일반적인 클린칭 접합공정에서 고장력강과 알루미늄의 이종소재간의 접합시 고장력강의 낮은 연신율과 높은 강도로 인해 클린칭 접합시 파단이 발생하거나 높은 클린칭 접합하중이 요구된다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 본 연구에서는 클린칭 접합시 고장력강의 변형없이 알루미늄의 변형만을 이용한 홀 클린칭 접합공정을 개발하였다. 고장력강에 홀가공을 적용하여 고장력강의 변형을 배제하였다. 홀 클린칭 접합의 요구접합강도를 기초로 클린칭 접합의 기하학적 구속량을 결정하였으며, 홀 클린칭 금형의 형상은 성형체적 일정조건을 이용하여 설계하였다. 설계된 클린칭 접합공정의 유효성을 평가하기 위해 유한요소해석을 수행하여, 홀 클린칭 접합이 가능함을 확인하였다. 또한 홀 클린칭 접합의 접합강도는 인장전단시험을 통하여 평가하였다. 홀 클린칭 접합강도는 2.56kN으로 요구접합강도와 비교하여 동등수준 이상의 값을 가짐을 확인하였다.
일반적인 클린칭 접합공정에서 고장력강과 알루미늄의 이종소재간의 접합시 고장력강의 낮은 연신율과 높은 강도로 인해 클린칭 접합시 파단이 발생하거나 높은 클린칭 접합하중이 요구된다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 본 연구에서는 클린칭 접합시 고장력강의 변형없이 알루미늄의 변형만을 이용한 홀 클린칭 접합공정을 개발하였다. 고장력강에 홀가공을 적용하여 고장력강의 변형을 배제하였다. 홀 클린칭 접합의 요구접합강도를 기초로 클린칭 접합의 기하학적 구속량을 결정하였으며, 홀 클린칭 금형의 형상은 성형체적 일정조건을 이용하여 설계하였다. 설계된 클린칭 접합공정의 유효성을 평가하기 위해 유한요소해석을 수행하여, 홀 클린칭 접합이 가능함을 확인하였다. 또한 홀 클린칭 접합의 접합강도는 인장전단시험을 통하여 평가하였다. 홀 클린칭 접합강도는 2.56kN으로 요구접합강도와 비교하여 동등수준 이상의 값을 가짐을 확인하였다.
The joining of aluminum and HSS (high-strength steel) by the conventional clinching process is limited by the low formability of HSS. Defects in the clinching joint, such as necking of the upper sheet, cracks, and lack of interlocking, are produced by the different ductility properties of HSS and al...
The joining of aluminum and HSS (high-strength steel) by the conventional clinching process is limited by the low formability of HSS. Defects in the clinching joint, such as necking of the upper sheet, cracks, and lack of interlocking, are produced by the different ductility properties of HSS and aluminum. In this study, we propose the hole clinching process for joining Al6061 and SPFC440, in which deformation of SPFC440 is avoided by drilling a hole in the SPFC440. The dimensions of the interlocking in the hole-clinched joint necessary to provide the required joint strength were determined. Based on the volume constant of the hole clinching process, the shapes of the tools were designed by finite element (FE)-analysis. A hole clinching experiment was performed to verify the proposed process. A cross-section of the joint showed good agreement with the results of the FE-analysis. The lap shear strength was found to be 2.56 kN, which is higher than required joint strength.
The joining of aluminum and HSS (high-strength steel) by the conventional clinching process is limited by the low formability of HSS. Defects in the clinching joint, such as necking of the upper sheet, cracks, and lack of interlocking, are produced by the different ductility properties of HSS and aluminum. In this study, we propose the hole clinching process for joining Al6061 and SPFC440, in which deformation of SPFC440 is avoided by drilling a hole in the SPFC440. The dimensions of the interlocking in the hole-clinched joint necessary to provide the required joint strength were determined. Based on the volume constant of the hole clinching process, the shapes of the tools were designed by finite element (FE)-analysis. A hole clinching experiment was performed to verify the proposed process. A cross-section of the joint showed good agreement with the results of the FE-analysis. The lap shear strength was found to be 2.56 kN, which is higher than required joint strength.
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문제 정의
본 연구에서는 접합소재인 고장력강에 홀가공을 적용하여 클린칭 접합시 고장력강의 변형을 최소화한 홀 클린칭 접합공정을 설계하였다. 홀 클린칭 금형의 형상은 성형체적일정조건을 활용하여 설계하였으며, 유한요소해석 및 홀 클린칭 접합실험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합공정의 유효성을 검토하였다.
가설 설정
(1) 본 연구에서 제안된 홀 클린칭 공정에서 펀치 성형체적은 체적일정의 원리와 기하학적 조건에 의해 고장력강의 홀체적과 다이공동부 체적의 합과 같아야 한다.
본 연구에서 제안된 홀 클린칭 접합공정은 고장력강의 홀 중심, 다이 공동부의 중심 및 펀치의 중심이 동일한 선상에 존재해야 한다. 고장력강의 홀의 중심이 벗어날 경우, 중심선을 기준으로 펀치와 고장력강의 좌우간격이 달라진다.
