Residual Stress Prediction and Hardness Evaluation within Cross Ball Grooved Inner Race by Cold Upsetting Process

냉간 업셋팅 공정에 의한 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜의 잔류응력 예측 및 경도 평가

Abstract

This study deals with residual stress prediction and hardness evaluation within cross ball grooved inner race fabricated by cold upsetting process consisted of upsetting and ejection steps. A raw workpiece material of AISI 5120H (SCr420H) is first spheroidized and annealed, then phosphophyllite coated to form solid lubricant layer on its outer surface. To investigate influences of the heat treatment, uni-axial compression tests and Vickers micro-hardness measurements are conducted. Three-dimensional elasto-plastic FE simulations on the upsetting step and the ejection one are performed to visualize the residual stress and the ductile (plastic deformation) damage. External feature of the fabricated inner race is fully captured by using an optical 3D scanner, and the micro-hardness is measured on internal cross-sections. Consequently, the dimensional compatibility between the simulated inner race and the fabricated one is ensured with a difference of under 0.243mm that satisfied permissible error range of ±0.50mm on the grooved surface, and the predicted residual stress is verified to have similar distribution tendency with the measured Vickers micro-hardness.

1. 서론

최근 하이브리드 혹은 전기자동차용 모터의 고성능화 추세에 따라 급가속 성능이 개선되었으나, 이로 인한 등속조인트(constant velocity joint) 내부에서의 변속 충격(shifting shock)이 빈번하게 발생하고 있으며, 이러한 변속 충격을 줄이기 위한 다양한 연구가 진행되고 있다[1, 2]. 등속조인트를 구성하는 외륜(outer race), 내륜(inner race), 볼 베어링(ball bearing), 볼 케이지(ball cage) 등에 있어서, 변속 충격은 내륜에 상당한 영향을 미치는 것으로 알려져 있다[3, 4].

토크(torque)를 각 바퀴에 전달하는 등속조인트에 있어서, 내구성, 내마모성, 기계-구조적 고강성 그리고 변속충격 저감 등에 관한 산업적 요구가 증가하고 있다. 이러한 기술적 상황을 충족시키기 위해, 최근에 경사형 볼 그루브(cross ball groove)를 갖는 내륜이 소개되었으나, 단조 공정에 대한 적합성 및 단조품의 외형적 치수 충실도 등에 국한되어 연구가 진행되기도 하였다[4, 5].

본 연구에서는 이전의 연구 결과를 바탕으로 경사형 볼 그루브를 갖는 등속조인트용 내륜에 대한 개선 설계를 통해 하이브리드 또는 전기자동차용으로 적용하고자 하였다. 개선 설계된 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜의 내구성 및 고강성 측면에서의 건전성을 확인하기 위해 냉간 업셋팅(cold upsetting) 공정에서의 잔류응력(residual stress)과 소성변형손상(plastic deformation damage)라 불리우는 연성손상(ductile damage)를 예측하였다. 이와 더불어, 제작된 내륜 단조품에 대한 비커스 미세경도(Vickers micro-hardness)를 측정하여 내륜 내부의 경도 분포를 조사하였다.

