대물 박육 ADC12 합금 다이캐스팅의 시뮬레이션 기술

1. 서언

비교적 크고 얇은 (대물 박육) ADC12 합금 다이캐스팅에서 발생하기 쉬운 불량 중 하나로, 미충진이라는 불량이 있다¹⁾. 이 불량은 용탕이 캐비티를 충진하기도 전에 유동한계 고상률에 도달함으로 인해, 캐비티의 일부분을 충진하지 못한 경우에 발생하는 것으로 보인다^2,3). 그리고 유사한 불량으로 탕경이라는 불량이 있다^4,5). 이 불량은, 용탕이 캐비티를 충진하여 미충진이 되지는 않았지만 , 용탕 융합이 불충분한 경우에 발생하는 것으로 보인다. 사쿠라기 외⁶⁾는 탕경을 유전적 알고리즘에 적용함으로써 파레토 효율을 얻을 수 있음을 나타냈다. 이 경우에도 융합 시 고상률은 비교적 높았다던것으로 보인다.

이와 같이 미충진 불량과 탕경 불량은 충진 시 고상률에 관한 비교적 유사한 현상으로 파악할 수 있다. 그런데 초정이 non-facet 응고되는 아공정 Al-Si계 합금이라면, 어느 정도까지는 고상률을 온도의 함수로서 취급할 수 있다고 알려져 있다⁷⁾. 단, 공정 (共晶) 응고에서 Si 상은 Facet 응고되기 때문에, 과냉이 커지면 정출 (결정화)가 어려워진다⁸⁾. 이 때문에 α-A1상의 정출량이 상대적으로 많아지는 것으로 보인다. 이 경우에는 고상률을 단순한 온도의 함수로 취급할 수는 없다.

한편, 합금용탕이 유동한계 고상률에 도달하는 현상에는 금형과의 접촉빈도와 같은 열방출 조건이 관여한다^9-11). 그로 인해 플런저의 사출 속도와 저속에서 고속으로의 전환 위치, 혹은 증압력이 관여하는 것으로 보인다¹²⁾.

이러한 상황으로보아, 미충진 불량과 탕경 불량의 발생을 막기 위해서는 가급적 고상률이 낮은 상태일 때 캐비티를 충진하는 것이 중요하다고 생각된다¹³⁾. 그러나, 현재는 이러한 사안에 대한 기초적인 지견이 충분하다고는 할 수 없다. 따라서, 현재는 평형 상태에서의 응고잠열에 기초한 시뮬레이션이 실시되고 있다. 이 시뮬레이션은 중력 주조에는 적합하다고 생각되지만, 냉각 속도가 변화하는 다이캐스팅에도 꼭 들어 맞는다고는 할 수 없다.

따라서 이 보고서에서는 비교적 크고 얇은 (대물 박육) 알루미늄 합금 다이캐스팅을 대상으로 하여 그 기초적인 실험으로서 냉각 속도와 과냉의 관계 및 냉각 속도와 정출량의 관계를 밝혔다. 그 후, 냉각 속도의 영향을 가미한 시뮬레이션을 통한 검토를 실시하면서, 실제 다이캐스팅 머신을 통한 실증을 시도했다.

2.실험 방법

2.1 응고 온도와 냉각 속도의 관계 및 정출량과 냉각 속도의 관계

전기로에 설치한 10번 흑연 도가니 안에, Table 1의 화학 조성을 보이는 시판 AD12.1 합금 1kg를 720℃로 용해시켰다. 동 온도에서 Fig. 1(a)에 표시한 시판의 열 분석 용기¹⁴⁾ (쉘형)에 주탕을 실시했다. 냉각 속도를 높이는 수준에서는, Fig. 1(b)와 같이 열 분석 용기 안에 플런저 및 캐비티와 같은 재질인 SKD61로 제작한 링을 삽입했다. 링 두께는 3mm와 6mm의 2종류였다. 이와 같이, 냉각 속도가 다른 3종류의 주형에 같은 용탕을 주탕함으로써 3종류의 냉각 곡선을 얻었다. 그리고 각각의 초정 온도, Al-Si2원 공정 (共晶) 온도, Al-Si-Cu3원 공정 온도를 측정했다. 이렇게 해서 각 상의 정출 온도에 미치는 냉각 속도의 영향을 구했다.

