitch: Phys. Rev. Spec. Top. Accel. Beams 14,
    033503 (2011).
    6) H. Imao, H. Okuno, H. Kuboki, S. Yokouchi, N. Fukunishi,
    O. Kamigaito, H. Hasebe, T. Watanabe, Y. Watanabe, M.
    Kase and Y. Yano: Phys. Rev. Spec. Top. Accel. Beams
    15, 123501 (2012).
    7) H. Imao et al.: “R&D of Helium Gas Stripper for Intense
    Uranium Beams,” in Proceedings of the Twentieth International Conference on Cyclotrons and their Applications
    (CYC2013), Vancouver, BC, Canada, September 2013, pp.
    265–268.
    8) H. Hasebe, H. Okuno, A. Tatami, M. Tachibana, M. Murakami, H. Kuboki, H. Imao, N. Fukunishi, M. Kase and O.
    Kamigaito: AIP Conf. Proc. 1962, 030004 (2018).
    9) H. Hasebe, H. Okuno, A. Tatami, M. Tachibana, M. Murakami, H. Imao, N. Fukunishi, M. Kase and O. Kamigaito:
    EPJ Web of Conferences 229, 01004 (2020).
    10) T. Nakagawa, M. Kidera, Y. Higurashi, J. Ohonishi, A.
    Goto and Y. Yano: Rev. Sci. Instrum. 79, 02A327 (2008).
    11) Y. Higurashi, J. Ohnishi, K. Ozeki, M. Kidera and T. Nakagawa: Rev. Sci. Instrum. 85, 02A953 (2014).
    12) 小山亮,内山暁仁,今尾浩士,渡邉環:RIBF にお
    けるシステム統合のためのガスストリッパー制御の
    更新,PASJ2019, FRPH003 (2019).
    13) H. Imao et al.: “Development of gas stripper at RIBF,” in
    Proceedings of the 9th International Particle Accelerator
    Conference (IPAC2018), Vancouver, BC, Canada, April
    2018, pp. 41–46.
    14) A. Akashio, K. Tanaka, H. Imao and Y. Uwamino: EPJ
    Web of Conferences 153, 01022 (2017).
    15) H. Imao et al.: “Charge Stripper Ring for Cyclotron
    Cascade,” in Proceedings of the Twenty-first International Conference on Cyclotrons and their Applications
    (CYC2016), Zurich, Switzerland, September 2016, pp.
    155–159.
    16) H. Imao: JINST 15, P12036 (2020).
    17) H. Kuboki, H. Okuno, A. Hershcovitch, T. Dantsuka, H.
    Hasebe, K. Ikegami, H. Imao, O. Kamigaito, M. Kase,
    T. Maie, T. Nakagawa and Y. Yano: J. Radioanal. Nucl.
    Chem. 299, 1029 (2014).
    18) N. Ikoma, Y. Miyake, M. Takahashi, H. Okuno, S. Namba,
    K. Takahashi, T. Sasaki and T. Kikuchi: Rev. Sci. Instrum. 91, 053503 (2020).
    19) H. Ryuto, H. Hasebe, N. Fukunishi, S. Yokouchi, A. Goto,
    M. Kase and Y. Yano: Nucl. Instrum. Methods Phys. Res.
    A 569, 697 (2006).
    20) H. Hasebe, H. Okuno, H. Kuboki, H. Imao, N. Fukunishi, M.
    Kase and O. Kamigaito: J. Radioanal. Nucl. Chem. 305,
    825 (2015).
    21) Crystal Optics Inc.: http://www.crystal-opt.co.jp.
    22) TANKEN SEAL SEIKO Co., LTD.: http://www.tanken
    seal.co.jp.
    23) Kaneka Corporation: http://www.elecdiv.kaneka.co.jp.
    24) H. Hasebe, H. Okuno, H. Imao, N. Fukunishi, M. Kase and
    O. Kamigaito: Proceedings of the 16th annual meeting of
    PASJ, p. 9 (2019).
    25) A. Tatami, Y. Kawashima, M. Murakami, K. Murashima
    and M. Tachibana: Proceedings of the 14th annual meeting of PASJ, p. 159 (2017).

    Heat and Mass Transfer in a Cryogenic Tank in Case of Active-Pressurization

    능동 가압의 경우 극저온 탱크의 열 및 물질 전달

    Heat and Mass Transfer in a Cryogenic Tank in Case of Active-Pressurization

    하이라이트

    헤닝 슈플러 옌스 게르스트만DLR 독일 항공 우주 센터, 우주 시스템 연구소, 28359 Bremen, Germany

    상변화 및 공액 열전달을 포함하는 압축성 2상 솔버 개발.

    분석 솔루션으로 솔버를 성공적으로 검증.

    극저온 탱크의 압력 및 온도 변화에 대한 정확한 시뮬레이션.

    자유 표면에서의 물질 전달 분석.

    Abstract

    압력 요구 사항을 예측하는 것은 극저온 추진 시스템의 주요 과제 중 하나입니다. 이러한 맥락에서 증발 및 응축 현상을 고려한 탱크 여압을 시뮬레이션하기 위한 수치 모델을 개발하여 적용하였습니다. 

    새로운 솔버는 PISO(splitting of operator) 알고리즘이 있는 압력 암시적 방법을 기반으로 하는 OpenFOAM의 약한 압축성 다상 솔버와 기울기 기반 위상 변화 모델을 결합합니다. 날카로운 인터페이스를 유지하기 위해 인터페이스에 인접한 셀에 질량 소스 용어가 적용됩니다. 

    첫째, 모델은 1차원 상 변화 문제와 중력이 없는 상태에서 과열된 액체에서 증기 기포의 성장이라는 두 가지 분석 솔루션에 대해 검증되었습니다. 

    두 번째 단계에서는 검증된 모델을 극저온 가압 실험에 적용했습니다. 측정된 압력 거동은 수치 모델이 양호한 근사값으로 확인될 수 있습니다. 

    수치 모델을 사용하면 물리적 거동에 대한 추가 통찰력을 얻을 수 있습니다. 응축 및 증발 효과는 가압 중 및 가압 후의 압력 발생에 상당한 영향을 미칩니다. 기액 계면에서 일어나는 상변화로 인한 질량유동은 계면의 위치와 시간에 따라 달라진다. 벽에서 직접적으로 증발이 지배적이며 액체 표면의 중앙 영역에서 응결이 발생합니다. 

    응축 및 증발 효과는 가압 중 및 가압 후의 압력 발생에 상당한 영향을 미칩니다. 기액 계면에서 일어나는 상변화로 인한 질량유동은 계면의 위치와 시간에 따라 달라진다. 벽에서 직접적으로 증발이 지배적이며 액체 표면의 중앙 영역에서 응결이 발생합니다. 

    응축 및 증발 효과는 가압 중 및 가압 후의 압력 발생에 상당한 영향을 미칩니다. 기액 계면에서 일어나는 상변화로 인한 질량유동은 계면의 위치와 시간에 따라 달라진다. 벽에서 직접적으로 증발이 지배적이며 액체 표면의 중앙 영역에서 응결이 발생합니다.

    Predicting the pressurant requirements is one of the key challenges for cryogenic propulsion systems. In this context, a numerical model to simulate the tank pressurization that considers evaporation and condensation phenomena was developed and applied. The novel solver combines the a gradient-based phase change model with a weakly compressible multiphase solver of OpenFOAM based on the pressure implicit method with splitting of operator (PISO) algorithm. To maintain a sharp interface the mass source terms are applied to the cells adjacent to the interface. First, the model is validated against two analytical solutions: the one-dimensional phase change problem and secondly, the growth of a vapor bubble in a superheated liquid in the absence of gravity. In a second step, the validated model was applied to a cryogenic pressurization experiment. The measured pressure behavior could be confirmed with the numerical model being in a good approximation. With the numerical model further insights into the physical behavior could be achieved. The condensation and evaporation effects have a significant impact on the pressure development during and after the pressurization. The mass flows due to phase change occurring at the vapor-liquid interface depend on interface location and time. Directly at the wall, evaporation becomes dominant while condensation occurs at the center area of the liquid surface.

    1. Fig. 1. Calculation of the gradient at the interface: On the left side the interface…
    2. Fig. 2. Mass source term distribution: First the sharp mass source term ρ0, which is…
    3. Fig. 3. a) Layout of the Stefan-Problem: a vapor is located between a liquid and a…
    4. Fig. 4. Bubble in a superheated liquid: The left side depicts the calculated and…
    5. Fig. 5. Modified drawing of the dewar (as documented in [5] [6]; dimensions in mm) and…
    6. Fig. 6. Schematic presentation of the pressure evoluation in the dewar: Initial…
    7. Fig. 7. Simulation of the pressurization phase: The diagram shows the pressure…
    8. Fig. 8. Turbulent thermal diffusivity in pressurization and relaxation phase
    9. Fig. 9. Comparison of the pressure evolution in the relaxation phase of the solver with…
    10. Fig. 10. On the left side the temperature evolution in the bulk of the gas phase is shown
    11. Fig. 11. Heat Flux profile over the interface caused by evaporation with details of the…
    12. Fig. 12. Temperatures field with velocity vectors at 420 seconds after the start of the…
    13. Fig. 13. Heat transfer to the liquid from the wall and the freesurface with and without…

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    키워드

    Pressurization, Phase Change, CFD, Propellant Management, 가압, 상 변화, 추진제 관리

    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.

    AZ91 합금 주물 내 연행 결함에 대한 캐리어 가스의 영향

    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.

    Keywords

    Magnesium alloyCastingOxide film, Bifilm, Entrainment defect, Reproducibility

    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 , 56] .

    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%).

    아연미네소타마그네슘
    9.40.610.150.020.0050.0017잔여

    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).

    그림 1

    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).

    그림 2

    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 3

    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.

    그림 4

    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.

    그림 5

    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] .

    그림 6

    표 2 . EDS 결과(wt.%)는 그림 6에 표시된 영역에 해당합니다 (커버 가스: SF 6 /공기).

    영형마그네슘NS아연NSNS
    그림 6 (b)의 어두운 영역3.481.3279.130.4713.630.570.080.73
    그림 6 (b)의 밝은 영역3.5884.4811.250.68

    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).

    그림 7

    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(  8b)은 산화막 표면에 반점을 나타내었다. 반점의 직경은 수백 나노미터에서 수 마이크론 미터까지 다양했습니다.

    그림 8

    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 .

    그림 9

    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 ).

    영형마그네슘NS아연NSNS
    그림 8 (a)의 어두운 영역7.253.6469.823.827.030.86
    그림 8 (a)의 밝은 영역2.100.4482.8313.261.36

    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 .

    그림 10

    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).

    그림 11

    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.

    그림 12

    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.

    단계 1-2는 도 10 에 도시 된 다층 구조의 형성 과정을 이론적으로 검증하였다 .

    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.

    그림 13

    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 [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  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.

    그림 14

    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. .

    그림 15

    또한 저자의 이전 출판물 [69] 은 선형화된 Weibull 플롯의 단점을 보여주었으며, 이는 Weibull 추정 의 더 높은 편향과 잘못된 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
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    planar representation (cross-section at tank centre).