냉간 업셋팅을 위한 초기 소재로 선정된 크롬합금 저탄소강인 SCr420H(AISI 5120H)의 단조성 향상을 위해 구상화 소둔(spheroidizing and annealing) 열처리를 수행하였으며, 이후 인산염피막(phosphophyllite coating)을 열처리된 소재의 표면에 도포하여 금형면과 소재 사이의 마찰특성을 개선하였다. 열처리에 의한 기계적 특성 및 경도의 변화를 살펴보기 위해, 단축 압축시험 및 경도 측정 시험을 수행하였다. 이와 더불어, 업셋팅 및 취출(ejection) 공정으로 구성된 냉간단조 공정에 대한 탄소성 유한요소해석(elasto-plastic finite element simulation)을 수행하였으며, 이를 통해 잔류응력과 연성손상을 예측하였다. 또한, 냉간단조된 내륜에 대한 3차원 형상을 측정하였고, 해석적으로 예측된 외형과의 형상 비교를 수행하였다. 그리고, 내륜의 내부 단면들에서의 경도를 각각 측정하였다. 본 연구 결과를 요약하면, 구상화 소둔 열처리에 의해 기계적 특성이 개선됨을 확인하였고, 냉간 단조품과 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 형상과의 치수 오차는 0.243mm로 평가되었으며, 허용 치수오차(±0.50mm)를 만족하는 것으로 나타났다. 마지막으로, 내륜 단조품 내부의 경도 분포를 예측된 잔류응력 및 연성손상 분포와 비교해 본 결과, 정량적 수치는 차이가 있으나 경도와 잔류응력 분포의 경향성은 유사한 것으로 확인되었다.

2. 냉간 업셋팅 공정과 소재 특성

2.1 냉간 업셋팅 공정

Fig. 1(a)는 본 연구에서 다루고자 하는 경사형 볼그루브를 갖는 등속조인트용 내륜 단조품의 형상을 나타낸 것으로, 내륜의 외부에 직경이 약 21.77mm인 6개의 그루브들이 약 15°의 기울기로 평면 대칭 구조를 가지고 있다. Fig. 1(b)는 내륜 단조품을 이용하여 중심부 방전가공 및 외측부 절삭가공을 통해 최종적으로 제작된 내륜의 제품 형상을 보여주고 있다. 기계-구조용 크롬 합금 저탄소강인 AISI 5120H(SCr420H)를 본 연구에서의 냉간 업셋팅을 위한 원소재(Ø37.0mm×L50.4mm)로 선정하였고, 화학적 성분 구성은 Table 1과 같다. Fig. 2는 내륜 제작과정을 나타낸 것으로, 원소재를 이용하여 구상화 소둔 열처리를 수행한 후, 열처리된 소재 외면에 인산 염피막을 도포하여, 냉간 업셋팅 공정에 적용하였다.

Fig. 1 Two-dimensional layout of cold forged inner race and final product after machining (unit : mm)

Fig. 2 Detail working flow for manufacturing cross ball grooved inner race

Table 1 Chemical composition of AISI 5120H workpiece

2.2 기계적 특성

SCr420H 원소재(Ø37.0mm×L50.4mm)에 대한 구상화 소둔 열처리를 Fig. 3에 제시된 시간-온도 곡선을 토대로 수행하였다. 구상화 소둔 열처리에 의한 기계적 물성의 변화를 알아보기 위해, 외경 약 6.0mm 및 길이 약 10.0mm인 시험 시편을 이용하여 단축 압축시험과 비커스 경도(Vickers micro-hardness) 측정시험을 각각 실시하였다. 단축 압축시험(uni-axial compression test)은 약 40ton의 하중 용량을 가지는 재료시험기(INSTRON 5988)를 이용하여 6mm/min의 등속 조건에서 시험 시편의 길이 감소율이 약 50%에 도달할 때까지 수행하였고, 구상화 소둔 열처리에 의한 경도 변화를 살펴보기 위해, AMT-X7FX 자동 비커스 미세경도계를 사용하여 약 500g의 압입하중 조건에서 미세경도를 측정하였다[6].

