KR20090007601A

KR20090007601A - 연장된 금속 바아 내의 응력 완화 및 크리프 성형을 위한 장치 및 방법

Info

Publication number: KR20090007601A
Application number: KR1020087028370A
Authority: KR
Inventors: 구니노리 미나카와; 알빈드 알. 케스칼; 아드리안 발브
Original assignee: 알티아이 인터내셔날 메탈스, 인코포레이티드
Priority date: 2006-05-11
Filing date: 2007-05-08
Publication date: 2009-01-19
Also published as: EP2018234A2; CN101443138A; JP2009536880A; US20070261462A1; WO2007133546A3; WO2007133546A2

Abstract

고온의 크리프 스트레치 랩 성형 방법은 바람직하게는 단열 및/또는 전기 절연의 작업 표면을 구비하면서 크리프 변형에 적합한 온도 범위 내의 성형 온도까지 금속 바아를 가열하고 0.05 인치/인치/초보다 더 크지 않은 변형속도로 상기 금속 바아에 신장력을 부여하면서 다이 둘레에 상기 금속 바아를 감싸는 것을 포함한다. 상기 신장력은 전형적으로 0.5%에서 15.0%에 이르는 범위에 걸치는 변형에 가해진다. 상기 금속 바아는 가장 바람직하게는 녹는 온도의 0.45에서 0.60에 이르는 범위의 성형 온도를 가진 티타늄 합금이다. 상기 랩핑된 금속 바아는 적소에 지탱되고 온도는 응력 완화를 위해 전형적으로 5분 내지 120분 동안 상기 온도 범위 내에서 유지된다. 바람직하게는, 상기 금속 바아는 상기 공정 전반에 걸쳐 상기 성형 온도로 충분히 지탱된다. 상기 다이 및 금속 바아 둘레의 단열물은 상기 금속 바아로부터 열 손실을 줄인다.

Description

연장된 금속 바아 내의 응력 완화 및 크리프 성형을 위한 장치 및 방법{METHOD AND APPARATUS FOR CREEP FORMING OF AND RELIEVING STRESS IN AN ELONGATED METAL BAR}

발명의 분야

본 발명은 금속 부품들, 특히 연장된 금속 바아들(bars)의 고온의 크리프-스트레치(creep-stretch) 성형에 관한 것이다. 더 구체적으로, 본 발명은 티타늄, 티타늄 합금 및 전형적으로 스트레치-랩 성형이 어려운 유사 금속들의 고온 스트레치-랩 성형에 관한 것이다. 특히, 본 발명은 단열 및 전기적으로 절연된 작업 표면을 갖는 다이(die)를 사용하여 금속 폼(form)을 고온 스트레치-랩 성형하는 것에 관한 것이다.

발명의 배경

본 발명은 높은 온도에서 성형되는 연장된 금속 부품들, 특히 사출성형, 단조, 압연, 기계가공 또는 이러한 공정들의 조합에 의해 제조되는 티타늄 합금으로 만들어진 부품들을 고온 스트레치-랩 성형하는 것에 관한 것이다. 티타늄 금속은 비교적 가벼운 무게와 함께 우수한 기계적 특성 및 부식 특성 때문에 항공 우주 산업의 재료로 널리 사용되어 왔다. 그러나 티타늄 합금은 일반적으로 성형하기 어렵 고 그러한 부품들을 적당히 성형하기 위해서는 상당한 온도까지 가열할 것을 요구하는 것은 잘 알려진 바이다. 티타늄 합금은 항공기의 외형 처리된 구조의 구성요소에 사용하는데 있어서 매우 바람직하나, 그러한 구조의 구성요소를 성형하는 것은 그러한 외형 처리된 구성요소를 적합하고 경제적으로 실행 가능하도록 성형하는 방법이 부족하기 때문에 매우 제한적이었다. 진보된 항공기 내의 익현들과 같이 경량 및 고강도 구조의 구성요소에 대한 열망과 함께 그러한 부품들의 수요가 증가해왔다.

