Effect of the Impeller Rotation Speed and Inert Gas Flow Rate on Degassing Rate in the A356 Aluminum Melt

임펠러 회전속도와 불활성 가스 유량이 A356 알루미늄 용탕의 탈가스 속도에 미치는 영향

Abstract

In the present study, A356 melt degassing experiments were conducted under various impeller rotation speed and inert gas flow rate conditions to determine changes in the melt temperature, composition and density during a degassing treatment. The melt temperature was found to decrease gradually as the degassing time increased, but a clear correlation between the impeller rotation speed or inert gas flow rate and the melt heat loss could not be confirmed. Regardless of the impeller rotation speed or inert gas flow rate, the Mg and Ti contents in the A356 melt scarcely changed, even after degassing for more than 10 minutes, while Sr contents decreased at the maximum degassing rate of 70 ppm. From a quantitative analysis of the degassing rate under each experimental condition based on the hydrogen concentration in the melt derived from the melt density and the degassing model equation, the inert gas flow rate was found to affect the degassing rate rather than the impeller rotation speed under the degassing operation condition employed in the present study.

본 연구에서는 임펠러 회전속도와 불활성 가스 유량을 바꾸어가며 A356 용탕 탈가스 실험을 수행하여 탈가스 시간에 따른 용탕 온도, 성분 및 밀도 변화를 측정하였다. 용탕 온도의 경우 탈가스 처리가 진행됨에 따라 서서히 감소하였으나 임펠러 회전속도 혹은 불활성 가스 유량과 용탕 열손실 간의 뚜렷한 상관관계는 확인할 수 없었다. 임펠러 회전속도와 불활성 가수 유량에 상관없이, A356 용탕 내 Mg 및 Ti 함량은 600초 이상 탈가스 처리 후에도 그 함량이 거의 변하지 않았으며, Sr의 경우 최대 70 ppm정도 그 함량이 낮아지는 것을 확인하였다. 측정된 용탕 밀도로부터 도출한 용탕 내 수소 농도와 탈가스 모델 식을 활용하여 실험 조건 별 탈가스 속도를 정량적으로 비교 분석해본 결과, 본 연구에서 다룬 탈가스 조업 환경에서는 임펠러 회전속도 보다는 불활성 가스 유량이 탈가스 속도에 영향을 미치는 것을 확인할 수 있었다.

1. 서론

전세계적인 기후 변화에 대응하기 위해 글로벌 완성차 업체들은 전기차 판매 비중을 점차 증가시키고 있으며, 이에따라 전기자동차 가격 경쟁력 확보를 위한 대형 박육 알루미늄 차체 부품, 내부 유로를 포함하고 있는 전동화 부품용 알루미늄 하우징 등 다양한 알루미늄 주물이 각광받고 있다. 이렇게 제품 두께가 얇거나 기밀성이 중요한 알루미늄 부품의 경우 기포 결함에 더욱 취약하므로 용탕 내 존재하는 가스 성분을 최대한 낮출 수 있는 효과적인 탈가스 처리가 요구된다.

알루미늄 용탕으로 용해되는 가스성 원소는 수소가 유일 [1] 한 것으로 알려져 있으며, 이러한 용탕 내 수소 성분은 아래 반응식과 같이 대기 중 수분의 분해 반응 혹은 수분과 알루미늄 용탕 간 반응 [2]을 통해 그 함량이 증가한다.