    Analysis of cryogenic propellant behaviour in microgravity and low thrust environments*

    미세 중력 및 저 추력 환경에서 극저온 추진체 거동 분석

    M.F. Fisher, G.R. Schmidt and J.J. Martin
    NASA Marshall Space Flight Center, Huntsville, AL 35824, USA

    Abstract

    우주선 비행 작업 (예 : 엔진 재시동 및 유체 전달) 중 극저온 추진제의 동작과 반응을 이해하는 것은 추진체 설계에서 매우 중요한 측면입니다. 엔진 연소 전 적절한 안정과 임무의 모든 단계에서 효과적인 차량 제어를 보장하려면 유체 움직임 및 슬로시 증폭에 대한 정확한 예측이 필요합니다.

    이러한 유형의 분석을 강화하기 위해 Marshall Space Flight Center (MSFC)는 최근 Flow Sciences Inc에서 개발 한 CFD 패키지인 FLOW-3D를 인수했습니다. 이 문서에서는 FLOW-3D 모델 예측을 MSFC 드롭 타워 테스트 데이터와 비교한 최근 검증에 대해 설명합니다. 테스트는 원래 Saturn S-IVB 단계 액체 수소 (LH 2) 탱크의 설계 및 성능 평가를 지원하기 위해 1960 년대에 수행되었지만, 데이터는 FLOW-3D 모델의 정확성을 검증하는데 유용한 것으로 입증되었습니다.

    Understanding the behaviour and response of cryogenic propellants during spacecraft flight operations (e.g., engine restart and fluid transfer) is an extremely important aspect of vehicle design. Accurate predictions of fluid motion and slosh amplification are needed to ensure proper settling prior to engine burn and effective vehicle control throughout all phases of the mission. To augment analyses of this type, Marshall Space Flight Center (MSFC) recently acquired FLOW-3D, a CFD package developed by Flow Sciences Inc. This paper describes a recent validation in which FLOW-3D model predictions were compared with MSFC drop tower test data. Although the tests were originally conducted in the 1960s to support design and performance assessments of the Saturn S-IVB stage liquid hydrogen (LH 2) tank, the data have proven useful for verifying the accuracy of the FLOW3D model.

    Keywords: space cryogenics; propellants; microgravity

    planar representation (cross-section at tank centre).
    planar representation (cross-section at tank centre).

    Comparison of FLOW-3D calculations with very large amplitude slosh data

    매우 큰 진폭 슬로시 데이터와 FLOW-3D 계산 비교

    소속 표시 : Sicilian, J. M.;Tegart, J. R.

    Abstract

    액체 모션 및 유체력의 3차원 흐름 컴퓨터 시뮬레이션은 기존 테스트 데이터와 상관관계가 있습니다. 하나의 실험 데이터 세트는 우주 왕복선 외부 탱크의 산소 탱크의 스케일 모델을 기반으로 하며, 다른 세트는 서브 스케일 탱크에서 제어된 가속 환경을 생성하는 낙하 탑 테스트에서 파생됩니다.

    다양한 드롭 타워 실험의 시뮬레이션은 큰 유체 변위 조건에서 총 유체 움직임을 예측하는 신뢰할 수 있는 능력을 보여줍니다. 컨테이너에 유체가 가해지는 힘의 예측은 이전 계산에 비해 개선되고, 예측된 힘은 측정된 데이터와 타이밍과 추세에 동의하며, 양력 측정 및 예측의 크기에 대한 불확실성은 그 사이의 관찰된 차이를 설명하기에 충분하다는 점에 유의합니다.

    IN: Computational experiments; Proceedings of the ASME/JSME Pressure Vessels and Piping Conference, Honolulu, HI, July 23-27, 1989 (A90-32339 13-31). New York, American Society of Mechanical Engineers, 1989, p. 23-30.

    Figure 5.6 Experimental set-up equipped with high-speed camera system

    COMPUTATIONAL FLUID DYNAMIC MODELLING OF LASER ADDITIVE MANUFACTURING PROCESS AND EFFECT OF GRAVITY

    전산 유체 역학 레이저 첨가제 모델링 제조 공정 및 중력의 영향

    A thesis submitted to
    The University of Manchester
    For the degree of
    Doctor of Philosophy (PhD)
    In the Faculty of Science and Engineering
    2017
    Heng Gu
    School of Mechanical, Aerospace and Civil
    Engineering

    레이저 적층 제조 (LAM)는 재료를 층별로 선택적으로 추가하여 하나 또는 여러 개의 레이저 빔을 사용하여 재료를 융합하거나 응고시키는 3D 부품을 형성하는 것을 기반으로 합니다.

    LAM 공정을 조사하는 데 상당한 양의 작업을 할 수 있지만 다른 재료 성장 방향에서 중력 및 동적 유체 흐름 특성의 영향에 대해서는 알려진 바가 거의 없습니다.

    레이저 제조 기술의 발전과 함께 LAM은 실린더 본체, 터빈 블레이드의 표면 클래딩, 해양 드릴링 헤드, 다양한 증착 방향이 일반적으로 필요한 슬리브 및 몰드의 측벽을 비롯한 다양한 환경에서 점점 더 많이 사용되고 있습니다. 또한 공간 적층 제조의 경우 운영 환경이 매우 낮거나 무중력을 경험하게 됩니다.

    LAM 프로세스를 모델링하기 위한 수치적 방법 개발에 대한 이전 연구에서 많은 노력을 기울였습니다. 그러나 이전 모델링 작업의 대부분은 자유 표면 형성을 고려하지 않고 용융 풀 역학 개발에 초점을 맞추었습니다. 몇 가지 조사에만 동적 유동 용융 풀에 대한 재료 추가 분석이 포함됩니다.

    다양한 재료 증착 방향 및 무중력 효과에서 수행 할 때 모든 복잡한 기능을 사용하여 증착 프로세스를 시뮬레이션하고 중력 효과를 고려할 수 있는 모델을 개발하는 작업은 발견되지 않았습니다.

    이 연구에서는 재료 추가, 표면 장력, 용융 및 응고, 중력, 온도 의존 재료 속성, 자유 표면 형성 및 이동을 포함한 복합 공정 요인을 고려한 LAM 공정을 위해 3 차원 과도 전산 유체 역학 모델이 ​​구축되었습니다. 열원. 레이저 금속 증착 공정에 대한 더 나은 이해는 수치적으로 그리고 실험적으로 이루어졌습니다.

    이 연구는 단일 레이어의 증착, 여러 인접 패스 및 돌출 된 피쳐가 있는 완전한 3 차원 형상을 다루었습니다. 증착 공정 중 다양한 증착 방향과 무중력 및 매우 낮은 중력에 대한 중력의 영향을 조사하고 그 영향을 최소화하기 위해 공정 매개 변수를 최적화 했습니다.

    이 연구는 또한 층별 재료 추가를 기반으로 레이저 좁은 갭 용접 공정의 기본 현상과 용접 공정이 다른 방향으로 수행 될 때 중력이 홈 내부의 용융 풀 형성에 미치는 영향을 이해하는 데까지 확장되었습니다.

    용융 풀 개발 이력 및 온도 분포를 분석하여 공정 중에 표면 장력 계수의 영향을 논의했습니다. 현재 모델의 도움으로 증착 불균일성, 증착 양단의 돌출부, 경사, 융착 부족, 계단 효과, 표면 파형, 중력 변화로 인한 붕괴 등 다양한 결함을 설명 하였습니다.

    이러한 모든 결함을 제거하기 위한 해당 솔루션이 제시되었습니다. 무중력 레이저 적층 제조에 대한 연구는 이전에 보고되지 않았던 몇 가지 새로운 현상을 발견하여 우주에서 미래의 레이저 3D 프린팅을 위한 길을 닦았습니다.

    Figure 1.1 Diagram for thesis structure
    Figure 1.1 Diagram for thesis structure
    Figure 2.1 Basic construction of a laser system [8]
    Figure 2.1 Basic construction of a laser system [8]
    Figure 2.3 Schematic of a diode laser system [12]
    Figure 2.3 Schematic of a diode laser system [12]
    Figure 2.4 Principle of a cladding pumped fibre laser [13]
    Figure 2.4 Principle of a cladding pumped fibre laser [13]
    Figure 2.5 Concept of a thin disk laser [14]
    Figure 2.5 Concept of a thin disk laser [14]
    Figure 2.7 Lateral powder injection [12]
    Figure 2.7 Lateral powder injection [12]
    Figure 2.9 Laser additive manufacturing using wire, (a) front feeding, (b) rear feeding,  wire placed at (c) leading edge, (d) centre and (e) trailing edge of melt pool [23, 24]
    Figure 2.9 Laser additive manufacturing using wire, (a) front feeding, (b) rear feeding, wire placed at (c) leading edge, (d) centre and (e) trailing edge of melt pool [23, 24]
    Figure 2.20 Bead geometry at the beginning of the deposition with different surface  tension gradient (a) Negative, (b) positive, (c) Mixed [85]
    Figure 2.20 Bead geometry at the beginning of the deposition with different surface tension gradient (a) Negative, (b) positive, (c) Mixed [85]
    Figure 2.22 Simulation of humping effect in high-speed gas tungsten arc welding [91]
    Figure 2.22 Simulation of humping effect in high-speed gas tungsten arc welding [91]
    Figure 2.25 (a) Melt pool shape formed by Marangoni stress only, (b) Melt pool shape  formed by gravity force only, (c) Melt shape formed by the combination of those two  forces together [122]
    Figure 2.25 (a) Melt pool shape formed by Marangoni stress only, (b) Melt pool shape formed by gravity force only, (c) Melt shape formed by the combination of those two forces together [122]
    Figure 2.27 Growth rate and temperature gradient on solidification boundary with  different melt pool shape [120]
    Figure 2.27 Growth rate and temperature gradient on solidification boundary with different melt pool shape [120]
    Figure 2.29 Two different methods to produce overhang structures[136]
    Figure 2.29 Two different methods to produce overhang structures[136]
    Figure 2.30 Contact angle of a water droplet adhering on a glass window [142]
    Figure 2.30 Contact angle of a water droplet adhering on a glass window [142]
    Figure 2.31 Stress components of a single track laser deposition (a) x-direction, (b) ydirection, (c) z-direction, (d) von Mises equivalent stress [151]
    Figure 2.31 Stress components of a single track laser deposition (a) x-direction, (b) ydirection, (c) z-direction, (d) von Mises equivalent stress [151]
    Figure 2.32 Phase fraction of martensite during laser metal deposition [160]
    Figure 2.32 Phase fraction of martensite during laser metal deposition [160]
    Figure 4.15 Development of melt pool and velocity field 0.588 s, 1.2 s, 1.896 s, 2.4 s
    Figure 4.15 Development of melt pool and velocity field 0.588 s, 1.2 s, 1.896 s, 2.4 s
    Figure 4.33 Two methods to print C, (A) raster (B) offset out
    Figure 4.33 Two methods to print C, (A) raster (B) offset out
    Figure 5.4(a) Cavitar laser illumination system (b) High-speed camera in horizontal  position
    Figure 5.4(a) Cavitar laser illumination system (b) High-speed camera in horizontal position
    Figure 5.5 Schematic diagrams of wire laser deposition process (a) flat (b) vertical
    Figure 5.5 Schematic diagrams of wire laser deposition process (a) flat (b) vertical
    Figure 5.6 Experimental set-up equipped with high-speed camera system
    Figure 5.6 Experimental set-up equipped with high-speed camera system
    Figure 5.7 2-layer deposition result and cross-section (a) top view, (b) experimental  cross section, (c) cross-section of modelling result
    Figure 5.7 2-layer deposition result and cross-section (a) top view, (b) experimental cross section, (c) cross-section of modelling result
    Figure 5.13 Temperature and melt pool-velocity field history for case 8, (a&f:0.36 s,  b&g:1.44 s, c&h:1.80 s, d&i:1.908 s, e&j:2.196 s)
    Figure 5.13 Temperature and melt pool-velocity field history for case 8, (a&f:0.36 s, b&g:1.44 s, c&h:1.80 s, d&i:1.908 s, e&j:2.196 s)
    Figure 5.16 Comparison of melt pool evolution for cases with big and small spot size
    Figure 5.16 Comparison of melt pool evolution for cases with big and small spot size
    Figure 6.27 (a,b,c) before re-melting, (d,e,f) after re-melting
    Figure 6.27 (a,b,c) before re-melting, (d,e,f) after re-melting

    6.5 Conclusion

    좁은 갭 용접 공정의 다양한 측면을 다루는 3 차원 모델이 구축되었습니다. 용접 비드와 측벽 사이의 융합 현상이 없는 것은 필러 재료와 측벽을 녹일 수 있는 충분한 에너지를 제공 할 수 없는 낮은 열 입력으로 인한 것일 수 있습니다.

