전차 파워팩에 적용되는 알루미늄 터보 팬의 주조방안 설계 및 주조 해석에 관한 연구

A Study on the Design and Simulation of Sand Casting for Alumimum Turbo Fan in Tank Powerpack

Abstract

In this study, sand casting process was applied to manufacture a large aluminum turbo-type fan used for tank powerpack. To apply the sand casting method, the turbo fan was reverse engineered, and after designing three gating systems, the optimal gating system design was selected by performing casting simulation. In the case of the bottom up-gating system, there is a significant temperature loss of the molten alloy during blade filling. When the molten alloy is completely filled into the sand mold, the blade upper tip and front shroud are below the liquidus temperature. In the case of the top down-gating system, molten alloy scattering occurs, but the temperature loss while the blade is filled is smaller than that of the bottom up type. And after the inflow of molten alloy into the mold is completed, the blade upper tip and front shroud are higher than the liquidus temperature. A sand mold was manufactured with the top down-gating system and the casting process was performed. The fan was made perfectly in appearance without any unfilled parts.

1. 서론

첨단 방산 소재는 알루미늄 합금, 철강(특수강), 구리 합금, 복합소재, 세라믹으로 분류된다. 장갑 차, 전투기, 잠수함에 사용되는 첨단 방산 소재는 무기체계의 경량화 및 고속화를 위한 핵심요소이 다. 첨단 방산 소재 중 알루미늄 합금, 복합소재, 세라믹은 대부분 수입에 의존하고 있다. 이 중 전차나 장갑차에 사용되는 알루미늄 합금의 초대형 부품들은 전량 수입을 하고 있다. 방산 소재의 주요 핵심 부품이 수입에 의존하고 있어 국산화가 미흡한 상태이다[1-3].

독일에서 개발한 전차 레오파르트 2(Leopard 2)의 파워팩(Powerpack)에는 초대형 알루미늄 합금의 냉각팬(Fan)이 결합되어 있다. 파워팩은 엔진과 변속기가 일체화된 형태를 말한다. 냉각팬은 엔진이 최대 속도로 작동할 때, 엔진의 과열을 막기 위하여 적정 속도로 회전하면 엔진 온도를 조절하는 핵심 부품이다. 이 전차의 엔진은 V형 12 기통 수냉식 터보차저 디젤엔진이며, 배기량은 47,000 CC, 출력은 1,500 HP이다. 파워팩의 크기가 상당히 크기 때문에 냉각에 필요한 팬의 크기도 초대형이며, 2개가 장착된다[4,5].

전차의 파워팩에 결합되는 냉각팬은 직경이 600 mm 이상이며, 날개(Blade)의 형상이 두 방향으로 굽혀져 있다. 또한, 경량화를 위해 팬의 살두께가 얇게 제작되어있다. 이러한 원심형의 팬은 형상 난이도가 높기 때문에 개별 날개를 굽힘 변형한 후 용접하여 제조하거나 사형 주조(Sand casting) 공정으로 제작해야 한다.

본 연구에서는 수입에 의존하고 있는 전차 파워팩의 대형 알루미늄 팬을 국산화하고자 사형 주조 공법의 주조 방안을 제시한다. 수입용 팬을 역설계 하였으며, 세가지 주조 방안을 설계하였다. 주조해석 프로그램을 활용하여 용탕의 충진 해석과 응고 해석 결과를 분석하여 팬에 적합한 주조방안을 선택하였다. 선택된 주조 방안으로 주형을 제작하였으며, 사형 주조 공정을 통하여 팬을 제작하였다. 제작된 팬의 일부분을 절단하여 시편을 제작한 후 비커스 경도를 측정하였다.