연장된 티타늄 부품들을 성형하는데 있어서 현재 이용 가능한 하나의 공정은 "충돌 성형(bump forming)" 이라고 알려져 있다. 이 공정은 연장된 부품이 로(furnace)로부터 제거되고 성형 프레스의 성형 블록들(blocks) 위에 놓여지는 시간에 예정된 온도까지 로 안에서 상기 부품의 가열을 수반하게 된다. 상기 프레스는 휘는 힘을 가하여 상기 부품의 국부적인 변형을 가져오게 된다. 상기 부품의 온도는 성형 중에 빠르게 감소하고 따라서 성형에 대한 저항이 두드러지게 증가한다. 따라서 충돌 성형은 성형 공정을 끝내기 위해서 반복되는 가열 순환을 요구하는데 이는 시간과 비용이 많이 든다. 나아가 충돌 성형으로부터 생기는 휨모멘트는 중립축 위에 상기 부품의 단면 내 인장 응력을 야기하고 중립축 아래에 압축 응력을 야기하는데 이는 각각 부품 내에 균열과 주름의 원인이 된다. 상기의 부품 내 무시할 수 없는 응력 구배(stress gradient)는 상기의 성형된 부품의 외형을 제어하는 것을 어렵게 만든다. 나아가 부품의 복합적인 응력 상태에 의해 야기되는 상기의 국부적인 변형은 그 안에 상당한 잔류 응력의 조성을 조장하는데, 이는 값비싼 설비 를 갖는 라인 밖(offline)의 응력 완화 처리를 요구하게 된다. 충돌 성형은 또한 시행 착오법에 의존하지 않고 요구되는 외형을 얻기 위한 공작 기계(guiding tool)의 부족을 겪고 있다. 또한 상기 단면의 구조 건전성(예를 들어, 플랜지 등 사이의 각도를 따라)을 유지하는 것이 어렵다. 후 열간 치수 마무리(post hot sizing)가 상기 성형된 부품의 치수 건전성(dimensional integrity)을 개선시키기 위해 제안되었다. 결국 충돌 성형은 컴퓨터 시뮬레이션을 받을 수 없는 것이다.

고온 스트레치-랩 성형의 일반적인 개념이 얼마동안 알려져 온 반면, 알려진 선행 기술의 방법들은 티타늄 합금 또는 성형하기 어려운 다른 물질들로 만들어진 부품들을 경제적으로 성형하는데 있어서는 적합하지 않다. 말로니(Maloney)에게 허여된 미국특허 제2,952,767호는 저항 가열에 의해 가열되고 다이 조립체 내의 전통적인 발열체에 의해 가열되는 금속 다이의 주위에 감싸여진 연장된 바아를 스트레치-랩 성형하기 위한 장치를 개시하고 있다. 이러한 구성요소의 중요한 문제점은 가열된 다이와 금속 부품이 서로 접촉할 때 그들 사이에 발생하는 전기적 분류 효과(shunting effect)인데, 이것은 국부적인 과열 및 부품을 네킹(necking)하는 결과를 낳는다.

모리스(Morris) 등에게 허여된 미국특허 제4,011,429호는 상기의 분류 효과에 주목하고 상기 다이와 금속 부품을 병렬로 전기 접속하고 동일한 전압으로 가열함으로써 저항을 거쳐 다이와 연장된 금속 부품 모두를 가열함으로써 이러한 문제점을 극복하려고 했다. 불행히도, 이러한 구성은 상기 다이 및 부품의 병렬 가열이 다이의 복합적이고 엄청나게 비싼 구성을 요구하기 때문에 비실용적이다. 나아가 오로지 상기 부품의 접촉 부분만이 상기 다이와 접촉하여 성형 온도에 이르도록 다이가 성형 온도로 가열되어 바아의 접촉 부분과 비접촉 부분 사이의 균일하지 않은 항복 강도(yield strength)의 결과를 낳는 반면, 이러한 방법은 성형 온도의 충분히 아래의 온도까지 부품의 예열을 요구한다. 상기 변형 과정이 균일하지 않기 때문에 성형된 부품의 구조 건전성을 유지하고 잔류 응력의 조성을 최소화하는 것이 매우 어렵다.

본 발명은 다음의 기술로부터 명백해질 여러 문제점을 다룬다.

발명의 요약

본 발명은 금속 바아의 크리프 변형에 적합한 온도 범위 내의 성형 온도까지 연장된 금속 바아를 가열시키는 단계; 0.05 인치/인치/초보다 크지 않은 변형속도로 상기 가열된 금속 바아에 신장력을 부여하는 단계; 그리고 랩핑된 금속 바아를 성형하기 위해 다이 둘레에 상기 가열된 금속 바아를 감싸서 랩핑하는 단계를 포함하는 방법을 제공한다.

도면의 간단한 설명

제1도는 다이 둘레에 랩핑하기 전에 다이 공동(cavity) 내의 단열 물질 및 전기 절연 물질과 금속 바아를 나타내는 본 발명의 고온 크리프-스트레치 성형 장치의 개략적인 평면도이다.

제2도는 다이 공동 내의 두 개 층의 절연 물질을 나타내는 제1도의 2-2 선에 따른 단면도이다.

제3도는 절연 물질이 금속 다이와 금속 바아를 분리시킨 채 다이 공동 내부로 삽입되는 금속 바아를 나타내는 제2도와 유사한 단면도이다.

