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문제 정의
- 그러나 인장시험형 시편으로 구한 한계 변형률 값들이 돔 장출 시험으로 구한 값들과 비교하였을 때 얼마나 정확하게 재료의 성형성을 나타내는지는 비교자료나 연구 결과가 없는 실정이다. 따라서 본 연구에서는 돔 장출 시험으로 얻은 한계 변형률 값들과 인장형 시편에서 얻은 값들을 비교하여 시편의 형상 및 시험 방법에 따른 한계 변형률 값들의 차이를 평가하였다. 이를 위하여 두 종류의 인장시험형 시편을 제작하여 한계 변형률 데이터를 측정하였다.
- 5%로 인장-압축 변형률 영역에서의 차이보다 상대적으로 크게 나타났다. 이러한 결과는 본 연구에서 사용된 재료를 봉 형상으로 제작하면서 발생된 재료의 방향성에 기인한다고 판단된다. 또한 Figure 8과 Fig.
- 이러한 결과는 고온 열처리 후 재료의 성형성 또한 크게 변화될 수 있음을 보여준다. 이러한 이유 때문에 열처리 후 구리합금의 성형성 변화에 대하여 평가하였으며, 그 결과를 벌징공정을 적용하는 내측구조물의 설계에 반영하고자 하였다. 고온 열처리 후 횡 방향과 종 방향 시편에 대하여 돔 장출 시험 결과 열처리 전 시편과 마찬가지로 폭이 넓고, 윤활을 한 시편의 경우 네킹이 시편의 중앙 쪽에서 발생하였으나, 시편의 폭이 점점 감소함에 따라 네킹 발생 위치가 블랭크 홀더 쪽으로 이동하였다[2,16].
- 그리고 시험 결과 시편의 폭이 100 mm 이하의 시편들에서는 돔 장출 시험으로 한계 변형률 데이터들을 얻지 못 하였다. 이러한 점을 고려하여 본 연구에서는 폭이 작은 시편에서 돔 장출 시험으로 데이터를 얻을 수 있도록 시편과 치구의 형상을 변경하여 시험을 수행하였으며, 고온 열처리가 재료의 성형성에 미치는 영향에 대하여 연구하였다.
제안 방법
- 이 그리드 패턴은 일반적으로 에칭(etching)으로 생성한다[6]. 그러나 본 연구에서는 구리합금 재료가 에칭에 의한 영향을 받지 않도록 정사각형의 그리드 패턴을 프린트하였다. 시편에 프린트된 이 정사각형의 그리드는 펀치에 의한 변형으로 직사각형 형상으로 변화된다.
- 첫 번째 시편은 재료의 기계적인 물성을 얻기 위하여 인장시험에 널리 사용되는 ASTM E8M 규격[10]에 따라 시편을 제작하고 인장시험을 수행하였다. 두 번째 시편은 ASTM 규격의 인장시편에서 평행부의 폭을 보다 넓게 제작하여 시험을 수행하였다. ASTM 규격에 따라 제작한 인장 시편의 폭은 12.
- 돔 장출 시험으로 얻는 한계변형률 상태는 시편의 폭의 크기에 따라 서로 다르게 나타난다[14]. 본 연구에서 시편은 변형되는 폭의 크기에 따라 종 방향 시편은 총 9종류로 제작하고, 횡 방향 시편은 8종류로 제작하여 시험을 수행하였다.
- 68 w% 함유된 구리합금이다. 본 연구에서는 Fig. 2에 나타내었듯이 직경 170 mm의 봉 형상의 재료에서 종 방향과 횡 방향으로 시편을 제작하고, 이 시편들에서 열처리를 한 것과 하지 않은 것 두 종류로 구분하여 시험에 사용하였다. 이 재료에 대한 성형한계도(Forming Limit Diagram: FLD)를 얻기 위하여 돔 장출 시험[2-7]과 인장시험을 수행하였다.