    증가된 레이저 출력을 적용하거나 재 용융 패스를 수행 한 후 더 나은 표면 품질을 얻을 수 있고 측벽과의 융합 부족을 제거 할 수 있습니다. 용접 비드의 모양이 볼록한 모양에서 오목한 모양으로 바뀌고 측면 벽과의 좋은 젖음이 실현 될 수 있습니다.

    다양한 위치에서 좁은 틈새 용접에 대한 중력의 영향을 조사했습니다. 용융 풀 전면의 경사 모양은 중력의 영향으로 다르게 나타납니다.

    반면, 홈이 없는 기판의 증착 공정과 비교할 때 대부분의 열을 전달하는데 도움이 되는 측벽의 존재로 인해 중력의 영향이 감소했습니다.

    마지막 패스 중에 중력은 일부 평평하지 않은 위치에서 심각한 낙하 및 붕괴 문제를 일으킬 수 있습니다. 이것은 표면에 더 큰 용융 풀이 형성되어 중력과 표면 장력 사이의 균형이 깨졌기 때문입니다. 수직 업 위치에서 좁은 간격 용접 공정 동안 다른 중력 수준이 적용되었습니다.

    용접 비드와 측벽 사이의 융합 부족은 중력 수준이 증가함에 따라 관찰 될 수 있습니다. 중력이 증가하면 용융 풀의 뒤쪽 영역으로 더 많은 액체 재료가 이동하여 더 심각한 물방울과 볼록한 모양의 용접 비드가 발생합니다.

    용융 풀 개발 이력의 도움으로 용접 비드가 더 이상 그루브에 있지 않거나 측벽과의 직접적인 접촉이 적을 때 전도를 통해 더 적은 열이 방출 될 수 있기 때문에 용융 풀 부피가 크게 증가한다는 것을 알 수 있습니다.

    좁은 간격 용접 공정에 대한 표면 장력 계수의 영향을 조사했습니다. 양의 표면 장력 계수를 적용하면 용접 비드가 홈 내부에서 덜 오목한 것처럼 보였고 측벽의 습윤 조건이 음의 ∂γ / ∂T 조건의 경우만큼 좋지 않았습니다.

    측벽이 없으면 용접 비드는 표면의 마지막 패스 동안 음의 계수와 양의 계수 케이스 사이에 더 많은 차이를 보여줍니다. 표면 장력 계수는 홈 내부의 측벽과의 융합 상태를 결정하는 데 중요한 역할을 했습니다.

    두꺼운 부분의 좁은 틈새 용접 중에 여러 번 통과하는 용접 비드 개발이 조사되었습니다. 비드 모양은 열 축적으로 인해 더 많은 패스가 증착 될수록 더 오목 해집니다. 패스 간의 융합 부족은 때때로 다음 패스의 재 용융 공정을 통해 제거 될 수 있습니다. 이종 재료를 사용한 좁은 틈새 용접 프로세스가 성공적으로 시뮬레이션되었습니다.

    중심선을 따라 용융 풀과 용접 비드의 비대칭 형성은 재료 열 특성의 차이에 기인 할 수 있으며, 결과적으로 측벽과의 융합 부족을 유발할 수 있습니다.

    비드 비대칭 문제는 수평 위치에서 용접 공정을 수행하거나 총 열 입력을 증가시켜 열전도율이 높은 측벽을 녹이는 방식으로 피할 수 있습니다. 재 용융 공정은 표면 품질을 향상시키고 모재와의 융착 문제를 제거하기 위해 용접된 표면에 적용 할 때 유용한 것으로 밝혀졌습니다.

    Figure 10.—Temperature contour time sequence for an EDS scale propellant tank at a jet mixing velocity of 0.06 m/s.

    Computational Fluid Dynamics (CFD) Simulations of Jet Mixing in Tanks of Different Scales

    NASA/TM—2010-216749

    Kevin Breisacher and Jeffrey Moder
    Glenn Research Center, Cleveland, Ohio

    Prepared for the57th Joint Army-Navy-NASA-Air Force (JANNAF) Propulsion Meetingsponsored by the JANNAF Interagency Propulsion CommitteeColorado Springs, Colorado, May 3–7, 2010

    Abstract

    극저온 추진제의 장기 공간 저장을 위해 축류 제트 믹서는 탱크 압력을 제어하고 열 층화를 줄이기위한 하나의 개념입니다. 1960 년대부터 현재까지 10 피트 이하의 탱크 직경에 대한 광범위한 지상 테스트 데이터가 존재합니다.

    Ares V EDS (Earth Departure Stage) LH2 탱크 용으로 계획된 것과 같이 직경이 30 피트 정도 인 탱크 용 축류 제트 믹서를 설계하려면 훨씬 더 작은 탱크에서 사용 가능한 실험 데이터를 확장하고 미세 중력을 설계해야 합니다.

    이 연구는 10 배 차이가 나는 2 개의 탱크 크기에서 기존의 지상 기반 축류 제트 혼합 실험의 시뮬레이션을 수행하여 이러한 규모의 변화를 처리하는 전산 유체 역학 (CFD)의 능력을 평가합니다. 저궤도 (LEO) 해안 동안 Ares V 스케일 EDS LH2 탱크에 대한 여러 축 제트 구성의 시뮬레이션이 평가되고 선택된 결과도 제공됩니다.

    두 가지 탱크 크기 (직경 1 및 10 피트)의 물을 사용하여 General Dynamics에서 1960 년대에 수행한 제트 혼합 실험 데이터를 사용하여 CFD 정확도를 평가합니다. 제트 노즐 직경은 직경 1 피트 탱크 실험의 경우 0.032 ~ 0.25 인치, 직경 10 피트 탱크 실험의 경우 0.625 ~ 0.875 인치였습니다.

    제트 믹서를 켜기 전에 두 탱크에서 열 층화 층이 생성되었습니다. 제트 믹서 효율은 층화 층이 섞일 때까지 탱크의 열전대 레이크의 온도를 모니터링하여 결정되었습니다. 염료는 층화된 탱크에 자주 주입되었고 침투가 기록되었습니다. 실험 데이터에서 사용 가능한 속도나 난류량은 없었습니다.

    제시된 시뮬레이션에는 자유 표면 추적 (Flow Science, Inc.의 FLOW-3D)이 포함된 시판되고 시간 정확도가 높은 다차원 CFD 코드가 사용됩니다. 서로 다른 시간에 탱크의 다양한 축 위치에서 계산 된 온도와 실험적으로 관찰된 온도를 비교합니다. 획득한 합의에 대한 다양한 모델링 매개 변수의 영향을 평가합니다.

    Introduction

    Constellation 프로그램의 일부인 Ares V는 우주 비행사를 달로 돌려 보내도록 설계된 무거운 리프트 발사기입니다. Ares V 스택의 일부인 EDS (Earth Departure Stage)는 지구의 중력에서 벗어나 승무원 차량과 달 착륙선을 달로 보내는데 필요합니다.

    이러한 차량의 질량과 달로 보내는 데 필요한 에너지 때문에 EDS의 액체 수소(LH2)와 액체 산소(LO2) 추진제 탱크는 매우 클 것입니다(직경 10m). 탱크 내부로의 환경적 열 누출로 인해 혼합 장치를 포함한 열역학적 환기 시스템(TV)은 설계 한계 내에서 탱크 압력을 유지하고 엔진 시동에 필요한 한도 내에서 액체 온도를 유지하기 위해 며칠의 순서에 따라 공간 내 저장 기간 동안 필요할 수 있습니다.

    이러한 혼합 장치 중 하나는 그림 1과 2와 같이 탱크 바닥 근처에 있는 (순가속과 관련하여) 탱크 축을 따라 중심에 있는 축 제트입니다. 축방향 제트 혼합기와 TVS에 통합된 것은 1960년대 중반부터 연구되어 왔으며(참조 1~5), 광범위한 축방향 제트 접지 테스트 데이터(비사이로젠(참조 1~9), 극저온(참조 10~16) 유체 사용), 에탄올을 사용한 일부 드롭 타워 테스트 데이터(참조 17 및 18)가 있습니다. 극저온 추진제를 사용하는 축방향 제트에 대한 기존 접지 테스트 데이터는 3m(10ft) 이하의 탱크 직경으로 제한됩니다.

    저자가 알고 있는 바와 같이, 현재 임계 미달의 극저온 추진체를 사용하는 폐쇄형 탱크에 축방향 제트가 포함된 낙하탑, 항공기 또는 우주 비행 시험 데이터는 없습니다.

    축방향 제트(Axial jet)는 지구 저궤도(LEO) 연안의 며칠 동안 EDS LH2 탱크에서 작동하는 혼합 장치의 후보 중 하나입니다. 제안된 EDS 탱크 척도의 극저온 저장 탱크에서 작동하는 축 제트 실험 데이터가 존재하지 않기 때문에, EDS 탱크를 위한 축 제트 TV의 초기 설계는 기존 데이터에 대해 고정된 상관 관계 및 CFD 분석에 의존할 필요가 있습니다.

    이 연구는 두 개의 탱크 척도에서 크기 순서로 다른 축방향 제트 열분해 성능을 예측하기 위한 CFD 정확도 평가의 현재 진행 상황을 보고합니다. CFD 시뮬레이션은 물을 작동 유체로 사용하는 접지 테스트 축 제트 데이터(참조 1 – 4)와 비교됩니다. 이 평가를 위해 선택된 CFD 코드는 Flow Science(참조 21)의 상용 코드 FLOW-3D로, 극저온 저장 탱크 및 축방향 제트(참조 22~24)의 이전 분석에서 사용되었습니다.

    LEO의 대표적인 EDS LH2 탱크에 대한 예비 축 제트 시뮬레이션도 여러 축 제트 구성에 대해 수행됩니다. 이러한 축방향 제트 구성의 열분해 성능을 평가하고 선택된 결과를 제시합니다.

    이러한 예비 축방향 제트 EDS 시뮬레이션은 비교적 짧은 시간 동안 혼합기 성능만 평가합니다. 탱크 열 누출, 위상 변화 및 일반적인 자기 압력(제트 오프)/압력 붕괴(제트 온) 사이클을 포함한 보다 상세한 시뮬레이션이 향후 작업에서 추진될 수 있습니다.