Fig. 3 Time-temperature history for spheroidizing and annealing of AISI 5120H workpiece

단축 압축시험 통해 얻어진 SCr420H 소재의 응력-변형률(stress-strain curve) 선도들을 이용하여 구상화 소둔 열처리의 효과를 조사하였다. Fig. 4(a)는 단축 압축시험을 통해 얻은 열처리 전과 후의 응력-변형률 선도(stress-strain curve)를 나타낸 것이다. 열처리 이전의 경우, 진응력(true stress)를 기준으로 원소재는 약 373.22MPa의 항복강도와 약 784.94MPa의 극한강도(ultimate strength)를 가지는 것으로 나타났다. 열처리 이후에는 상(upper) 및 하(lower) 항복강도가 약 306.88MPa 및 약 270.98MPa로 조사되었다. 그리고, 시험 시편의 길이 감소율이 약 50%(약 68.87%의 연신률)일 경우에 극한강도는 Fig. 4(b)에서와 같이 약 693.20MPa로 나타났다. SCr420H 원소재는 구상화 소둔 열처리에 의해 약 70MPa의 항복강도와 약 90MPa의 극한강도가 감소하는 효과가 있음을 확인하였다. Table 2는 단축 압축시험 결과를 요약하여 나타낸 것이다.

Table 2 Mechanical properties of AISI 5120H workpiece

Fig. 4 Compressive stress-strain curves before and after spheroidizing and annealing specimens​​​​​​​

이와 더불어, 앞서의 압축시험을 위해 준비한 시험시편의 여분을 이용하여 열처리 전과 후의 경도를 0.50mm의 등간격 위치에서 측정하였다. Fig. 5에서와 같이 비커스 경도 측정 결과를 살펴보면, 열처리 이전의 원소재는 167.7 HV ~ 192.5 HV 범위의 경도(평균 약 182.0 HV) 를 가지는 것으로 조사되었고, 열처리된 시편의 경우에는 122.8 HV ~ 137.5 HV 범위의 경도(평균 약 128.4 HV)로 측정되었다. 이를 통해, SCr420H 원소재는 구상화 소둔 열처리에 의한 효과로써 평균적으로 비커스 미세경도가 약 53.6 HV 수준 감소함을 확인하였다

Fig. 5 Measured Vickers micro-hardness​​​​​​​

2.3 유동응력 곡선

SCr420H 원소재에 대한 구상화 소둔 열처리를 통해 시험 시편의 길이 감소율이 약 50%일 때, 연신률은 약 68.87%로 나타났다. 그러나, 단조공정에 있어서, 피가공재(workpiece)는 일반적으로 큰 변형률을 경험하게 되므로 Fig. 4(b)에서와 같은 제한적인 변형률을 적용할 경우에 유한요소해석 과정에서 계산 시간이 증가하는 경향이 있다. 이러한 문제를 해결하기 위해 구성방정식(constitutive equation)을 이용하여 수학적으로 극한강도 이후의 응력-변형률 선도를 예측하는 것이 일반적이다.

본 연구에서는 일정한 온도 및 속도 조건에서의 압축시험 결과를 바탕으로, Hollomon, Swift, Ludwik, 그리고 Voce가 제안한 구성방정식을 이용하여 극한강도 이후의 응력-변형률 선도를 도출하였으며[7-10], 그 결과는 다음과 같다.

\(\begin{aligned}\begin{array}{l}\bar{\sigma}_{\text {Hollomon }}=K \bar{\varepsilon}^{\mathrm{n}}=762.14 \bar{\varepsilon}^{0.1874} \\ \bar{\sigma}_{\text {Swift }}=K\left(\bar{\varepsilon}_{0}+\bar{\varepsilon}\right)^{\mathrm{n}}=764.02(0.00107+\bar{\varepsilon})^{0.1904} \\ \bar{\sigma}_{\text {Ludwik }}=\bar{\sigma}_{0}+K \bar{\varepsilon}^{\mathrm{n}}=-77.26+835.19 \bar{\varepsilon}^{0.1632} \\ \bar{\sigma}_{\text {Voce }}=K_{1}+K_{2} e^{-\mathrm{n} \bar{\varepsilon}}=677.84-373.12 e^{-6.6633 \bar{\varepsilon}}\end{array}\end{aligned}\)