Table 1. 공시재료의 화학조성 (%, Na-P:ppm).

Fig. 1. (a) 열분석 컵의 형상 (단위는 mm)과 마이크로 조직의 관찰 위치, (b) SKD61제 링 (3mm또는 6mm)를 끼운 상태.

한편, 3종류의 냉각 속도로 응고시킨 주괴에 대하여, Fig. 1(a)에 나타낸 위치의 마이크로 조직을 관찰했다. 본 보고서에서는 간단히 하기 위해, 마이크로 조직을 초정 αA1상, Al-Si2원 공정 (元共晶), Al-Si-Cu3 원 공정의 3종류로 구별했다. 그리고 각 상의 면적율을 화상분석을 통해 산출했다. 이렇게 해서 각 상의 면적율에 미치는 냉각 속도의 영향을 구했다.

2.2 슬리브 내 냉각 곡선

실제 냉각 속도를 알기 위해, 상술한 10번 흑연 도가니에서 사용한 것과 동일 로트의 AD12.1 합금을 다이캐스팅 머신의 1500번 흑연 도가니에서 용해시켰다. 720℃의 용탕을 래들로 건져 Fig. 2와 같이 다이캐스팅 머신의 사출 슬리브(φ140mm)에 부었다. 슬리브 내 용탕 높이는 53mm였다. 바닥에서 5mm 위치에 시스 열전대를 설치해 두고, 사출 조작은 하지 않고 그대로 용탕 온도를 측정했다. 이렇게 해서 얻은 냉각 곡선를 대표로 삼아, 슬리브 에서의 냉각 속도R을 구했다. 그리고, 이렇게 얻은 냉각 속도R에서의 응고잠열 분배율을 산출했다. 그렇게 해서 산출된 냉각 곡선을, 실제로 슬리브 내에서 얻은 냉각 곡선과 비교했다.

Fig. 2. 슬리브 내 용탕의 냉각 속도 측정 시의 열전대 위치 (단위는 mm).

2.3 다이캐스팅 머신에서의 주조

다이캐스팅 머신을 사용하여 Fig. 3의 자동 변속기 케이스의 주조를 실시했다. 이 때에도, 상술한 10번 흑연 도가니에서 사용한 것, 그리고 슬리브 내 냉각 곡선을 채취한 것과 동일 로트의 AD12.1 합금을 다이캐스팅 머신의 1500번 흑연 도가니에서 용해시켰다.

Fig. 3. 제품의 형상과 사이즈. 원 그래프는 두께의 내역. 특징은 크고 얇다는 점 (대물박육).

제품 형상의 특징은 비교적 크고 (540×450×160mm) 얇은(면적의 43%가 1.5mm이하) 대물 박육이라는 것이다. 그 시뮬레이션에서는 냉각 속도를 100℃/s로 가정하여 얻은 응고 잠열량을 사용했다. 그리고 실제로 주조된 제품에서의 미충진 불량과 탕경 불량을 비교하여 평가했다.

3. 실험 결과

3.1 각 상의 정출 온도에 미치는 냉각 속도의 영향

Fig. 4는 쉘 컵에서의 냉각 곡선 측정 결과이다. 초정과 공정 (共晶)간의 최대 냉각 속도R은 0.2℃/s였다. 초정과 공정의 응고 시간은, 공정이 길고 초정이 짧았다. 이는 공시재료의 화학조성이 공정 조성에 비교적 가까웠기 때문인 것으로 보인다. Fig. 5는 두께 3mm의 SKD61제 링을 사용한 경우의 냉각 곡선이다. 냉각 속도R은 1.4℃/s였다. 쉘 컵의 경우와 같은 용탕을 연속적으로 부었음에도 불구하고, 초정 온도는 0.2℃, 공정 온도는 4.1℃ 낮아졌다. 초정과 공정의 응고 시간은, 쉘 컵에서의 냉각 곡선 (Fig. 4)과 비교했을 때 상대적으로 초정이 길었다. Fig. 6은 두께 6mm의 SKD61제 링을 사용한 경우의 냉각 곡선이다. 냉각 속도는 5.8℃/s였다. 각 상의응고 온도는 더 낮아졌고, 쉘 컵에 대한 초정 온도는 1.7℃, 공정 온도는 6.9℃ 낮았다. 초정과 공정의 응고 시간은 보다 상대적으로 초정이 길어졌다. Fig. 7은 이러한 초정 온도와 공정 온도를 냉각 속도로 정리한 것이다. 각 상의 정출 온도는 냉각 속도가 커지면 선형적으로 감소했다.