    Figure 1.—Schematic of the small water tank / Figure 2.—Schematic of the large water tank
    Figure 1.—Schematic of the small water tank / Figure 2.—Schematic of the large water tank
    Figure 5.—Temperature contours for large tank jet mixing simulation. (Temperature contour range 294 to 302 K)
    Figure 5.—Temperature contours for large tank jet mixing simulation. (Temperature contour range 294 to 302 K)

    상세 내용은 원문을 참조하시기 바랍니다.


    Figure 9.—Schematic of a representative EDS scale propellant tank.
    Figure 9.—Schematic of a representative EDS scale propellant tank.
    Figure 10.—Temperature contour time sequence for an EDS scale propellant tank at a jet mixing velocity of 0.06 m/s.
    Figure 10.—Temperature contour time sequence for an EDS scale propellant tank at a jet mixing velocity of 0.06 m/s.
    Figure 14.—Temperature contour at t = 1000 s for the five jet mixer with a 0.06 m/s jet velocity
    Figure 14.—Temperature contour at t = 1000 s for the five jet mixer with a 0.06 m/s jet velocity

    Summary and Conclusions

    사용 가능한 유사성 상관 관계를 사용하는 스케일링 전략은 EDS 클래스 제트 믹서에 대한 적절한 제트 크기 및 작동 조건을 결정하기 위해 개발되었습니다. 물 탱크 시뮬레이션에서 결정된 모델링 매개 변수를 사용하여 열 층화를 제어하기 위해 제트 믹서를 사용하여 EDS 등급 추진제 탱크의 혼합 이력에 대한 CFD 시뮬레이션을 수행했습니다.

    시뮬레이션 결과는 다양한 믹싱 동작을 보여 주며 유사성 매개 변수의 사용에서 예상되는 것과 일치했습니다. 이러한 결과는 하위 규모 테스트 및 유사성 상관 관계와 함께 CFD 시뮬레이션이 EDS 등급 탱크를위한 효율적인 제트 믹서 설계를 허용 할 것이라는 확신을 제공합니다.

    CFD 시뮬레이션은 다양한 크기의 직경과 제트를 가진 탱크의 제트 믹서에서 수행되었습니다. 1 피트 직경의 물 탱크에서 제트 혼합에 대해 사용 가능한 실험 데이터와 합리적으로 일치하는 모델링 매개 변수가 결정되었습니다. 동일한 모델링 매개 변수를 사용하여 대략 10 배 정도 떨어져있는 스케일로 워터 제트 혼합 실험에서 혼합을 시뮬레이션했습니다. 시뮬레이션 결과는 실험 온도 데이터와 잘 일치하는 것으로 나타났습니다.

    References 1.Poth, L.J., Van Hook, J.R., Wheeler, D.M. and Kee, C.R., “A Study of Cryogenic Propellant Mixing Techniques. Volume 1 – Mixer design and experimental investigations,” NASA CR-73908, Nov 1968. 2.Poth, L.J., Van Hook, J.R., Wheeler, D.M. and Kee, C.R., “A Study of Cryogenic Propellant Mixing Techniques. Volume 2 – Experimental data Final report,” NASA CR-73909, Nov 1968. 3.Scale Experimental Mixing Investigations and Liquid-Oxygen Mixer Design,” NASA CR-113897, Sep 1970. 4.Van Hook, J.R. and Poth, L.J., “Study of Cryogenic Fluid Mixing Techniques. Volume 1 – Large-Van Hook, J.R., “Study of Cryogenic Fluid Mixing Techniques. Volume 2 – Large-Scale Mixing Data,” NASA CR-113914, Sep 1970. 5.Poth, L.J. and Van Hook, J.R., “Control of the Thermodynamic State of Space-Stored Cryogens by Jet Mixing,” J. Spacecraft, Vol. 9, No. 5, 1972. 6.Lovrich, T.N. and Schwartz, S.H., “Development of Thermal Stratification and Destratification Scaling Concepts – Volume II. Stratification Experimental Data,” NASA CR-143945, 1975. 7.Dominick, S.M., “Mixing Induced Condensation Inside Propellant Tanks,” AIAA–1984–0514. 8.Meserole, J.S., Jones, O.S., Brennan, S.M. and Fortini, A., “Mixing-Induced Ullage Condensation and Fluid Destratification,” AIAA–1987–2018. 9.Barsi, S., Kassemi, M., Panzarella, C.H. and Alexander, J.I., “A Tank Self-Pressurization Experiment Using a Model Fluid in Normal Gravity,” AIAA–2005–1143. 10.Stark, J.A. and Blatt, M.H., “Cryogenic Zero-Gravity Prototype Vent System,” NAS8-20146, Convair Report GDC-DDB67-006, Oct 1967. 11.Bullard, B.R., “Liquid Propellant Thermal Conditioning System Test Program,” NAS3-12033, Lockheed Missiles & Space Co., NASA CR-72971, July 1972. 12.Erickson, R.C., “Space LOX Vent System,” NAS8-26972, General Dynamics Convair Report CASD-NAS 75-021, April 1975.

    13.Lin, C.S., Hasan, M.M. and Nyland, T.W., “Mixing and Transient Interface Condensation of a Liquid Hydrogen Tank,” NASA TM-106201 (or AIAA–1993–1968), 1993. 14.Lin, C.S., Hasan, M.M. and Van Dresar, N.T., “Experimental Investigation of Jet-Induced Mixing of a Large Liquid Hydrogen Storage Tank,” NASA TM-106629 (or AIAA–1994–2079), 1994. 15.Olsen, A.D., Cady, E.C., Jenkins, D.S. and Hastings, L., “Solar Thermal Upper Stage Cryogenic System Engineering Checkout Test,” AIAA–1999–2604. 16.Van Overbeke, T.J., “Thermodynamic Vent System Test in a Low Earth Orbit Simulation,” NASA/TM—2004-213193 (or AIAA–2004–3838), Oct 2004. 17.Aydelott, J.C., “Axial Jet Mixing of Ethanol in Cylindrical Containers During Weightlessness,” NASA-TP-1487, July 1979. 18.Aydelott, J.C., “Axial Modeling of Space Vehicle Propellant Mixing,” NASA-TP-2107, Jan 1983. 19.Bentz, M.D., “Tank Pressure Control in Low Gravity by Jet Mixing,” NASA CR–191012, Mar. 1993. 20.Hasan, M.M., Lin, C.S., Knoll, R.H. and Bentz, M.D., “Tank Pressure Control Experiment: Thermal Phenomena in Microgravity,” NASA-TP-3564, 1996. 21.FLOW-3D User’s Manual, version 9.4, Flow Science, Inc., Santa Fe, NM 2009. 22.Grayson, G.D., Lopez, A., Chandler, F.O., Hastings, L.J. and Tucker, S.P., “Cryogenic Tank Modeling for the Saturn AS-203 Experiment,” AIAA–2006–5258. 23.Lopez, A., Grayson, G.D., Chandler, F.O., Hastings, L.J., and Hedayat, A., “Cryogenic Pressure Control Modeling for Ellipsoidal Space Tanks,” AIAA–2007–5552. 24.Lopez, A., Grayson, G.D., Chandler, F.O., Hastings, L.J. and Hedayat, A., “Cryogenic Pressure Control Modeling for Ellipsoidal Space Tanks in Reduced Gravity,” AIAA–2008–5104. 25.Thomas, R.M., “Condensation of Steam on Water in Turbulent Motion,” Int. J. Multiphase Flow, Vol. 5, No. 1, pp. 1–15, 1979. 26.Zimmerli, G.A., Asipauskas, M., Chen, Y. and Weislogel, M.M., “A Study of Fluid Interface Configurations in Exploration Vehicle Propellant Tanks,” AIAA–2010–1294.

    Laser Metal Deposition and Fluid Particles

    Laser Metal Deposition and Fluid Particles

    FLOW-3D는 신규 모듈을 개발 하면서, 입자 모델의 새로운 입자 클래스 중 하나인 유체 입자의 기능에 초점을 맞출 것입니다. 유체 입자는 증발 및 응고를 포함하여 유체 속성을 본질적으로 부여합니다. 유체 입자가 비교적 간단한 강우 모델링(아래의 애니메이션)에서 복잡한 레이저 증착(용접) 모델링에 이르기까지 다양한 사례가 있을 수 있습니다.

    Fluid Particles

    FLOW-3D에서 유체 입자 옵션이 활성화 되면 사용자는 다양한 직경과 밀도로 다양한 유체 입자 종을 설정할 수 있습니다. 또한 유체 입자의 동력학은 확산 계수, 항력 계수, 난류 슈미트 수, 반발 계수 및 응고된 반발 계수와 같은 특성에 의해 제어 될 수 있습니다. 유체 입자는 열적 및 전기적 특성을 지정할 수 있습니다.

    사용자는 유체 입자 생성을 위해 여러 소스를 설정할 수 있습니다. 각 소스는 이전에 정의 된 모든 유체 입자 종 또는 일부 유체 입자 종의 혼합을 가질 수 있습니다. 또한 사용자는 무작위 또는 균일한 입자 생성을 선택하고 입자가 소스에서 방출되는 속도를 정의 할 수 있습니다.

    Laser Metal Deposition

    레이저 금속 증착은 미세한 금속 분말을 함께 융합하여 3차원 금속 부품을 제작하는 3D printing 공정입니다. 레이저 금속 증착은 항공 우주 및 의료 정형 외과 분야에서 다양한 응용 분야에 적용됩니다. 레이저 금속 증착의 개략도는 아래와 같습니다. 전력 강도 분포, 기판의 이동 속도, 차폐 가스 압력 및 용융/응고, 상 변화 및 열전달과 같은 물리적 제어와 같은 제어 매개 변수가 함께 작동하여 레이저 금속 증착을 효과적인 적층 제조 공정으로 만듭니다.

    Setting Up Laser Metal Deposition

    새로운 유체 입자 모델은 분말 강도 분포를 할당하고 용융 풀 내부 및 주변에서 발생하는 복잡한 입자 – 기판 상호 작용을 포착하기 때문에 레이저 금속 증착 시뮬레이션을 설정하는 데 없어서는 안될 부분입니다.

    일반 사용자들은 FLOW-3D에서 시뮬레이션을 쉽게 설정할 수 있다는 것을 알고 있습니다. 레이저 금속 증착 설정의 경우에도 다른 점은 없습니다. IN-718의 물리적 특성, 형상 생성, 입자 분말 강도 분포, 메쉬 생성 및 시뮬레이션 실행과 같은 모든 설정 단계가 간단하고 사용자 친화적입니다.

    IN-718의 물성은 기판과 응고된 유체 입자 모두에 사용됩니다. 40 미크론 유체 입자가 무작위 방식으로 초당 500,000의 속도로 입자 영역에서 계산 영역으로 주입됩니다. 입자 빔은 기판의 운동 방향이 변화 될 때마다 순간적으로 정지되어 용융 풀이 급격한 속도 변화에 적응하도록 합니다.

    이렇게 하면 기판에서 입자가 반사되는 것을 방지 할 수 있습니다. 기판이 5초마다 회전하기 때문에 입자 생성 속도는 아래 그림과 같이 5 초마다 0으로 떨어집니다. 기판 이동 자체는 표 형식의 속도 데이터를 사용하여 FLOW-3D에 지정됩니다. 입자는 응고된 유체 입자로 주입되어 고온의 용융 풀에 부딪혀 녹아 용융 풀 유체의 일부가 됩니다.


