6.2.4 압출개시의 빌렛 메탈플로

빌렛을 컨테이너에 삽입한 후 컨테이너와의 틈을 없애기 위해 스템(stem)으로 압출시킨다. 이 단계에서 빌렛의 메탈플로가 모두 일어난다. 특히 빌렛 후단부(後端部)의 표피변형이 크다. 열간직접압출의 경우 빌렛표피는 컨테이너와의 마찰에 의해 압출의 진행과 함께 빌렛후단부로 소용돌이형으로 감겨 들어가 눌어붙은 채 그대로 남겨지며 표피제거가 되지 않은 상태로 통상 사용되고 있다. 반연속압출에서는 빌렛후단부의 재료는 다이 내부에 남겨지고 다음 빌렛이 압출되었을 때 압출형재의 선단부(先端部)가 된다. 실동기(實動機)에서 격자해석을 해서 메탈플로 해석한 결과를 설명하면 빌렛표피의 코일이 다음과 같이 발생한다는 것을 알 수 있다. 빌렛표피의 코일은 컨테이너를 채우는 초기압출시 빌렛후단부에서 대부분 발생한다. 압출중에는 거의 변화가 없으며 압출후기에 플로가이드(flow guide)나 다이(die),
그리고 형재로 유입하는 것을 정량적(定量的)으로 설명한다.
6063알루미늄합금의 열간직접압출에 있어서 빌렛후단부 표피의 반응을 알기위해 직경 155mm의 6063합금 빌렛을 내경 161mm의 컨테이너를 갖추고 있는 최대압출력 13.3MN의 실동(實動)압출기를 사용해 다음의 실험을 한다.

6.2.4.1 격자선 해석법에 의한 메탈플로관찰

빌렛의 컨테이너 내 변형반응을 격자선 해석법(格子線 解釋法)을 사용해서관찰한다. 6063합금 빌렛을 자오면(子午面)을 따라 세로분할한 종단면에 격자선을 긋는다. 반할된 이 빌렛을 합체시켜 자오면을 수평으로 해서 압출한다. 빌렛의 후단부의 평형측 단면에서 커다란 소용돌이모양의 메탈플로를 관찰할 수 있다. 원추형면에 커다랗게 코일한 빌렛표피부의 메탈플로도 함께 관찰할 수 있다.

(중략)

6.2.5.2 압출압력계산정도

압출압력계산정도를 확인하기 위해 계산결과와 실제압출결과를 비교한다. 압출조건 중 빌렛온도는 빌렛 머리부분의 평균온도를 나타내는것이고 빌렛 테이퍼히트는 빌렛의 머리부분에서 끝부분까지의 온도는 직선으로 변화한다고 해서 단위길이당 온도기울기 값으로 나타낸다. 종래의 압출압력계산식에서 구한 값은 압출에 따른 빌렛길이 가 짧아지는 정도만큼 컨테이너와 빌렛의 마찰저항이 적어지는 것을 보여주는데 불과하다. 다이구조의 차이나 빌렛의 변형발열의 영향을 고려하지 않았다. 단지 주어진 압출조건에 필요한 최고압출압력을 구한 것뿐이다. 최고압출압력에서 압출속도를 올리는 것이 실제 중요하며 다이의 메탈플로에 대한 저항을 내리는 것이 과제라 할 수 있다. 이를 위해 다이는 압출압력에 대해 내압강도한계를 설계해야 한다. 이 압출압력계산법은 솔리드다이나 포트홀다이에 적용할 수 있다. 다이 내압강도 한계설계를 하기 위해 압출성 평가치인 압출압력과 압출속도가 설정속도에 도달할 때까지의 시간을 계산하는 것이다. 계산결과는 실측치에 대해 종래의 압력계산보다 양호한 일치성을 보이고 있다. 베어링 온도계산치는 베어링전둘레평균치로 구한다. 중공재의 실측치와
양호한 일치성을 보인다.
이 계산법을 실제 사용하는 순서는 다음과 같다.
①시간당 압출중량을 설정한다.
②다이구조를 여러 종류로 설정한다.
③압출조건을 설정한다.
④압출압력을 계산하고 생산성을 만족시키는 다이구조나 압출조건을 선정한다.
⑤다이의 상세한 설계를 한다.
두께 1mm, 폭295mm인 얇은 두께에 폭이 넓은 중공재에서 종래의 경험적 다이 설계에서는 많은 현장적 시행착오가 필요하다고 생각되는 난이도 높은 형상이다. 계산할 때에는 얇은 두께와 넓은 폭, 고압출비를 고려해 목표의 생산성을 압출속도 167mm/s로 설정했다.