- 4의 좌측에 나타낸 사진처럼 시험용 금형인 다이(die)의 표면에 올려놓고 블랭크 홀더를 이용하여 시편을 눌러 고정시킨다. 시편을 고정한 후 펀치를 유압장치를 이용하여 상부로 밀어 올려 평판 형상의 시편을 돔 형상으로 변형시킨다. 돔 장출 시험에서 시편에 네킹 또는 크랙이 발생되면 펀치에 가하는 하중을 제거하고 시험을 중단하였다.
- Figure 5는 열처리를 하지 않은 횡 방향 시편의 돔 장출 시험 후 네킹과 파손이 발생된 형상을 보여준다. 시편의 폭이 25 mm, 50 mm, 그리고 75 mm는 시험과정에서 블랭크 홀더부에서 네킹이 발생되는 현상을 방지하고자 이전의 연구[1]에서 사용된 폭이 일정한 직사각형 형상의 시편 대신에 블랭크 홀더부에서 평행부 사이에 일정한 곡률을 준 형상으로 제작하였으며, 폭이 100 mm 이상의 시편은 이전의 연구에서 사용된 시편과 동일한 직사각형 형상으로 제작하였다. 이 시편들의 시험 결과는 Fig.
- 돔 장출 시험에 서 시편에 윤활제를 사용하면 마찰력이 감소하여 더 높은 변형률 상태에서 네킹이 발생된다[14]. 시험을 수행하기 전 모든 시편들의 표면에는 변형 후 변형률 상태를 측정하기 위하여 사각형 그리드(grid)를 프린트 하였다. 그리드 패턴은 사각형, 원형, 십자형 포인트, 그리고 사각형과 원형의 조합형상등 여러 형상을 사용할 수 있다[7].
- Figure 4에서 우측의 사진은 시험 후 횡 방향 시편의 형상을 보여준다. 시험을 수행할 때 2축 인장 모드의 변형률 상태를 얻기 위하여 폭 170 mm의 시편에 대한 시험에서 두께 2.0 mm 의 우레탄과 윤활제를 이용하여 펀치와의 마찰을 감소시켜 시험을 수행하였다[15]. 돔 장출 시험에 서 시편에 윤활제를 사용하면 마찰력이 감소하여 더 높은 변형률 상태에서 네킹이 발생된다[14].
- 시편에 프린트된 이 정사각형의 그리드는 펀치에 의한 변형으로 직사각형 형상으로 변화된다. 시험을 완료한 후 각각의 시편에 대하여 네킹이 발생한 영역과 그 주변에 있는 변형된 그리드 형상에서 주 변형률(major strain)과 부 변형률(minor strain)을 측정하였다. 본 연구에서 변형률 측정에는 그리드 패턴 분석기(grid pattern analyzer)를 사용하였다.
- 액체로켓 연소기 재생냉각 챔버의 제작에 사용되는 구리합금에 대한 열처리 전후 성형성을 평가하고자 돔 장출 시험과 인장시험을 수행하여 구리합금에 대한 성형한계도를 획득하였다. 시험결과 열처리 후 구리합금 재료의 성형한계 값이 열처리 전 재료에 비하여 크게 증가하여 노즐의 벌징에 필요한 성형성이 향상됨을 보여주었다.
- 인장시험에 사용된 시편은 돔 장출 시험용 시편과 동일하게 열처리를 수행하였다. 열처리는 산화를 방지하기 위하여 진공로에서 브레이징에 사용되는 온도로 수행하였다. 첫 번째 시편은 재료의 기계적인 물성을 얻기 위하여 인장시험에 널리 사용되는 ASTM E8M 규격[10]에 따라 시편을 제작하고 인장시험을 수행하였다.