    Substrate velocity

    입자 모델 외에도 FLOW-3D의 밀도 평가, 열 전달, 표면 장력, 응고 및 점도 모델이 사용됩니다. 보다 구체적으로, 온도에 따른 표면 장력은 증착된 층의 형태에 큰 영향을 주는 Marangoni 효과를 일으킵니다.

    레이저를 복제하기 위해 100 % 다공성 구성 요소가 있는 매우 기본적인 설정이 열원으로 사용됩니다. 100 % 다공성은 구성 요소 주변의 유동 역학에 영향을 미치지 않습니다. 오히려 그것은 특정 영역의 기판에 열을 효과적으로 추가합니다. 이 예비 가열 메커니즘을 자회사인 Flow Science Japan이 개발한 고급 레이저 모듈로 교체하는 작업이 현재 본격적으로 진행 중입니다. 가열 다공성 구성 요소는 각각의 층이 동일한 양의 열을 얻도록 각 층이 증착된 후에 약간 위로 이동됩니다.

    Results and discussion

    아래 애니메이션은 다중 층 증착을 이용한 레이저 금속 증착 공정을 보여줍니다. 기판이 방향을 변경할 때마다 입자 빔 모션이 일시적으로 중지됩니다. 또한 층이 증착됨에 따라 다공성 열원에서 각 층에 불균등 한 열이 추가되어 새로운 층의 모양이 변경됩니다.  각 층을 증착 한 후에 열원을 위로 이동해야 하는 양을 측정하는 것은 현재의 기능에서는 어렵습니다. 다만  준비중인 Flow Science Japan의 레이저 모듈은 이 문제를 해결할 수 있습니다.

    전반적으로 입자 모델은 레이저 금속 증착에서 매우 중요한 공정 매개 변수인 분말 강도 분포를 정확하게 재현합니다. 입자 모델에 대한 이러한 수준의 제어 및 정교함은 적층 제조 분야의 사용자와 공급자 모두가 제조 공정을 미세 조정하는 데 도움이 될 것으로 기대합니다.

    aerospace-sloshing-simulation

    Aerospace Sloshing Dynamics

    Sloshing Dynamics

    우주선의 연료 탱크에서 추진체의 움직임에 대한 지식은 작동 및 성능의 다양한 측면을 이해하는 데 필수적입니다. 추진체 운동은 액체 배출, 가스 배출 및 가압과 같은 추진 기능에 영향을 미칩니다. 어떤 경우에는 추진체 운동에 의해 생성되는 힘도 알아야합니다. 이것은 액체 질량이 전체 우주선 질량의 상당 부분을 포함할 때 특히 그렇습니다.

    FLOW-3D: Aircraft Fuel Tank Sloshing
    FLOW-3D: Aircraft Fuel Tank Sloshing : 회전과 가속을 하는 동안 전투기의 연료 탱크 시뮬레이션

    Visualizing Non-Inertial Reference Frame Motion

    연료 탱크 슬로싱은 연료의 slosh 역학을 구성하며, 여기서 연료의 역학은 컨테이너와 상호 작용하여 시스템 역학을 변경할 수 있습니다. 일반적으로 연료에는 자유 표면이 있습니다. FLOW-3D는 TruVOF를 사용한 정확한 자유 표면 추적으로 인해 연료 슬로싱 역학을 시뮬레이션하는 데 탁월한 소프트웨어입니다. 또한 FLOW-3D의 NIRF (Non-Inertial Reference Frame) 모듈을 사용하면 고정된 참조 프레임에서 연료 및 움직이는 컨테이너 (연료 탱크)를 시각화하기 위한 쉽고 계산 효율적인 설정이 가능합니다.

    FLOW-3D의 NIRF 모듈 기능을 강조하기 위해 우주 왕복선의 연료 슬로 싱을 보여주는 샘플 시뮬레이션이 설정됩니다. 우주 왕복선은 처음 25 초 동안 위쪽으로 가속한 다음, 다음 25 초 동안 같은 양만큼 감속합니다. 그 후 각 가속도를 사용하여 셔틀이 90도 회전한 다음 다시 선형 가속을 계속합니다. 이 복잡한 우주 왕복선 기동 중에 복잡한 자유 표면 유체 운동을 보는 것은 흥미롭습니다. RNG 난류 모델은 유체의 난류 운동 에너지를 추정하는데 사용됩니다.

    애니메이션의 왼쪽 창에는 FlowSight에서 생성 된 NIRF 시각화가 표시되고 오른쪽 뷰포트에는 FlowSight를 사용하여 다시 생성된 비 NIRF 시각화가 표시됩니다. NIRF 시각화는 고정된 기준 프레임에서 유체와 탱크의 움직임을 이해하는데 도움이되므로 시스템의 전반적인 역학을 보다 관련성 있게 강조 할 수 있습니다.

    World Users Conference 2021

    FLOW-3D World Users Conference

    World Users Conference 2021
    World Users Conference 2021

    FLOW-3D World Users Conference 는 2021 년 6 월 7 일부터 9 일 까지 독일 뮌헨 의 Maritim Hotel 에서 개최됩니다 . 세계에서 가장 유명한 회사 및 기관의 엔지니어, 연구원 및 과학자와 함께 시뮬레이션 기술을 연마하고 새로운 모델링 접근 방식을 탐색하며 최신 소프트웨어 개발에 대해 알아보십시오. 이 컨퍼런스에는 금속 주조 및 물 및 환경 응용 프로그램 트랙, 고급 교육 세션, 고객의 심층 기술 프레젠테이션, Flow Science의 선임 기술 직원이 발표 한 최신 제품 개발이 포함됩니다. 이 컨퍼런스는 Flow Science Deutschland 가 공동 주최합니다 .

    우리는 BMW의 Hubert Lang이 컨퍼런스 기조 연설자가 될 것이라는 점을 매우 기쁘게 생각합니다.초록을 요청하십시오!온라인 등록

    기조 연설 발표! 

    Hubert Lang, BMW, 기조 연설자
    Hubert Lang, BMW, FLOW-3D 세계 사용자 컨퍼런스 2021의 기조 연설자

     BMW에서 15 년 동안  FLOW-3D 사용

    Hubert Lang은 Landshut University of Applied Sciences에서 자동차 공학에 중점을두고 기계 공학을 전공했습니다. 1998 년에 그는 Landshut에있는 BMW의 Light Metal Foundry에서 도구 설계 부서에서 일하면서 6 기통 엔진용 주조 도구 개발을 감독했습니다. 2005 년에 Hubert는 파운드리의 시뮬레이션 부서로 옮겨 FLOW-3D 의 금속 주조 기능을 소개 받았습니다 . 그 이후로 그는 시뮬레이션의 분야에서 FLOW-3D 사용에 있어 상당한 확장을 이끌었습니다 .

    오늘날 BMW는 모래 주조, 영구 금형 중력 주조, 저압 다이캐스팅, 고압 다이캐스팅 및 로스트 폼 주조에 FLOW-3D 를 사용합니다 . FLOW-3D 는 또한 코어 건조 모델 개발을 통한 모래 코어용 무기 바인더 시스템 개발 지원과 같은 BMW의 여러 특수 프로젝트에도 적용되었습니다. (실린더 라이너 코팅 중 열 입력 계산; 주입기 주조 절차를위한 주조 형상의 개발, 그리고 주조 도구를위한 냉각 시스템의 레이아웃과 치수 등)

    BMW 박물관 투어

    컨퍼런스 제공의 일환으로 BMW 박물관 투어를 제공하게되어 기쁘게 생각합니다  . 투어는 6 월 8 일 화요일 기술 진행 후 17:30에 진행됩니다 . 컨퍼런스 등록을 하시면 투어에 등록 하실 수 있습니다 .

    BMW 박물관 투어
    BMW Welt 건물의 외부 건축 세부 사항.

    컨퍼런스 정보

    중요한 날짜들

    • 2 월 25 일 : 초록 마감
    • 3 월 11 일 : 초록 수락
    • 5 월 3 일 : 프레젠테이션 마감
    • 6 월 7 일 : 고급 교육 세션
    • 6 월 7 일 : 개막식
    • 6 월 8 일 : BMW 박물관 견학
    • 6 월 8 일 : 컨퍼런스 디너

    등록비

    • 컨퍼런스 1 일 및 2 일 : 300 €
    • 컨퍼런스 첫째 날 : 200 €
    • 컨퍼런스 둘째 날 : 200 €
    • 손님 수수료 : 50 €
    • 오프닝 리셉션 : 등록에 포함
    • BMW 투어 : 등록에 포함
    • 컨퍼런스 디너 : 등록에 포함

    고급 교육 주제

    해당 분야의 선임 기술 직원과 전문가가 가르치는 고급 교육 주제  에는 FLOW-3D  CAST 및 FLOW-3D  AM 사용자를 위한 Version Up 세미나와 문제 해결 기술 및 애플리케이션에 초점을 맞춘 세션이 포함됩니다. 이 과정은 응용 프로그램에 관계없이 모든 사람이 문제 해결 세션에 참여할 수 있도록 설계되었습니다. 온라인으로 등록 할 때 이러한 교육 세션에 등록 할 수 있습니다 .

    교육 시간 및 비용

    • 6 월 7 일 – 13:00 – 14:00 – 버전 업 : FLOW-3D CAST  – 100 €
    • 6 월 7 일 – 14:00 – 15:00 – 버전 업 : FLOW-3D AM  – 100 €
    • 6 월 7 일 – 13:00 – 15:00 – 시립 신청 – 200 €
    • 6 월 7 일 – 15:00 – 17:00 – 문제 해결 – 200 유로

    고급 교육 주제

    초록 요청

    경험을 공유하고 성공 사례를 제시하며 FLOW-3D  사용자 커뮤니티와 당사의 선임 기술 직원 으로부터 소중한 피드백을 얻으십시오  . 다음 응용 프로그램에 초점을 맞춘 주제를 포함한 모든 주제에 대한 초록을 환영합니다.

    • 금속 주조
    • 첨가제 제조
    • 토목 및 시립 유압
    • 소비재
    • 마이크로 / 나노 / 바이오 플루이 딕스
    • 에너지
    • 항공 우주
    • 자동차
    • 코팅
    • 해안 공학
    • 해상
    • 일반 응용

    초록에는 제목, 저자 및 200 단어 설명이 포함되어야합니다. 새로운 초록 마감일은 2021 년 2 월 25 일입니다. 초록을 info@flow3d.com으로 이메일을 보내주십시오 .

    발표자에게는 등록 및 교육비가 면제됩니다.

    발표자 정보

    각 발표자는 Q & A를 포함하여 30 분의 강연 시간을 갖게됩니다. 모든 프레젠테이션은 컨퍼런스 참석자에게 배포되며 컨퍼런스가 끝난 후 웹 사이트를 통해 배포됩니다. 이 회의에는 전체 논문이 필요하지 않습니다. 컨퍼런스 발표에 대해 궁금한 점이 있으시면 연락 주시기 바랍니다  . Flow Science Deutschland는 각 트랙에 대해 Best Presentation Awards를 후원합니다.

