A Compatibility Study on Blank Support Structure for Large and Curved Thick Plate Forming

대곡면 후곡판 성형을 위한 블랭크 지지구조의 적합성 연구

Abstract

Thick plate forming is presented to manufacture a large and curved member of steam turbine diaphragm. Due to three-dimensional asymmetry of target geometry, it is hard to consistently keep the blank position in die cavity between forming punch and die. In order to relieve the position instability of the blank during the thick plate forming, a blank support structure is proposed to be composed of guide pins and linear bearing, and blank guide arm enlarged from both longitudinal ends of the thick blank. In this study, parametric investigations with regard to the geometric position and width of the blank guide arm are carried out. As main geometric parameters, 2 positions such as maximum curvature region and minimum one on a curved cross-section profile of the target shape are selected, and 14 widths of the blank guide arm are considered. Using 28 variable combinations, three-dimensional numerical simulations are performed to predict the appropriate range of the process parameters. The compatibility and validity of the blank support structure with the blank guide arm for the thick plate forming is verified through the thick plate forming experiments.

1. 서 론

전 세계 약 80% 이상의 전력을 생산하는 화력·원자력 발전소에서는 고온·고압·고속 상태의 증기가 가지고 있는 열 및 운동에너지를 증기 터빈(steam turbine)의 동익(rotor)에 충돌시켜 기계적 운동(동력)에너지로 전환한다[1]. 증기 터빈 시스템은 크게 고압(high pressure) 터빈 및 저압(low pressure) 터빈 그리고 발전기(generator)로 구성된다. 저압 터빈에서의 증기는 고압 터빈과 비교하여 낮은 압력 및 온도로 인해 증기 포화도가 감소하여 액적(water droplet)이 생성되고, 정익(stator)의 표면에 수막(water film)을 형성하게 된다. 이러한 액적들은 증기의 흐름을 따라 정익의 뒷전(trailing edge)에서 분리되어 동익(rotor)의 앞전(leading edge)에 충돌하게 되고(Fig. 1 참조), 습분 침식(water droplet erosion)을 유발하게 된다[2,3].

습분 침식의 원인이 되는 액적을 제거하기 위한 방법으로 최근 정익의 표면에 습분 흡입구(suction slot)와 흡인된 습분을 배출하기 위한 내부 유로가 적용된 중공형 터빈 정익(hollow-type turbine stator)이 소개된 바 있으며[4], 3차원 비대칭 형상의 정익을 중공 분할형(hollow-partitioned)으로 제작하기 위한 후판 성형 공정(thick plate forming)이 제안되기도 하였다[5]. 또한, 대면적의 후판을 성형하는 과정에서 블랭크(thick blank)의 불안정한 자세와 금형면에서의 미끄러짐 현상 및 성형 불량 등을 개선하기 위한 블랭크 지지구조(blank support structure)에 대한 연구가 진행되기도 하였다[6]. 즉, Fig. 2에서와 같이 후판 블랭크 지지구조는 블랭크 가이드 암(blank guide arm), 가이드 핀(guide pin), 리니어 베어링(linear bearing) 및 가이드 블록(guide block)으로 구성되며, 후판 블랭크는 길이 방향의 양쪽 끝단에 가이드 암과 가이드 홀(guide hole)이 추가된 것을 알 수 있다. 이와 관련된 선행연구에서는 블랭크 지지 구조를 3차원 비대칭 형상을 가지는 중공형 터빈 정익의 후판 성형 공정에 적용하여 가이드 암이 블랭크의 위치를 적절히 유도하는 과정과 금형면에서의 블랭크 미끄러짐(sliding) 개선 등에 대한 연구를 수행하여, 블랭크 지지 구조 적용에 대한 유효성을 검증한 바 있다[6]. 

