WO2014065626A1 - 엔진의 로우 크랭크 케이스용 알루미늄 베어링 인서트의 제조방법 - Google Patents

엔진의 로우 크랭크 케이스용 알루미늄 베어링 인서트의 제조방법 Download PDF

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WO2014065626A1
WO2014065626A1 PCT/KR2013/009568 KR2013009568W WO2014065626A1 WO 2014065626 A1 WO2014065626 A1 WO 2014065626A1 KR 2013009568 W KR2013009568 W KR 2013009568W WO 2014065626 A1 WO2014065626 A1 WO 2014065626A1
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WO
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bearing insert
preform
ingot
manufacturing
molten metal
Prior art date
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PCT/KR2013/009568
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Inventor
이원환
한요섭
장정환
김성훈
박혜영
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인지에이엠티주식회사
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Publication date
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    • B21K1/00—Making machine elements
    • B21K1/26—Making machine elements housings or supporting parts, e.g. axle housings, engine mountings
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D19/00—Casting in, on, or around objects which form part of the product
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D21/00—Casting non-ferrous metals or metallic compounds so far as their metallurgical properties are of importance for the casting procedure; Selection of compositions therefor
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    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C35/00—Rigid support of bearing units; Housings, e.g. caps, covers
    • F16C35/02—Rigid support of bearing units; Housings, e.g. caps, covers in the case of sliding-contact bearings
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C9/00—Bearings for crankshafts or connecting-rods; Attachment of connecting-rods
    • F16C9/02—Crankshaft bearings
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C2204/00—Metallic materials; Alloys
    • F16C2204/20—Alloys based on aluminium

Definitions

  • the present invention relates to a method of manufacturing a bearing insert for a low crankcase of an engine, and more particularly, to a method of manufacturing a lightweight bearing insert made of a high-strength aluminum alloy to replace a cast iron bearing insert used in a low crankcase of a vehicle engine. .
  • the present invention relates to a method for manufacturing a bearing insert which can easily manufacture a bearing insert of a high strength aluminum alloy material.
  • the crankcase 1 as shown in FIG. 1 constituting the lower part of the engine was formerly made mainly of cast iron, but has recently been changed to an aluminum material for increasing heat dissipation and lightening in order to pursue high efficiency and high performance products.
  • the aluminum low crankcase 1 is lighter than 40% lighter than a general cast iron crankcase, that is, lighter than 15kg from 25kg to 25kg. This is more than just 15kg weight reduction, improved thermal efficiency and compact engine structure, resulting in more than 5% increase in engine efficiency and more than 3% increase in fuel economy.
  • the aluminum low crankcase 1 has been required to have higher engine load and durability while developing into a high engine speed, a turbo function, a GDI engine, and the like.
  • structural rigidity, durability, and NVH reinforcement and optimization are considered and manufactured in the domestic die casting method as in advanced countries.
  • the aluminum low crank case 1 manufactured as described above is a wear-resistant high rigid cast iron bearing insert manufactured in the form of 'M' as shown in FIG. 1 in order to satisfy the characteristics of the high-speed high-power engine ( 10) is fixed to the insert in contact with the crankshaft.
  • the bearing insert 10 reinforces the weak part of the low crank case 1 by rotatably supporting the crank shaft while being in contact with the crank shaft not shown in the inserted state.
  • the above-described cast iron bearing insert 10 may be applied to the product of FIG. 2 that is registered as a patent No.802841 (Applicant; Hyundai Motor Co., Ltd.) in the Republic of Korea Patent Office.
  • the bearing insert 10 of this prior art is made of cast iron, and a protrusion is formed on the surface 30 to provide improved bonding at the time of insert.
  • the above-described low crank case 1 has a problem in that vehicle fuel economy is lowered due to heavy weight and exhaust gas is increased because the bearing insert 10 is made of cast iron and is inserted.
  • simultaneous processing of cast iron and aluminum is performed. Due to the post-processing according to the different cutting conditions, the productivity is lowered, the machining roughness is difficult to manage, there is a problem that the manufacturing cost increases.
  • the same material can be used after being dissolved again, but due to the combination of dissimilar materials, it is impossible to regenerate.
  • the cast iron bearing insert 10 is found in the long term storage.
  • the above-described aluminum bearing insert may be manufactured by the technology disclosed in Korean Patent Application Publication No. 2011-61380 (Applicant: Hyundai Motor Co., Ltd.).
  • This prior art shows an aluminum alloy composition composed of 14 to 25 wt% silicon (Si), 2 to 7 wt% copper (Cu), 0.2 to 2.0 wt% magnesium (Mg) and the balance of aluminum (Al).
  • the molten metal After melting, the molten metal is kept at a predetermined temperature in a heating furnace, and 50 to 500 ppm of phosphorus (P) is added to improve the stabilization for a predetermined time, and then a round or square round bar is manufactured through continuous casting, and then round bar After cutting to form a block-shaped preform (Preform) and then hot forging the preform to produce an aluminum bearing insert 10 of the reinforcing material.
  • P phosphorus
  • the bearing insert 10 as shown in Figure 4 after producing the billet from the molten aluminum alloy, the billet 'M' type extrusion and then cut to a predetermined thickness to produce a preform (9). At this time, the preform 9 is cut to a size corresponding to the size (thickness and width) of the bearing insert 10. After the preform 9 is forged as shown, the thin film-like flash 9a protruding outward by forging is removed from the trimming process to be manufactured as the bearing insert 10.
  • the bearing insert 10 As the bearing insert 10 is processed into a shot blister as shown, the bearing insert 10 removes lubricants or oxidized foreign substances from the surface at the time of forging, and at the same time, fine concavities and convexities are formed, thereby improving the bonding property of the insert.
  • the composition ratio of the aluminum alloy composition is configured differently from the prior art so as to be configured without a large difference with the composition ratio of the low crank case to form a low crank case and a friendly aluminum alloy It is possible to provide, and in particular to provide a method for manufacturing a bearing insert for a low crankcase of the engine that can provide a preform for the manufacture of the bearing insert without a process such as conventional billet casting-billet cutting-preform extrusion.
  • the preform can be manufactured by using a thread-shaped ingot corresponding to the shape of the bearing insert, and in addition, a method of manufacturing a bearing insert for a low crankcase of an engine capable of forming a preform ingot using simple gravity casting. To provide.
  • the present invention for achieving the above object, in the manufacturing method of the bearing insert is fixed to the low crank case constituting the lower part of the engine to support the crankshaft, molten aluminum manufacturing step to melt the aluminum alloy composition ; A preform manufacturing step of manufacturing the preform corresponding to the shape and size of the bearing insert by molding the manufactured melt; A preform heating step of heating the preform to a set temperature; Bearing insert manufacturing step of manufacturing a bearing insert by hot forging the heated preform; A trimming step of trimming and removing a flash projecting outward of the bearing insert manufactured by the hot forging; And by processing the bearing insert into a shot blaster to remove impurities present on the surface of the bearing insert while forming a fine groove-like scratch on the surface of the bearing insert, and engaging the joint surface of the bearing insert inserted and joined to the low crankcase.