2H₂O → 2H₂ + O₂       (1)

2Al + 3H₂O → Al₂O₃ + 3H₂       (2)

H₂ → 2H       (3)

이렇게 용탕으로 흡수된 수소 성분을 제거하기 위해, 알루미늄 주조 현장에서는 임펠러를 용탕 내 장입하여 회전시킴과 동시에 Ar 혹은 N2와 같은 불활성 가스를 주입하여, 생성된 가스 버블을 통해 수소 및 개재물을 제거하는 GBF (Gas Bubbling Filtration) 방식의 용탕 탈가스 조업을 수행하고 있다. 이러한 불활성 가스 주입 방식의 용탕 탈가스 처리를 통해 용탕 내 수소 함량을 효과적으로 낮추기 위해서는 미세한 가스 버블을 용탕 내 균일하게 분포시키는 것이 우선 중요하다 [3]. 또한 용탕 내 수소 성분이 가스 버블로 흡착되어 제거되는 탈수소 반응에 있어 전체 반응 속도는 용탕 내 수소의 물질전달 속도에 율속되므로 [4] 용탕 내 물질 전달을 촉진시키기 위한 충분한 교반도 필요하다. 여기서 용탕 유동, 가스 버블 크기 및 분포는 임펠러의 형상 [5], 임펠러의 회전속도 [5,6], 임펠러 침지 깊이 [6], 불활성 가스 주입유량 [7] 등 다양한 탈가스 공정 변수의 상호작용에 의해 결정되므로, 현 조업 조건 대비 더욱 효율적인 탈가스 처리 조건을 도출한다는 건 쉬운 일이 아니다. 또한 현장 탈가스 공정 최적화를 위해서는 다양한 공정 조건에서 탈가스 실험데이터를 확보한 후, 어떠한 공정 변수가 탈가스 속도에 영향을 미치는 인자인지 분석하는 과정이 필요한데, 현장 작업환경 특성상 다양한 조건에서 여러 번 실험을 수행하기 어렵고, 용탕 온도, 밀도 등 초기 조건을 동일하게 제어하면서 실험을 수행하기가 거의 불가능하기 때문에 얻어진 탈가스 실험데이터를 효과적으로 분석하기 위한 방안이 필요하다.

본 연구에서는 실제 알루미늄 주조 현장에서 수행하고 있는 1 ton급 래들 기반 탈가스 조업 효율 향상을 위해, 현장에서 쉽게 제어 가능한 임펠러 회전속도와 불활성 가스 유량을 달리하면서 탈가스 시간에 따른 용탕 온도 저하, 용탕 성분 변화, 용탕 밀도 변화를 측정하였다. 또한 기존의 알루미늄 용탕 탈가스 공정 모사 연구 [8]에서 활용된 바 있는 속도론적 해석 기법을 활용, 용탕 밀도를 환산하여 얻어진 용탕 내 수소 함량 변화를 정량적으로 분석하여 임펠러 회전속도 및 불활성 가스 유량이 탈가스 처리 속도에 미치는 영향에 대해 고찰해 보았다.

2. 실험 방법

2.1 용탕 탈가스 실험

탈가스 실험은 알루미늄 주조 현장에서 사용하는 1 ton급 레들 및 Rotary degassing 장비를 활용하여 진행되었으며, 실험 방법 및 순서는 Fig. 1과 같다. 먼저, 토치로 충분히 예열된 레들에 A356 알루미늄 용탕을 급탕한 후, 지게차를 통해 탈가스 처리 장비가 있는 곳으로 이송하였다. 이후 임펠러 및 배플이 부착된 탈가스 처리 장비를 용탕에 침지시켜 탈가스 실험을 시작하였다. 이때 임펠러 회전 및 불활성 가스 (Ar) 주입이 시작되는 시점을 기준으로 탈가스 시간을 측정하였다. 이후 약 120초 주기로 용탕 온도 측정, 성분분석 시편 주조, 그리고 밀도 측정용 감압 시편 제작을 수행하였다. 용탕 온도의 경우, 측정 시점 마다 K-type 열전대를 용탕 탕면에서 약 15 cm 깊이까지 침지 시킨 후에 연결된 데이터 로거 (Data logger)에 표시되는 온도 값이 안정화 되었을 때의 수치를 실제 용탕 온도로 간주하여 기록하였다. 용탕 온도 측정 및 시편 주조 시에는 임펠러 회전 및 불활성 가스 주입을 잠시 중단하였으며, 측정 작업이 완료되면 다시 임펠러를 가동시키고 가스 주입을 시작하였다. 이러한 과정을 반복하여 최대 968초까지 탈가스 처리를 진행하면서, 시간에 따른 용탕 온도, 성분 및 밀도 변화를 측정하였다. 탈가스 공정 변수인 임펠러 회전속도는 380, 480, 580 RPM 범위에서, 그리고 불활성 가스 유량은 10, 15, 20 L/min범위에서 (용탕중량 대비 가스 유량은 각각 0.010, 0.015, 0.020 L/kg·min) 바꾸어가며 탈가스 실험을 수행하였다. 발광 분광 성분분석(Spark optical emission spectrometry)을 통해 확인한 탈가스 실험 전 용탕 초기 조성을 포함, 전반적인 실험 조건을 정리하면 Table 1과 같다.