 

따라서 본 연구에서는 선행연구 결과를 바탕으로 중공 분할형 터빈 정익의 균일한 후판 성형품을 제작하기 위해 적용되는 가이드 암의 적절한 폭(width)과 위치(position)를 도출하고자 하였다. 즉, Fig. 3에 제시된 중공 분할형 터빈 정익의 단면을 기준으로 두께가 5.00mm인 상부 곡판(upper plate)이 두께가 10.00mm인 하부 곡판(lower plate)보다 큰 곡률 분포를 가지고 있기 때문에 상부 곡판에 대한 후판 성형 공정을 위한 가이드 암의 적절한 폭과 위치에 관한 해석적·실험적 연구를 수행하였다. 본 연구에서는 가이드 암의 폭과 관련된 14가지의 형상 변수 및 위치와 관련된 2가지의 변수가 고려되었다. 이를 통해 얻어진 총 28개의 형상 변수 조합들은 후판 성형 공정에 대한 해석적 연구에 적용되었다. 각 변수 조합에 따른 유한요소 해석 결과들을 바탕으로  후곡판의 변형 특성 및 미끄러짐 등에 대한 전반적인 특성 분석을 통해 도출된 적절한 변수 조합들을 이용하여 실험적 검증에 적용하였다. 결론적으로 본 연구에서 제안한 블랭크 지지 구조는 대면적 후곡판 성형 공정에 적합한 것으로 나타났다.

 

 

 

2. 후판 블랭크 가이드 암 설계

3차원 비대칭 형상을 가지는 대면적 중공형 터빈 정익은 Fig. 3에서와 같이 2개의 후곡판으로 구성되며, 본 연구에서는 5.00mm의 두께를 가지는 상부 곡판의 후판 성형을 위한 블랭크 지지 구조의 기하학적 변수와 관련된 연구를 수행하였다. 이를 위해 Fig. 4(a)와 같이 상부 후곡판의 최종 형상에서의 외측(outer root) 단면 A-A’와 내측(inner root) 단면 B-B’상의 최대 곡률부(maximum curvature point)인 점 P와 점 R 및 최소 곡률부(minimum curvature point)인 점 Q와 점 S를 Fig. 4(b)에서의 초기 후판 블랭크에 대응시킴으로써 가이드 암의 위치를 설정하고자 하였다. 여기서 외측 단면 최소 곡률부(점 Q)에 대응하는 점 Q’과 내측 단면 최대 곡률부(점 R)에 대응하는 초기 블랭크의 점 R’은 폭의 중앙부에 인접함을 알 수 있다. 선행연구 결과에 따르면, 외측 단면상의 최대 곡률부(점 P’)와 내측 단면상의 최대 곡률부(점 R’) 및 외측 단면상의 최소 곡률부(점 Q’)와 내측 단면상의 최소 곡률부(점 S’)에 가이드 암을 적용할 경우 X-방향으로 과도한 미끄러짐이 발생할 수 있기 때문에 고려 대상에서 제외하였다.

가이드 암의 적절한 위치로써 외측 최소 곡률부(점 Q’)와 내측 최대 곡률부(점 R’)에 각각의 가이드 암을 적용되는 모델 1(position 1), 외측 최대 곡률부(점 P’)와 내측 단면 최소 곡률부(점 S’)에 각각의 가이드 암이 적용되는 모델 2(position 2) 등 2가지의 경우를 선택하였다. 그리고, 형상 변수로써 후판 블랭크 가이드 암의 폭은 초기 두께(5.00mm)를 기준으로 최소 2.50mm에서 최대 90.00mm까지 총 14가지의 경우를 고려하였다. 즉, 가이드 암의 위치 변수 2개 및 폭의 형상 변수 14개를 조합하여 총 28개의 변수 조합을 구성하였다. Table 1은 가이드 암의 형상 변수 조합을 요약한 것이고, Fig. 5는 앞서 설정된 가이드 암의 위치 조합을 도식화한 것이다.

 

 

 

3. 유한요소 모델링

3.1 후판 블랭크의 기계적 특성

 페라이트계 스테이레스강(ferritic stainless steel)인SUH409L 후판재(두께 5.00mm)를 중공 분할형 터빈 정익의 상부 곡판용 블랭크 소재로 선정하였다. 본 연구에서 다루는 후판 성형 공정은 대면적의 후판 블랭크가 적용되기 때문에 기계적 특성(mechanical property) 뿐만 아니라 이방성 특성도 고려되어야 한다. 해석적·실험적 연구를 위한 기계적 물성을 확보하기 위해 관련 표준 시험 규격인 ASTM E8/E8M 및 ASTM E517-00에 따라 단순 인장 시험과 소성 변형률비(plastic strain ratio) 측정 실험을 각각 수행하였다. 이를 통해 얻어진 SUH409L 후판재의 진응력-진변형률 선도[6]와 소성 변형률비 등은 후판 성형 공정에서의 블랭크 지지구조의 적합성 검토를 위한 일련의 유한요소 해석에 적용하였으며, Table 2에 각 시험 결과를 정리하였다.  