위의 구성방정식들을 압축시험 결과와 비교해 본 결과, Fig. 6에서와 같이 멱급수 함수(power series) 형태의 구성방정식들은 모두 유사한 결과를 보이지만, 다소 과도하게 외삽(extrapolation)되었음을 알 수 있었고, 지수 함수(exponential function) 형태의 Voce 모델은 과소 평가됨을 확인하였다[11]. 이러한 외삽의 차이를 개선하기 위한 다양한 수학적 모델들이 소개되기도 하였으나[12], 본 연구에서는 과도 외삽 정도가 가장 큰 Swift 모델과 과소 외삽된 Voce 모델을 중첩(superposition)하는 단순한 방법을 적용하였으며, 아래의 식과 같은 결과를 얻을 수 있었다.

Fig. 6 Stress-strain curves based on flow stress models​​​​​​​

\(\begin{aligned} \bar{\sigma} & =\frac{1}{2}\left\{\bar{\sigma}_{\text {Swift }}+\bar{\sigma}_{\text {Voce }}\right\} \\ & =338.92-382.01(0.00107+\bar{\varepsilon})^{0.1904}+186.56 e^{-6.6653 \bar{\varepsilon}}\end{aligned}\)

그리고, 압축시험을 통해 확보한 소성변형률(plastic strain) 영역에서의 응력-변형률 선도와 비교한 결과, Fig. 7에서와 같이 중첩에 의해 외삽된 응력-변형률 선도는 실험 결과와 잘 일치하는 것으로 나타났다.

Fig. 7 Flow stress curve plotted through superposition with Swift and Voce models​​​​​​​

3. 탄소성 유한요소 해석

3.1 유한요소 모델

Fig. 1과 Fig. 2에 제시된 바와 같이 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜은 외부에 6개의 볼 그루브가 약 15°의 기울기로 평면대칭 구조를 가지고 있으므로 일체형 금형을 적용할 경우 단조품의 취출이 불가능하기 때문에 Ku 등이 수행한 선행연구에서 제시된 분할 금형구조를 적용하였다[4, 5]. 또한, 냉간 업셋팅 공정에서의 내륜의 잔류응력과 소성변형손상(연성손상)을예측하기 위해 업셋팅 공정과 취출 공정으로 분리하여 탄소성 유한요소 해석을 수행하였다. Fig. 8은 본 연구에서의 탄소성 유한요소해석 과정과 1/6 평면대칭 구조를 가지는 초기 빌렛의 형상을 나타낸 것이다. 탄소성 유한요소해석을 위해 초기 빌렛은 831,677개의 사면체 요소로 이산화하였고, 금형과 소재 사이에 형성된 인산염피막층을 고려하여 0.098의 전단마찰계수(shear friction coefficient)를 적용하였다[3]. 이와 더불어, 소성변형손상을 예측하기 위해 Cockcroft와 Latham이 제안한 연성손상모델(ductile damage model)을 적용하였으며[13], DEFORM-3D ^TM을 사용하여 업셋팅 및 취출 공정에 대한 탄소성 유한요소해석을 수행하였고, Table 2에 제시된 SCr420H 소재의 탄성영역에서의 재료물성과 외삽된 소성영역에서의 응력-변형률 곡선(Fig. 7)을 적용하였다. 또한, 업셋팅 공정에 의해 내륜 내부에 발생하는 응력과 연성손상 그리고 취출 후 단조품 내부에 잔존하는 잔류응력과 소성변형손상 등을 분석하기 위해 Fig. 9에서와 같이 3개의 단면(cross-sections A-A’, B-B’, and C-C’)을 고려하였다.

Fig. 8 FE model and initial billet for elasto-plastic cold upsetting simulation

Fig. 9 Predefined cross-sections

3.2 탄소성 유한요소 해석 결과

Fig. 10은 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜을 성형하기 위한 냉간 업셋팅 공정에 있어서, 세부 공정인 업셋팅 공정과 취출 공정에 대한 탄소성 유한요소해석 결과를 도시한 것이다. 여기서, 상부 펀치(upper punch)와 하부 펀치(lower punch)는 스크로크(stroke)가 동기화되기 때문에 상부 펀치의 스트로크를 기준으로 유효응력과 연성손상을 각각 나타내었다.