  • the ratio of the components constituting the aluminum alloy composition is aluminum die casting alloy ratio of low crankcase (ALDC12Z: 9.6-12 wt% silicon, 1.5-3.5 wt% copper, 1.3 wt% or less Fe, 3.0 It is similar to Zn (wt% or less of aluminum) and good balance of reusability and field recyclability.Since the ratio of silicon is optimized for castability, strength and forging, it is more than cast iron and it is easy to manufacture lightweight aluminum bearing insert. Excellent casting bonding and recyclability
  • the molten metal of the aluminum alloy composition is cast in a mold to form an M-shaped cross-section ingot, and then cut to a size corresponding to the bearing insert to prepare a preform, a conventional step of extruding a large round billet can be omitted.
  • the ingot is molded by gravity casting, the ingot can be easily manufactured, and the scrap can be 100% recycled through a process of removing the scrap formed at the end of the ingot.
  • the bearing insert can be easily formed.
  • FIG. 1 is a perspective view of a conventional crankcase and cast iron bearing insert
  • FIG. 2 is a perspective view of a bearing insert according to the prior art
  • FIG. 3 is a conceptual diagram illustrating a method of manufacturing a bearing insert according to another prior art
  • FIG. 4 is a conceptual diagram illustrating a method of manufacturing a general aluminum bearing insert.
  • FIG. 5 is a flowchart illustrating a method of manufacturing a bearing insert according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 6 is a schematic longitudinal sectional view of a mold applied to the manufacturing method shown in FIG. 5; FIG.
  • FIG. 7 shows an ingot made by the mold of FIG. 6;
  • FIG. 8 is a conceptual diagram of a forging process applied to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 9 is a view simulating the forging process of FIG.
  • FIG. 10 is a view comparing the aluminum bearing insert manufactured according to the embodiment of the present invention with a preform and a conventional cast iron bearing insert;
  • FIG. 11 is a view showing a metal texture diagram of a bearing insert manufactured according to an embodiment of the present invention.
  • the aluminum alloy composition is melted to prepare a molten metal, and then a preform corresponding to the shape and size (thickness and width) of the bearing insert is manufactured as the molten metal.
  • a preform corresponding to the shape and size (thickness and width) of the bearing insert is manufactured as the molten metal.
  • the preform is heated to a set temperature, and the heated preform is forged to manufacture a bearing insert by hot forging (S30 and S40 of FIG. 5).
  • the bearing insert is mapped to the shot blaster to complete the manufacture of the bearing insert. (S50, S60 of FIG. 5)
  • the above-described aluminum alloy composition is composed of 10 ⁇ 13 wt% silicon (Si), 3 ⁇ 6 wt% copper (Cu), 0.3 ⁇ 1.0 wt% magnesium (Mg) and the balance of aluminum (Al) after mixing Dissolve to form a melt.
  • silicon is less than 10wt%, the strength is lowered. If it is more than 13wt%, there is no significant difference in strength required for the bearing inserts, and the castability is rather deteriorated, so it is limited to 10 to 13wt%. 12 wt% is the most efficient given the composition. When copper is less than 3wt%, the strength is lowered.
  • the copper is limited to 3 to 6wt%, especially considering the strength and elongation. 4.5 to 5 wt% is the best ratio.
  • Magnesium is less than 0.3wt% strength is lowered, when more than 1.0wt% oxide formed in the casting was limited to 0.3 ⁇ 1.0wt%, especially considering the strength and oxide is 0.4 ⁇ 0.6 wt% is the most efficient.
  • the aluminum alloy composition may be dissolved by adding a molding reinforcing material to refine the grain size and improve moldability.
  • the molding reinforcing material may be composed of at least one of Ti or Sr, for example.
  • Ti is added, for example, at a ratio of 0.05-0.2 wt%, and when added below 0.05 wt%, the micronization effect is insignificant, and when added in excess of 0.2 wt%, the Al3Ti coarse phase is increased to decrease the ductility. Therefore, Ti is preferably added at a ratio within the above-mentioned range, in particular at 0.08-0.12 wt%, which is most efficient.
  • Sr is added, for example, at a ratio of 0.002-0.03 wt%, and when added at less than 0.002 wt%, the Si phase refining effect is insignificant. . Therefore, Sr is preferably added at a ratio within the above-mentioned range, and most preferably at 0.005-0.010 wt%.
  • the preform may be manufactured by preheating the mold as shown in FIG. 5, forming an ingot using the preheated mold, and then cutting the molded ingot (S21, S22, and FIG. 5).
  • S23, S24) To describe this in more detail, the mold has a structure as shown in FIG. 6 so as to form an ingot 60 having an approximately M-shaped cross section, as shown in FIG. As shown in FIG. 6, the inlet is cooled while the inlet side is cooled while the inlet 50 is filled with the inlet 50. And, the mold (M1) is made of the round rod-shaped ingot 60 of the M-shaped cross section as shown in Figure 7 (b) as the ingot discharged to the outlet is drawn.
  • the manufactured ingot is cut into a size corresponding to the size of the bearing insert 90 to be described later, as shown in FIG.
  • the preform PF may be cut to a thickness of, for example, about 22 to 28 mm, but the thickness of the preform is determined according to the size of the crankcase.
  • the mold M1 has a cavity formed to be discharged downward while the molten metal 50 is filled in the vertical direction. Therefore, the mold M1 uses a gravity casting method, not an extrusion method, and forms the ingot 60 by drawing.
  • the molten metal 50 has an injection temperature of 630 to 680 ° C. (melting point +50 to 100 ° C.), an injection rate of 0.2 to 0.4 L / sec, and a solidification cooling time after injection. 40 to 65 seconds.
  • the injection temperature is less than 630 ° C.
  • the molten metal solidifies during injection at the surface of the ingot, thereby increasing unforming defects on the surface thereof.
  • the melt temperature exceeds 680 ° C., the concentration of gas in the melt increases, thereby risking internal casting defects. This is high.
  • the injection speed is a stable rate of the melt injection flow is less than 0.2 L / sec, the melt flow is broken and casting molding is difficult, if the injection rate exceeds 0.4 L / sec, turbulence by the high-speed injection increases to increase the oxide and The risk of foaming increases.
  • the ingot 60 has a scrap formed at the upper end due to the spout of the mold M1.
  • the ingot 60 is stored after the scrap is cut and removed.
  • the preform PF manufactured by gravity casting is removed into the die D of the press and forged by the forging mold M3 as shown in FIG. 8 after the scrap SC is removed.
  • a bearing insert 90 having a flash 90a is manufactured.
  • the preform (PF) is put into the forging mold (M3) in a preheated state at a temperature of 460 ⁇ 500 °C and hot forged to a temperature of 420 ⁇ 440 °C.