3.2 유한요소 모델

본 연구에서의 후판 블랭크 지지구조의 적합성 검토를 위한 유한요소 모델의 예를 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 6에서와 같이 후판 지지구조인 가이드 암이 적용된 후판 블랭크는 양 끝단에 구비된 가이드 홀에 가이드 핀이 삽입되어 있음을 알 수 있고, 성형부에는 대면적의 후판 블랭크를 성형하기 위한 상부 펀치와 하부 다이로 구성되어져 있다.  

중공 분할형 터빈 정익의 대면적 후곡판 성형을위한 후판 성형 공정에 사용된 초기 블랭크는 두께가 약 5.00mm임을 고려하여 두께 방향으로 총 4개의 층(4-layers)을 가지는 것으로 설정하였다. 또한, Table 1에 제시된 바와 같이 블랭크 가이드 암의 위치 및 폭에 대한 총 28가지의 변수 조합을 고려하여 약 280,000개 내외의 8절점 육면체 요소(8-node brick element)로 각각 모델링하였다. 총 28개의 유한요소 모델에 있어서, 공통적으로 적용되는 블랭크 지지 구조인 가이드 핀 및 상부 펀치 그리고 하부 다이 등은 강체 쉘 요소(rigid shell element)로 이산화하였다. 또한, 0.10의 쿨롱 마찰계수(Coulomb friction coefficient)가 후판 블랭크와 접촉하는 상부 펀치 및 하부 다이에 적용되었다. 그리고, 가이드 암과 같이가이드 핀은 서로 마찰의 영향을 받지 않고 움직일 수 있도록 리니어 베어링(linear bearing)을 적용함에 따라 별도의 마찰 거동없이 가이드 암이 자연스럽게 블랭크와 같이 하강할 수 있도록 하였다. 본 연구에서는 앞서 언급한 유한요소 모델링 과정을 통해 Table 1에 언급된 변수 조합이 반영된 총 28개의 후판 성형 공정 유한요소 모델을 각각 구성하여 성형 후의 탄성회복 과정을 포함하는 해석적 연구에 적용하였다.

 

 

 

4. 후판 성형 공정 유한요소 해석 결과 

4.1 유한요소 해석 결과 

본 연구를 통해 대곡면의 중공형 터빈 정익 상부 곡판에 대한 후판 성형 과정에서 블랭크의 안정적 위치 유도를 위해 적용한 가이드 암과 폭에 대한 기하학적으로 변수화된 총 28개의 유한요소 모델을 이용하여 해석적 연구를 수행하였다. 그러나, 이들 해석적 결과에 있어서 가이드 암의 위치와 관련된  두 개의 모델(Position 1 및 Position 2, Fig. 5 참조)에 있어서 가이드 폭(w)이 5.00mm, 20.00mm, 30.00mm, 40.00mm 및 90.00mm로 적용되었을 경우 등 총 10개 모델에 대한 유한요소 해석 결과들만 제한적으로 제시하고자 한다.

Fig. 7은 본 연구에서의 후판 성형 과정에서의 블랭크 위치 안정화를 위해 적용한 지지구조의 다양한 기하학적 변수 조합에 대한 유한요소 해석 결과로써 유효응력(effective stress) 분포들을 보여주고 있다. 가이드 암이 외측 최소 곡률부 및 내측 최대 곡률부에 적용된 경우(Position 1)과 외측 최대 곡률부및 내측 최소 곡률부에 적용된 경우(Position 2) 등 모든 경우에 있어서 유의미한 응력 분포를 보임을 알 수 있었다. 즉, 외측 최대 곡률부(Fig. 4에서의 점 P 주변) 그리고 이와 인접한 앞전 부위에서 높은 수준(약 640MPa)의 유효응력이 분포함을 확인할 수 있으며, 전체적으로는 약 430MPa 수준으로 예측되었다.