2. 설계

2.1 팬의 역설계

전차 파워팩에는 두 개의 대형 원심형(Centrifugation type) 팬이 사용되고 있다[4,5]. 원심형 팬의 역설계를 수행하였다. 비접촉식 3차원 스캐너를 활용하여 팬의 형상을 스캔한 다음 3D 모델링 작업을 시 행하였다. Fig. 1은 역설계가 수행된 원심형 팬을 나타낸다. 날개가 회전 방향(Theta direction)에 대해 곡선으로 기울어진 후곡형(Back word type)이 며, 펌프의 임펠러(Impeller)와 비슷한 터보형 (Turbo type) 팬이다. 팬의 날개 개수는 15개이다. 팬은 공기가 유입되는 방향의 앞쪽 덮개(Front shroud) 와 파워팩과 접촉되는 방향의 뒤쪽 덮개(Back shroud)가 있다. 팬의 외형은 직경 Ø665.0 mm 이며, 허브(Hub)의 높이는 192.5 mm이다. 공기가 유입되는 주입구(Inlet) 날개의 직경은 Ø520.5 mm이며, 공기가 배출되는 배출구(Outlet) 날개의 직경은 외형과 거의 동일한 Ø660.0 mm이다. 두께가 가장 두꺼운 곳은 허브의 고깔 바닥 부분이며 26.8 mm이다. 허브의 두께는 16.0~17.5 mm 이다. 날개의 두께는 허브와 연결된 부분만 대략 21.3 mm이며, 자유 표면에서는 5.5~7.4 mm 정도로서 상대적으로 얇다. 날개는 회전 방향으로 휘어져 있으며, 축 방향으로도 휘어져 있다. 그러므로 날개의 두께 및 휘어짐 정도를 고려하면 제작에 대한 형상 난이도가 상당히 높다. 팬의 체적은 9,723,000 mm3이며, 알루미늄의 밀도 2.77 g/cm3을 적용한 무게는 26.93 kg이다.

Fig. 1 Turbo fan by revers engineering

2.2 주조 방안 설계

Fig. 1의 형상 난이도가 높은 터보형 팬을 사형 주조 공법으로 제조하기 위해서는 주조 방안 설계를 시행하여야 한다. 세가지 주조 방안을 설계하였으며, 주조해석을 수행하고 결과 분석으로부터 최적의 방안을 선정하고자 한다. Fig. 2은 터보형 팬에 적용된 세가지 주조 방안 설계안을 나타낸 다. Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)는 용탕이 아래에서부터 주입되어 위로 올라가는 하주식(Bottom up) 방식 이며, Fig. 2(c)는 용탕이 위에서부터 주입되어 아래로 흘러가는 상주식(Top down) 방식이다.

Fig. 2 Gating system design of casting for turbo fan

Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)의 탕구계(Gating system) 는 용탕이 탕구(Sprue)로 주입되어 탕도(Runner) 를 지나서 각 주입구(Gate)를 통하여 팬의 하단부로 들어가는 방식이다. 알루미늄은 상대적으로 비중이 작기 때문에 주형에 주입되는 동안 속도가 증가하여 난류가 발생할 수 있다. 그래서 용탕 속도의 증폭을 제어하고자 주입구의 단면적이 가장 크며, 탕구의 단면적이 가장 작은 비가압식 탕구계를 적용하였다. 탕구:탕도:주입구에 대한 단면적 비(S:R:G)는 Fig. 2(a)의 경우 1.00:1.75:2.00이며, Fig. 2(b)는 1.00:1.75:2.71이다.

Fig. 2(a)는 주입구가 4개이며, 탕구를 기준으로양쪽에 각각 2개씩 25°의 간격으로 배치되어 있 다. 주입구가 팬의 둘래를 대략 28% 둘러싸고 있 다. 탕구의 직경은 Ø30.0 mm, 탕구의 길이는 376.0 mm이다. Section A-A와 Section B-B에서탕도 및 주입구의 단면 형상을 확인할 수 있다. 탕도의 단면적은 1240.2 mm2이며, 주입구의 단면적은 353.0 mm2이다. 주입구 4개에 대한 총단면적은 1412.0 mm2이다. 탕구계의 부피는 1,477,700 mm3이며, 무게는 4.09 kg이다. 전체무게대비 팬의 무게에 대한 회수율은 84.6%이다.

Fig. 2(b)는 주입구가 10개이며, 탕구를 기준으로 양쪽에 각각 5개씩 33°의 간격으로 배치되었 다. 주입구가 팬의 전체를 둘러싸고 있는 형태이다. 탕구의 직경 및 길이 그리고 탕도의 단면적은 Fig. 2(a)와 동일하다. 개별 주입구의 단면적은 192.0 mm2이며, 주입구 10개에 대한 단면적은 1920.0 mm2이다. 탕구계의 부피는 3,845,200 mm3이며, 무게는 10.65 kg이다. 회수율은 71.6% 이다.