- 2에 나타내었듯이 직경 170 mm의 봉 형상의 재료에서 종 방향과 횡 방향으로 시편을 제작하고, 이 시편들에서 열처리를 한 것과 하지 않은 것 두 종류로 구분하여 시험에 사용하였다. 이 재료에 대한 성형한계도(Forming Limit Diagram: FLD)를 얻기 위하여 돔 장출 시험[2-7]과 인장시험을 수행하였다. 돔 장출 시험에 사용된 장비는 USTM(Universal Sheet Metal Forming Test Machine)이며, 인장시험에는 만능 재료시험기(Instron)를 사용하였다.
- 연소기 재생냉각 챔버의 내측구조물에 사용되는 구리합금 재료는 열처리 전후 그 기계적인 물성 값들이 크게 변화된다[13]. 이러한 열처리가 재료의 성형성에 미치는 영향을 평가하기 위하여 종 방향 시편은 모두 열처리를 하고, 횡 방향 시편은 열처리를 한 것과 하지 않은 것으로 분리하여 제작하였다. 돔 장출 시험으로 얻는 한계변형률 상태는 시편의 폭의 크기에 따라 서로 다르게 나타난다[14].
- 따라서 본 연구에서는 돔 장출 시험으로 얻은 한계 변형률 값들과 인장형 시편에서 얻은 값들을 비교하여 시편의 형상 및 시험 방법에 따른 한계 변형률 값들의 차이를 평가하였다. 이를 위하여 두 종류의 인장시험형 시편을 제작하여 한계 변형률 데이터를 측정하였다. 인장시험에 사용된 시편은 돔 장출 시험용 시편과 동일하게 열처리를 수행하였다.
대상 데이터
- 두 번째 시편은 ASTM 규격의 인장시편에서 평행부의 폭을 보다 넓게 제작하여 시험을 수행하였다. ASTM 규격에 따라 제작한 인장 시편의 폭은 12.5 mm이지만 두 번째 시편의 폭은 26 mm로 제작하였다. 이 시편의 폭을 넓게 제작한 이유는 시편이 파단된 후 파단부 영역에서 성형한계 데이터를 좀 더 많이 얻기 위해서이다.
- 이 재료에 대한 성형한계도(Forming Limit Diagram: FLD)를 얻기 위하여 돔 장출 시험[2-7]과 인장시험을 수행하였다. 돔 장출 시험에 사용된 장비는 USTM(Universal Sheet Metal Forming Test Machine)이며, 인장시험에는 만능 재료시험기(Instron)를 사용하였다. 돔 장출 시험에 사용된 장비의 최대 하중 능력은 50톤이며, 블랭크 홀더(blank holder)의 최대 힘은 100톤이다.
- 이 방법은 Hecker[5]가 처음 제안하였으며, 그동안 수치적인 방법과 실험적인 방법으로 많은 연구가 진행되어 왔다[12]. 돔 장출시험에 사용된 시편은 Fig. 2에 나타내었듯이 직경 170 mm의 구리합금 봉재를 종 방향과 횡 방향으로 두께 2.0 mm의 판재로 와이어 커팅(wire cutting)하여 제작하였다. 연소기 재생냉각 챔버의 내측구조물에 사용되는 구리합금 재료는 열처리 전후 그 기계적인 물성 값들이 크게 변화된다[13].
- 재료의 성형성을 평가하기 위한 성형한계도의 개념은 Keeler와 Backofen[11]이 처음 제안하였다. 본 연구에서 사용한 돔 장출 시험은 직경이 101.6 mm인 반구형의 펀치와 시험에 필요한 금형을 사용한다. 이 방법은 Hecker[5]가 처음 제안하였으며, 그동안 수치적인 방법과 실험적인 방법으로 많은 연구가 진행되어 왔다[12].
- 이를 위하여 두 종류의 인장시험형 시편을 제작하여 한계 변형률 데이터를 측정하였다. 인장시험에 사용된 시편은 돔 장출 시험용 시편과 동일하게 열처리를 수행하였다. 열처리는 산화를 방지하기 위하여 진공로에서 브레이징에 사용되는 온도로 수행하였다.