특히, 가이드 암의 위치가 Position 1에 해당될 때, 폭의 크기에 관계없이 블랭크와 인접한 가이드 암에서 국부적으로 꺽이는 현상이 발생할 수 있으나, Position 2의 경우에서는 이러한 현상이 관찰되지 않았다. 전반적으로 대면적의 상부 곡판을 성형하기 위한 후판 성형 공정에서 블랭크 지지구조인 가이드 암이 적절한 역할을 수행하는 것으로 확인되었다.  

 

 

Fig. 8은 Fig. 7에 제시된 후판 성형 공정 유한요소해석 결과를 토대로 탄성회복을 고려한 후의 유효응력 분포를 나타낸 것이다. 탄성회복 후의 유효응력(즉, 잔류응력) 분포를 살펴보면, 성형된 후곡판에서는 대체적으로 유사한 분포를 보임을 알 수 있다. 또한, 가이드 암이 블랭크와 연결된 부위에서 국부적으로 다소 높게 나타남을 알 수 있었으며, 가이드 암의 위치가 Position 2이고 폭이 90.00mm일 경우에 국부적으로 높은 응력(약 505MPa)이 예측되었다. 그러나, 전반적인 잔류응력 분포를 살펴보면 가이드 암의 위치와 폭이 후곡판 성형부의 탄성회복 후의 응력 분포에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 파악되었다.

그리고, 탄성회복 후의 소성 변형률(plastic strain) 분포 측면에서의 가이드 암의 적용 타당성도 검토하였다. Fig. 9는 Fig. 7과 Fig. 8에 제시된 공통된 해석 모델들을 기준으로 탄성회복 후의 소성 변형률(plastic strain) 분포를 나타낸 것이다. 가이드 암의 위치가 Position 1인 경우에는 후곡판의 외측 최대 곡률부에서 다소 높은 수준(약 0.42)의 소성 변형률이 분포함을 알 수 있고, 가이드 암과 블랭크 연결 부위에서는 상대적으로 낮은 값을 가지는 것으로 예측되었다. 그러나, Position 2의 경우에는 외측 최대 곡률부에 가이드 암이 적용됨에 따라 후곡판 상에서는 높은 수준의 소성 변형률은 관찰되지 않았으나, 가이드 암이 후곡판에 연결된 부위에서 국부적으로 높은 수준의 값이 관찰되었다. 이러한 국부적인 소성 변형률 집중을 제외하고, 후곡판 성형부에서는 적절한 분포를 보임을 확인하였다.

 

또한, 가이드 암이 적용된 후판 블랭크를 이용한후판 성형 공정 유한요소 해석과 탄성회복 과정을 거친 후곡판과 목적 곡면과의 형상 비교 및 치수 오차 비교를 위해 이미지 프로세싱 소프트웨어(image processing software)인 Geomagic Qualify를 이용하여 비교 결과를 Fig, 10과 같이 가시화하였다. Fig. 10에 나타낸 바와 같이 형상 비교는 가이드 암을 제거한 상태에서 후곡판의 형상만을 대상으로 하였다. 전반적으로 대면적의 후곡판 성형부는 전 영역에서 ±1mm의 치수 오차를 보임을 확인할 수 있다.

그러나, 뒷전부(trailing edge)와 외측(outer root) 및 내측(inner root) 곡면부에서 다소 큰 치수 오차를 보이는 것으로 조사되었으나, 이들 중공 분할형 터빈 정익 상부 곡판(upper plate)의 최외각 부위는 별도 후판 성형되는 하부 곡판(lower plate)과의 용접을 위해 가공(trimming)되는 부위이기 때문에 본 연구에서는 해당 치수 오차를 고려하지 않았다.