Fig. 2(c)는 용탕이 탕구로 주입되어 곧바로 팬으로 유입되는 방식으로서 탕도와 주입구가 없는 탕구계이다. 탕구는 팬의 상단부 중앙부분에 위치해 있다. 팬의 하단부에는 초기에 유입된 용탕을 팬에서부터 빼내고자 사이드 압탕(Side risers) 15 개가 배치되어 있다. 사이드 압탕은 직경이 Ø50.0 mm이며, 높이는 100 mm로서 주형 밖으로 노출되지 않는 폐쇄형(Blind type)이다. 주조 현장에서는 하주식 탕구계의 경우 탕구를 주압탕, 사이드 압탕을 보조압탕이라 부르고 있다. 탕구와 사이드 압탕의 부피는 3,678,200 mm3이며, 무게는 10.19 kg이다. 회수율은 72.5%이다.

3. 주조 해석 및 실험 조건

터보형 팬의 주조해석을 수행하기 위해서 MAGMA V5을 활용하였으며, Sand mold casting 모듈을 이용하였다. 해석용 주물 소재(Cast alloy) 는 A356 소재와 합금성분이 동일한 AlSi7Mg-Sand를 선택하였으며, 주형에 주입되는 온도를 730 ℃로 설정하였다. 주형(Mold)의 재질은 Green sand를 선택하였으며, 초기 온도를 40 ℃ 로 설정하였다. 열전달 계수 값은 Sand mold와 casting alloy는 8,000 W/m2K, Top sand mold 과 Bottom sand mold는 800 W/m2K로 설정하 였다.

주조 실험에 사용된 소재는 알루미늄 합금인 A356이며, 현장에서는 AC4C 널리 알려져 있다. A356은 7% 정도의 규소를 포함하고 있어 유동성이 우수하며, 열처리를 통해 기계적 성질을 향상시킬 수 있다[6,7]. A356의 액상선 온도는 613 ℃이며, 고상선 온도는 547 ℃이다. 주조 해석 결과로부터 터보형 팬 제작에 가장 적합한 주조 방안을 선택하였다. 선택된 주조 방안으로 주물사를 이용하여 터보형 팬의 주형을 제작하였다. A356 잉곳을 전기로에 주입하고 질소가스를 투입하여20분 동안 버블링 작업을 수행하였다. 그리고 용탕 표면으로 떠오르는 불순물을 제거하였다. 주형에 주입되는 A356 소재의 온도는 해석과 동일한 730 ℃로 하였다. 주형에 주물 주입한 후, 24시간 정도 응고 과정을 거친 다음 탈사 작업을 하였다. 숏피닝 처리 후 탕구계 및 압탕을 제거하는 후처리 작업을 수행하였다. 주조된 터보형 팬의 날개부분을 일부 절단하여 경도 시험편을 제작하였다. 주조된 상태 그대로 비커스 경도를 측정하였으며, 시편을 열처리하여 비커스 경도를 측정하였다. 열처리는 T6 (540 ℃에서 4시간의 용체화, 170 ℃ 에서 8시간의 시효경화)를 수행하였다.

4. 주조 해석 및 실험 결과

Fig. 3에서 Fig. 7까지는 MAGMA V5로부터 도출된 주조해석 결과이다. Fig. 3는 용탕이 주형 내부로 채워지는 동안 온도변화를 나타내는 해석 결과이다. 용탕의 유동 양상 및 온도변화를 확인할수 있다. 용탕의 온도는 색깔로 표현된다.

Fig. 3(a)는 Fig. 2(a)의 주조 방안에 대한 결과이다. 용탕이 탕구로부터 주입되면 탕도의 끝부분에 도착한다. 바깥쪽 주입구부터 용탕의 유입이 시작되면서 안쪽 주입구로 유입이 이루어진다. 용탕이 주입구를 통과하면서 비산이 일부 발생된다. 주입구와 연결된 팬의 하단부에서부터 용탕이 채워지는데, 주입구 반대쪽은 온도 저하가 일어난다. 상대적으로 두께가 얇은 날개가 채워지면서 용탕의 온도가 급격하게 떨어진다. 주입구의 반대쪽 날개는 온도 감소가 더욱 큰 것을 볼 수 있다. 730 ℃의 용탕이 금형으로 주입되고 날개로 채워지는 동안 대략 60~90 ℃의 온도 손실이 일어난다. 용탕이 앞쪽 덮개에 도달했을 때, 앞쪽 덮개에 유입된 용탕의 온도는 620~613 ℃로서 A356 소재의 액상선 온도에 근접해진다. 날개의 상단부에 용탕이 도달하면 주입이 완료되는데, 주입이 완료된 후 날개 상단부 및 앞쪽 덮개의 온도는 액상선 온도보다 30 ℃ 낮은 583 ℃이다. 해석 결과로부터 날개의 상단부 및 앞쪽 덮개는 미충전될 가능성이 상당히 높다고 판단된다.