  • the preform PF When the preform PF is preheated to 460 degrees or less, the preform is removed from the heating furnace and cooled in the air while being charged to the forging press, and the temperature is lowered to 420 degrees or less. Therefore, as the preform PF increases in strength to increase molding resistance, it is impossible to form an effective hot forging. On the other hand, when the preform (PF) is preheated to 500 degrees or more, the structure becomes coarse and softened due to overheating, so that molding is possible when forging, but the product strength is reduced because the forging does not obtain sufficient plastic strengthening effect.
  • the forging mold (M3) forging the preform (PF) in a state heated to a temperature of 145 ⁇ 185 °C.
  • the forging mold (M3) is heated to 145 degrees or less, the preform is charged inside the mold, and then excessively cooled, so that unformed defects increase, and when the forging mold (M3) is heated to 185 degrees or more, the mold and forging preform (PF) are forged.
  • the problem of high temperature sintering occurs. Therefore, the preform PF and the forging mold M3 may be preheated and heated within the above-described temperature range to produce a high strength forging product.
  • the aforementioned preform PF cannot maintain the aforementioned forging temperature (420 to 440 ° C.), forging property (deformation) is lowered, so that the preform PF cannot be precisely molded into a desired shape.
  • the preform (PF) may be partially unmolded since the deformation of the forging is not easy due to the rigidity of the internal structure when the forging temperature of the hot forging is less than the above range. If exceeded, there is an advantage that deformation during forging is easy due to softening of internal tissue, but there is a risk of coarsening and high temperature of tissue.
  • the bearing insert 90 having the flash 90a is removed by the trimming process. (S50 in Fig. 5) Subsequently, the bearing insert 90 passes through the shot blister and removes impurities (lubricant or oxidized foreign matter) attached to the surface at the time of forging, thereby forming a fine groove-shaped scratch (not shown) on the surface. This scratch provides a locking structure on the mating surface (surface) of the bearing insert 90 which is inserted and joined to a low crank case, not shown.
  • the bearing insert 90 is in close contact with the die casting molten metal of the crankcase during the casting for the insert, and it is important to secure the adhesion at the mutual interface after the casting.
  • the bearing insert 90 concentrates the load and the vibration load of the crankshaft, durability considering the fatigue strength and the driving of the vehicle is important, so that tight engine adhesion is maintained to enable stable engine driving. Therefore, the bearing insert 90 is hardened in a locked state by introducing molten metal into the groove of the scratch at the time of insert, thereby improving the surface bonding property when casting with the crankcase.
  • the bearing insert 90 manufactured as described above has a weight of about 238g as shown in FIG. Accordingly, the bearing insert 90 described above is reduced by 396 g compared to about 634 g of the conventional cast iron bearing insert as shown in FIG. 10, thereby achieving a weight reduction of about 62%. And, the bearing insert 90 is reduced by about 70g than the preform (PF) of about 312g, as shown in FIG.
  • the applicant of the present invention manufactures a square aluminum alloy ingot as shown in (a) of FIG. 7, and according to an embodiment of the present invention as shown in (b) of FIG.
  • An aluminum alloy ingot 60 was produced.
  • the square ingot and M-shaped ingot 60 was made of the same aluminum alloy composition.
  • the square ingot and the M-shaped ingot 60 were cut in plural to produce the preforms PF, and the organization of the preforms PF was observed.
  • the M-type ingot 60 has almost no microcavity, but the rectangular ingot has been found at several locations.
  • the rectangular ingot has a larger volume (cross-sectional area) than the M-type ingot 60, and the solidification is slow, and defects increase as the solidification shrinkage and bubble concentration occur in the center, but the M-type ingot 60 As the thickness is thin and uniform in the longitudinal direction, the shrinkage defect is suppressed as it solidifies faster than the square ingot. Thus, the M-shaped ingot 60 is better in organization than the square ingot.
  • the M-type preform (PF) can be forged to about 1,390 tons, as shown in (b) of Figure 9, it can be seen that the flash (90a) is almost generated only around the bearing insert (90). Therefore, it can be seen that the M-type ingot 60 is easier to manufacture than the conventional method of cutting the billet to manufacture the preform, and the material is utilized very efficiently.
  • the ingot 60 was formed by the above-described gravity casting method, and then a preform (PF) having a thickness of 25 mm was manufactured.
  • the finished product of the bearing insert 90 was produced.
  • a 650 ton knuckle press was used for the forging, and the preform (PF) was preheated to 490 ° C., and the preform (PF) was hot forged to a temperature of 430 ° C. while the forging mold (M3) was heated to 170 ° C. .
  • the ingot 60 was formed by the above-described gravity casting method, and then 25 mm thick. After the preform (PF) was manufactured, the finished product of the bearing insert 90 was produced through hot forging under the same conditions as described above.
  • the ingot 60 was formed by the above-described gravity casting method, and then 25 mm thick preform ( PF) and then finished forging the bearing insert 90 through hot forging under the same conditions as described above.
  • Example 1 Example 2
  • Example 3 Comparative example Hardness (HB) 70 77-79 75-85 72-74 81-85 109-120 Tensile Strength (MPa) 400 401-403 306-326 323-356 377-394 430 Yield strength (MPa) 300 354-365 301-310 318-326 369-387 335
  • Example 1 satisfies all the reference values. That is, Example 1 provides strength beyond that of conventional cast iron materials as described in Table 1. Therefore, in the case of Example 1, it was confirmed that there is no problem even when applied to the engine.
  • the hardness, tensile strength, and yield strength described above are not one of the Examples and Comparative Examples, but are tested in several places, so the measured values are not expressed as one, but are expressed as the minimum value at the maximum value.
  • the present invention is applicable to the engine of the vehicle as described above, but can be applied to a variety of fields because it can be applied to the equipment of the non-vehicle field, for example, a lot of friction occurs.

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Abstract

본 발명은 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법에 관한 것이다. 본 발명은, 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 용탕을 제조하는 용탕 제조단계; 상기 제조된 상기 용탕을 성형하여 상기 베어링 인서트의 형상 및 크기에 대응하는 프리폼을 제조하는 프리폼 제조단계; 상기 프리폼을 설정된 온도로 가열하는 프리폼 가열단계; 상기 가열된 프리폼을 열간단조하여 베어링 인서트를 제조하는 베어링 인서트 제조단계; 상기 열간단조에 의해 제조된 상기 베어링 인서트의 외측으로 돌출되는 플래쉬를 트리밍하여 제거하는 트리밍 단계; 및 상기 베어링 인서트를 쇼트블러스터로 가공함으로써 베어링 인서트의 표면에 존재하는 불순물을 제거하면서 베어링 인서트의 표면에 미세한 홈형태의 스크래치를 형성하여 로우 크랭크 케이스에 인서트되어 접합되는 베어링 인서트의 접합면에 걸림구조를 제공하는 스크래치 형성단계;를 포함한다. 본 발명은 프리폼을 이용하여 베어링 인서트를 제조하므로 제조공정의 간략화를 도모할 수 있다.