    컨퍼런스 디너

    아우 구 스티 너 켈러 컨퍼런스 디너

    이 컨퍼런스 만찬은 항상 ​​인기있는 Augustiner-Keller 에서 개최됩니다  . 모든 컨퍼런스 참석자와 그들의 손님은 6 월 8 일 화요일에 아름답고 유명한 비어 가든에서 독일 전통 축제에 초대됩니다. 회의 만찬은 BMW 투어 이후에 진행됩니다.

    비어 가르 텐

    여행

    컨퍼런스 호텔

    마리 팀 호텔 뮌헨
    +49 (0) 89 55235-0
    info.mun@maritim.de

    뮌헨

    뮌헨의 모든 것

    뮌헨 도시지도 다운로드

    2 Fluid, 1 Temperature

    2 Fluid, 2 Temperature 모델

    2 Fluid, 2 Temperature 모델

    우주선 및 자동차 연료 탱크 및 특정 미세 유체 장치는 안전하고 효율적인 작동을 위해 정확한 액체 및 기체 상태 모델링이 필요합니다. 이러한 시스템에 유체 계면이 존재하는 것 외에도, 열 전달 및 상 변화의 물리학도 정확하게 포착해야합니다. 얼마나 복잡합니까!

    이러한 복잡한 시나리오를 시뮬레이션하기 위해 FLOW-3D v12.0에는 2 Fluid, 2 Temperature 모델이 도입되었습니다.

     

    단순화 된 모델 : 2 Fluid, 1 Temperature

    FLOW-3D 의 인터페이스 추적 방법인 TruVOF는 열 전달 및 위상 변화를 포함하여 2 Fluid 모델과 함께 작동합니다. 그러나,이 모델의 단순화 중 하나는, 인터페이스를 갖는 메쉬 셀의 온도가 다음의 개략도에 도시 된 바와 같이 혼합물 온도 (따라서 단순화 된 모델) Tmix로 표현된다는 것입니다.

    온도가 경계면을 가로 질러 연속적이고 매끄러 울 때 혼합물 근사치가 적절하지만, 열-물리적 특성의 큰 차이로 인해 액체 및 가스가 있는 경우에는 이를 추정 할 수 없습니다. 이러한 시스템에서 용액의 정확도는 액체-기체 혼합물을 함유하는 셀에서 유체 에너지 및 온도의 평균으로부터 발생하는 과도한 수치 확산에 의해 압도 될 수 있습니다. 단순화 된 온도 슬립 모델은 이러한 경우 부분적인 솔루션만 제공합니다.

    단순화 된 모델-2 Fluid, 1 Temperature

    종합 모델 : 2 Fluid, 2 Temperature

    1 Temperature 접근 방식의 결함을 극복하기 위해 2 Fluid 솔루션에 대한 2 Temperature 모델이 버전 11.3에 도입되었습니다. 여기에는 아래 회로도에 표시된 것처럼 각 유체에 대한 에너지 전달 방정식을 해결하고 각 상의 온도를 저장하는 작업이 포함됩니다. 자유 표면이 있는 메쉬 셀은 이제 액체 (T1)와 가스 (T2) 온도를 모두 나타냅니다.

    종합 모델 : 2 유체, 2 온도

    탱크 슬로싱(Tank sloshing)

    탱크 슬로싱에 대한 이 사례 연구에서, 액체는 초기 온도 300K이고 가스는 400K입니다. 단순화 된 모델과 포괄적인 모델 사이의 수치 확산 정도의 차이는 아래 애니메이션에 나와 있습니다. 온도 윤곽에서 시간이 지남에 따라 용액의 수치 확산은 1 Temperature 접근 방식으로 보여지고 계면 물리를 완전히 가리게 됩니다.

    단순화 된 모델 : 2 Fluid, 1 Temperature

    종합 모델 : 2 Fluid, 2 Temperature

    공기중 드롭 용접(Drop welding in air)

    이 낙하 용접 사례 연구에서 액체 금속은 중력 하에서 2300K에서 공기를 통해 고체화 된 금속 베드로 떨어집니다. 공기 및 베드 초기 온도는 293K입니다. simplified model에서는 수치 확산으로 인해 액체 금속 낙하 온도가 베드에 도달하기 전에도 급격히 감소하기 시작합니다. 반면에 comprehensive model에서는 방울이 초기 온도를 유지하여 훨씬 더 나은 솔루션을 제공합니다.

    단순화 된 모델을 사용한 온도 필드 진화

    종합 모델의 온도 필드

    FLOW-3D의 2 Fluid, 2 Temperature 모델과 유체 인터페이스 추적을 결합하면 사용자는 특히 연료 슬로싱 시스템과 같이 복잡한 열전달 및 위상 변화 문제를 정확하게 모델링 할 수 있습니다.

    이 새로운 모델에 대한 제안이나 의견은 adwaith@flow3d.com에 문의하십시오.

    FLOW-3D – CFD Software Simulation Gallery


    FLOW-3D – CFD Software Simulation Gallery

    FLOW-3D는 광범위한 산업 응용 분야 및 물리적 공정에서 액체 및 가스의 동적 거동을 연구하는 엔지니어를 위한 완전하고 다양한 CFD 시뮬레이션 플랫폼을 제공합니다. FLOW-3D는 자유 표면 및 다상 응용 분야에 매우 큰 강점을 가지고 있으며, 미세 유체 공학, 생물 의학 장치, 수자원 사회 기반 시설, 항공 우주, 소비재, 적층 제조, 잉크젯 인쇄, 레이저 용접, 자동차, 해양, 에너지 등 광범위한 산업에 사용됩니다.
    https://www.flow3d.co.kr에서 FLOW-3D를 살펴봐 주시기 바랍니다.

     






    Aerospace PMDs

    PMDs

    우주선에 사용되는 많은 전력 시스템은 내장된 연료 탱크에 저장된 액체 연료로 작동합니다. 제대로 작동하려면 이러한 시스템에 증기가없는 연료를 안정적으로 공급해야합니다. 미세 중력 환경에서 작동하는 연료 수집 시스템을 설계하는 것은 표면 장력이 연료의 움직임과 위치를 제어하는 경향 때문에 필요할 때 탱크 배출구에 있다는 것을 보장하기 어렵 기 때문에 매우 어렵습니다. PMD (Propellent Management Device)는 증기가없는 연료가 전력 시스템에 지속적으로 전달되도록 설계 할 수 있습니다.

    FLOW-3D는 우주선 설계자가 높은 신뢰도를 가지고 PMD을 설계 할 수 있게 하고 연료의 실제 거동을 관찰할 수 있게 해줍니다. FLOW-3D는 또한 표면 장력 및 벽부착 모델, 자유 표면 Advection, non-inertial reference frames 등 검증된 물리 모델을 사용자에게 제공합니다.

    아래는 PMD Technology사의 호의에 의해 제공된 시뮬레이션 PMD 해석 예입니다.

    Simulation Examples of PMDs

    고성능 컴퓨터(HPC)에 대한 이해

    본 자료는 수치해석을 업무로 수행하는 엔지니어들의 고성능 컴퓨터에 대한 이해를 돕기 위해 https://www.amd.com/ko/technologies/hpc-explained 를 인용한 자료입니다.
    본 자료의 모든 저작권은 https://www.amd.com에 있습니다.

    고성능 컴퓨팅 안내

    신약 개발에 걸리는 기간이 수년에서 수일로 단축된다고 상상해 보십시오. 고성능 컴퓨팅(HPC)은 시뮬레이션, 모델 및 분석을 통해 이러한 유형은 물론 기타 첨단 과학 문제를 해결할 수 있습니다. 이러한 시스템은 세계의 여러 주요 문제에 대한 해결책을 제공하여 “4차 산업혁명”으로 가는 길을 제시합니다.1 HPC 시스템은 이미 다음과 같은 용도로 사용되고 있습니다.

    • 여러 유형의 암과 기타 질병 퇴치를 위한 신약 화합물 개발 및 시험2
    • 방탄복과 같은 신소재 개발을 위한 분자 역학 시뮬레이션3
    • 영향을 받는 지역사회가 더 효과적으로 대비하도록 돕기 위한 중요한 기상 변화 예측4

    슈퍼컴퓨터는 최첨단 HPC 시스템을 대표합니다. 슈퍼컴퓨터의 고유한 역량은 기능의 발전에 따라 시간이 지나면서 변화하는 표준에 좌우됩니다. 단일 슈퍼컴퓨팅 클러스터에는 수만 개의 프로세서가 포함될 수 있으며 세계 최고 성능의 최고가 시스템의 가격은 1억 달러 이상에 달합니다.5

    HPC의 작동 방식

    HPC에서 정보를 처리하는 두 가지 주요 방법:

    직렬 처리를 중앙 처리 장치(CPU)에서 수행합니다. 일반적으로 각 CPU 코어에서 한 번에 한 작업만 처리합니다. CPU는 운영체제 및 기본적인 애플리케이션(예: 워드 프로세싱, 사무 생산성)과 같은 기능에 있어 필수적입니다.serial processing chart

    병렬 처리를 여러 CPU 또는 그래픽 처리 장치(GPU)를 통해 수행할 수 있습니다. 원래는 전용 그래픽 용으로 개발된 GPU는 데이터 매트릭스(예: 화면 픽셀)에 대해 동시에 여러 산술 연산을 수행할 수 있습니다. GPU는 수많은 데이터 계층에서 동시에 작업할 수 있기 때문에 동영상에서 객체를 인식하는 것과 같은 머신 러닝(ML) 애플리케이션 작업에서 병렬 처리를 수행하는 데 적합합니다.parallel processing chart

    슈퍼컴퓨팅의 잠재력을 극대화하기 위해서는 다양한 시스템 아키텍처가 필요합니다. 대부분의 HPC 시스템은 초고대역폭 상호 연결을 통해 여러 프로세서 및 메모리 모듈을 취합하여 병렬 처리를 지원합니다. 일부 HPC 시스템은 CPU와 GPU를 결합하는 데 이를 이기종 컴퓨팅이라고 합니다.