Fig. 3(b)는 Fig. 2(b)의 주조 방안에 대한 결과이다. 용탕이 탕도의 끝부분에 도착하고, 끝부분에위치한 주입구(탕구에서 가장 먼 위치)부터 용탕의 유입이 시작된다. 팬의 하단부는 탕도 끝부분에위치한 4개의 주입구에 의해 전반적으로 충진이 이루어지면서 탕구 부근의 하단부가 가장 늦게 채 워진다. 하단부가 채워지는 동안 중앙으로 이동한 용탕은 비산되는 동시에 온도 손실이 발생된다. 날개가 채워지면서 용탕의 온도 손실이 60 ℃ 이상으로 발생된다. 탕구에 근접한 위치보다는 탕구의 반대쪽에 있는 날개가 온도 손실의 영역이 좀더 크다. 팬의 하단부가 채워지는 양상은 Fig. 3(a)와 다르지만, 날개가 채워지는 양상은 비슷하 다. 용탕의 주입이 완료된 후, 날개 상단부 및 앞쪽 덮개의 온도는 593 ℃로서 액상선 온도보다 20 ℃ 낮다. 해석 결과로부터 Fig. 2(b)의 주조 방안도 날개의 상단부 및 앞쪽 덮개는 미충전될 가능성이 높다고 판단된다. Fig. 2(b)의 주조 방안은 Fig. 2(a)의 주조 방안에 비해 주형으로 채워지는 용탕의 온도 손실이 10 ℃ 정도 낮다.

Fig. 3 Filling pattern (Temperature distribution) in sand mold

Fig. 3(c)는 Fig. 2(c)의 주조 방안에 대한 결과 이다. 중앙에 위치한 탕구로부터 용탕이 유입되면서 팬에 직접적으로 유입이 이루어진다. 중심에서부터 반경 150 mm 정도의 날개부분까지 용탕이흘러가면서 팬의 하단부가 채워지는 양상을 나타 낸다. 하단부를 채우는 과정 동안에 날개로 유입되는 용탕은 난류의 흐름이 나타난다. 용탕이 사이드 압탕에 도착하면 날개가 채워지기 시작하며, 하단부가 채워지는 유동 양상과 동일하게 날개가 채워진다. 날개가 채워지는 동안 전체적으로는 40~50 ℃의 온도 손실이 일어난다. 용탕이 앞쪽 덮개에 도착했을 때는 쏟아지는 용탕과 접촉되는날개의 일부 영역에서만 대략 60 ℃의 온도 손실이 일어나며, 전체적으로 용탕의 온도는 675 ℃ 이상이다. 앞쪽 덮개와 날개 상단부가 채워지고 나면(90%) 사이드 압탕의 미충진 부분이 마지막으로 채워진다(100%). 앞쪽 덮개 및 날개의 상단부가 채워졌을 때, 온도 손실이 가장 큰 영역은 날개의 상단부이며, 온도는 620 ℃ 이상이다. 해석 결과로부터 앞쪽 덮개 및 날개 상단부의 최종 온도가 액상선 보다 7 ℃ 이상 높으므로 미충진될 가능성은 낮다고 판단된다. 사이드 압탕의 절반 정도가 최종적으로 채워지므로 사이드 압탕의 높이를 50 mm로 줄이면, 사이드 압탕이 채워지는 동안의 온도 손실도 줄일 수 있다고 판단된다. Fig. 2(c)의 주조 방안은 Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)와 비교해 상대적으로 온도의 분포가 균일하게 유지하면서 충진이 이루어진다.