Description

엔진의 로우 크랭크 케이스용 알루미늄 베어링 인서트의 제조방법
본 발명은 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법에 관한 것으로서, 좀더 자세하게는 차량용 엔진의 로우 크랭크 케이스에 사용되는 주철제 베어링 인서트를 대체하는 고강도 알루미늄 합금으로 이루어진 경량화 베어링 인서트를 제조하는 방법에 관한 것이다.
특히, 고강도 알루미늄 합금소재의 베어링 인서트를 용이하게 제조할 수 있는 베어링 인서트의 제조방법에 관한 것이다.
자동차에서 엔진은 가장 중요한 부품이며 세계적인 환경 규제와 고유가에 대응한 고연비 친환경의 그린 차량 엔진 제품의 생산은 자동차업계의 생존에 필수 조건이 되고 있다. 국내에서도 기존의 엔진에서 고효율 친환경, 고출력의 수요에 대응하는 새로운 엔진으로 신속하게 개발이 되고 있다.
엔진의 하부 부품을 구성하는 도 1에 도시된 바와 같은 크랭크 케이스(1)가 예전엔 주로 주철로 제조되었으나, 최근 고효율 및 고성능 제품을 추구하기 위해 방열성을 높이고 경량화를 위한 알루미늄 소재로 변경되고 있다. 이러한 알루미늄 로우 크랭크 케이스(1)는 일반 주철제 크랭크 케이스에 비하여 40% 이상 경량화, 즉 40kg 대에서 25kg 대로 15kg 이상 경량화되었다. 이것은 단순히 중량이 15kg 감소의 의미를 넘어서 열효율과 컴팩트한 엔진 구조로 개선을 이루어 엔진효율의 5% 이상 상승 및 연비 3% 이상 상승의 효과를 가져 오게 되었다.
최근, 알루미늄 로우 크랭크 케이스(1)는 엔진의 고회전수, 터보 기능, GDI 엔진 등으로 발전하면서 보다 고엔진 부하와 내구성이 요구되고 있다. 이를 위하여 구조적인 강성과 내구성, NVH 등의 보강과 최적화가 고려되어 국내에서도 선진국과 같이 알루미늄 다이캐스팅 공법으로 제조되고 있다.
전술한 바와 같이 제조되는 알루미늄 로우 크랭크 케이스(1)는, 고회전 고출력 엔진의 특성을 만족시키기 위하여 도 1에 도시된 바와 같이 'M'과 같은 형태로 제조된 내마모 고강성의 주철재 베어링 인서트(10)가 크랭크 축과 접촉하는 부분에 인서트로 고정된다. 이러한 베어링 인서트(10)는 인서트된 상태로 미도시된 크랭크 축과 접촉하면서 크랭크 축을 회전가능하게 지지하여 로우 크랭크 케이스(1)의 취약부위를 보강한다.
여기서, 전술한 주철재 베어링 인서트(10)는 대한민국 특허청에 등록 제802841호(출원인; 현대자동차 주식회사)로 특허등록된 도 2의 제품이 적용될 수 있다. 이러한 종래기술의 베어링 인서트(10)는 주철로 제조되며, 표면(30)에 돌기가 형성되어 인서트시 향상된 접합성을 제공한다.
그러나, 전술한 로우 크랭크 케이스(1)는 베어링 인서트(10)가 주철재로 제조되어 인서트되므로 고중량에 의해 차량연비가 저하되고, 배기가스가 증가되는 문제가 있으며, 이에 더하여 주철과 알루미늄을 동시 가공하게 되어 상이한 절삭 조건에 따른 후가공으로 인하여 생산성이 저하되고, 가공조도 관리가 어려워져서 제조단가가 높아지는 문제가 있다. 그리고, 불량품 발생시 동일 재질일 경우 다시 용해하여 사용이 가능한 반면, 이종재의 결합으로 인하여 제사실상 재생이 불가능하다. 또한, 주철재 베어링 인서트(10)가 장기 보관시 발청되는 문제도 있다.
한편, 최근 들어 일본의 혼다와 독일의 BMW 등은 고유가에 대응하면서 배기가스 규제에 적극적으로 대응하고자 엔진의 경량화 및 경량소재화 기술을 개발하여 전술한 주철재 베어링 인서트(10)를 제거하고, 대신 고강도 알루미늄 합금으로 제조된 베어링 인서트를 적용하여 모노 크랭크 케이스를 양산하고 있다. 그 결과, 엔진 부품의 경량화를 20% 이상 도모하여 새로운 친환경차량으로 주목을 받고 있다. 즉, 최근에는 알루미늄 베어링 인서트가 크랭크 케이스에 인서트되고 있다.
여기서, 전술한 알루미늄 베어링 인서트는 대한민국 특허청의 공개특허 제2011-61380호(출원인: 현대자동차 주식회사)에 개시된 기술로 제조될 수 있다. 이러한 종래기술은 14 ~ 25 wt% 실리콘(Si), 2 ~ 7 wt% 구리(Cu), 0.2 ~ 2.0 wt% 마그네슘(Mg) 및 잔량의 알루미늄(Al)으로 구성된 알루미늄 합금 조성물을 도 3에 도시된 바와 같이 용해한 후 용탕을 보온로에서 소정 온도로 유지하고 인(P)을 50 ~ 500ppm 첨가하여 소정 시간 안정화시키는 개량화 처리를 한 다음, 연속 주조를 통해 원형이나 사각의 환봉을 제조한 후 다시 환봉을 절단하여 블럭형태의 프리폼(Preform)으로 제조한 다음 프리폼을 열간단조하여 보강물질인 알루미늄 베어링 인서트(10)를 제조하는 발명이다.
그러나, 이러한 종래기술은 블럭형태의 프리폼을 곧바로 열간단조하여야 하므로 단조시 후술되는 도 9의 (a)에 도시된 바와 같이 약 49,000톤의 압력으로 프리폼을 단조하여야 한다. 따라서, 전술한 종래기술은 사실상 구현이 불가능하다.
한편, 일반적으로 베어링 인서트(10)는 도 4에 도시된 바와 같이 알루미늄 합금의 용탕으로 빌렛을 제조한 후, 빌렛을 'M'형 압출한 다음 설정된 두께로 절단하여 프리폼(9)을 제조한다. 이때, 프리폼(9)은 베어링 인서트(10)의 크기(두께 및 폭)에 대응하는 크기로 절단된다. 그리고, 프리폼(9)은 도시된 바와 같이 단조된 후, 단조에 의해 외측으로 돌출된 박막형의 플래쉬(9a)가 트리밍 공정에 의해 제거됨에 따라 베어링 인서트(10)로 제조된다. 이러한 베어링 인서트(10)는 도시된 바와 같이 쇼트블러스터로 표면이 가공됨에 따라 단조시 표면에 있는 윤활제나 산화 이물질을 제거하며, 동시에 미세한 요철이 형성되므로 인서트시의 접합성이 향상된다.