제4도는 제1도와 유사하고 다이의 작업 표면 둘레에 연장된 바아를 감싸기 위하여 제1도의 시작 위치부터 제4도의 끝 위치까지 움직이는 죠(jaw)들을 나타낸다.

제5도는 제3도와 유사하고 개방된 위치 내의 차폐된 문 및 상기 다이 공동으로부터 제거된 상기 스트레치 랩 성형된 금속 바아를 나타낸다.

제6도는 시판용 순수 티타늄에 있어서의 도식적인 응력/온도 도표인데 왼 쪽의 숫자는 표준화된 전단응력을 나타내고, 오른 쪽의 숫자는 20 ℃에서 전단응력을 나타내며, 상부의 숫자는 ℃ 단위의 온도를 나타내고, 하부의 숫자는 대응하는 온도를 나타낸다.

제7도는 소성 변형 영역, 균일 변형 영역 및 확산 변형 영역을 나타낸다.

제8도는 고온의 스트레치-랩 성형 중에 야기되는 응력에 의해 발생하는 균열 및 뒤틀림을 나타내는 선행 기술의 금속 바아의 도식적인 평면도이다.

제9도는 제8도와 유사하며 본 발명의 고온 스트레치 랩 방법에 의해 성형된 금속 바아를 도시하고, 상기 금속 바아는 제8도의 선행 기술의 금속 바아의 균열 및 뒤틀림이 없음을 도시한다.

제10도는 L 형상의 구성을 구비한 금속 바아의 단면도이다.

도면 전체에 걸쳐 유사한 숫자는 유사한 부품을 나타낸다.

발명의 상세한 설명

본 발명의 고온의 스트레치-랩 성형 장치는 일반적으로 제1도에서 10에 표시된다. 장치 10은 가열시 금속 바아(16)를 신장시키고 다이 둘레에 상기 바아를 감싸기 위해서 거기서부터 각 말단들에 인접한 연장된 금속 바아(16)로 도시된 금속 폼을 고정시키도록 구성되는 한 벌의 이격된 죠들(14) 및 다이(12)를 포함한다. 장치 10은 티타늄 합금으로 만들어진 바아를 고온 크리프-스트레치 성형하는데 있어서 특히 유용하다. 죠들(14)은 도시되지는 않았지만 당해 기술 분야에서 잘 알려진 스윙 암(swing arms)에 각각 부착된다. 각각의 죠들(14)은 금속 바아(16)를 저항적으로 가열하기 위한 전기 회로를 형성하도록 전도체 또는 전선(20)을 경유하여 전기 전력원(18)과 연결된다. 전력원(18)과 전기적으로 연결된 복수의 발열체(24)가 가열을 위해 다이(12) 내부로 삽입될 수 있다. 다이(12)는 T형상의 다이 공동(28)(제2도)의 경계를 정하는 공동-경계(cavity-bounding) 표면(26)을 가진다. 표면(26) 및 공동(28)은 다이의 제1 말단(30)부터 다이(12)의 제2 말단(32)까지 연장된 아치형 형태를 갖는다. 제1 또는 내부의 절연층 및 제2 또는 외부의 절연층(34 및 36)은 제1 층(34)이 다이(12)의 제1 말단(30)부터 제2 말단(32)까지 충분히 연속적인 방식으로 다이(12)의 표면(26)에 접한 채 공동(28) 내부에 배치되어 있다. 층들(34 및 36)은 표면(26)에 일치하고 따라서 일반적으로 T 형상의 구성을 하고 있다. 제2 층(36)은 랩핑 공정 도중에 금속 바아(16)에 접하고 있는 작업 표면(38)의 경계를 정한다. 제2도에서처럼, 금속 바아(16)는 상기 T 형상의 공동(28) 및 작 업 표면(38)을 가진 하나의 짝을 이룬 구성으로 된 T 형상의 단면을 갖는다. 작업 표면(38)은 T 형상의 작업 공간(40)의 경계를 정하고 그 공간 내에 바아(16)가 스트레치-랩 공정 도중에 배치된다.

더욱 상세하게, 각각의 제1 및 제2 층(34 및 36)은 가장 바람직하게는 단열 및 전기 절연 물질로 성형된다. 선택적으로, 바람직하게는 층들(34 및 36) 중 하나는 단열 물질로 성형될 수 있고 다른 하나는 전기 절연 물질로 성형될 수 있다. 다이(12)와 바아(16) 사이에 단열 및 전기 절연을 제공하는 것이 바람직하나, 오직 단열층 또는 오직 전기 절연층만이 사정에 따라 사용될 수도 있을 것이다.