Fig. 4는 주형 내부로 용탕이 유입된 후, 주형 내부로 유입된 공기의 분포를 나타내는 해석 결과이다. Fig. 4(a)와 Fig. 4(b)의 하주식 탕구계는 주로 팬의 하단부와 날개에 공기가 포집되어 있을가능성이 있다. 특히, 날개의 상단부에는 Air entrapment 값이 10% 달하는 영역이 일 부 존재함으로 그 가능성이 더욱더 높다. Fig. 4(b)는 탕구가위치한 반대쪽의 덮개 부분에서도 Air entrapment의결과가 나타났다. Fig. 4(c)의 상주식 탕구계는 허브 부근을 제외한 모든 영역에서 8~15%의 Air entrapment의 결과가 나타났다. 날개의 상단부는 Air entrapment 값이 17%로서 가장 높다. Fig. 2(c)의 상주식 탕구계가 Fig. 2(a) 및 Fig. 2(b)의 하주식 탕구계보다 용탕의 유동 양상 및 온도 분포는 균일하다. 그러나 상주식 탕구계는 탕구를 통하여 직접적으로 용탕이 주입되므로 유입된 공기의양은 좀 더 많은 것이 확인되었다.

Fig. 4 Air entrapment (amount of air) in sand mold

Fig. 5는 주형 내부의 용탕의 유입이 완료된 후, 용탕이 고상선 이하로 응고되는 양상을 나타내는 해석 결과이다. 액상으로 남아있는 부분은 색으로 표현되며, 고상선 이하로 응고된 부분은투명한 색으로 표현된다. Fig. 5(a)의 경우 온도손실이 컸던 주입구 위치의 반대 방향 날개 상단부에서 가장 먼저 응고가 이루어진다. 날개의 상단부 및 앞쪽 덮개의 응고가 이루어진 다음 하단부가 응고되기 시작한다. 앞쪽 덮개와 하단부도 주입구 위치의 반대 방향이 먼저 응고가 이루어진다. 하단부는 허브 및 허브와 연결된 날개 부분이다른 위치보다 두껍기 때문에 상대적으로 늦게 응고가 이루어진다. 두께가 가장 두꺼운 허브의 고깔 바닥 부분이 가장 늦게 응고가 이루어진다. 이과정에서도 주입구의 반대 방향이 먼저 응고된다. 단계별 응고 과정이 주입구의 반대쪽이 먼저 응고되고 주입구 쪽이 늦게 응고가 이루어지는 비균일한 양상을 나타낸다. Fig. 5(b)는 Fig. 5(a)와 비교해 전반적인 응고 양상이 균일하고 양호한 상태를 나타낸다. 다만, 단계별 응고 과정에서 위치별 액상으로 남아있는 영역의 산포가 규칙적이지 않다. Fig. 5(c)의 경우 중앙에 위치한 탕구에 의하여 날개의 상단부 앞쪽 덮개와 연결된 부분이 가장 먼저 응고가 이루어진다. 앞쪽 덮개와 날개가 응고될 때 사이드 압탕의 주입구도 응고가 된다. 하단부가 응고되기 전에 사이드 압탕의 주입구가 응고되기 때문에 사이압탕의 면적을 증가시켜 급탕을 지속시킬 필요가 있다. 하단부는 탕구가 연결된 중앙과 사이드 압탕이 연결된 테두리 영역이 늦게 응고가 이루어진다. 최종적으로 응고가 이루어지는 위치는 Fig. 5(a) 및 Fig. 5(b)와 다르게 탕구가 연결된 상부 중앙부분이다. Fig. 2(c) 상주식 탕구계의 응고 양상이 Fig. 2(a) 및 Fig. 2(b)의 하주식 탕구계와 비교해 상대적 양호한 형태를 나타낸다고 할 수 있다.

Fig. 5 Solidification pattern (Fraction Liquid) in sand mold

Fig. 6는 응고 과정 동안 나타나는 열점에 대한 해석 결과이다. 열점은 응고 더디게 이루어지는 곳에서 발생되며, 보통 두께가 두꺼운 곳이다. 세가지 주조 방안 모두 앞쪽 덮개에 날개가 연결된 부분, 허브의 고깔 바닥 부분, 하단부와 날개가 연결된 부분에서 열점이 발생된다. Fig. 6(b)와 Fig. 6(c)는 팬의 하단부에서도 열점이 주로 나타난다. 이는 Fig. 2(b)의 하주식 탕구계는 하단부에10개의 주입구가 연결되어 있고, Fig. 2(c)의 상주식 탕구계는 하단부에 15개의 사이드 압탕이 연결되어 있기 때문이다.