여기서, VU와 VU’는 상부소재의 클린칭 접합 전후 성형체적을 나타내며, 본 연구에서는 상부소재의 클린칭 접합 전후 성형체적이 동일하다고 가정하였다.
앞서 설계된 고장력강의 홀직경, 다이깊이를 반영하였으며 성형부 형상은 원형으로 대칭이므로 축대칭 유한요소모델을 적용하였다. 해석조건으로 Table 2 의 물성치를 적용하였고, 금형과 접합소재 간의 마찰 상수는 0.12 이며, Al6061 과 SPFC440 간의 마찰상수는 0.4 로 가정하였다.(4) 홀 클린칭 접합공정 후 펀치와 접합부의 분리를 고려하여 펀치의 경사각은 2°를 적용하였다.
제안 방법
(3) 홀 클린칭 접합실험 및 인장전단시험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합공정의 유효성을 평가하였다. 인장전단시험을 통해 접합부의 인장전단하중은 2.
(4) 홀 클린칭 접합공정 후 펀치와 접합부의 분리를 고려하여 펀치의 경사각은 2°를 적용하였다.
고장력강의 홀 중심을 일치시키기 위해 별도의 고정용 치구를 Fig. 9 와 같이 제작하여 펀치와 고장력강의 간격편차를 최소화 하였다. Fig.
463 mm 로 계산된다. 고장력강 홀가공성을 고려하고, 2.5kN 이상의 접합강도를 보장하기 위해 클린칭 접합의 목두께를 0.5mm 로 재설정하였다. 이에 대한 고장력강의 홀직경은 8.
이는 코이닝(coining)효과에 의한 하중증가가 예상되며, 이로 인해 홀 클린칭 접합금형의 파손이 우려된다. 따라서, 본 연구에서는 펀치 R=2.0 mm 에서 펀치행정거리로 홀 클린칭 접합조건을 설정하였으며, 펀치행정거리는 식 (5)에 의해 S=4.0 mm 로 결정된다.
본 연구에서는 고장력강판(SPFC440)에 홀가공을 적용하여 고장력강의 변형을 배재한 홀 클린칭 접합공정을 설계하여 고장력강판과 Al6061 이종소재를 접합하였다. 또한 인장전단시험을 통해 접합강도를 평가하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
홀 클린칭 금형의 형상은 성형체적일정조건을 활용하여 설계하였으며, 유한요소해석 및 홀 클린칭 접합실험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합공정의 유효성을 검토하였다. 또한 인장전단실험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합의 접합강도를 평가하였다.
본 연구에서는 Fig. 2 에 나타낸 것과 같이 하부소재는 높은 강도와 낮은 연신율의 특성을 갖는 고장력강을 위치시키고, 상부소재에 알루미늄을 위치시켜 접합하는 홀 클린칭 접합공정을 제안하였다. 제안된 홀 클린칭 접합공정은 상부소재가 소성변형하여 하부소재의 홀을 통과하여 다이 내부로 압입된다.
본 연구에서는 Fig. 3 에 나타낸 설계절차에 의해 홀 클린칭 접합공정을 설계하였다. 홀 클린칭 접합공정을 설계하기 위해서는 접합소재들의 두께 및 유동특성, 홀 클린칭 접합의 요구접합강도 및 클린칭 펀치직경이 초기조건으로 요구된다.
본 연구에서는 Fig. 3 에 나타낸 홀 클린칭 금형설계 절차에 따라 1.6mm 두께의 SPFC440 소재와 2.0mm 두께의 Al6061 소재의 이종소재 홀 클린칭 금형을 초기 형상을 설계하였다. 접합소재의 두께는 자동차 부품에 사용되는 소재 두께 범위에서 결정하였다.
기존의 클린칭 접합공정은 고장력강의 낮은 연신률과 높은 강도로 인해 알루미늄소재와의 클린칭 접합이 불가능한 경우가 많다. 본 연구에서는 고장력강판(SPFC440)에 홀가공을 적용하여 고장력강의 변형을 배재한 홀 클린칭 접합공정을 설계하여 고장력강판과 Al6061 이종소재를 접합하였다. 또한 인장전단시험을 통해 접합강도를 평가하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
설계된 홀 클린칭 금형의 유효성을 검증하기 위해 홀 클린칭 접합실험을 수행하였다. 홀 클린칭 접합실험을 유한요소해석에서 언더컷 형성과 데미지 값이 가장 작게 나타나는 R=2.
5 에 설계된 홀 클린칭 금형 및 접합공정을 나타내었다. 앞서 설계된 고장력강의 홀직경, 다이깊이를 반영하였으며 성형부 형상은 원형으로 대칭이므로 축대칭 유한요소모델을 적용하였다. 해석조건으로 Table 2 의 물성치를 적용하였고, 금형과 접합소재 간의 마찰 상수는 0.
유한요소해석을 통해 설계된 홀 클린칭 금형의 유효성을 검토하고, 문제점을 보완하였다. Fig.