그러나, 전술한 바와 같은 일반적인 제조공정은 원형 빌렛을 제조한 후 압출 및 절단하여 프리폼(9)을 제조하므로 공정이 많고 대형설비가 필요하여 제조비용이 과도하게 소요되는 문제점이 있다.
본 발명은 상술한 문제점을 해결하기 위하여 창출된 것으로, 로우 크랭크 케이스의 조성비율과 큰 차이가 없이 구성되도록 알루미늄 합금 조성물의 조성비율이 종래기술과 상이하게 구성되어 로우 크랭크 케이스와 친화적인 알루미늄 합금을 제공할 수 있으며, 특히 종래의 빌렛 주조- 빌렛 절단-프리폼 압출 등의 공정을 거치지 않고도 베어링 인서트의 제조를 위한 프리폼을 제공할 수 있는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법을 제공하기 위함이다.
또, 베어링 인서트의 형상과 대응하는 실형상의 인고트를 이용하여 프리폼을 제조할 수 있으며, 이에 더하여 간단한 중력주조를 이용하여 프리폼용 인고트를 성형할 수 있는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법을 제공하기 위함이다.
아울러, 프리폼을 최적의 상태로 열간단조할 수 있는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법을 제공하기 위함이다.
전술한 목적을 달성하기 위한 본 발명은, 엔진의 하부를 구성하는 로우 크랭크 케이스에 인서트로 고정되어 크랭크축을 지지하는 베어링 인서트의 제조방법에 있어서, 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 용탕을 제조하는 용탕 제조단계; 상기 제조된 상기 용탕을 성형하여 상기 베어링 인서트의 형상 및 크기에 대응하는 프리폼을 제조하는 프리폼 제조단계; 상기 프리폼을 설정된 온도로 가열하는 프리폼 가열단계; 상기 가열된 프리폼을 열간단조하여 베어링 인서트를 제조하는 베어링 인서트 제조단계; 상기 열간단조에 의해 제조된 상기 베어링 인서트의 외측으로 돌출되는 플래쉬를 트리밍하여 제거하는 트리밍 단계; 및 상기 베어링 인서트를 쇼트블러스터로 가공함으로써 베어링 인서트의 표면에 존재하는 불순물을 제거하면서 베어링 인서트의 표면에 미세한 홈형태의 스크래치를 형성하여 로우 크랭크 케이스에 인서트되어 접합되는 베어링 인서트의 접합면에 걸림구조를 제공하는 스크래치 형성단계;를 포함하고, 상기 용탕 제조단계는, 상기 알루미늄 합금 조성물이 10 ~ 13 wt% 실리콘(Si), 3 ~ 6 wt% 구리(Cu), 0.3 ~ 1.0 wt% 마그네슘(Mg) 및 잔량의 알루미늄(Al)으로 구성된 것을 특징으로 한다.
전술한 바와 같은 본 발명은, 알루미늄 합금 조성물을 구성하는 성분들의 비율이 로우 크랭크 케이스의 알루미늄 다이캐스팅 합금비율 (ALDC12Z: 9.6 ~ 12 wt% 실리콘, 1.5~ 3.5 wt% 구리, 1.3 wt% 이하 Fe, 3.0 wt% 이하 Zn 및 잔량의 알루미늄)과 유사하여 상호 접합성 및 현장 재활용성이 우수하고, 특히 실리콘이 주조성과 강도 및 단조성에 최적화된 비율을 이루어 주철재이상의 강도와 경량 알루미늄 베어링 인서트의 제조상 용이와 주조 접합성과 재활용성이 우수하다.
또, 알루미늄 합금 조성물의 용탕을 주형에서 주조하여 M형 단면의 인고트를 성형한 후 베어링 인서트에 대응하는 크기로 절단해서 프리폼을 제조하므로 종래의 대형 원형 빌렛을 압출하는 공정을 생략할 수 있고, 이에 더하여 중력주조로 인고트를 성형하므로 인고트를 용이하게 제조할 수 있으며, 인고트의 단부에 형성되는 스크랩을 제거하는 공정을 통해 스크랩을 100% 재활용할 수 있다.
아울러, 프리폼 및 단조몰드를 예열한 후 설정된 온도의 범위에서 프리폼을 열간단조하므로 베어링 인서트를 용이하게 성형할 수 있다.
도 1은 종래의 크랭크 케이스 및 주철재 베어링 인서트를 도시한 사시도;
도 2는 종래기술에 의한 베어링 인서트의 사시도;
도 3은 다른 종래기술에 의한 베어링 인서트의 제조방법을 도시한 개념도;
도 4는 일반적인 알루미늄 베어링 인서트의 제조방법을 도시한 개념도;
도 5는 본 발명의 실시예에 의한 베어링 인서트의 제조방법을 도시한 플로우차트;
도 6은 도 5에 도시된 제조방법에 적용되는 주형의 개략적인 종단면도;
도 7은 도 6의 주형에 의해 제조된 인고트를 도시한 도면;
도 8은 본 발명의 실시예에 적용되는 단조공정의 개념도;
도 9는 도 8의 단조공정을 시뮬레이션한 도면;
도 10은 본 발명의 실시예에 의한 제조된 알루미늄 베어링 인서트를 프리폼 및 종래의 주철재 베어링 인서트와 비교한 도면; 및
도 11은 본 발명의 실시예에 의한 제조된 베어링 인서트의 금속조직도를 도시한 도면.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 실시예에 의한 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법을 설명하면 다음과 같다.
본 발명의 실시예에 의한 제조방법은 도 5에 도시된 바와 같이 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 용탕으로 제조한 후 용탕으로 베어링 인서트의 형상 및 크기(두께 및 폭)에 대응하는 프리폼을 제조한다.(도 5의 S10, S20) 그리고, 프리폼을 설정된 온도로 가열한 후 가열된 프리폼을 단조하여 열간단조로 베어링 인서트를 제조한다.(도 5의 S30, S40) 이어서, 프리폼이 열간단조되면서 베어링 인서트의 외측으로 돌출되는 플래쉬를 트리밍하여 제거한 후 베어링 인서트를 쇼트블러스터로 사상하여 베어링 인서트의 제조를 완료한다.(도 5의 S50, S60)
여기서, 전술한 알루미늄 합금 조성물은 10 ~ 13 wt% 실리콘(Si), 3 ~ 6 wt% 구리(Cu), 0.3 ~ 1.0 wt% 마그네슘(Mg) 및 잔량의 알루미늄(Al)으로 구성되어 혼합된 후 용해되어 용탕을 이룬다. 실리콘은 10wt% 미만일 경우 강도가 저하되고, 13wt%를 초과하면 베어링 인서트에 요구되는 강도에 큰 차이가 없을 뿐만 아니라 주조성이 오히려 저하되므로 10 ~ 13 wt%로 한정하였으며, 특히 요구되는 강도 및 주조성을 고려할 경우 12 wt%가 가장 효율적이다. 구리는 3wt% 이하일 경우 강도가 저하되고, 6wt%를 초과할 경우 연신율과 내식성이 저하될 뿐만 아니라 요구되는 강도에도 큰 차이가 없으되므로 3 ~ 6 wt%로 한정하였으며, 특히 강도 및 연신율을 고려할 경우 4.5 ~ 5 wt%가 가장 최적의 비율이다. 마그네슘은 0.3wt% 미만일 경우 강도가 저하되고, 1.0wt% 이상일 경우 주물에 산화물이 많이 형성되어 0.3 ~ 1.0wt%로 한정하였으며, 특히 강도 및 산화물을 고려할 경우 0.4~0.6 wt%가 가장 효율적이다.