4.2 유한요소 해석 결과 분석

앞서 Fig. 7, Fig. 8 및 Fig. 9에 가시적으로 제시된 해석적 결과들만으로는 대곡면 후판 성형 공정에서의 블랭크 가이드 암 적용에 관한 적합성을 검토하기에 다소 한계가 존재하기 때문에 본 연구에서 수행된 총 28개 모델에 대한 유한요소 해석 결과를 보다 자세히 검토할 필요가 있다. 우선 총 28개의 기하학적 변수화 모델에 대한 유한요소 해석 결과로부터 전영역에 걸쳐 예측된 탄성회복 전후의 최대 유효응력과 소성 변형률을 각각 조사하였다.

 

 

그리고, 유한요소 해석 결과에 포함된 평판재인 초기 블랭크의 절점(node)이 후판 성형된 후 이동한 거리를 나태내는 변위 정보(U1=ΔX, U3=ΔZ, Fig. 11 참조)를 이용하여 각 방향별 최대 변위를 분석하였다. 이와 더불어 본 연구에서 적용된 가이드 암의 변형을 간접적으로 고찰하기 위해 Fig. 4에 도시된 XZ-평면상에서의 가이드 암의 변위를 조사하였다. 즉, 가이드 암이 후판 블랭크에 접한 부위의 중앙부 절점은 폭에 무관하게 동일한 위치에 있기 때문에 이 절점을 기준으로 XZ-평면상에서의 변위를 분석하였다.

Fig. 12는 앞서 언급한 총 28개의 변수화 모델에 대한 유한요소 해석 결과로부터 도출된 각각의 정량적 값들을 정리하여 나타낸 것이다. 가이드 암의 위치와 폭에 따른 최대 유효응력과 최대 잔류응력의 분포를 살펴보면, Fig. 12(a)에서와 같이 가이드 암의 위치와 폭이 최대 유효응력에 미치는 영향은 미미한 것으로 나타났다. 그러나, 탄성회복 후의 최대 유효응력(잔류응력)은 가이드 암의 위치와 폭에 의한 영향을 상당히 받는 것으로 나타났다.

 

가이드 암의 위치가 Position 2인 경우, 폭이 증가함에 따라 최대 잔류응력이 높게 나타나는 이유로는 최대 곡률부에 가이드 암이 적용됨에 따라 후판 성형과정에서 곡률부 변형 저항이 다른 부위보다 다소 크게 발생하기 때문인 것으로 파악되었다. 본 연구에 사용된 후판재인 SUH409L의 인장 강도(약 572MPa)을 고려할 때, 가이드 암의 폭은 약 35.00mm 이하가 적절할 것으로 판단된다.

SUH409L 후판재의 연신률(약 45% 내외)이 고려된 해석적 결과임을 감안하여, 약 65% 수준의 소성 변형률을 기준으로 탄성회복 후의 최대 소성 변형률을 살펴보았다. Fig. 12(b)에와 같이 가이드 암의 위치가 Position 1인 경우에 폭이 2.50mm일 때를 제외하고 약 0.50 수준, Position 2의 경우에는 폭이 7.50mm에서 35.00mm 범위일 때 약 0.65의 이하의 소성 변형률이 존재하는 것으로 나타났다. Fig. 12(a) 및 Fig. 12(b)의 결과를 종합해 보면, 가이드 암의 폭은 약 10.00mm에서 35.00mm 사이가 적절한 것으로 파악되었다.

그리고, 가이드 암의 위치를 결정하기 위한 방안으로 후곡판의 금형면상에서의 미끄러짐 정도를 분석하였다. Fig. 11에서 사전 정의된 성형된 후곡판의 XZ-평면상의 미끄러짐 변위 ΔX 및 ΔZ를 살펴보면, Fig. 12(c)에서와 같이 가이드 암의 위치가 Position 2일 때 폭 방향의 미끄러짐(ΔX)이 Position 2일 때 보다 다소 적게 발생함을 예측할 수 있다. 후곡판의 길이 방향으로의 미끄러짐(ΔZ)은 폭이 2.50mm에서 20.00mm 사이일 때 가이드 암의 위치가 Position 1의 경우 보다 적게 나타나지만, 폭이 20.00mm 이상일 경우에는 그 차이가 크지 않음을 알 수 있다.