Fig. 1. Data acquisition process of A356 melt degassing experiments.

Table 1. Experimental conditions of the present degassing experiments.

2.2 용탕 내 수소 함량 계산

본 연구에서는 별도의 수소 농도 측정 장비를 활용하지 않고, 일반적으로 알루미늄 주조 현장에서 품질 관리를 위해 제작하는 감압 시편을 활용, 감압 시편의 밀도로부터 수소 함량을 추정하여 탈가스 시간에 따른 수소 함량 변화 데이터로 활용하였다. 감압 환경에서 응고된 알루미늄 시편의 밀도 및 아래 식 [9]을 활용하면 용탕 내 수소 함량을 추정할 수 있다.

\(\begin{align}C_{H}=100 \times \frac{P_{2}}{P_{1}} \times \frac{T_{1}}{T_{2}} \times\left(\frac{1}{\rho_{b}}-\frac{1}{\rho_{\text {th }}}\right)\end{align}\)       (4)

위 식에서 CH는 용탕 내 수소 농도 (mL H₂/100 g Al), P₁은 대기압 (760 mmHg), P₂는 감압 시험기 내 압력 (현장설비 기준 약 260 mmHg), T₁은 상온 (25ºC), T₂는 합금의 고상선 온도 (555ºC [10]), ρ_b는 감압 시편의 밀도, ρ_th는 고상A356 합금의 이론 밀도 (2.685 g/cm³ [10])이다. 위 식을 활용하면 Fig. 2와 같이 임펠러 회전속도 480 rpm, 가스유량 20 L/min 조건에서 측정된 탈가스 시간 별 감압 시편 밀도를 용탕 내 수소 함량으로 변환할 수 있다.

Fig. 2. Density and hydrogen content changes in the A356 melt during the degassing experiment at 480RPM of impeller rotation speed and 20L/min of Ar flow rate. The dashed lines in the figure are guide to the eye.

3. 탈가스 공정 모델링

탈가스 공정 모델링의 경우, 알루미늄 용탕 탈가스 공정 모사 연구를 수행한 문헌 [8] 으로부터 계산 식을 도입하였으며, 탈가스 공정 모델의 전반적인 구조는 Fig. 3과 같다. 가장 기본이 되는 식은 아래 식이며, 알루미늄 용탕 상부로부터 유입되는 수소 함량과 가스 버블에 의해 용탕으로부터 제거되는 수소 함량 간의 차이에 의해 용탕 내 수소 함량이 결정된다는 간단한 물질수지 (mass balance)에 기반한다.

Fig. 3. Model structure and equations for aluminum melt degassing process by gas bubbling.

\(\begin{align}K_{s} A_{s}\left(C^{e q}-C\right)-K_{b} A_{b}\left(C-C^{b}\right)=V_{A l} \frac{d C}{d t}\end{align}\)       (5)

여기서 K_s및 K_b는 각각 용탕의 수소 흡수 반응 속도 상수 및 탈수소 반응속도 상수를 의미하며, A_s는 용탕-대기 계면적, A_b는 용탕 내 가스 버블의 총 면적, V_Al은 용탕 부피를 의미한다. 수분을 머금고 있는 대기와 용탕이 평형을 이루었을 때 용탕 내 수소 농도를 의미하는 C^eq는 열역학 계산으로 구할 수 있으며, 가스 버블 내 수소 농도 C^b는 매우 낮아 무시할 수 있으므로 [8] 위 식을 용탕 내 수소 농도인 C에 대해 적분하게 되면 아래 식을 얻게 된다.