전술한 바와 같은 알루미늄 합금 조성물은 조직결정립 미세화와 성형성 향상을 위한 성형 보강물질이 첨가되어 용해될 수 있다. 성형 보강물질은 예컨대, Ti 또는 Sr 중 적어도 어느 하나로 구성할 수 있다.
Ti는 예컨대, 0.05 - 0.2 wt%의 비율로 첨가되며, 0.05 wt% 미만으로 첨가될 경우 미세화 효과가 미미하고 0.2 wt%를 초과하여 첨가될 경우 오히려 Al3Ti 조대 상이 증가하여 연성이 감소한다. 따라서, Ti는 전술한 범위 이내의 비율로 첨가되는 것이 바람직하며, 특히 0.08- 0.12 wt%로 첨가되는 것이 가장 효율적이다.
Sr은 예컨대, 0.002 - 0.03 wt%의 비율로 첨가되며, 0.002 wt% 미만으로 첨가될 경우 Si 상 미세화효과가 미미하고, 0.03wt%를 초과하여 첨가될 경우 과도한 Al3Sr 상이 정출하여 조직이 불량해 진다. 따라서, Sr은 전술한 범위 이내의 비율로 첨가되는 것이 바람직하며, 특히 0.005- 0.010 wt%로 첨가되는 것이 가장 효율적이다.
한편, 프리폼은 도 5에 도시된 바와 같이 주형을 예열하고, 예열된 주형을 이용하여 인고트를 성형한 후 성형된 인고트를 절단하는 단계에 의해 제조될 수 있다(도 5의 S21, S22, S23, S24) 이를 좀더 자세히 설명하면, 주형은 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이 대략 M형 단면으로 이루어진 인고트(60)를 성형할 수 있도록 도 6에 도시된 바와 같은 구조를 가지며, 도 6에 도시된 바와 같이 입구로 용탕(50)이 충전되면서 출구측이 냉각되어 출구로 주괴가 배출된다. 그리고, 주형(M1)은 출구로 배출되는 주괴가 인발됨에 따라 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이 M형 단면의 환봉형 인고트(60)로 제조된다.
이렇게 제조된 인고트는 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이 후술되는 베어링 인서트(90)의 크기에 대응하는 크기로 절단되어 프리폼(PF)으로 제조된다. 이러한 프리폼(PF)은 예컨대 약 22~28mm의 두께로 절단될 수 있으나, 이와 같은 두께는 크랭크 케이스의 크기에 따라 결정된다.
여기서, 전술한 주형(M1)은 도 6에 도시된 바와 같이 수직방향으로 용탕(50)이 충전되면서 하방으로 배출되도록 캐비티가 형성된다. 따라서, 주형(M1)은 압출방식이 아니라 중력주조 방식을 이용하며, 인발에 의해 인고트(60)를 성형한다.
이때, 용탕(50)은 주형(M1)의 입구에 주입되는 주입온도가 630 ~ 680℃(융점 +50 ~ 100℃)이고, 주입속도는 0.2 ~ 0.4 L/sec이며, 주입 후 응고냉각시간이 40~65초이다. 이러한 용탕(50)은 주입온도가 630℃ 미만이면 인고트 표면에서 주입중에 응고가 되어 표면부에 미성형 불량이 증가하고, 680℃를 초과하면 용탕내 가스농도가 커져 응고시에 내부 주조 결함 위험이 높다. 그리고, 주입속도는 용탕 주입흐름이 안정된 속도로서 0.2 L/sec 미만이면 용탕흐름이 끊어져서 주조성형이 어려워지고, 주입속도가 0.4 L/sec를 초과하면 고속주입에 의한 난류가 증가하여 산화물의 증가 및 기포발생의 위험이 커진다.
전술한 바와 같은 용탕(50)에 의해 성형되는 인고트(60)는, 제조수량이 소량(Al 10kg 미만)일 경우 보관 및 절단가공시 조작의 편의성을 위해 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이 약 20cm 내지 60cm의 길이로 성형되는 것이 바람직하다. 하지만, 인고트(60)는 제조수량이 대량(Al 20kg 이상)일 경우 기계식 주입설비에 의해 60cm 이상의 길이, 특히 100cm 이상의 길이로도 성형될 수도 있다.
이러한 인고트(60)는 도 6에 도시된 바와 같이 주형(M1)의 탕구로 인하여 상단부에 스크랩이 형성된다. 따라서, 인고트(60)는 스크랩이 절단되어 제거된 후 보관된다.
한편, 전술한 바와 같이 중력주조로 제조되는 프리폼(PF)은 스크랩(SC)이 제거된 후 도 8에 도시된 바와 같이 프레스의 다이(D)에 투입되어 단조몰드(M3)에 의해 단조됨에 따라 도 9의 (b)에 도시된 바와 같이 플래쉬(90a)가 형성된 베어링 인서트(90)가 제조된다. 이때, 프리폼(PF)은 460~500℃의 온도로 예열된 상태로 단조몰드(M3)에 투입되어 420~440℃의 온도로 열간단조된다.
이러한 프리폼(PF)은 460도 이하로 예열될 경우 가열로에서 인출하여 단조 프레스에 장입하는 동안 대기에서 냉각되어 420도 이하로 온도가 저하된다. 따라서, 프리폼(PF)은 강도가 커져서 성형저항도 함께 커짐에 따라 효과적인 열간단조 성형이 되지 못한다. 반면, 프리폼(PF)은 500도 이상으로 예열될 경우 과열로 조직이 조대화 및 연화되어 단조시 성형은 가능하지만 단조품이 충분한 소성강화효과를 얻지 못하여 제품강도가 감소한다.
한편, 단조몰드(M3)는 145~185℃의 온도로 가열된 상태에서 프리폼(PF)을 단조한다. 단조몰드(M3)는 145도 이하로 가열될 경우 프리폼이 금형의 내부에 장입된 후 과도하게 냉각되어 역시 미성형 불량이 커지고, 185도 이상으로 가열될 경우 단조시 금형과 단조 프리폼(PF)이 고온소착이 되는 문제가 발생한다. 따라서, 프리폼(PF) 및 단조몰드(M3)는 전술한 바와 같은 온도범위 내에서 예열 및 가열되어야 우수한 고강도의 단조품을 양산할 수 있다.