Fig. 4. 쉘 컵에서의 냉각 곡선 (R=0.2°/s).

Fig. 5. 3mm 두께의 링을 끼운 쉘 컵에서의 냉각 곡선 (R=1.4℃/s).

Fig. 6. 6mm 두께의 링을 끼운 쉘 컵에서의 냉각 곡선 (R=5.8℃/s).

Fig. 7. 초정 온도와 공정 온도에 미치는 냉각 속도의 영향.

3.2 면적율에 미치는 냉각 속도의 영향

열전대 근방의 마이크로 조직을 화상 분석한 결과는 Fig. 8과 같다. 흰색은 초정 α-Al, 보라색은 Al-Si2 원 공정, 녹색은 AlFeSiMn-αAl공정, 파란색은 MgSi-αAl공정, 노란색은 Al-Si-Cu3 원 공정을 나타낸다. 단, 본 보고서에서는 냉각 곡선과 대응시켜 간단히 생각하기 위해, 초정과 그 이외의 공정으로 크게 나누었다. 그 결과는 Fig. 9와 같다. 초정의 면적율은 쉘 컵일 경우 (R=0.25℃/s)에 0.20이었다. 그러나, 두께 3mm의 SKD61제 링을 사용한 경우 (R=1.4℃/s)에는 0.23로 증가하고, 게다가 두께 6mm의 SKD61제 링을 사용한 경우 (R=5.8℃/s)에는 0.30로 증가했다. 이것은 앞서 기재한 냉각 곡선에서의 초정과 공정의 응고시간 변화에 대응하는 것으로 생각된다.

Fig. 8. 정출 면적에 미치는 냉각 속도의 영향. 흰색은 초정 α-A1, 보라색은 Al-Si2 원 공정, 녹색은 AlFeSiMn-αAl공정, 파란색은 Mg2Si-αAl공정, 노란색은 Al-Si-Cu3 원 공정.

Fig. 9. 초정과 공정의 면적율에 미치는 냉각 속도의 영향.

3.3 사출 슬리브에서의 냉각 곡선 측정 및 시뮬레이션

Fig. 10의 검은색 냉각 곡선은, 쉘 컵일 경우와 같은 주괴를 용해시켜 사출 슬리브에 주탕해서 얻은 냉각 곡선이다. 초정 온도는 570℃이었기에, 앞서 기재한 쉘 컵일 때의 결과보다 훨씬 낮았다. 그리고 공정 온도도 559℃로 크게 떨어졌다. 초정/공정 간에서의 최대 냉각 속도R은 약100℃/s로서 높았다.

Fig. 10. 사출 슬리브에서의 실제 냉각 곡선 (검은색)과 시뮬레이션에 의한 결과 (설정값 (파란색) 및 본 방법(빨간색)).

시뮬레이션을 실시하기 위해서는, 사용되는 합금종 마다 초정과 공정의 응고잠열을 장치에 입력할 필요가 있다¹⁵⁾. 지금까지 AI-Si계 합금에서의 응고잠열에 미치는 Si량의 영향이 알려져 있다¹⁶⁾. 이를 이용하여 시뮬레이션 장치에는 합금종(주로 Si함유량)에 따른 응고잠열의 권장값이 준비되어 있지만, 전 항에 의해 냉각 속도가 커지면 공정 면적율이 감소하는 것이 밝혀졌다.