이와 더불어 금형면에 후판 블랭크가 적절히 안착하도록 지지하는 가이드 암의 역할 측면에서 살펴보면(Fig. 12(d) 참조), 블랭크의 내측부(inner root)에서의 가이드 암의 위치가 Position 1일 때보다 Position 2일 경우에 가이드 암의 변위가 큰 것을 알 수 있다. 이는 블랭크가 적절한 위치에 안착할 수 있도록 내측부에서의 Position 2에 위치한 가이드 암이 Position 1의 가이드 암보다 유연하게 이동함을 의미한다. 그리고 Position 2의 외측(outer root) 가이드 암이 최대 곡률부에 블랭크를 고정하는 역할을 Position 1의 경우 보다 더 적절하게 수행함을 약 5.00mm 이하의 미끄러짐(ΔXZ) 변위를 통해 알 수 있다.

3차원 비대칭 후곡판 성형을 위한 블랭크 지지구조에 대한 해석적 연구결과를 종합해 보면, 후곡판의 길이 방향 외측(outer root) 최대 곡률부(Fig. 4의 점 P에 대응하는 후판 블랭크의 점 P’) 및 내측(inner root) 최소 곡률부(Fig. 4의 점 S에 대응하는 후판 블랭크의 점 S’)에 블랭크 가이드 암을 위치시키는 것이 보다 적절한 후판 성형을 가능하게 할 것으로 평가되었으며, 이와 동시에 초기 두께가 약 5.00mm인 후판 블랭크의 가이드 암은 약 10.00mm에서 35.00mm 범위의 폭을 적용하는 것이 적절한 것으로 파악되었다.

5. 실험적 검증

5.1 후곡판 성형 실험

앞서 언급된 바와 같이 후판 성형 과정에서 블랭크의 위치 불안정을 개선하기 위해 제안된 가이드 암의 적절한 위치와 폭은 Position 2 및 약 10.00mm에서 약 35.00mm 범위인 것으로 예측되었다. 이러한 해석적 예측 결과를 검증하기 위해 3,000톤급 유압프레스를 이용하여 대곡면 후곡판 성형 실험을 수행하였다.

본 연구에서는 초기 블랭크 가이드 암의 위치가 Position 2일 때, 블랭크 지지구조의 적합성을 평가하기 위해 폭을 5.00mm, 10.00mm, 20.00mm, 30.00mm, 40.00mm 및 90.00mm 등 6종류로 구분하여 대곡면 후곡판 성형 실험을 수행하였다. Fig. 13은 두께 5.00mm의 SUH409L 후판 블랭크에 대한 성형 실험 예를 보여주는 것으로, 내측(inner root) 가이드 암의 위치에 따라 블랭크가 금형면에서 미끄러짐과 가이드 암의 과도한 변형으로 인한 후곡판 성형 불량이 발생(좌측 그림)할 수 있음을 확인할 수 있다. 후곡판 성형 실험을 통해 시제작된 가이드 암의 폭이 각각 다른 6종류의 중공 분할형 터빈 정익 상부 곡판(upper plate)들은 목표 형상과의 비교를 위해 약 10㎛ 수준의 오차를 가지는 고정밀 3차원 비접촉식 형상 측정 장비(Rexcan IV)를 활용하여 스캔하였으며, 앞서 4.1절에서 언급된 Geomagic Qualify 소프트웨어를 이용하여 비교·분석하였다.

Fig. 14는 가이드 암이 Position 2에 위치하고, 그 폭이 5.00mm, 10.00mm, 20.00mm, 30.00mm, 40.00mm 및 90.00mm로 가공된 두께가 5.00mm인 SUH409L 초기 블랭크를 이용하여 대면적 후판 성형된 시제품의 3D 스캔된 이미지와 목표 형상과의 비교 결과를 보여주고 있다. 시제작된 상부 후곡판에 있어서, 가이드 암의 폭이 5.00mm와 10.00mm인 경우에 성형 과정에서 Fig. 11에 도시된 블랭크 폭 방향(ΔX)으로 현저하게 미끄러짐에 의해 성형 불량이 발생했음을 알 수 있다. 이러한 성형 불량은 가이드 암의 폭이 해석적 연구 결과와는 달리 실제 후곡판 성형 실험에서 발생하는 성형 하중 및 변형을 충분히 지지하지 못하기 때문인 것으로 확인되었다. 이러한 실험적 결과는 앞서의 해석적 결과로부터 도출된 적절한 가이드 암의 폭(10.00mm~35.00mm)이 다소 광범위하게 설정되었음을 의미한다. 그러나, 그 폭이 20.00mm 이상일 경우에는 블랭크의 금형 내에서의 미끄러짐 없이 요구되는 목적 곡면에 부합하는 성형 곡면을 확보할 수 있음을 나타내고 있다.