예시적인 실시예에서, 층들(34 및 36)은 유연한 내화성 물질로 성형된다. 이것은 층들(34 및 36)이 다이 공동의 형상에 용이하게 일치하도록 해준다. 또한 그러한 유연한 층(flexible layer)들을 사용하는 것은 랩핑 공정에 앞서 층들을 위치시킬 때 변동성을 허용한다. 예를 들어, 상기 금속 바아를 다이 공동 내부로 삽입시키기 전에 상기 층들은 다이 공동(도시된 대로) 내부에 배치되거나, 상기 금속 바아의 일부 또는 모든 부분의 둘레에 싸여지거나, 단순히 공동과 금속 바아 사이에 매달리도록 하여 공동 내부로의 상기 금속 바아의 삽입이 원하는 형상으로 절연 물질을 눌러 펴게 된다. 층들(34 및 36)은 전형적으로 내화성 세라믹 블랭킷(blanket)이다. 그러한 적당한 세라믹 블랭킷은 카오울(Kaowool)이라는 이름으로 판매되고 있다. 그러한 세라믹 블랭킷은 전형적으로 앞서 기술된 단열 및 전기적 절연 특성 모두를 제공하며 짜여진(woven) 세라믹 직물 또는 섬유로 성형된다. 이러한 유연한 블랭킷들은 또한 본 목적에 더 이상 쓸모가 없어질 정도로 품질이 떨 어졌을 때 다이 공동 또는 금속 바아로부터 용이하게 제거된다. 그러한 세라믹 블랭킷들은 바람직한 절연 물질의 한 가지 형태이기는 하나 본 발명에 필요한 단열 및/또는 전기 절연 특성을 제공하고 랩핑 공정 중에 활용되는 가열과 압력을 견딜 수 있는 다른 적당한 물질들 및/또는 코팅들(coatings)도 사용될 수 있다.

장치 10은 바아(16)가 그의 시작 지점에서 죠들(14) 사이에서 고정될 때 일반적으로 다이(12)와 금속 바아(16)를 둘러싸고 있는 단열 차폐물(62)을 더 포함한다. 차폐물(62)은 정면 벽(66)부터 후면 벽(68)까지 그리고 제1 측벽(70)부터 제2 측벽(72)까지 확장된 사다리꼴의 상부벽(64)을 포함한다. 차폐물(62)은 상부벽(64)과 사실상 동일한 모양을 갖는 하부벽(74)(제2도)을 더 포함한다. 차폐물(62)은 상부벽(64)의 일부분을 포함하는 문(76)을 포함하고 힌지(78)를 매개로 하여 상부벽(64)의 나머지 부분에 힌지 연결된다. 상기의 힌지 설계는 격납식 설계로 대체될 수도 있다. 문(76)은 또한 정면 벽(66) 및 하부 벽(74)의 일부분을 포함한다. 문(76)은 또한 제1도 내지 제4도에 도시된 것처럼 폐쇄된 위치와 제5도에서처럼 개방된 위치 사이를 움직일 수 있다. 각각의 벽들(64, 66, 68 및 74)은 금속 및 단열의 내부의 층(82)으로 보통 형성되는 외부의 지지벽(80)을 포함한다. 측벽들(70 및 72)은 금속 바아(16)가 시작 지점부터 완료 지점까지 움직이도록 구성됨을 유의하더라도 측벽들(70 및 72)은 또한 각각의 지지벽(80) 및 단열층(82)을 포함할 수 있다. 따라서 측벽들(70 및 72)은 완전히 개방, 부분적으로 개방되거나 또는 개방된 지점과 폐쇄된 지점 사이를 움직일 수 있어서 개방된 지점에서 금속 바아(16)가 시작 지점부터 완료 지점까지 움직일 수 있게 된다. 따라서 예를 들면, 측벽들(70 및 72)은 그러한 개방 및 폐쇄된 지점 사이에서 움직일 수 있도록 상부벽(64)에 힌지 연결될 수 있다. 상기 측벽들은 세라믹 직물 또는 블랭킷(blanket)의 유연한 커튼(curtains)으로 대체될 수도 있다. 예시적인 실시예에서, 문(76)의 상기 절연층(82)이 금속 바아(16)의 시작 지점을 정하는 공간의 경계를 정하기 위해 다이(12)로부터 바깥쪽으로 이격되는 반면에, 상부벽(64) 및 하부벽(74)의 상기 절연층(82)은 각각 다이(12)의 위쪽 및 아래쪽 표면에 접한다. 차폐물(62)은 다이(12) 및 금속 바아(16)의 가열을 독립적으로 제어하는 능력을 증진시킨다. 상기 차폐물에 대한 기술 및 설명은 힌지 설계로 한정되지 않는다. 예를 들어, 상기 측벽용 세라믹 블랭킷 또는 직물의 유연한 커튼을 갖거나 갖지 않는 격납식 슬라이딩(sliding) 차폐물을 사용하는 다른 방법 및 설계가 본 발명의 범위에서 제외되지 않는다.