Fig. 10 Stress and ductile damage distributions of cross ball grooved inner race by elasto-plastic FE simulations​​​​​​​

냉간 업셋팅 공정에 대한 탄소성 유한요소해석 결과를 상부 펀치의 스트로크가 7.50mm(약 50%), 11.50mm(약 75%), 15.34mm (100%), 그리고 취출이 완료되었을 때를 기준으로 살펴보면, 전반적으로 스트로크가 증가함에 따라 내륜의 외부 및 내부의 응력과 연성손상이 점차 증가함을 알 수 있다. Fig. 10(a)에서와 같이 펀치 스크로크가 15.34mm에 도달했을 때, 그루브 면에서 전체적으로 약 725MPa의 유효응력이 예측되었고, 그루브와 인접한 어깨부(shoulder)에서 약 817MPa의 최대 유효응력과 약 138MPa의 연성손상이 각각 예측되었다. 내륜 단조품이 외부로 취출이 완료된 경우에는 그루브 면에서 약 182MPa 수준의 잔류응력이 예측되었으나, 어깨부와 리브(rib) 주위에서 국부적으로 높은 수준의 잔류응력이 분포하는 것으로 파악되었다. 이와는 달리, 취출 전과 후의 연성손상 수준은 큰 변화가 없는 것으로 나타났다.

냉간 업셋팅 공정에 대한 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 내부 응력과 연성손상을 앞서의 Fig. 9에서 사전 정의된 각 단면에서 살펴보았다. Fig. 10(b)는 단면 A-A’ (rib부 단면)에서의 유효응력과 잔류응력 그리고 연성손상 분포를 보여주고 있다. 상부 펀치 스트로크가 15.34mm일 때, 전체적으로 약 731MPa 이상의 유효응력이 분포하는 것으로 나타났으며, 연성손상 수준은 리브 외측에서의 78.2MPa을 제외하면, 리브 내측에서 약 42.5MPa 그리고 중심부에서 약 24.8MPa의 연성손상이 예측되었다. 그러나, 취출 후의 잔류응력은 리브 외측(약 381MPa)을 제외하고, 최대 309MPa및 평균 약 200MPa 수준으로 조사되었으며, 특히 연성손상의 변화는 거의 없는 것으로 파악되었다.

또한, 단면 B-B’(ball groove 단면)에서의 내부 응력과 연성손상 예측 결과가 Fig. 10(c)에 도시되어져 있다. 펀치 스트로크가 15.34mm에 도달하였을 때, 전체적으로 상당히 높은 수준의 유효응력이 분포하는 것으로 파악되었으며, 중심부에서 약 796MPa의 최대값이 예측되었다. 그리고, 연성손상은 중심부보다 그루브 내측에서 약 51.8MPa로 나타났다. 그러나, 취출 공정이 완료된 후에는 응력 수준이 급격이 낮아지며, 중심부에서 약 236MPa 그리고 그루브 끝단부에서 약 518MPa 수준의 잔류응력이 국부적으로 분포되는 것으로 평가되었다. 그러나, 연성손상 수준은 취출 전과 비교하였을 때, 큰 변화가 없는 것으로 나타났다.

내륜의 기준 평면(datum plane)인 단면 C-C’에서의 응력과 손상정도를 Fig. 10(d)와 같이 가시화하였으며, 그 결과를 정리하면 다음과 같이 유효응력과 연성손상은 대칭적으로 분포하는 것으로 조사되었다. 특히, 중심부에서 약 796MPa의 최대유효응력이 예측되었으며, 그루브 면의 내측에서 약 750MPa 수준의 유효응력이 분포함을 알 수 있었다. 그러나, 리브 부위에서는 상대적으로 낮은 유효응력이 분포함을 확인할 수 있었다. 또한, 연성손상 측면에서는 중심부(약 26.8MPa) 보다 그루브 면의 내측에서 높은 수준의 손상(약 53.5MPa)이 예측되었다. 취출 공정이 종료된 후, 돌출된 리브 끝단에서 국부적으로 높은 수준의 잔류응력(약 471MPa)이 관찰되었으나, 중심부에서는 약 236MPa로 조사되었다. 이와 더불어, 취출 전과 후의 연성손상 정도는 큰 변화가 없는 것을 확인하였다.