\(\begin{align}C=\left(\frac{K_{1} C^{e q}}{K_{1}+K_{2}}\right)-\left(\frac{K_{1} C^{e q}-\left(K_{1}+K_{2}\right) C_{0}}{K_{1}+K_{2}} \exp \frac{-\left(K_{1}+K_{2}\right)}{V_{A l}} t\right)\end{align}\)       (6)

K₁ = K_sA_s       (7)

K₂ = K_bA_b       (8)

여기서 K₁은 용탕의 수소 흡수 반응에 대한 겉보기 속도 상수, K₂는 용탕 탈수소 반응에 대한 겉보기 속도 상수이다. C₀는 용탕 내 초기 수소 농도인데, 이는 탈가스 실험 전 확보된 감압 시편으로부터 구할 수 있는 값이다. 결국 위 식을 활용하여 탈가스 시간 t에 따른 용탕 내 수소 함량 C를 계산하고, 계산 값을 감압 시편으로부터 도출한 수소 함량과 비교하면서 실험데이터를 잘 만족시키는 모델 파라미터 K₁ 및 K₂를 찾으면 탈가스 중 수소 함량 변화를 예측할 수 있게 된다. 본 연구에서는 레들 내경으로부터 A_s를 계산하여 활용하였으며, K_s는 문헌 [8]에 보고된 값들 중 실험 조건이 유사한 값을 참고하여 데이터 피팅을 통해 직접 도출함으로써 K₁ 값을 최적화 하였다. A_b는 실제로 측정하기 불가능한 값이므로, K_b 값을 포함한 K₂값을 데이터 피팅을 통해 도출하는 것으로 탈가스 모델링을 진행하였다.

4. 결과 및 고찰

4.1 용탕 탈가스 조건에 따른 용탕 온도 변화

임펠러 회전속도 및 불활성 가스 유량에 따른 탈가스 중 A356 용탕의 온도 변화는 Fig. 4에 나타내었으며, 탈가스 시간에 따른 용탕 온도 변화에 대한 선형 회귀 분석 결과는 Table 2에 정리하였다. 실험 조건 별로 A356 용탕의 초기온도는 685~700ºC 사이에서 약간의 차이가 있었으며 이는 용해로 출탕 온도, 레들 예열 상태 등 현장 환경 변수에 의한 영향으로 추정된다. 임펠러 회전속도에 따른 용탕 열손실의 경우, 480 RPM 조건에서 가장 크고, 380 RPM과 580 RPM 조건은 서로 유사한 것으로 확인되었다. 가스 유량에 따른 용탕 열손실의 경우에도 중간 값인 15 L/min에서 가장 컸으며 10 L/min 조건과 20 L/min 조건에서 서로 유사한 열손실 경향을 나타내었다. 결론적으로 임펠러 회전속도 및 가스 유량과 용탕 열손실 간 뚜렷한 상관관계를 확인하기는 어려웠으며, 특히 주입되는 불활성 가스에 의한 용탕 열손실은 10~20 L/min의 유량 조건에서는 큰 차이가 없다고 판단하였다. 이렇게 위 공정 변수에 상관없이 탈가스 실험 별로 유사한 수준의 용탕 열손실이 발생하는 이유는 임펠러 회전 혹은 가스 주입에 의한 열손실 보다는 레들 내벽 (내화재)를 통한 열손실, 용탕 탕면에서 대류 혹은 복사를 통한 열손실 등 현장 환경 변수에 의한 열손실이 더 크기 때문으로 판단된다.

Table 2. Results of linear regression analysis on melt temperature changes in the degassing experiments.