    컴퓨터의 컴퓨팅 성능은 “FLOPS”(초당 부동 소수점 연산)라는 단위로 측정됩니다. 2019년 초반 현재 최고 수준의 슈퍼 컴퓨터는 143.5페타FLOPS(143 × 1015)를 처리할 수 있습니다. 페타스케일라고 하는 이러한 수준의 슈퍼컴퓨터는 천조 이상의 FLOPS를 수행합니다. 그에 비해, 하이엔드 게이밍 데스크탑은 속도가 1/1,000배 미만으로 약 200기가FLOPS(1 × 109)를 처리하는 데 그칩니다. 프로세싱과 처리 성능 모두에서 슈퍼컴퓨팅 혁신이 이루어지면 머지않아 엑사스케일 수준의 슈퍼컴퓨팅으로 발전하여 페타스케일보다 약 1,000배 빠른 속도가 실현될 것입니다. 이는 엑사스케일 슈퍼컴퓨터가 초당 1018(또는 10억 x 10억)의 연산을 수행할 수 있음을 의미합니다.evolution processing power

    “FLOPS”는 이론적 처리 속도를 나타냅니다 – 프로세서에 지속적으로 데이터를 전송하는 데 필요한 속도를 파악합니다. 그러므로, 데이터 처리율이 반드시 시스템 디자인에 반영되어야 합니다. 프로세싱 노드 간 상호 연결과 함께 시스템 메모리가 데이터의 프로세서 도달 속도에 영향을 줍니다.supercomputer representative power

    차세대 슈퍼컴퓨터가 구현하는 1 exaFLOP의 처리 성능은 5,000,000대에 달하는 데스크탑 컴퓨터의 성능에 필적합니다.*

    *각 데스크탑의 처리 성능을 200기가FLOPS로 가정

    스마트한 용어

    • 고성능 컴퓨팅 (HPC): 단일 컴퓨터(예: 1개의 CPU + 8개의 GPU)부터 세계적 수준의 슈퍼컴퓨터를 아우르는 폭넓은 범위의 강력한 컴퓨팅 시스템
    • 슈퍼컴퓨터: 진화하는 성능 표준에 기반한 최고 수준의 HPC
    • 이기종 컴퓨팅: 직렬(CPU) 및 병렬(GPU) 처리 기능을 최적화하는 HPC 아키텍처
    • 메모리: 데이터에 신속하게 액세스하기 위해 HPC 시스템에서 데이터가 저장되는 위치
    • 인터커넥트: 프로세싱 노드 간 통신을 지원하는 시스템 계층, 여러 수준의 상호 연결이 슈퍼컴퓨터 내에 존재
    • 페타스케일: 초당 1,000조(1015)의 계산을 수행하기 위해 설계된 슈퍼컴퓨터
    • 엑사스케일: 초당 100경(1018)의 계산을 수행하기 위해 설계된 슈퍼컴퓨터

    새로운 이용 사례

    기술 수준이 향상되면서, HPC는 더욱 폭넓은 기능으로 확장되었습니다. 오늘날 처리 능력과 메모리가 그 어느 때보다 향상되어 보다 복잡한 문제를 해결할 수 있게 되었습니다.

    • 머신 러닝: 인공지능(AI), 머신 러닝(ML)의 하위집합으로서 수행 지침을 수동적으로 받아들이는 대신 스스로 학습할 수 있는 시스템을 말합니다. HPC 시스템은 사진에서 흑색 종을 감지하는 암 연구와 같이 방대한 양의 데이터를 분석하는 높은 수준의 ML에 사용할 수 있습니다.6
    • 빅 데이터 분석: 학술, 과학, 금융, 비즈니스, 의료, 사이버 보안 및 정부 애플리케이션 부문의 연구 및 문제 해결을 보완하기 위해 대량의 데이터 세트를 신속하게 비교하고 상관 관계를 분석합니다. 이 작업에는 대규모 처리 및 컴퓨팅 기능이 필요합니다. 매년 50페타바이트의 임무 데이터가 생성되는 NASA에서는 슈퍼컴퓨팅을 활용해 관측을 분석하고 방대한 정보를 바탕으로 시뮬레이션을 실행합니다.7
    • 고급 모델링 및 시뮬레이션: 기업은 초기 단계에서 물리적 구축을 수행하지 않고도, 고급 모델링 및 시뮬레이션을 통해 혁신적인 제품을 더 빨리 출시하고 시간, 재료 및 인건비를 절약할 수 있습니다. HPC 모델링 및 시뮬레이션은 신약 개발 및 시험, 자동차 및 항공 우주 설계, 기후 예측/기상 관측, 에너지 애플리케이션 부문에서 활용됩니다.8

    AMD가 엑사스케일에 대한 드라이브를 실현하는 방식

    미국에너지국(DOE)/버클리 연구소(Berkeley Lab), 로렌스 리버모어 국립 연구소(U.S. Lawrence Livermore National Laboratory), 슈투트가르트 대학(University of Stuttgart) 및 CSC(핀란드 IT 과학 센터)의 최신 시스템과 같은 세계 최고 성능의 슈퍼컴퓨터가 바로 AMD 기술에 기반합니다.9

    가까운 미래에 엑사스케일 수준의 최적의 슈퍼컴퓨터 설계를 실현하기 위해서는 더욱 강력한 처리 성능 및 프로세싱 기능(CPU 및 GPU 모두에서)이 필요합니다. 고성능 컴퓨팅과 그래픽 기술 부문 모두에서 업계 리더인 AMD는 HPC 시스템을 최적화하는 데 있어 몇 가지 고유한 이점을 제시합니다. 미국에너지국(DOE)에서 추진하는 엑사스케일 컴퓨팅 프로젝트의 일환으로, AMD는 미국 최초로 엑사스케일 수준의 슈퍼컴퓨터를 개발하기 위한 기술을 발전시키기 위해 미국 정부와 파트너십을 맺었습니다.10 이 작업에는 CPU 및 GPU 마이크로아키텍처, 메모리 시스템, 구성 요소 통합 및 고속 인터커넥트에 중점을 둔 연구가 포함되었습니다.

    exascale desktop icon데스크탑

    지역 전력망에 대한 하나의 동적 시나리오를 실시간으로 시뮬레이션합니다.

    petascale iconn페타스케일

    국가 전력망에 대한 수만 개의 동적 시나리오를 실시간으로 시뮬레이션합니다.

    exascale  icon엑사스케일

    전 세계 전력망에 대한 수백만 개의 동적 시나리오를 생성 및 수요에 관한 정의되지 않은 변수를 적용해 실시간으로 시뮬레이션합니다.

    미래로 나아가는 힘과 자유

    엑사스케일 컴퓨팅은 맞춤형 의료, 탄소 포집, 천체 물리학, 시장 경제학 및 바이오 연료 분야의 발전에 기여할 잠재성이 있습니다. 전문가들이 날씨를 더 정확히 예측하고, 더 복잡한 수학적 문제를 해결하며, 우주의 더 먼 곳까지 탐험하고, 에너지 절감형 전력망을 구축하는 데 도움이 될 것입니다.11 차세대 슈퍼컴퓨팅을 위한 공동의 노력과 이러한 시스템이 사회에 기여할 수 있는 긍정적인 영향을 바탕으로, AMD는 미래의 컴퓨팅 시스템의 성능, 에너지 효율성, 신뢰성 및 프로그래밍의 향상을 위한 연구와 자원에 주력하고 있습니다.

    자세히 알아보기: https://www.amd.com/hpc

    고압 다이캐스팅 문제 해결을 위한 설계 개선 사례

    이 기사의 내용은 Littler Diecast Corporation 의 Mark Littler가 제공했습니다.

    고압 다이 캐스팅 주조업체인 Littler Diecast 회사는 최근 항공 우주 분야에 사용될 제품을 위한 전기 스위치 프레임을 재 설계하고 다이캐스팅 할 수 있었습니다. 이전에는 다른 제조업체에 위탁 생산을 했지만 많은 주조 결함 문제가 있었으며 낮은 스크랩 비율을 달성하기 위해 새로운 디자인이 필요했습니다. Littler Diecast는 이 문제에 대한 사전 지식없이 FLOW-3D를 이용한 CFD 시뮬레이션을 통해 결함을 찾아 낼 수 있었습니다. 이것은 그들이 수주에 성공할 수 있을 만큼 고객에게 충분한 인상을 주었습니다.

    1. 문제 파악

    문제가 된 제품 스위치는 A380 알루미늄으로 주조되며, 크기는 약 1 ¼”x 1”x 1/2”입니다. Littler Diecast는 다공성 공기 갇힘 문제가 플레이트와 기둥의 두 위치에서 부품 결함을 유발하고 있음을 발견했습니다. 이것은 고객에 의해 확인되었습니다. 부품이 충진되는 방식으로 인해 각 위치에 구멍이 형성되었습니다. 용탕 흐름은 그림1과 같이 단일 게이트를 통해 유입되어 플레이트의 먼쪽으로 분사된 다음, 백 채우기를 하여, 초기 응고로 인해 항상 배출되지 않은 에어 포켓을 포집합니다. 기둥에서도 동일한 문제가 발견되었습니다. 유체가 가장 먼 곳까지 분사된 다음 역류하여 파팅 라인을 통해 배출되지 않는 공기가 갇히게 됩니다.


    다공성 문제를 보여주는 원래 부품의 X-ray 사진


    그림 1: 단일 게이트를 사용한 원래 디자인 (속도 분포)


    그림 2: 게이트가 3개인 최종 디자인(속도 분포)

    1. 오리지널 부품 디자인

    부품의 원래 디자인에는 다른 문제들이 있었습니다. 잠금 와셔의 슬롯 주위와 플레이트 바닥의 씰링 표면에는 많은 다이 부식이 있었습니다. 부품의 모서리에 있는 오버플로는 결함이 밖으로 유출될 정도로 크지 않았습니다.

    FLOW-3D를 사용하여, Littler Diecast는 유동 현상을 분석하고 시각적으로 분석할 수 있었습니다. 이러한 작은 부품의 경우, 얇은 부위의 빠른 냉각으로 인해 조기 응고가 문제가 됩니다. 유동이 부품을 가로 질러 분사되는 경우, 용탕이 냉각되고 공기 갇힘이 생성되어 더 많은 시간이 걸립니다. 가장 뜨거운 용탕이 마지막에 주입되는 것이 가장 좋습니다. 이를 염두에 두고 Littler Diecast는 많은 아이디어를 테스트하고 문제 발생 가능성을 최소화하는 디자인을 만들었습니다.

    1. 최종 부품 설계

    세 가지 주요 설계 변경 후 부품 품질이 크게 향상되었습니다. 먼저, 게이트 및 러너를 재 설계하여 유체가 완전히 새로운 방향으로 3개의 게이트를 통해 유입되었습니다. 이는 더 큰 오버플로를 생성하는 두 번째 설계 변경과 결합하여 플레이트에 역류 현상이 훨씬 줄어들어 가장 뜨거운 용탕이 마지막으로 유입될 수 있음을 의미했습니다. 셋째, 게이트의 접근 각도와 위치가 변경되어 기둥의 역류를 방지하는데 도움이 되었습니다.

    이 새로운 디자인은 또한 새로운 툴에서 다이 침식의 가능성을 줄였습니다. 대신, 기둥의 중앙 구멍에 사용되는 코어 핀으로 유체가 분출됩니다. 코어 핀은 쉽게 교할 수 있어서 다이를 수리하는 것보다 훨씬 빠르고 비용이 적게 듭니다. 이로 인해 많은 비용이 소모되는 다이 수정을 피할 수 있게 되어 엔지니어링 프로세스가 개선되었습니다.

    1. 물리적 검증

    Littler Diecast는 생산 시설을 시험 가동한 short shots, x-ray 및 파괴 검사를 통해 디자인 변경 사항을 확인할 수 있었습니다. 짧은 샷은 균형 잡힌 러너를 보여주었고 x-ray에는 기포가 보이지 않았습니다. 파괴 시험은 기포가 없는 일관된 결정입자 구조를 보여주었으며, 이는 주조 결함이 아니라 재료의 강도에 기인한 것으로 입증되었습니다.


    작업 현장에서 가져온 샘플 (최종 부품의 다른 각도에서 X-Rays)

     

    FLOW-3D 금속3D프린팅분야 활용

    FLOW-3D 레이저 용접분야 활용

    금속 3D 프린팅은 적층제조(Additive Manufacturing) 가공법이라고 불리며 일반적으로 금속 파우더 또는 와이어를 한 층씩 적층하여 제조하는 공법이다. 금속 적층제조 공법에 대한 관심은 지난 몇 년 동안 지속적으로 이루어지고 있으며 이와 관련된 연구개발도 활발히 진행되고 있다. 금속 3D 프린팅은 복잡하거나 특수한 형상을 손쉽게 설계하고 제조할 수 있는 장점을 가지고 있어 조선, 우주 항공, 자동차, 의료,기계 등 다양한 분야에서 사용되고 있다.이러한 금속 3D 프린팅은 크게 Powder Bed Fusion(PBF) 공정과 Directed Energy Deposition(DED) 공정으로 분류할 수 있다.