이 현상은 Bäckerud외¹⁷⁾도 같은 실험을 통해 인정한 바 있다. 또한, 냉각 속도가 커지면 α-A1상의 정출량이 증가하는 현상은, 다이캐스팅에서의 “백색 밴드”로 알려져 있다¹⁸⁾. 이 현상은 다음과 같이 설명된다. 즉, Si상의 (111)면이 성장하려면, 동시에 3개의 원자가 부착되어야 한다^19,20). 그러나 냉각 속도가 빠른 경우에는 그렇게 되기 어렵기 때문에 자유 에너지를 저하시키기 위해 쉽게 부착 가능한 α-A1상이 우선적으로 성장하는 것으로 생각된다¹⁸⁾. 그 때, 냉각 속도의 증가와 함께 보다 많은 Si원자가 α-A1상에 고착되는 것으로 보인다. 그렇다면, 원래의 Si양이 같더라도 응고되는 Si상의 양이 감소하기 때문에 응고잠열의 방출량이 감소한 것으로 생각할 수 있다.

따라서 이 변화를 시뮬레이션 장치에 반영하고자 시도해 보았다. 이를 위해 Fig. 9에서 냉각 속도R=100℃/s에서의 외삽값을 구했다. 그 결과, 초정 면적율은 0.59, 공정 면적율은 0.41라는 값을 얻었다. 이 방법에서는, 이 면적율을 냉각 속도R=100℃/s에서의 응고잠열의 분해율로 가정했다. 그리고 시뮬레이션에 따른 냉각 곡선을 산출했다. Fig. 10에서의 파란색 선은 시뮬레이션 장치에 규정된 응고잠열에 기초한 규정의 냉각 곡선 계산 결과이다. 공정 온도는 일치했지만 초정 온도는 실제보다 높은 온도를 나타냈다. 한편, 냉각 속도에 따른 응고잠열의 영향을 가미한 시뮬레이션을 통한 냉각 곡선 계산 결과는 빨간색 곡선으로 덧그렸다. 이에 따르면, 초정 온도와 공정 온도 모두가 거의 일치했다. 그렇기 때문에 상술한 가정이 거의 타당하다고 생각했다.

3.4 파라미터 스터디를 통한 사출 조건 검토

Fig. 3에 나타낸 제품에서 냉각 속도에 따른 응고잠열의 변화를 가미한 시뮬레이션을 실시했다. 그 때, 일정한 규정 고상률에 도달하면 유동이 정지되도록 설정했다.

그 결과, Fig. 11의 상부에 미충진이 발생할 것으로 예측된 사출 조건의 시뮬레이션 결과를 나타냈다. 그리고 하부에는 동일 사출 조건으로 실시한 실제 주조품의 결과를 나타냈다. 양자가 유사하다는 점으로부터 미충진 현상을 비교적 표현할 수 있는 것으로 보였다. 또한, Fig. 12의 상부에 탕경이 발생할 것으로 예측된 사출 조건의 시뮬레이션 결과를 나타냈다. 그리고 Fig. 12의 하부에는 동일 사출 조건으로 실시한 실제 주조품의 결과를 나타냈다. 이를 통해, 본 시뮬레이션은 탕경 현상을 거의 표현할 수 있다고 사료된다.

Fig. 11. 미충진의 시뮬레이션 결과(a)와 실제 주조 결과(b).

Fig. 12. 탕경의 시뮬레이션 결과(a)와 실제 주조 결과(b).

따라서 본 시뮬레이션에 따른 파라미터 스터디²¹⁾를 실시했다. 그 때, 탕경 체적과 미충진 체적 모두를 목적 변수로 삼았다. 그리고 설명 변수로서, 4수준의 낮은 속도, 7수준의 높은 속도, 7수준의 전환 위치를 조합하여 합계 총 196 경우를 시뮬레이션했다. 그 결과, Fig. 13에 삼각형 (△)으로 표시한 것과 같이, 탕경 및 미충진이 발생하지 않는 24가지 경우의 사출 조건 조합을 얻을 수 있었다.

Fig. 13. 파라미터 스터디를 통한 사출 조건 검토 결과, 파선은 허용범위.