이론/모형
- 시험을 완료한 후 각각의 시편에 대하여 네킹이 발생한 영역과 그 주변에 있는 변형된 그리드 형상에서 주 변형률(major strain)과 부 변형률(minor strain)을 측정하였다. 본 연구에서 변형률 측정에는 그리드 패턴 분석기(grid pattern analyzer)를 사용하였다.
- 열처리는 산화를 방지하기 위하여 진공로에서 브레이징에 사용되는 온도로 수행하였다. 첫 번째 시편은 재료의 기계적인 물성을 얻기 위하여 인장시험에 널리 사용되는 ASTM E8M 규격[10]에 따라 시편을 제작하고 인장시험을 수행하였다. 두 번째 시편은 ASTM 규격의 인장시편에서 평행부의 폭을 보다 넓게 제작하여 시험을 수행하였다.
성능/효과
- 11에 열처리 전후 횡 방향 시 편의 최대 주/부 변형률 값의 변화와 성형한계도를 비교하였다. Fig. 11에서 알 수 있듯이 구리 합금의 경우에 열처리 후에 재료의 성형한계 값들이 열처리 전에 비하여 모든 변형률 영역에서 향상되어 양의 주 변형률-양의 부 변형률 영역에서 최대 주 변형률 값은 39.4%에서 64.8%로 증가하였으며, 최대 부 변형률 값은 21.4%에서 25.2%로 증가하였다. 양의 주 변형률과 음의 부 변형률 영역에서는 최대 주 변형률 값이 45.
- 이러한 결과는 인장시험에서 열처리를 하지 않은 재료에 대한 이전의 시험결과[13]와 본 연구에서 사용한 열처리 후 인장시편의 연신율을 비교하였을 때 열처리 후 재료의 연신율이 열처리 전 재료에 비하여 65% 증가하는 결과와 동일한 경향을 보여준다. 따라서 액체로켓 연소기 재생냉각 챔버 제작용 구리합금의 열처리는 노즐의 벌징 공정에서 재료의 성형성을 크게 향상시켜 벌징공정을 네킹이나 파손이 발생되지 않고 성공적으로 수행하는데 매우 중요한 요소임을 보여준다.
- 돔 장출 시험은 재료의 성형성을 평가하는데 널리 사용되고 있는 방법이며, 현재는 성형한계 곡선을 얻는 표준 규격[7]으로 정의된 방법이다. 따라서 위의 시험결과는 인장시험형 시편을 사용하면 돔 장출 시험으로 얻은 결과에 비하여 더 낮은 성형 한계 변형률 값들을 얻음을 보여준다. 액체로켓 연소기 챔버의 노즐에서 직경확대비(expansion diameter ratio)는 노즐목의 직경에 대한 노즐 직경의 비(ratio)를 나타낸다.
- 시험결과 열처리 후 구리합금 재료의 성형한계 값이 열처리 전 재료에 비하여 크게 증가하여 노즐의 벌징에 필요한 성형성이 향상됨을 보여주었다. 또한 동일한 재료에 대하여 한계 변형률을 얻는 시험의 종류 및 시편의 형상에 따라 재료의 한계 변형률이 서로 다르게 나타나 인장시험형 시편으로는 재료에 대한 정확한 성형한계도를 얻을 수 없음을 알 수 있었다. 이러한 시험 결과들로부터, 연소기 재생냉각 챔버의 내측구조물을 노즐 형상으로 네킹이나 파손 없이 성형하기 위해서는 벌징 전 재료에 대한 고온 열처리뿐만 아니라 시험방법 또한 매우 중요함을 확인하였다.