3.3 단조 하중 예측

앞서의 Fig. 10에 제시된 경사형 볼 그루브를 갖는 등속조인트용 내륜의 냉간 업셋팅 공정에 대한 탄소성 유한요소해석 결과로부터 상부 펀치에 작용하는 반력(reaction force)를 이용하여 단조하중을 예측하였다. Fig. 11은 업셋팅 공정에서 요구되는 단조 하중을 가시화한 것으로, 상부 펀치의 스트로크가 약 7.95mm에 도달했을 때, 그루브가 형성되기 시작하면서 하중이 급격히 증가하고, 이후 각 모서리부에 빌렛이 채워지기 시작하는 시점(펀치 스트로크 약 14.12mm)에서 다시 증가하는 것으로 예측되었다. 상부 펀치 스트로크가 15.34mm에 도달하여 업셋팅 공정이 마무리될 때, 약 240.67Ton의 단조 하중이 필요한 것으로 판단되었다. 따라서, 냉간 업셋팅을 통해 본 연구에서의 내륜을 실제 제작하기 위해서는 프레스의 구조안전율을 고려하여 약 500Tonf 이상의 하중 용량을 가지는 단조 프레스를 적용하는 것이 타당한 것으로 파악되었다.

Fig. 11 Forging load prediction of cold upsetting process for cross ball grooved inner race​​​​​​​

4. 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜 제작

SCr420H 원소재에 대한 구상화 소둔 열처리 및 인산염피막 처리를 통해 준비된 초기 빌렛(Ø37.0mm×L50.4mm)을 이용하여 냉간 업셋팅 공정에 대한 시제품 제작 실험을 최대 압축하중이 약 2,000Ton_f 인 유압프레스를 사용하여 수행하였다. Fig. 12에서와 같이 냉간 업셋팅을 통해 시제작된 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜은 외형적으로 잘 성형된 것으로 파악되었고, 인산염피막층 또한 손상없이 잘 유지되고 있는 것으로 확인되었다.

Fig. 12 Fabricated inner race with six cross ball grooves​​​​​​​

앞서의 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 내륜과의 형상 및 치수정밀도 비교를 위해, 비접촉식 3차원 스캐너(Rexcan IV)를 이용하여 내륜 단조품의 형상 이미지를 추출하였다. 이를 통해 추출된 내륜 단조품의 3차원 형상은 탄소성 유한요소해석 과정에서 예측된 업셋팅이 종료된 상태에서의 형상 및 취출 이후의 형상과 각각 비교하였다. Fig. 13(a)은 업셋팅 공정에서 예측된 형상과 내륜 단조품의 스캔 이미지를 비교한 것이고, Fig. 13(b)는 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 취출 종료 이후의 형상과 내륜 단조품의 형상을 비교한 것이다. 특히, 앞서 Fig. 9에서 제시된 각 단면에서의 치수 오차를 정량적으로 나타내었다. 업셋팅 공정에 대한 탄소성 유한요소해석으로부터 예측된 형상을 내륜 단조품과 비교해 본 결과, Fig. 13(a)에서와 같이 단면 A-A’에서 최대 0.101mm, 단면 B-B’에서는 최대 0.095mm, 그리고 단면 C-C’에서는 최대 0.058mm의 치수 오차가 확인되었다. 이와 더불어, Fig. 13(b)에서와 같이 취출 공정이 종료된 이후의 해석적으로 예측된 내륜의 형상과 단조품의 형상을 비교한 결과를 살펴보면, 단면 A-A’에서는 넓은 그루브 부위에서 최대 약 0.178mm, 단면 B-B’에서는 그루부와 만나는 어깨부에서 최대 약 0.164mm, 그리고 단면 C-C’에서는 리브 중간부에서 최대 약 0.597mm의 치수 오차를 가지는 것으로 나타났다.