*y is melt temperature (°C) while x is degassing time (sec).

Fig. 4. Effect of (a) impeller rotation speed and (b) Ar gas flow rate on temperature drop in A356 melt during the degassing experiments. The dashed lines in the figures are guide to the eye.

4.2 용탕 탈가스 조건에 따른 용탕 성분 변화

탈가스 처리 과정에서 용탕 교반 및 가스 주입 조건에 따라 탕면이 불안정해질 수 있으며, 이 경우 용탕과 대기 간 반응을 촉진시킬 수 있으므로, 탈가스 시간 별로 샘플링된 성분 분석 시편에 대해 발광 분광 성분분석을 진행하여 산화경향이 높은 용질 원소인 Mg, Ti 및 Sr의 함량 변화를 확인하였다. Fig. 5에서 확인할 수 있듯이 임펠러 교반 속도와 상관없이 A356 용탕 내 Mg 및 Ti의 함량은 탈가스 처리시간 600초가 경과하는 동안 크게 변하지 않았다. 임펠러 회전 속도는 480 RPM으로 고정시킨 상태에서 불활성 가스 유량을 바꾸어 진행한 탈가스 실험에서도 가스 유량에 상관없이 600초의 탈가스 처리 과정 동안 용탕 내 Mg 및 Ti의 함량은 크게 변화하지 않았다. 한편 Sr의 경우 실험 조건에 따라 600초 탈가스 처리 이후 그 함량이 최대 70 ppm까지 낮아지는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 5. Effect of (a-c) impeller rotation speed and (d-f) Ar gas flow rate on Mg, Ti, and Sr contents in A356 melt during the degassing experiments.

4.3 용탕 탈가스 조건에 따른 용탕 밀도 변화

탈가스 실험 과정에서 확보된 감압 시편으로부터 용탕 밀도를 측정하여, 임펠러 회전속도 및 불활성 가스 유량에 따라 정리하여 Fig. 6(a) 및 6(b)에 나타내었다. 탈가스 실험 조건에 상관없이, 0~360초 사이의 탈가스 초기 단계에서 급격한 용탕 밀도 변화가 발생하였다. 탈가스 처리 시간이 약 480초 이상 경과한 이후로는 모두 2.63 g/cm³ (이론적인 고상 밀도의 98% 수준) 이상의 높은 밀도 값을 보여주었다. 동일한 탈가스 시간 조건에서 가장 높은 용탕 밀도를 얻을 수 있는 탈가스 조업 조건을 확인해 보았을 때, 323초간 탈가스 처리 후 2.635 g/cm³의 용탕 밀도를 얻을 수 있는 480RPM-20 L/min 조건이 최적의 탈가스 처리 조건인 것으로 판단된다. 다만 실험 조건 별로 초기 용탕 밀도 값에 차이가 있고, 급격한 용탕 밀도 변화가 발생하는 초반 360초 정도의 탈가스 초기단계에서 측정된 실험데이터가 최대 3개 정도로 적으므로, 탈가스 모델을 적용한 반응 속도론적 분석을 추가적으로 수행하여 임펠러 회전속도 혹은 불활성 가스 유량이 탈가스 반응 속도에 미치는 영향에 대해 고찰하였다.

Fig. 6. Effect of (a) impeller rotation speed and (b) Ar gas flow rate on density of A356 melt during the degassing experiments.