6.2.6 열간압출용다이의 주조화와 신설계법

6.2.6.1 열간압출용 주조다이

다이 제작시간을 단축할 수 있는 제조법이다. 건재용 형재단면 형상은 만종에 이르지만 표준화에 의해 다이의 기본형상은 압출기 크기마다 몇 가지 종류가 있다. 그래서 제작시간이 긴 다이중자의 니어넷셰이프를 주조해서 만들고 최종다듬질 가공만을 절삭가공하여 제작시간 단축을 꾀한다. 지금까지 시도되어 온 압출다이의 주조화는 많다. 1회째의 압출로 파손되는 경우와 단조재를 절삭가공에서 제작한 다이와 같이 사용할 수 있는 경우가 있으며 매우 불규칙적이다. 주조법은 복잡한 형상을 간단한 공정으로 성형할 수 있는 우수한 성형법인데 압출같은 경우는 신뢰성이 불안하다. 실제로 주조한 각종 다이에서 시험편을 취출하고 고온인장시험을 해서 주조재의 실체강도를 확인했다. 이러한 결과를 토대로 최대인장응력을 받는 부분의 기계적 성질을 개선하기 위해 응고제어주조법을 사용해 신뢰성이 높은 열간압출용 주조다이를 개발한다. 주조방안은 제품내부에 응고결함을 발생시키지 않기 위해 발열재로 덮여진 압탕이 있는 면과 반대측면에 냉각용 튜브를 대고 지향성 응고를 촉진하는 방안을 생각해 본다. 주조방안의 견고성을 확인하기 위해 내절점(內節點) 전진차분법(煎進差分法)에 의한 프로그램으로 축대칭 모델에 관해 응고열해석을 한다. 이어서 재료는 JIS G 4404합금 공구강 강재의 열간금형용 SKD61과 같은 것으로 주조한다. 주형은 6호 규사에 페놀우레탄수지를 점결재(粘結材)로 한 유기자경성(有機自硬性) 주형으로 제작하고 지르콘계 도형재(塗型材)를 도포한다. 용해는 고주파유도로에 의해 대기(大氣)에서 한다. 결정립미세화원소로 0.8중량%의 티탄을 첨가한다.
외경230mm, 다이두께 70mm의 포트홀다이중자를 유한요소 부하응력분포 해석해서 얻은 245N/mm²마다의 등응력선도(等應力線圖)이다. 고온에서 반복해서 인장응력을 받아 가장 먼저 피로파괴된다. 단조재와 같거나 그 이상의 내력과 연신율을 받아야 한다. 외경이 190mm이고 다이두께가 50mm인 포트홀다이중자의 경우도 같은 부분에 최대인장응력을 받는다. 내절점 진차분법에 의한 응고열해석으로 얻어 80s마다의 등응고 시간선도에서 아래로 차례로 80s후, 160s후, 240s후등 등의 응고상태를 나타낸다. 냉각용튜브가 닿아 있는 브리지부에서 압탕방향으로 순서대로 응고가 진행되고 있다. 제품내부에 폐곡선은 보이지 않으므로 압탕에서 용탕보급이 부족한 부분은 없으며 큰 수축캐비티도 생기지 않는다. 주조다이에서 채취한 공시체의 인장시험온도 773K에 있어서 내력값과 응고열해석에서 얻어진 열적 매개변수의 상관관계는 확인할 수 없다. 그러나 연신율과 응고열해석에서 얻어진 온도기울기G와의 사이에는 상관관계가 있다. 이것은 연신율이 미세캐티의 점유면적율에 좌우된다는 것과 온도기울기가 작으면 응고수측하는 시용탕보급통로가 길어지고 미세한 캐비티가발생하기 쉽기 때문이다. 연신율과 온도기울기G의 관계에서 단조재와 같은 정도의 연신율을 얻기 위해서는 온도기울기G는 적어도 3K/mm이상 필요하다. 주조다이와 단조다이의 조직관찰결과에서 알 수 있듯이 주조재에서는 인장응력을 받는 부분에서 취출한 시험편에 편석은 없다. 이에 반해 단조재에서는 편석을 볼 수 있다. 주조재의 이부분은 칠러(chiller)냉각효과에 의해응고속도가 커져 편석이 발생하기 어렵다. 한편 단조재의 경우는 긴 원주형상의 재료에서 절단해 사용한다. 그 결과 인장응력을 받는 부분이 소재단변
(素材斷面)의 중심부에 가깝다. 이 부분은 주괴를 만들 때는 응고속도가 적고 단조가 충분히 효과를 발휘하지 않기 때문에 편석이 남는 것이다. 빌렛 압출개수와 브리지굽힘량의 관계에서 알 수 있듯이 주조다이의 굽힘이작다. 고온반복 인장시험의 결과에서도 주조재가 발생변형량이 적은 결과로 대응한다. 가공수율은 단조재가 50%내외인 것에 비해 주조다이에서는 85%정도를 얻을 수 있다.

(남선알미늄 알루미늄 기술편람 발췌)