Fig. 13 Dimensional variation between FE simulated and fabricated inner races​​​​​​​

그러나, Fig. 1(b)에서 제시된 바와 같이, 내륜 단조품은 볼 그루브 면을 제외한 이외의 부분에 대해 방전가공 및 절삭가공을 거쳐 최종 제품으로 제작되기 때문에 볼 그루브 면의 형상 및 치수 정밀도에 한하여 허용 치수오차 범위(±0.50mm)의 충족 여부를 판단하고자 하였다. 이를 바탕으로 Fig. 13(b)에 제시된 형상 비교 결과를 재분석해 보면, 그루브 면에서 최대 약 0.243mm 수준의 차이를 가지는 것으로 조사되었다. 따라서, 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 취출 이후의 내륜 형상과 냉간 업셋팅 실험을 통해 얻어진 내륜 단조품은 요구되는 치수를 충족하는 것으로 판단되었다.

이와 더불어, 내륜 단조품의 금속유동선(metal flow line)을 가시화하기 위해 부식(corrosion) 시험을 수행하였다. 부식 시험을 위해 내륜 단조품을 단면 A-A’, B-B’ 및 C-C’을 기준으로 와이어커팅(wire-cutting)하였고, 황산(HCl)용액에서 약 30분간 끓여 금속유동선을 가시화하였다. Fig. 14는 부식 실험을 통해 얻어진 금속유동선을 보여주고 있다. 특히, 단면 A-A’에서는 금속유동선이 잘 발달되어 있음을 확인할 수 있었고, 좌측 상단부(넓은 리브 부위)에서 촘촘하게 분포하고 있음을 알 수 있었다. 또한, 단면 B-B’에서는 대칭적으로 발달된 금속유동선이 관찰되었다. 단면 C-C’에서의 금속유동선을 확인해 본 결과, 중심부에서는 명확하게 금속유동선을 구분할 수 없었으나, 리브부 및 그루브부에 가까워질수록 촘촘하게 발달되어 있음을 확인할 수 있었다. 전체적으로, 부식 실험을 통해 가시화된 금속유동선은 끊김이나 중첩 등의 결함없이 잘 분포되어 있는 것으로 조사되었다.

Fig. 14 Metal flow of inner race fabricated through cold upsetting process​​​​​​​

5. 잔류응력과 경도 분포

냉간 업셋팅 공정으로 시제작된 내륜에 대한 경도(hardness)를 측정하기 위해 앞서의 원소재와 구상화 소둔 열처리된 시편들을 대상으로 경도 측정에 사용된 비커스 미세경도계(압입 하중 약 500g_f)를 사용하였다. 그리고, 단면 A-A’, 단면 B-B’, 그리고 단면 C-C’에서의 경도 측정 위치는 Fig. 15에서와 같이 설정하였다. 그리고, 측정된 경도 데이터를 이용하여 경도 분포(hardness map)를 가시화하였고, 각 단면에서의 경도 분포를 앞서 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 잔류응력 및 연성손상 분포와 비교하였다.