여기서, 전술한 프리폼(PF)은 전술한 단조온도(420~440℃)를 유지하지 못할 경우 단조성(변형성)이 낮아져서 원하는 형상으로 정밀하게 성형이 안된다. 특히, 프리폼(PF)은 열간단조의 단조온도가 전술한 범위의 미만일 경우, 내부조직의 경직도에 의하여 단조시 변형이 수월하지 못하므로 부분적으로 미성형되는 부분이 발생될 수 있으며, 전술한 범위를 초과할 경우 내부조직의 연화에 의해 단조시의 변형이 수월하다는 이점은 있으나 조직이 고온 조대화와 강도 저하의 위험이 있다.
다른 한편, 전술한 단조공정에 의해 도 9의 (b)에 도시된 바와 같이 플래쉬(90a)를 갖는 베어링 인서트(90)는 트리밍공정에 의해 플레쉬(90a)가 제거된다.(도 5의 S50) 이어서, 베어링 인서트(90)는 쇼트블러스터를 통과하여 단조시의 표면에 부착된 불순물(윤활재나 산화 이물질)이 제거되면서 표면에 미세한 홈형태의 스크래치(미도시)가 형성된다.(도 5의 S60) 이러한 스크래치는 미도시된 로우 크랭크 케이스에 인서트되어 접합되는 베어링 인서트(90)의 접합면(표면)에 걸림구조를 제공한다.
이러한 걸림구조가 필요한 이유는, 베어링 인서트(90)는 인서트를 위한 주조시 크랭크 케이스의 다이캐스팅 용탕에 밀착되고, 주조 후 상호 계면에서 밀착성을 확보하는 것이 중요하다. 그리고, 베어링 인서트(90)는 크랭크 축의 하중과 진동 부하가 집중되므로 피로강도와 차량 운전을 고려한 내구성이 중요하여 치밀한 밀착성이 유지되어야 안정된 엔진구동이 가능하다. 따라서, 베어링 인서트(90)는 인서트시 스크래치의 홈으로 용탕이 유입되어 걸림상태로 경화되므로 크랭크 케이스와의 주조시 표면 접합성이 향상된다.
여기서, 전술한 바와 같이 제조된 베어링 인서트(90)는 도 10에 도시된 바와 같이 약 238g의 무게를 갖는다. 따라서, 전술한 베어링 인서트(90)는 도 10에 도시된 바와 같이 약 634g의 종래 주철재 베어링 인서트보다 396g이 감소되어 약 62%의 경량화가 달성되었다. 그리고, 베어링 인서트(90)는 도 10에 도시된 바와 같이 약 312g의 프리폼(PF) 보다 약 70g의 감량이 이루어진다.
한편, 본 발명의 출원인은 도 7의 (a)에 도시된 바와 같이 사각형의 알루미늄 합금 인고트를 제조하고, 도 7의 (b)에 도시된 바와 같이 본 발명의 실시예에 의해 M형 단면의 알루미늄 합금 인고트(60)를 제조하였다. 이때, 사각 인고트 및 M형 인고트(60)는 동일한 알루미늄 합금 조성물로 제조하였다. 그리고, 사각 인고트 및 M형 인고트(60)를 도 7에 도시된 바와 같이 다수 절단하여 프리폼(PF)을 제조한 후 프리폼(PF)들의 조직을 관찰한 결과, 도면에 원형으로 표시한 바와 같이 M형 인고트(60)는 미세 공동이 거의 발견되지 않았으나, 사각 인고트는 여러 개소에서 미세 공동이 발견되었다. 이러한 원인은 사각형 인고트가 M형 인고트(60) 보다 큰 체적(단면적)을 가지므로 응고가 느리고, 중심으로 응고수축 및 기포 집중이 발생됨에 따라 결함이 증가하지만, M형 인고트(60)는 길이방향으로 두께가 얇고 균일하여 사각 인고트 보다 빠르게 응고됨에 따라 수축결함이 억제된다. 따라서, M형 인고트(60)는 사각 인고트 보다 조직이 더 우수하다.
또한, 전술한 바와 같이 절단되어 만들어진 프리폼(PF)의 단조조건을 도 9에 도시된 바와 같이 시뮬레이션으로 산출한 결과, 사각 프리폼(PF)의 경우 도면의 (a)에 도시된 바와 같이 약 49,000톤의 압력으로 단조를 실시하여야 하므로 실현이 거의 불가능하다는 것을 알 수 있었고, 또한 실현되어도 도시된 바와 같이 M형 프리폼(PF) 보다 플래쉬(90a)가 많이 발생되어 재료가 과도하게 낭비된다는 것을 알 수 있었다.
반면, M형 프리폼(PF)은 도 9의 (b)에 도시된 바와 같이 약 1,390톤으로 단조가 가능하고, 플래쉬(90a)도 거의 베어링 인서트(90)의 주변에만 발생되는 것을 알 수 있었다. 따라서, M형 인고트(60)의 경우 빌렛을 절단하여 프리폼을 제조하는 종래의 방식보다 제조가 용이하고 재료가 매우 효율적으로 활용되는 것을 알 수 있었다.
<실시예1>
12wt%의 실리콘, 4.5wt%의 구리, 0.5wt%의 마그네슘 및 잔량의 알루미늄으로 이루어진 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 전술한 중력주조 방식으로 인고트(60)를 성형한 후 25mm두께의 프리폼(PF)을 제조한 다음 전술한 조건의 열간단조를 통해 베어링 인서트(90)의 완제품을 생산하였다. 이때, 단조의 경우 650톤 너클 프레스를 사용하였고, 프리폼(PF)을 490℃로 예열하고, 단조몰드(M3)를 170℃로 가열한 상태에서 프리폼(PF)을 430℃의 온도로 열간단조하였다.
<실시예2>
17wt%의 실리콘, 4.5wt%의 구리, 0.5wt%의 마그네슘 및 잔량의 알루미늄으로 이루어진 상용 알루미늄 합금 조성물(A390)을 용해하여 전술한 중력주조 방식으로 인고트(60)를 성형한 후 25mm두께의 프리폼(PF)을 제조한 다음 전술한 바와 동일한 조건의 열간단조를 통해 베어링 인서트(90)의 완제품을 생산하였다.
<실시예3>
12wt%의 실리콘, 1wt%의 구리, 1wt%의 마그네슘 및 잔량의 알루미늄으로 이루어진 상용 알루미늄 합금 조성물(A4032)을 용해하여 전술한 중력주조 방식으로 인고트(60)를 성형한 후 25mm두께의 프리폼(PF)을 제조한 다음 전술한 바와 동일한 조건의 열간단조를 통해 베어링 인서트(90)의 완제품을 생산하였다.