제안된 홀 클린칭 접합의 접합강도를 인장전단시험을 통해 평가하였다. 인장전단시험은 Fig. 11에 나타낸 것과 같이 폭 25 mm, 겹침길이 25 mm의 인장전단시험편을 제작하여, 5 회 반복수행하였으며, 인장전단하중의 평균으로 접합강도를 평가하였다.
제안된 홀 클린칭 접합의 접합강도를 인장전단시험을 통해 평가하였다. 인장전단시험은 Fig.
펀치 R 의 변화에 따라 언더컷 생성 및 데미지값을 평가하여 펀치행정거리를 결정하였다. 펀치 R 이 작을수록 언더컷의 생성이 잘 되지만, 국부적인 변형이 집중되기 때문에 데미지 값이 높게 평가되었다.
10 은 홀 클린칭 접합실험과 유한요소해석 결과를 비교한 것이다. 펀치의 압입깊이는 유한요소해석과 동일한 4 mm 로 클린칭 접합을 실시하였다. 접합단면을 비교한 결과, 유한요소해석 결과와 유사한 형상을 나타내었다.
본 연구에서는 접합소재인 고장력강에 홀가공을 적용하여 클린칭 접합시 고장력강의 변형을 최소화한 홀 클린칭 접합공정을 설계하였다. 홀 클린칭 금형의 형상은 성형체적일정조건을 활용하여 설계하였으며, 유한요소해석 및 홀 클린칭 접합실험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합공정의 유효성을 검토하였다. 또한 인장전단실험을 통해 설계된 홀 클린칭 접합의 접합강도를 평가하였다.
접합소재의 두께는 자동차 부품에 사용되는 소재 두께 범위에서 결정하였다. 홀 클린칭 접합의 요구접합강도는 셀프 피어싱 리벳의 전단강도의 약 80% 수준인 2.5kN 으로 설정하였다.(12) Table 1 과 Table 2 에 홀 클린칭 금형설계를 위한 초기조건 및 SPFC440 소재와 Al6061 소재의 유동응력식을 나타내었다.
이론/모형
상부소재의 목부분 파단을 예방하기 위해 유한요소해석을 통해 상부소재의 데미지 값, D 를 식 (7)의 Normalized Cockcroft & Latham 식을 이용하여 평가하였으며, 여기서 데미지 값이 임계값에 도달하게 되면 소재의 연성파괴가 발생한다.
(12) Table 1 과 Table 2 에 홀 클린칭 금형설계를 위한 초기조건 및 SPFC440 소재와 Al6061 소재의 유동응력식을 나타내었다. 접합소재들의 유동응력식은 인장시험을 통해 평가하였다.
성능/효과
(2) 제안된 홀 클린칭 접합은 상부소재의 목부분에서 파단이 발생하며, 이 때의 파단하중은 소재의 인장강도와 파단면적을 이용하여 예측할 수 있다. 홀 클린칭 접합공정 설계시, 이를 활용하여 홀 클린칭 접합의 요구접합강도를 만족하는 최소 목두께를 설계할 수 있다.
본 연구에서 제시한 홀 클린칭 접합의 설계절차는 기하학적 조건을 바탕으로 고안된 것이므로, 홀 클린칭 접합시 상부소재의 유동특성이 충분히 고려되지 않았다. 이를 보완하기 위해서는 유한요소해석을 통해 설계된 홀 클린칭 금형의 유효성을 검토해야 한다.
인장전단시험을 통해 접합부의 인장전단하중은 2.56±0.41kN 로 평가되었고 요구접합강도 2.5kN 을 만족하였다.
접합강도 평가결과, 인장전단하중이 2.56±0.41 kN 으로 평가되었다.
제안된 홀 클린칭 접합의 경우, 하부소재의 홀가공이 요구되지만, 기존 클린칭 접합에서 불가능 고장력강의 클린칭 접합이 가능한 장점이 있다. 상부소재만 변형되기 때문에 홀 클린칭 접합하중이 낮은 장점이 있다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
이종소재 접합에 기계적 접합이 이용되는 이유는 무엇인가?
(1~3) 이러한 알루미늄 차체부품의 개발은 기존의 고장력강 부품과의 조립을 위한 이종소재 접합기술을 요구한다. 이종소재 접합은 기존의 저항점 용접기술(resistance spot welding)의 적용이 불가능하기 때문에 클린칭(clinching), 셀프 피어싱 리벳(self-piercing rivet) 등과 같은 기계적 접합이 많이 이용되고 있다. 특히 클린칭 접합의 경우, 셀프 피어싱 리벳과는 달리 추가적인 접합요소가 필요하지 않기 때문에 접합단가가 저렴한 장점이 있어 이종소재 접합기술에 있어 최근 많은 연구가 진행되고 있다.
알루미늄과 고장력강의 이종소재의 클린칭 접합에는 어떤 문제가 발생하는가?
그러나 알루미늄과 고장력강의 이종소재의 클린칭 접합의 경우, 고장력강의 높은 강도와 낮은 성형성으로 인해 클린칭 접합이 불가능한 경우가 많이 발생한다.(8~10) Fig.
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