Fig. 15 Grid structures for measuring Vickers micro-hardness​​​​​​​

앞서의 탄소성 유한요소해석을 통해 예측된 단면 O-A’에서의 잔류응력과 연성손상 분포를 실험적으로 측정된 경도 분포와 비교한 결과가 Fig. 16(a)에 제시되어 있다. 전체적으로 살펴보면, 경도 분포는 예측된 연성손상 분포보다는 잔류응력 분포와 유사한 분포 경향성을 가지는 것으로 파악되었다. 그리고, 중심부에서 최대 288.3 HV, 그리고 성형 펀치에 의해 형성된 함몰부에서 최소 184.0 HV의 경도가 측정되었다. 또한, Fig. 16(b)에서도 잔류응력 분포가 경도 분포에서의 정량적 수치는 차이가 있지만, 경향성 측면에서는 연성손상 보다는 잔류응력 분포를 상대적으로 잘 표현하는 것으로 파악되었다. 또한, 최대 경도는 중심부에서 약 280.3 HV, 그리고 중심 함몰부에서 약 182.1 HV의 최소 경도가 관찰되었다. 이러한 경도와 잔류응력의 분포 유사성은 Fig. 16(c)의 단면O-C’(단면 C-C’의 일부)에서도 확인할 수 있었으며, 대칭적 분포 경향도 확인되었다. 그리고, 단면 O-C’에서의 최대 경도(약 329.2 HV)는 좁은 리브 끝단부에서 측정되었고, 최소 경도는 약 213.6 HV로 조사되었다. 그리고, 구상화 소둔 열처리된 소재의 평균 비커스 경도(약 128.4 HV)를 내륜 단조품 내부 단면에서 측정된 최소 경도(약 182.1HV)와 비교해 볼 때, 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜을 성형하기 위해 적용된 냉간 업셋팅 공정은 최소 약 53.7 HV의 경도 증가를 유발하는 것으로 파악되었다.

Fig. 16 Comparison of residual stress and ductile damage with measured Vickers micro-hardness​​​​​​​

6. 결론

본 연구에서는 냉간 업셋팅 공정을 이용하여 경사형 볼 그루브를 갖는 등속조인트용 내륜의 잔류응력을 예측하고, 시제작된 내륜 단조품의 경도를 측정하여 예측된 잔류응력의 유효성을 검토하였다. 이를 위해 SCr420H (AISI 5120H) 크롬 합금 저탄소강을 초기 소재로 선정하였으며, 단조성 개선을 위해 구상화 소둔 열처리를 수행하였고, 인산염피막층을 그 외부에 도포하였다. 그리고, 열처리에 의한 단조성 개선 여부를 확인하기 위해, 단축 압축시험을 수행하였으며, 경도 측정도 병행하였다. 또한, 압축시험을 통해 획득된 재료물성과 냉간 업셋팅 공정의 유한요소 모델을 이용하여 탄소성 유한요소해석을 수행하였다. 이를 통해 예측된 잔류응력 및 연성손상을 시제작된 내륜 단조품 내부의 경도와 비교하였다. 본 연구를 통해 도출된 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1) SCr420H에 대한 구상화 소둔 열처리에 의해 약 70MPa의 압축 항복강도 감소 그리고 약 90MPa의 극한강도 감소 효과를 확인하였고, 비커스 경도 또한 약 53.6 HV 감소하는 것으로 조사되었다.

(2) 탄소성 유한요소해석을 통해 경사형 볼 그루브를 갖는 내륜 외부 및 내부에 잔존하는 잔류응력과 연성손상을 예측하였고, 내륜 단조품 내부의 각 단면에서 측정된 비커스 경도와 비교하였다. 이를 통해, 실험적으로 측정된 경도는 잔류응력과 분포 경향성이 유사한 것으로 파악되었다.

(3) 유한요소해석을 통해 예측된 형상과 내륜 단조품과의 치수정밀도를 조사한 결과, 취출에 의한 약간의 후변형이 관찰되었다. 그러나, 볼 그루브 면에서의 치수 오차는 최대 약 0.243mm 로 평가되었고, 허용치수오차를 만족하는 것으로 나타났다.

후기

이 논문은 한국연구재단의 선도연구센터지원사업(NRF-2019R1A5A60999595)에 의하여 연구되었음.