장치 10의 일반적인 작동이 제1도 내지 제4도를 참고하여 기술된다. 제1도를 참조하면, 전력원(18)은 금속 바아(16)을 통해 흐르는 전류가 원하는 예정된 온도까지 금속 바아(16)을 저항적으로 가열하도록 작동된다. 일단 이 온도에 도달하면 죠들(14)은 화살표 A에 표시된 대로 바깥 방향의 신장력, 즉 종축 인장력(longitudinal tensil force) 또는 인장 변형(tensil strain)을 가한다. 한편, 다이(12)는 특별한 상황에 따라 가열되거나 가열되지 않을 수 있다. 만약 다이(12)가 가열되도록 한다면, 전력원(18)이 전선(22) 및 발열체(24)를 경유하여 다이(12)를 저항적으로 가열하도록 조작될 수 있다. 다이(12)가 가열되든 가열되지 않든지 간에 제3도와 제4도의 화살표 B에 표시된 것처럼 작업 공간(40)의 내부로 바아(16) 를 이동시키기 위해 죠들이 다이(12)를 향해 이동한다. 선택적으로 또는 조합하여, 다이(12)는 다이(12)와 죠들(14) 간의 상대 이동(relative movement)을 촉진하도록 이동할 수 있다. 죠들(14)는 다이(12) 둘레에 바아(16)를 싸기 위해 층(36)의 작업 표면(38)을 향해 바아(16)에 힘을 가해서 제4도에서처럼 성형된 부품의 아치형 형태를 형성하도록 제4도의 화살표 C에 표시된 대로 이동한다. 다이(12) 둘레에 상기 바아를 랩핑(wrapping)하는 도중에 종축 신장력이 계속해서 금속 바아(16)에 가해진다. 따라서 죠들(14)은 제1도에 도시된 장치 10의 랩핑-전(pre-wrapping) 형태부터 제4도에 도시된 랩핑-후(post-wrapping) 형태까지 이동한다.

층(34 및/또는 36)의 전기 절연 특성은 본 발명의 배경기술 부분에서 논의된 바 있는 바아(16)와 다이(12)간의 전기 분류를 방지한다. 또한 층(34 및/또는 36)의 단열 특성은 가열될 때, 특히 균일하지 않게 가열될 때에 다이(12)에 의해 야기될 수 있는 바아(16) 내의 열점(hot spot) 생성을 최소화하거나 제거한다. 또한 상기의 단열 특성은 다이(12)를 가열하지 않거나 알려진 선행 기술 구성에 비하여 상당이 감소된 수준에서 다이(12)를 가열할 때 다이(12)의 사용을 허용한다.

상기 방법은 제6도 내지 제7도를 참조하여 보다 상세하게 설명된다. 제6도는 0.1 mm의 낟알 크기를 가진 공업용 순수 티타늄에 있어서 도식적인 응력/온도 도표이다. 여기서 왼 쪽 숫자는 표준화된 전단응력(σs/μ)을 나타내고, 오른 쪽 숫자는 20℃에서 전단응력(MN/m2)을 나타내며, 상부의 숫자는 섭씨(℃) 온도를 나타내고, 하부의 숫자는 대응하는 온도(T/Tm)를 나타낸다. 여기서 T는 ˚K 단위의 금속의 온도이고 Tm은 ˚K 단위의 금속의 융해온도이다. 제6도는 '변형-메카니즘 도표 들: 금속 및 세라믹의 가소성과 크리프'(저자; 해럴드 제이. 프로스트(Herold J. Frost) 및 마이클 에프. 애쉬비(Michael F. Ashby), 퍼가몬 출판사(Pergamon Press), 제1판, 1982년 10월)라는 책의 50페이지의 제6.10도로부터 유래한 것이다. 프로스트 및 애쉬비에 의해 발전된 상기 도표는 그러한 티타늄이 소성 변형, 확산 변형에 의해 변형되거나 소성 변형이나 확산 변형과 무관하게 크리프 성형에 의해 변형될 수 있는 특수한 조건들이 있다는 것을 지적한다. 그러한 크리프 변형은 주로 제6도의 84로 표시된 영역에서 일어난다.