그 중에서도 사용중인 주조 설비에서 작동 가능한 사출 조건을 선정했다. 이는 그림 속에서 동그라미 (○)로 명시한 것과 같이 낮은 속도는 0.3m/s, 높은 속도는 4.7m/s, 전환 위치는 400mm라는 조건이었다. 이에 따라 사용 중인 주조 설비에서 해당 조건에 따른 실제 주조를 실시했다. 그 결과, 본 시뮬레이션에 나타난 것과 같이, 탕경 및 미충진은 발생하지 않았다. 이를 통해 본 시뮬레이션 기술의 타당성이 입증되었다.

4. 고찰

본 보고서에서는 AD12.1 합금을 대상으로 냉각 속도에 따른 응고잠열의 변화를 가미한 시뮬레이션의 개발과 동시에실제 다이캐스팅 머신을 통한 실증을 시도했다. 그 결과, 미충진 불량과 탕경 불량이 발생하지 않는 제품을 얻을 수 있었다. 본 시뮬레이션과 기존 방법을 검토하기 위해, 일반적으로 사용되는 NADCA (North American Die Casting Association)의 공식에 따라 실제 주조를 시도했다. 그 결과, 명확하게 충진 불량과 탕경 불량이 발생하여, 본 시뮬레이션 방법과의 차이를 검토했다.

t = k[(T_i - T_f + fsZ)/(T_f - T_d)]T       (1)

여기서, t는 충진시간 (s), k는 계수 (s/mm), T_i는 게이트 통과시의 용탕 온도 (℃), T_f는 용탕의 유동 한계 온도 (℃), T_d는 충진 직전의 금형 표면 온도 (℃), fs는 유동 한계 고상률 (%), Z는 고상률에서 온도 범위로의 변환 계수 (℃/%), T는 제품 두께 (mm)이다.

NADCA 공식은 (1)식에서의 유동 한계 온도T를 550℃로 하고, 유동 한계 고상률 fs를 40%로 하여 간단하게 계산하는 것이다. 한편, 본 방법을 (1)식에 적용해 보면, 게이트 통과시의 용탕 온도 T_f를 냉각 속도의 함수로서 적정화시킨 셈이 된다. 또한 유동한계 고상률 fs를 냉각 속도의 함수로 하고, 20%로 낮게 설정한 것에 상당한다. 그 결과, Fig. 11 및 Fig. 12와 같이, NADCA 공식에서는 충진성 문제가 지적되었고, 실제 주조에서도 미충진이 나타났다. 따라서, 카나이²²⁾는 박육 주물에서는 유동 한계 고상률 fs를 낮게 설정할 것을 권장하고 있다.

본 방법은, 냉각 속도에 따른 응고잠열의 변화를 가미한 시뮬레이션을 개발한 것이다. 그 결과, ADC12 합금 다이캐스팅에 적합한 시뮬레이션을 실시할 수 있음이 증명되었다. 요약하자면 응고잠열은 Facet 응고되는 공정 Si상의 정출량이 지배적이지만, 냉각 속도가 올라가면 공정 Si상의 정출량이 줄어드는 현상을 시뮬레이션에 도입한 것이다. 이 현상은 non-facet/Facet 응고되는 아공정 Al-Si 합금에 발현하는 고유의 것으로 보인다^23,24)

5. 결론

대물 박육 ADC12 합금 다이캐스팅에는, 미충진 불량 및 탕경 불량이 발생하기 쉽다. 따라서 본 보고서에서는 냉각 속도와 과냉의 관계, 및 냉각 속도와 정출 면적의 관계를 밝혀냈다. 그리고 냉각 속도에 따른 응고잠열의 변화를 가미한 시뮬레이션을 개발하였고, 파라미터 스터디를 통한 사출 조건의 검토를 실시했다. 나아가서는 실제 다이캐스팅 머신을 통한 검토를 시도했다. 그 결과, 미충진 불량 및 탕경 불량이 발생하지 않는 제품을 얻을 수 있었다. 따라서, 본 시뮬레이션의 타당성을 증명할 수 있었다.