- 특히 인장-압축 변형률 영역에서 열처리 후 최대 부 변형률 값은 열처리 전의 값에 비하여 약 2배 증가하였다. 벌징 공정으로 구조물에 발생되는 변형률이 인장-압축 변형률 상태인 점을 고려하면 인장-인장 상태의 변형률을 발생시키는 다른 형태의 변형 공정보다 실린더 형상의 내측구조물을 노즐 형상으로 변형시키는 벌징 공정에서 열처리 효과가 더 크게 나타남을 시험결과를 통하여 알 수 있다. 이러한 결과는 인장시험에서 열처리를 하지 않은 재료에 대한 이전의 시험결과[13]와 본 연구에서 사용한 열처리 후 인장시편의 연신율을 비교하였을 때 열처리 후 재료의 연신율이 열처리 전 재료에 비하여 65% 증가하는 결과와 동일한 경향을 보여준다.
- Figure 6에서 성형한계곡선(FLC)의 상부에 위치한 변형률 데이터들은 재료가 네킹 또는 파손이 발생하였음을 의미하며, 이 곡선의 하부에 위치한 데이터들은 시편에 네킹이나 파손이 없는 영역에서 얻은 데이터들이다. 본 연구에 사용된 구리합금에서 열처리 전 횡 방향 시편의 돔 장출 시험 결과 시편 폭이 가장 큰 170 mm에서 인장-인장 변형률 상태에서 최대 주변형률은 39.4%, 최대 부 변형률은 21.4%로 나타났다. 이 시편에 대하여 윤활을 한 경우에는 최대 주 ·변형률과 부 변형률은 56.
- 종 방향과 횡 방향 시편에서 측정한 최대 주/부 변형률 값들을 비교 결과를 Table 2에 나타내었다. 비교 결과 인장-압축 변형률 영역에서는 종 방향과 횡 방향의 최대 주 변형률과 부 변형률 값들 간에 차이가 각각 0.5%와 1.3%로 나타났다. 이에 반하여 인장-인장 변형률 영역에서의 최대 주 변형률과 최대 부 변형률 값들의 차이는 8.
- 3에 나타내었다. 시험 결과 본 연구에서 사용한 구리합금 재료의 0.2% 오프셋 항복강도는 63.9 MPa, 최대 연신율은 43.9%로 나타났다.
- 액체로켓 연소기 재생냉각 챔버의 제작에 사용되는 구리합금에 대한 열처리 전후 성형성을 평가하고자 돔 장출 시험과 인장시험을 수행하여 구리합금에 대한 성형한계도를 획득하였다. 시험결과 열처리 후 구리합금 재료의 성형한계 값이 열처리 전 재료에 비하여 크게 증가하여 노즐의 벌징에 필요한 성형성이 향상됨을 보여주었다. 또한 동일한 재료에 대하여 한계 변형률을 얻는 시험의 종류 및 시편의 형상에 따라 재료의 한계 변형률이 서로 다르게 나타나 인장시험형 시편으로는 재료에 대한 정확한 성형한계도를 얻을 수 없음을 알 수 있었다.
- Figure 8에서 safety of tension 또는 neck or crack of tension으로 표기한 데이터들은 인장시험형 시편에서 얻은 데이터들을 나타낸다. 시험결과에서 알 수 있듯이 인장 시험형 시편으로 얻은 인장-압축 한계변형률 데이터들은 돔 장출 시험으로 얻은 한계변형률 값들 보다 낮게 나타났다. 돔 장출 시험은 재료의 성형성을 평가하는데 널리 사용되고 있는 방법이며, 현재는 성형한계 곡선을 얻는 표준 규격[7]으로 정의된 방법이다.
- 8%로 나타났다. 앞서 언급하였듯이 2축 인장 변형률을 얻기 위하여 우레탄과 윤활제로 시편과 펀치의 마찰을 감소시켜 시험을 하였으며, 이 경우 최대 주/부 변형률이 각각 증가하여 최대 주 변형률이 60.8%로 증가하고, 최대 부 변형률은 53.7%로 크게 증가하였다. 인장-압축 변형률 영역에서는 최대 주 변형률은 69.