출원인들은 종래 방법들의 응력 문제들을 극복하는 고품질의 고온 스트레치-랩 성형된 티타늄 합금 바아를 생산하기 위해서는 상기 바아가 그러한 크리프 변형에 관계된 특수한 조건 하에서 처리되어야 한다고 결론지었다. 제7도에 도시된 것처럼, 가소성 제어 변형(plasticity controlled deformation)(블록 86)은 빈약한 금속 흐름 및 성형 곤란으로 이끄는 가공경화(work hardening)를 수반한다. 또 다른 극단적인 면에서, 확산 흐름 제어 변형(diffusional flow controlled deformation)(블록 88)은 크리프 파열로 이끄는 빠른 크리프 변형을 수반한다. 더욱이 확산 변형 도중 산화 및 표면 오염은 알파-케이스(α-case) 티타늄 제품들을 야기한다. 대조적으로, 특수한 변수들 내에서의 크리프 성형(블록 90)은 소성 변형 및 확산 변형이라는 부정적인 영향을 제거하고 원하는 고품질의 제품을 생산하기 위해 필요한 균일한 변형을 이끈다.

보다 구체적으로, 금속 바아(16)는 0.45에서 0.60 Tm (˚K)(약 650-925 ℃ 또는 1202-1690 ℉)에 이르는 성형 온도까지 가열되고 0.5 %에서 3.0 %까지의 변형 에 대한 0.05 인치/인치/초(inch/inch/second) 이하의 제어된 변형속도(strain rate)에서 미리 신장되는데(pre-stretched) 이는 상기 범위 내에서 금속 바아(16)의 온도를 계속 유지하면서 행해진다. 상기 변형 속도는 바람직하게는 0.00005에서 0.005 인치/인치/초까지의 범위에 이른다. 변형은 바아(16)(또는 그것의 부분)의 신장된 길이와 원래의 길이의 차이를 바아 또는 그것의 부분의 원래의 길이로 각각 나눔으로서 정의된다. Ti-6Al-4V의 바람직한 티타늄 합금에 있어서, 상기 성형 온도는 1250-1450 ℉의 범위에 걸친다. 금속 바아(16)는 그 후 동일한 조건하에서 층(34 및 36)들과 다이 페이스(26) 주위에 크리프 스트레치-랩 성형된다. 앞의 공정들은 금속 바아(16) 내의 잔류 응력을 최소화한다. 그러나 일단 스트레치-랩핑 단계가 제4도의 구부러진 금속 바아(16)를 제작하면, 금속 바아(16)의 온도가 상기 스트레칭 및 랩핑 공정 도중에 발생할 수 있는 어떤 잔류 응력을 완화시키기 위해 5에서 120분에 걸치는 지탱 유지 기간동안 계속 유지되면서 죠들(14)이 층들(34 및 36) 및 다이 페이스(26)에 대해 이런 구부러진 형태로 금속 바아(16)을 지탱한다. 상기의 특수한 지탱 유지 기간은 바아(16)가 성형되는 금속의 응력 완화 특성에 의존한다. 종축 신장력(longitudinal stretching force)이 특수한 상황에 따라 상기 지탱 유지 기간에 가해질 수도 있고 아닐 수도 있다.

가장 바람직하게는, 금속 바아(16)는 크리프 예비 신장(pre-stretching), 크리프 스트레치-랩 성형 및 상기 지탱 유지 기간 전반에 걸쳐 충분히 균일한 온도(성형 온도)로 유지된다. 일단 금속 바아(16)가 성형 온도까지 가열되면, 이러한 단계들 전반에 걸친 온도는 상기 성형 온도로부터 30 ℃ 이상 벗어나지 않는데, 바 람직하게는 15 ℃ 이상 벗어나지 않는다. 금속 바아(16)의 온도가 금속 바아(16)를 단순히 가열함으로써 각각의 이러한 단계들의 전반에 걸쳐 유지될 수 있는 한편, 열 차폐물(62)의 사용은 에너지 소모를 줄이면서 이러한 공정을 크게 촉진시킨다. 단열 특성을 갖는 하나 이상의 층들(34 및 36)을 사용하는 것은 또한 금속 바아(16)로부터 열 손실을 막는데 도움을 주고 상기 공정 중 온도 유지에 도움을 주는데, 특히 층들(34 및 36)이 금속 바아(16) 주위를 완전히 감쌀 때 그러하다. 어떤 경우에는, 주어진 지탱 유지 기간 중에 충분히 균일한 온도를 유지하는 것이 금속 바아(16)를 추가적으로 가열하지 않고서도 오로지 차폐물(62) 및/또는 층들(34 및 36)에 의해 제공되는 열 보존을 통해서도 달성될 수 있다. 비록 다이(12)가 독립적으로 가열되지 않는다거나 바아(16)의 성형 온도의 충분히 아래의 온도로 가열된다 하더라도 바아(16)의 균일한 온도는 전형적으로 유지될 것이다.