4.4 알루미늄 용탕 탈가스 모델 계산 결과

A356 용탕 탈가스 속도에 미치는 임펠러 회전속도 및 불활성 가스 유량의 영향을 정량적으로 분석하기 위해서, 감압 시편에서 측정된 밀도를 용탕 내 수소 함량으로 변환하고, 이렇게 얻어진 수소 함량을 잘 예측하도록 탈가스 공정 모델링을 수행하였다. 현장에서 측정한 실험 데이터를 만족시키는 모델 파라미터는 Table 3에 정리하였으며, 탈가스 속도와 직접적인 연관이 있는 K₂ 값은 실험 조건 별로 정리하여 Table 4에 나타내었다. 현장 실험 데이터 피팅을 통해 구현된 본 탈가스 모델은 탈가스 처리 초반부에 측정된 실험데이터를 재현하지 못하는 경우 (Fig. 7(a))도 있었으나, 대부분의 조건에서 Fig. 7(b) 및 7(c)와 같이 높은 정확도로 용탕 내 수소 함량 변화를 예측할 수 있었다. 이러한 모델 계산을 통해 탈가스 조건 별로 용탕 탈수소 반응에 대한 겉보기 속도 상수 (K₂)값을 도출할 수 있었는데, Table 4에 정리된 바와 같이 K₂ 값은 임펠러 회전속도를 증가시켰을 때는 크게 변화하지 않고, 불활성 가스 유량을 증가시킬 경우 유의미하게 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 이를 통해 탈가스 실험을 수행한 현장 조건에서는 임펠러 회전속도 보다는 불활성 가스 유량이 탈가스 속도에 영향을 미치는 핵심 인자라는 것을 확인할 수 있었다.

Table 3. Model parameters for the present degassing model.

Table 4. Apparent reaction rate constants for hydrogen removal (K₂) from A356 melt at different degassing conditions.

Fig. 7. Calculation results of the present degassing model compared with the experimental data under (a) 380RPM-15 L/min, (b) 480RPM10 L/min, and (c) 480RPM-20 L/min conditions.​​​​​​​

5. 결론

본 연구에서는 현장에서 쉽게 제어 가능한 탈가스 공정 변수인 임펠러 회전속도와 불활성 가스 유량을 380~580 RPM 그리고 10~20 L/min 범위에서 각각 바꾸어가며 A356 용탕 탈가스 실험을 수행하여 탈가스 시간에 따른 용탕 온도, 성분 및 밀도변화를 측정하였다. 이렇게 측정된 실험데이터 및 이를 활용한 탈가스 공정 모델 계산을 통해 아래와 같은 결론을 얻었다.

1) 탈가스 처리가 진행됨에 따라 A356 용탕 온도는 서서히 감소하였으며, 약 600초 정도 탈가스 처리를 진행하였을 때 실험 조건에 따라 약 10~18ºC 정도의 용탕 열손실이 발생하였다. 한편, 임펠러 회전속도 혹은 불활성 가스 유량과 용탕 열손실 간의 뚜렷한 상관관계는 확인할 수 없었다.

2) A356 용탕 내 Mg, Ti, Sr 등 상대적으로 산화되기 쉬운 용질 원소의 함량은 대부분의 탈가스 실험 조건에서 600초 이상 탈가스 처리가 진행되어도 그 함량이 거의 변하지 않았다.

3) 감압 시험법을 측정한 용탕 밀도는 0~360초 정도의 탈가스 공정 초반부에 급격한 변화를 보였으며, 480초 이상의 탈가스 처리 시, 이론적인 고상 밀도의 98% 수준에 도달하는 것을 확인할 수 있었다.

4) 탈가스 모델 식을 적용하여 실험 조건 별 탈가스 속도를 정량적으로 비교 분석해본 결과, 용탕 탈수소 반응의 겉보기 속도 상수 (K₂)는 임펠러 회전속도가 증가하는 경우에는 거의 변하지 않았으나, 불활성 가스 유량이 증가할수록 그 값이 점점 증가하였다. 이는 본 연구에서 다룬 탈가스 조업 환경에서는 임펠러 회전속도 보다는 불활성 가스 유량이 탈가스 효율에 영향을 미치는 인자임을 확인할 수 있었다.

감사의글

본 연구는 2021년도 전북 뿌리·농기계기술 고도화를 위한 인프라활용 기술개발 지원사업의 지원으로 수행되었으며, 이에 감사 드립니다 (과제명 “알루미늄 용탕 열손실 최소화 및 용탕처리 공정 최적화 기술 개발”).