- 2%로 증가하였다. 양의 주 변형률과 음의 부 변형률 영역에서는 최대 주 변형률 값이 45.4%에서 69.5%로 증가하였으며, 최대 부 변형률 값 또한 -11.4%에서 -21.5%로 증가하였다. 특히 인장-압축 변형률 영역에서 열처리 후 최대 부 변형률 값은 열처리 전의 값에 비하여 약 2배 증가하였다.
- 고온 열처리 후 횡 방향과 종 방향 시편에 대하여 돔 장출 시험 결과 열처리 전 시편과 마찬가지로 폭이 넓고, 윤활을 한 시편의 경우 네킹이 시편의 중앙 쪽에서 발생하였으나, 시편의 폭이 점점 감소함에 따라 네킹 발생 위치가 블랭크 홀더 쪽으로 이동하였다[2,16]. 열처리 후 종 방향 시편의 인장-인장 변형률 상태에서 구리합금의 최대 주 변형률은 56.2%이며, 최대 부 변형률은 19.8%로 나타났다. 앞서 언급하였듯이 2축 인장 변형률을 얻기 위하여 우레탄과 윤활제로 시편과 펀치의 마찰을 감소시켜 시험을 하였으며, 이 경우 최대 주/부 변형률이 각각 증가하여 최대 주 변형률이 60.
- 2% 오프셋 항복강도, 인장강도, 연신율과 탄성계수등 재료의 기계적인 물성 값들이 열처리 전에 비하여 크게 변화하는 특성을 갖고 있다[13]. 열처리를 하지 않은 구리합금 재료의 인장시험 결과[13]에서 인장강도는 371 MPa, 0.2% 오프셋 항복강도는 254.7 MPa, 연신율은 26.6% 그리고 탄성계수는 130 GPa로 나타났으나 본 연구에서 사용한 구리합금 재료의 열 처리 후 인장시험의 결과는 Table 1에 나타내었듯이 이전의 열처리를 하지 않은 재료의 인장시험 결과에 비하여 기계적인 물성 값들은 감소하지만 연신율은 43.9%로 증가하는 특징을 보여주었다. 이러한 결과는 고온 열처리 후 재료의 성형성 또한 크게 변화될 수 있음을 보여준다.
- 또한 동일한 재료에 대하여 한계 변형률을 얻는 시험의 종류 및 시편의 형상에 따라 재료의 한계 변형률이 서로 다르게 나타나 인장시험형 시편으로는 재료에 대한 정확한 성형한계도를 얻을 수 없음을 알 수 있었다. 이러한 시험 결과들로부터, 연소기 재생냉각 챔버의 내측구조물을 노즐 형상으로 네킹이나 파손 없이 성형하기 위해서는 벌징 전 재료에 대한 고온 열처리뿐만 아니라 시험방법 또한 매우 중요함을 확인하였다. 본 연구를 통하여 얻은 구리합금의 성형한계도는 이 재료를 사용하여 제작하는 연소기 재생냉각 챔버 노즐의 구조설계를 위한 데이터로 활용할 예정이다.
- 3%로 나타났다. 이에 반하여 인장-인장 변형률 영역에서의 최대 주 변형률과 최대 부 변형률 값들의 차이는 8.1%와 4.5%로 인장-압축 변형률 영역에서의 차이보다 상대적으로 크게 나타났다. 이러한 결과는 본 연구에서 사용된 재료를 봉 형상으로 제작하면서 발생된 재료의 방향성에 기인한다고 판단된다.
후속연구
- 이러한 시험 결과들로부터, 연소기 재생냉각 챔버의 내측구조물을 노즐 형상으로 네킹이나 파손 없이 성형하기 위해서는 벌징 전 재료에 대한 고온 열처리뿐만 아니라 시험방법 또한 매우 중요함을 확인하였다. 본 연구를 통하여 얻은 구리합금의 성형한계도는 이 재료를 사용하여 제작하는 연소기 재생냉각 챔버 노즐의 구조설계를 위한 데이터로 활용할 예정이다.
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