따라서 상기 공정은 제8도의 선행 기술의 금속 바아(96)에서 다소 과장되게 도시된 바와 같이 각각 균열(92) 및 뒤틀림(94)을 야기할 수 있는 성형된 부품 내의 바람직하지 못한 인장 응력 또는 압축 응력 및 스프링백(spring back)없이 최종 형태(제9도)로 고온 크리프 스트레치-랩핑된 금속 바아(16)을 제작한다. 상기 공정이 사실상 금속 바아(16) 내의 잔류 응력을 제거하기 때문에, 금속 바아(16)의 오프라인(off-line)의 후(post) 성형 응력 완화 처리가 필요 없게 되고, 따라서 제조 시간과 비용을 줄일 수 있게 된다. 본 발명의 추가적인 면이 동시에 제출되고 참조에 의해 여기서 통합되는 '고온 성형 연장 금속 바아용 방법 및 장치'라는 명칭을 가진 계속 중인 특허 출원에 더욱 상세하게 기술되어 있다.

성형 변수들 및 크리프 성형의 세 가지 사출 성형 결과가 제10도를 참조하여 기술되고 이후 표들이 포함된다. 제10도는 L 형상의 사출 성형 또는 제1 레그(leg)(100) 및 그로부터 수직으로 연장된 제2 레그(102)를 갖는 사출 성형된 바아(98)를 도시한다. 바아(98)는 이후 논의되는 각각의 세 가지 테스트된 사출 성형들, 보다 상세하게는 사출 성형1, 사출 성형2, 사출 성형3을 나타낸다. 바아(98)는 제1 레그(100)를 따라 전체 너비 W1과 제2 레그(102)를 따라 전체 두께 T1을 갖는다. 레그(100)은 두께 T2를 갖고 레그(102)는 너비 W2를 갖는다. 각 테스트된 사출 성형들은 Ti 6Al-4V로 성형되었다. 각각의 테스트된 사출 성형에 있어서, 성형 전 너비 W1은 1.610 인치였고, 두께 T1은 2.260 인치였으며, 너비 W2는 0.350 인치였고, 두께 T2는 0.780 인치였다. 각 사출 성형에 있어서 바아(98)의 단면적은 1.791 제곱인치였다. 본 발명의 범위는 설명을 위해 앞서 주어진 형상이나 치수에 한정되지 않는다. 전체 두께에 대한 전체 너비의 비율은 전형적으로 1:1에서 10:1까지의 범위이다.

표 1 : 성형 조건

표1에서처럼, 사출 성형1은 대략 사출 성형1의 성형 온도로 가열된 다이를 사용하는 수정된 선행 기술 공정으로 성형되었다. 세라믹 울(wool) 블랭킷이 사출 성형1에 있어서 분류 효과를 방지하기 위해서 가열 도중에 다이 및 사출 성형1 사이에 장벽으로서 사용되었다. 저항 가열을 위한 사출 성형1을 통하는 전류가 차단되고 세라믹 울 장벽이 랩핑 공정 바로 직전에 제거되었다.

사출 성형2 및 사출 성형3은 세라믹 울 및 실리카 덮개(silica sheath)를 마주보는 가열되지 않은 다이를 사용하여 성형되었다. 양자 모두 랩핑 공정 전 그리고 도중에 전기 저항 가열에 의해 성형 온도까지 가열되었다. 성형 완료 후에, 이러한 사출 성형들은 세라믹 울 블랭킷 아래에서 저항 가열을 계속하면서 적소에 놓여 유지되었다. 표1로부터 알 수 있듯이, 사출 성형2 및 사출 성형3이 예비 신장 및 후(post) 성형 유지 때문에 최소 이동을 보여준 반면, 수정된 선행 기술에 의해 성형된 사출 성형1은 응력 완화 후 부품 내 상당한 이동을 보여주었다.

표 2 : 성형 전·후 특성

표2로부터 결론내릴 수 있듯이, 사출 성형의 성형된 그리고 성형되지 않은 부분에서의 인장 특성에는 사실상 차이가 없다. 더욱이 사출 성형의 성형된 그리고 성형되지 않은 부분 사이에 미세조직, 알파 케이스 및 균일성에는 사실상 차이가 없다. 따라서 크리프 성형은 본래의 사출 성형되고 가열 냉각된 바아들과 비교하여 특성 또는 미세조직 내에서 사실상 어떠한 변화도 가져오지 않았다.

전술한 것에서, 어떤 용어들은 간결, 명확, 및 이해를 위해 사용되었다. 그러한 용어들은 설명 목적으로 사용되고 폭넓게 해석될 의도이기 때문에 선행 기술의 요구를 넘어 거기서부터 어떠한 불필요한 제한을 의미하는 것은 결코 아니다.