Fig. 6 Hot spot of the casting in sand mold

Fig. 7는 응고 과정 동안 발생되는 기공 또는 수축공에 대한 해석 결과이다. Fig. 6의 열점이 발생된 위치와 거의 동일하게 기공이 발생되는 결과가 나타났다. Fig. 7(c)의 결과가 Fig. 7(a) 및 Fig. 7(b)보다는 기공의 발생 위치가 적은 것을 확인할 수 있다. Fig. 7(a) 및 Fig. 7(b)의 경우 중앙의 허브 부분에서 기공 및 수축공이 발생될 가능성이 상당히 높다. Fig. 7(a)는 허브의 고깔 부분 전체영역에서 기공 및 수축공이 발생될 가능성이 높다. Fig. 7(c)의 경우 중앙의 허브 부분에서는 기공이 발생하지 않는다. 이는 허브 부분이 응고 과정 동안 수축되는 양을 중앙에 위치한 탕구로 부터 보상 받았기 때문이다. 그리고 하단부에서 발생되는 기공 영역은 사이드 압탕의 면적을 증가시켜서 급탕이 응고 후반까지 지속된다면 줄어들 것이라 판단된다.

Fig. 7 Porosities of the casting in sand mold

Fig. 3에서부터 Fig. 7까지의 주조해석 결과로부터 Fig. 1의 터보형 팬을 주조하는데 가장 적합한 주조방안은 Fig. 2(c)의 상주식 탕구계이다. Fig. 2(c)의탕구계로 주형을 제작하여 주조 작업을 수행하였다.

Fig. 8는 A356 합금의 사형주조 공정을 통하여 제작된 터보형 팬을 나타낸다. 총 5개의 샘플을 제 작하였으며, 5개 모두 미충진된 부분없이 완벽하게 제작이 되었다. 주조된 터보형의 비커스 경도는 65 HV이며, T6 열처리를 시행한 후의 비커스 경도는 85 HV이다. T6 열처리 후 경도가 20 HV 상승되 었다. 이는 Mg₂Si의 석출물에 의한 영향으로 판단된다. 시효 열처리시에는 Mg₂Si가 석출되면서 경도가 향상된다고 보고되고 있다[8-10].

Fig. 8 Turbo fan by fabricated sand casting using top down gating system

5. 결론

본 연구에서는 전차 파워팩에 결합된 대형의 알루미늄 터보형 팬을 제작하고자 사형 주조 공정을 적용하였다. 사형 주조 공법을 적용하기 위해서 터보형 팬을 역설계 하였으며, 세가지 주조 방안을설계한 다음 주조해석을 수행하여 최적의 방안을 선정하였다. 정리된 주요 결과는 다음과 같다.

(1) 용탕이 팬의 하단부에서 주입되어 위로 올라가는 하주식 탕구계를 적용한 경우 날개가 채워지는 동안 상당히 큰 온도 손실이 발생한다. 주형 내부로 용탕이 모두 채워졌을 때, 날개의 상단부 및 앞쪽 덮개는 소재의 액상선 온도 이하가 된다. 주입구의 개수를 증가시켜도 결과의 차이는 미비하였 다. 용탕이 팬의 중앙 상단부에 위치한 탕구로부터 유입되어 아래로 내려가는 상주식 탕구계를 적용한 경우 용탕의 비산이 발생 하지만, 날개가 채워지는 동안의 온도 손실이 작다. 주형 내부로 용탕의 유입이 완료된 후, 날개의 상단부 및 앞쪽 덮개는 소재의 액상선 온도보다 높다. 하단부에 연결된 사이드 압탕이 가장 늦게 채워지는데, 사이드 압탕의 높이를 절반으로 줄이면 날개 상단부 및 앞쪽 덮개의 온도 손실을 좀 더 줄일 수 있다.

(2) 하주식 탕구계는 용탕의 응고 양상이 균일하지 못하며, 일부 영역에서는 고립 응고가 발생한다. 이에 따라 열점 및 기공이 발생될 가능성이 높은 영역이 다수 존재한다. 상주식 탕구계는 응고 양상이 방향성 응고를 나타내며 비교적 균일하다. 중앙에 위치한 탕구로 인하여 방향성 응고가 진행되었 으며, 응고 과정 동안 후육부의 수축양이 보상되었다. 상주식 탕구계는 하주식 탕구계와 비교하여 열점 및 기공 발생 영역도 상당히 줄어드는 결과가 도출되었다.

(3) 상주식 탕구계로 주형을 제작하고 주조 작업을 수행한 결과는 미충진된 부분없이 외형이 완벽하게 팬이 제작되었다.