    PBF는 금속 파우더를 소재로 하는 공정으로 파우더를 평평히 깔고, 고밀도 에너지를 가진 레이저 또는 전자빔을 지정된 영역에 조사(Irradiation)하여 파우더를 소결시키거나 용융시켜 한 층씩 적층하는 방법이다. DED는 고출력 레이저 빔을 금속 표면에 조사하면서 동시에 금속 파우더도 같이 분출되어 용융지가 실시간으로 적층되는 공정이다. 용접과 유사한 방법으로 기존 제품에 덧붙여 쌓아 올릴 수 있어 보수 작업에 활용할 수 있다. 그리고, DED 공정에서는 이종 소재의 적층이 가능하여 다양한 금속 파우더를 활용한 합금 제작이나 다른 재질을 소재를 적층할 수 있다

    Powder Bed Fusion(PBF) 공정

    FLOW-3D의 Weld 모듈을 이용하여 레이저 파워, 열 유속, 레이저 Spot 사이즈, 레이저 움직임과 속도, 실드 가스, 멀티 반사효과, 반사율, 증발압력 효과, 표면장력 설정 등을 고려하여 Powder에 레이저조사 조건을 설정하여 용융거동을 확인할 수 있다.

    Directed Energy Deposition(DED) 공정

    DED 공정 해석은 FLOW-3D의 Particle 기능을 이용한 방법으로, Base Metal에 입자들이 낙하되면서 레이저의 열유속에 의해 용융 및 적층된다. 이 방법은 입자가 떨어지는 현상을 시각적으로 확인할 수 있다.

    기사 상세 내용은 PDF로 제공됩니다.

    다운로드 : [201907_FLOW3D_금속3D프린팅]

    작성자 | 양정호_에스티아이C&D 솔루션사업부 대리, 조애령_에스티아이C&D 솔루션 사업부 차장
    이메일 | flow3d@stikorea.co.kr
    홈페이지 | www.flow3d.co.kr

    출처 : CAD&Graphics 2019년 07월호

    Laser Metal Deposition and Fluid Particles

    FLOW-3D의 신규 모듈 개발을 하면서, 입자 모델의 새로운 입자 부류 중 하나인 유체 입자의 기능에 초점을 맞출 것입니다. 유체 입자는 증발 및 응고를 포함하여 유체 속성을 본질적으로 부여합니다. 유체 입자가 비교적 간단한 강우 모델링에서 복잡한 레이저 증착(용접) 모델링에 이르기까지 다양한 사례가 있을 수 있습니다.

    Fluid Particles

    FLOW-3D에서 유체 입자 옵션이 활성화 되면 사용자는 다양한 직경과 밀도의 다양한 유체 입자 종을 설정할 수 있습니다. 또한 유체 입자의 동력학은 확산 계수, 항력 계수, 난류 슈미트 수, 반발 계수 및 응고 된 반발 계수와 같은 특성에 의해 제어 될 수 있습니다. 유체 입자는 열적 및 전기적 특성을 부여 받을 수도 있습니다.

    사용자는 유체 입자 생성을 위해 여러 소스를 설정할 수 있습니다. 각 소스는 이전에 정의 된 모든 유체 입자 종 또는 일부 유체 입자 종의 혼합을 가질 수 있습니다. 또한 사용자는 무작위 또는 균일 한 파티클 생성을 선택하고 파티클이 소스에서 추출되는 속도를 정의 할 수 있습니다.

    Laser Metal Deposition

    레이저 금속 증착은 함께 미세한 금속 분말을 융합하여 입체 금속 부품을 제작하는 3D printing 공정이다. 레이저 금속 증착는 항공 우주 및 의료 정형 외과 분야에서 다양한 응용 프로그램을 찾습니다. 레이저 금속 증착의 개략도는 아래와 같습니다. 전력 밀도 분포, 기판의 이동 속도, 차폐 가스 압력 및 용융 / 응고, 상 변화 및 열전달과 같은 물리적 제어와 같은 제어 매개 변수가 함께 작동하여 레이저 금속 증착을 효과적인 첨가제 제조 공정으로 만듭니다.

     

    Setting Up Laser Metal Deposition

    새로운 유체 입자 모델은 분말 강도 분포를 할당하고 용융 풀 주변에서 발생하는 복잡한 입자 – 기판 상호 작용을 포착하기 때문에 레이저 금속 증착 시뮬레이션을 설정하는 데 없어서는 안될 부분입니다.

    일반의 사용자들은 FLOW-3D에서 시뮬레이션을 쉽게 설정할 수 있다는 점을 계속 알고 있을 것입니다. 레이저 금속 증착 설정의 경우에도 다른 점은 없습니다. IN-718의 물리적 특성, 형상 생성, 입자 분말 강도 분포, 메쉬 생성 및 시뮬레이션 실행과 같은 모든 설정 단계는 직접적이고 사용자 친화적입니다.

    IN-718의 물성은 기판과 응고 된 유체 입자 모두에 사용됩니다. 40 미크론 유체 입자가 무작위 방식으로 초당 500,000의 속도로 입자 영역에서 계산 영역으로 주입됩니다. 입자 빔은 기판의 운동 방향이 변화 될 때마다 순간적으로 정지되어 용융 풀이 급격한 속도 변화에 적응하도록 합니다. 이렇게 하면 기판에서 입자가 반사되는 것을 방지 할 수 있습니다. 매 5 초마다 기판이 회전하기 때문에 입자 생성 속도는 아래 그림과 같이 5 초마다 0으로 떨어집니다. 기판 이동 자체는 표 형식의 속도 데이터를 사용하여 FLOW-3D에 지정됩니다. 입자는 응고 된 유체 입자로 주입되어 고온의 용융 풀에 부딪혀 녹아 용융 풀 유체의 일부가 됩니다.


    Substrate velocity

    입자 모델 외에도 FLOW-3D의 밀도 평가, 열 전달, 표면 장력, 응고 및 점도 모델이 사용됩니다. 보다 구체적으로, 온도에 따른 표면 장력은 증착 된 층의 형태에 큰 영향을주는 Marangoni 효과를 일으킵니다.

    레이저를 복제하기 위해 100 % 다공성 구성 요소가있는 매우 기본적인 설정이 열원으로 사용됩니다. 100 % 다공성은 구성 요소 주변의 유동 역학에 영향을 미치지 않습니다. 오히려 그것은 특정 영역의 기판에 열을 효과적으로 부가한다. 이 예비 가열 메커니즘을 자회사인 Flow Science Japan이 개발 한 고급 레이저 모듈로 교체하는 작업이 현재 본격적으로 진행 중입니다. 가열 다공성 구성 요소는 각각의 층이 동일한 양의 열을 얻도록 각 층이 증착 된 후에 약간 위로 이동됩니다.

    Results and discussion

    아래 애니메이션은 다중 층 증착을 이용한 레이저 금속 증착 공정을 보여줍니다. 기판이 방향을 바꿀 때마다 입자 빔 동작의 일시적인 정지를 확인하십시오. 또한, 층이 증착됨에 따라, 새로운 층의 형상은 다공성 열원으로부터 각 층에 열의 불균등 한 첨가로 인해 변화됩니다. 각 층을 증착 한 후에 열원을 위로 이동해야 하는 양을 측정하는 것은 현재의 기능에서는 어렵습니다. 다만  준비중인 Flow Science Japan의 레이저 모듈은 이 문제를 해결할 수 있습니다.

    전반적으로 입자 모델은 레이저 금속 증착에서 매우 중요한 공정 매개 변수 인 분말 강도 분포를 정확하게 재현합니다. 입자 모델과 같은 수준의 제어와 정교함은 첨가제 제조 분야의 사용자와 공급자 모두가 제조 프로세스를 미세 조정하는 데 도움이 될 것으로 기대합니다.

    FLOW-3D 교육 안내

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    HIGH-END TOP CLASS
    FLOW-3D CFD EDUCATION

    FLOW-3D 분야별 교육 과정 안내


    • 교육 과정명 : 수리 분야

    댐, 하천의 여수로, 수문 등 구조물 설계 및 방류, 월류 등 흐름 검토를 하기 위한 유동 해석 방법을 소개하는 교육 과정입니다. 유입 조건(수위, 유량 등)과 유출 조건에 따른 방류량 및 유속, 압력 분포 등 유체의 흐름을 검토를 할 수 있도록 관련 예제를 통해 적절한 기능을 습득하실 수 있습니다.

    • 교육 과정명 : 수처리 분야

    정수처리 및 하수처리 공정에서 각 시설물들의 특성에 맞는 최적 운영조건 검토 및 설계 검토을 위한 유동해석 방법을 소개하는 교육 과정입니다. 취수부터 시작하여 혼화지, 분배수로, 응집지, 침전지, 여과지, 정수지, 협기조, 호기조, 소독조 등 각 공정별 유동 특성을 검토하기 위한 해석 모델을 설정하는 방법에 대해 알려드립니다.

    • 교육 과정명 : 주조 분야

    주조 분야 사용자들이 쉽게 접근할 수 있도록 각 공정별로 해석 절차 및 해석 방법을 소개하는 교육 과정입니다. 고압다이캐스팅, 저압다이캐스팅, 경동주조, 중력주조, 원심주조, 정밀주조 등 주조 공법 별 관련 예제를 통해 적절한 기능들을 습득할 수 있도록 도와 드립니다.

    • 교육 과정명 : Micro/Bio/Nano Fluidics 분야

    점성력 및 모세관력 같은 유체 표면에 작용하는 힘이 지배적인 미세 유동의 특성을 정확하게 표현할 수 있는 해석 방법에 대해 소개하는 교육 과정입니다. 열적, 전기적 물리 현상을 구현할 수 있도록 관련 예제와 함께 해석 방법을 알려드립니다.

    • 교육 과정명 : 코팅 분야 과정

    코팅 공정에 따른 코팅액의 두께, 균일도, 유동 특성 분석을 위한 해석 방법을 소개하는 교육 과정입니다. Slide coating, Dip coating, Spin coating, Curtain coating, Slot coating, Roll coating, Gravure coating 등 각 공정별 예제와 함께 적절한 기능을 습득하실 수 있도록 도와 드립니다.

    • 교육 과정명 : 레이저 용접 분야

    레이저 용접 해석을 하기 위한 물리 모델과 용접 조건들을 설정하는 방법에 대해 소개하는 교육 과정입니다. 해석을 통해 용접 공정을 최적화할 수 있도록 관련 예제와 함께 적절한 기능들을 습득할 수 있도록 도와 드립니다.

    • 교육 과정명 : 3D프린팅 분야 과정

    Powder Bed Fusion(PBF)와 Directed Energy Deposition(DED) 공정에 대한 해석 방법을 소개하는 교육 과정입니다. 파우더 적층 및 레이저 빔을 조사하면서 동시에 금속 파우더 용융지가 적층되는 공정을 해석하는 방법을 관련 예제와 함께 습득하실 수 있습니다.

    • 교육 과정명 : 해양/항만 분야