더욱이 본 발명의 기술과 설명은 하나의 예이고, 본 발명은 도시되거나 기술된 정확한 세부사항들로 한정되지 않는다.

Claims

연장된 금속 바아의 크리프 변형에 적합한 온도 범위 내의 성형 온도까지 상기 금속 바아를 가열하고;

0.05 인치/인치/초보다 더 크지 않은 변형속도로 상기 가열된 금속 바에 신장력을 부여하고; 그리고

감싸여진 금속 바아를 성형하기 위해서 다이 둘레에 상기 가열된 금속 바아를 감싸는;

단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 부여하는 단계는 0.05 인치/인치/초보다 더 크지 않은 변형속도로 0.5 %에서 15.0 %에 이르는 변형까지 상기 가열된 금속 바아에 신장력을 부여하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제2항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 0.45에서 0.60 Tm에 이르는 성형 온도까지 티타늄 합금으로 형성된 금속 바아를 가열하는 단계를 포함하고, Tm은 상기 티타늄 합금의 녹는점인 것을 특징으로 하는 방법.
제2항에 있어서, 상기 부여하는 단계는 상기 감싸는 단계에 앞서서 0.05 인치/인치/초보다 더 크지 않은 변형속도로 0.5 %에서 3.0 %에 이르는 변형까지 상기 가열된 금속 바아에 신장력을 부여하는 단계를 포함하고; 그리고 상기 부여하는 단계는 상기 감싸는 단계 도중에 0.05 인치/인치/초보다 더 크지 않은 변형속도로 0.5 %에서 15.0 %에 이르는 변형까지 상기 가열된 금속 바아에 신장력을 부여하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 0.45에서 0.60 Tm에 이르는 성형 온도까지 티타늄 합금으로 형성된 금속 바아를 가열하는 단계를 포함하고, Tm은 상기 티타늄 합금의 녹는점인 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 650℃에서 925℃(1202℉ - 1690℉)에 이르는 온도까지 상기 금속 바아를 가열하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 1250℉에서 1450 ℉에 이르는 온도까 지 알루미늄 합금으로 형성된 금속 바아를 가열하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 부여하는 단계는 0.00005인치/인치/초에서 0.005인치/인치/초에 이르는 변형속도로 상기 가열된 금속 바아에 신장력을 부여하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 상기 금속 바아를 저항적으로 가열하기 위해서 상기 금속 바아를 통해 전류를 흘려주는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제9항에 있어서, 상기 금속 바아 전체에 걸쳐서 충분히 균일하고 상기 부여하는 단계 및 가열하는 단계 전체에 걸쳐 충분히 지속적인 온도로 상기 금속 바아를 유지시키는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제9항에 있어서, 상기 감싸는 단계는 상기 금속 바아와 금속 다이 사이의 전 기적 소통을 방지하기 위해서 다이 페이스를 상기 가열된 금속 바아로부터 분리시키는 전기 절연 물질 층을 가진 상기 금속 다이의 다이 페이스 둘레에 상기 금속 바아를 감싸는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 감싸는 단계 이후에 상기 다이를 향하여 상기 감싸여진 금속 바아를 지탱하는 단계와 동시에 상기 감싸여진 금속 바아의 온도를 적어도 5분 동안 상기 온도 범위 내로 유지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제12항에 있어서, 상기 감싸여진 금속 바아의 온도를 적어도 10분 동안 상기 온도 범위 내로 유지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제13항에 있어서, 상기 감싸여진 금속 바아의 온도를 적어도 20분 동안 상기 온도 범위 내로 유지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제11항에 있어서, 상기의 부여하는 단계, 감싸는 단계, 지탱하는 단계 및 유 지하는 단계의 전체에 걸쳐 상기 성형 온도의 30.0℃ 이내인 온도로 상기 금속 바아를 유지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 금속 바아로부터 열 손실을 줄이기 위해 상기 다이 및 상기 금속 바아의 둘레에 단열재를 위치시키는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 가열하는 단계는 상기 금속 바아의 전체에 걸쳐 충분히 균일한 온도까지 상기 금속 바아를 가열하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제17항에 있어서, 상기 부여하는 단계 및 감싸는 단계 전체에 걸쳐서 충분히 균일한 온도를 유지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제18항에 있어서, 개별적으로 다이 페이스를 가열하지 않고서 상기 다이 페이스와 상기 가열된 금속 바아 사이에 배치된 절연 물질 층과 상기 다이의 다이 페 이스의 둘레에 상기 가열된 금속 바아를 감싸는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
제1항에 있어서, 상기 감싸는 단계는 단열 물질 및 전기 절연 물질 중 적어도 하나로 형성되는 작업 표면 둘레에 상기의 가열된 금속 바아를 감싸는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.