<실시예4>
15wt%의 실리콘, 4.5wt%의 구리, 0.7wt%의 마그네슘 및 잔량의 알루미늄으로 이루어진 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 전술한 중력주조 방식으로 인고트(60)를 성형한 후 25mm두께의 프리폼(PF)을 제조한 다음 전술한 바와 동일한 조건의 열간단조를 통해 베어링 인서트(90)의 완제품을 생산하였다.
<비교예>
12wt%의 실리콘, 4.5wt%의 구리, 0.5wt%의 마그네슘 및 잔량의 알루미늄으로 이루어진 알루미늄 합금 조성물을 용해하여 종래와 같이 빌렛을 제조한 후 M형 압출하여 인고트를 제조한 다음, 인고트를 절단하여 25mm두께의 프리폼을 제조한 후 이를 전술한 실시예들과 동일한 조건으로 단조하여 베어링 인서트의 완제품을 생산하였다. 즉, 비교예는 종래기술로 베어링 인서트를 제조하였다.
<실험결과>
위의 실시예1 내지 4와 비교예를 실험한 결과 하기의 표 1과 같이 모두 기준 경도(70HB)와 기준 항복강도(300MPa)을 충족하였다. 하지만, 기준 인장강도(400MPa)의 경우 실시예1 및 비교예만 충족하였다.
표 1
구분 기준 실시예1 실시예2 실시예3 실시예4 비교예
경도(HB) 70 77-79 75-85 72-74 81-85 109-120
인장강도(MPa) 400 401-403 306-326 323-356 377-394 430
항복강도(MPa) 300 354-365 301-310 318-326 369-387 335
결론적으로, 실시예1에 의해 제조된 것이 기준치를 모두 충족한다는 것을 알 수 있었다. 즉, 실시예1은 표 1에 기재된 바와 같이 종래에 사용되는 주철재 이상의 강도를 제공한다. 따라서, 실시예1의 경우 엔진에 적용하여도 아무 문제가 없는 것으로 확인되었다.
여기서, 전술한 경도와 인장강도 및 항복강도는 실시예 및 비교예의 어느 한 곳이 아니라 여러 곳을 시험한 것이므로 측정수치가 하나로 표기되지 않고 최저치에서 최대치로 표기되었다.
한편, 전술한 바와 같은 실시예들 및 비교예는 도 11에 도시된 바와 같은 금속조직도를 나타냈다. 금속조직도에서는 도시된 바와 같이 실시예1과 3 및 비교예가 우수한 것으로 나타났으며, 실시예2 및 4는 미흡한 것으로 나타났다. 따라서, 실시예1은 금속조직도에서도 만족되는 것이 확인되었다.
전술한 실시예는 본 발명의 바람직한 실시예를 설명한 것에 불과하므로 본 발명의 적용 범위는 이와 같은 것에 한정되지 않으며, 본질적 특징이 충족될 수 있을 경우 동일 사상의 범주내에서 적절한 변형(구조나 구성의 변경이나 부분적 생략 또는 보완)이 가능하다. 또한, 전술한 실시예들은 특징의 일부 또는 다수가 상호 간에 조합될 수도 있다. 따라서, 본 발명의 실시예에 나타난 각 구성 요소의 구조 및 구성은 변형이나 조합에 의해 실시할 수 있으므로 이러한 구조 및 구성의 변형이나 조합이 첨부된 본 발명의 특허청구범위에 속함은 당연한 것이다.
본 발명은 전술한 바와 같이 차량의 엔진에 적용이 가능하지만 차량이 아닌 분야, 예를 들면 마찰이 많이 발생하는 분야의 장비에 적용이 가능하므로 다양한 분야에 적용이 가능하다.

Claims (4)

  1. 엔진의 하부를 구성하는 로우 크랭크 케이스에 인서트로 고정되어 크랭크축을 지지하는 베어링 인서트의 제조방법에 있어서,
    알루미늄 합금 조성물을 용해하여 용탕을 제조하는 용탕 제조단계;
    상기 제조된 상기 용탕을 성형하여 상기 베어링 인서트의 형상 및 크기에 대응하는 프리폼을 제조하는 프리폼 제조단계;
    상기 프리폼을 설정된 온도로 가열하는 프리폼 가열단계;
    상기 가열된 프리폼을 열간단조하여 베어링 인서트를 제조하는 베어링 인서트 제조단계;
    상기 열간단조에 의해 제조된 상기 베어링 인서트의 외측으로 돌출되는 플래쉬를 트리밍하여 제거하는 트리밍 단계; 및
    상기 베어링 인서트를 쇼트블러스터로 가공함으로써 베어링 인서트의 표면에 존재하는 불순물을 제거하면서 베어링 인서트의 표면에 미세한 홈형태의 스크래치를 형성하여 로우 크랭크 케이스에 인서트되어 접합되는 베어링 인서트의 접합면에 걸림구조를 제공하는 스크래치 형성단계;를 포함하고,
    상기 용탕 제조단계는,
    상기 알루미늄 합금 조성물이 10 ~ 13 wt% 실리콘(Si), 3 ~ 6 wt% 구리(Cu), 0.3 ~ 1.0 wt% 마그네슘(Mg) 및 잔량의 알루미늄(Al)으로 구성된 것을 특징으로 하는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기 프리폼 제조단계는,
    상기 용해에 의해 제조된 상기 용탕을 길이를 갖는 M형 단면의 인고트로 성형하기 위한 주형을 예열하는 주형 예열단계;
    상기 예열된 주형의 입구로 상기 용탕을 주입하면서 주형의 출구측을 냉각시켜서 출구측으로 배출되는 주괴를 인발하여 상기 용탕으로 길이를 갖는 M형 단면의 인고트를 성형하는 인고트 성형단계; 및
    상기 인고트를 베어링 인서트의 크기에 대응하는 크기로 절단하여 상기 열간단조를 위한 프리폼을 제조하는 인고트 절단단계;를 포함하는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법.
  3. 제 2 항에 있어서, 상기 인고트 성형단계는,
    상기 주형의 캐비티에 수직방향으로 상기 용탕이 충전되면서 주형의 하방으로 배출되도록 형성되어 상기 인고트를 중력주조로 성형하는 것을 특징으로 하며,
    상기 프리폼 제조단계는,
    상기 인고트 성형단계의 상기 중력주조로 인하여 형성되는 상기 인고트의 단부측 스크랩을 절단하여 제거하는 스크랩 제거단계;를 더 포함하는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법.
  4. 제 1 항에 있어서, 상기 베어링 인서트 제조단계는,
    상기 프리폼이 460~500℃의 온도로 예열된 상태로 단조몰드에 투입되어 420~440℃의 온도로 열간단조되고,
    상기 단조몰드는 145~185℃의 온도로 가열되어 상기 프리폼을 단조하는 것을 특징으로 하는 엔진의 로우 크랭크 케이스용 베어링 인서트의 제조방법.
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