 

후판 블랭크 지지구조에 대한 기하학적 변수화 모델을 이용한 해석적 연구결과에서 도출된 가이드 암의 폭(10.00mm~35.00mm)은 실험적 결과와 상호 보완할 경우 약 20.00mm에서 약 35.00mm 사이의 범위가 적합한 것으로 판단된다. 물론 해석적 검토 결과와는 달리 가이드 암의 폭이 40.00mm 이상인 경우에도 목적 형상에 부합하는 치수 오차 범위(약 ±15.00mm)를 보여주고 있으나 블랭크의 외곽 플랜지부 제외), Fig. 12(a) 및 Fig. 12(b)에 제시된 바와 같이 가이드 암의 폭이 증가할수록 높은 수준의 잔류응력이나 소성 변형률이 성형품에 내재되어 있을 수 있다. 즉, 가이드 암의 폭이 40.00mm 이상일 경우, 후곡판 시제품 제작은 가능하지만 추후 하부 곡판(lower plate)과의 용접 과정에서의 뒤틀림 현상 발생 또는 품질 측면에서 내구성 문제 등이 발생 가능할 것으로 예상된다. 

 

6. 결론

본 연구에서는 중공형 터빈 정익의 상부 곡판 분할품에 대한 대면적의 후곡판 성형 공정에 있어서 후판 블랭크가 금형 내부에서 적절한 위치를 유도할 수 있는 블랭크 지지구조의 적합성에 관련된 연구를 수행하였다. 이를 위해 블랭크 지지구조의 중요 인자로 가이드 암의 위치와 폭을 고려하였다. 또한, 선행연구를 통해 도출된 가이드 암의 위치와 폭에 대한 총 28개의 기하학적 변수 조합을 토대로 후판 성형 공정에 대한 유한요소 해석을 수행하였다. 해석적 연구 결과로부터 도출된 가이드 암의 적절한 위치와 폭을 도출하였으며, 이와 관련된 실험적 연구 및 비교·분석을 통한 블랭크 지지구조에 대한 적합성을 검토하였다. 본 연구를 통해 도출된 결과를 정리하면 다음과 같다.    

(1) 대곡면 후곡판 성형을 위해 초기 후판 블랭크의 길이 방향 양 끝단에 가이드 홀을 포함하는 가이드 암을 블랭크 지지구조로써 제안하였다.

(2) 제안된 가이드 암의 적합성 및 유효성을 검토하기 위해 가이드 암의 위치와 폭을 기하학적 공정 변수로 하는 총 28개의 해석적 모델을 구성하였으며, 탄성회복이 고려된 후판 성형 공정 유한요소 해석을 수행하였다.

(3) 3차원 비대칭 목적 곡면 구현을 위한 해석적 연구를 통해 얻어진 유효응력 및 잔류응력, 소성 변형률 그리고 미끄러짐 변위 등을 분석하여 가이드 암의 적절한 위치와 폭을 제안하였다.

(4) 해석적 결과로부터 도출된 결과를 바탕으로 중공 분할형 터빈 정익의 대면적 상부 곡판에 대한 성형 실험을 수행하였다.

(5) 후곡판 성형 실험을 통해 확보한 시제품에 대한 목적 곡면과의 형상 오차 분석을 통해 가이드 암의 유효한 변수 범위를 도출할 수 있었다. 이를 통해 본 연구에서 제안한 후판 블랭크 지지구조가   대곡면 후곡판 성형에 적합함을 검증하였다.

후기

이 논문은 2017년도 부산대학교 기본연구지원사업(2년)과 2017년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국산업기술진흥원(산업용 무인비행장치 전문인력양성사업)의 지원(No. G02N05660000601)으로 수행된 연구 결과입니다. 이에 관계자 여러분께 감사드립니다.