Journal of the Korean Society of Safety, Vol. 29, No. 6, pp. 28-33, December 2014 Copyright@2014 by The Korean Society of Safety (pissn 1738-3803) All right reserved. http://dx.doi.org/10.14346/jkosos.2014.29.6.028 오광근 김재훈 김연욱 박정렬 * 양규상 * 박종원 ** 김성현 ** 충남대학교기계설계공학과 * ( 주 ) 대동 ENG ** 한국기계연구원 (2014. 9. 29 접수 / 2014. 11. 27. 수정 / 2014. 12. 10. 채택 ) Fatigue Characteristics on Welded Joint of Gear Box-Shank in Vibro Ripper for Rock Crash K. K. Oh J. H. Kim Y. W. Kim J. Y. Park * G. S. Yang * J. W. Park ** S. H. Kim ** Department of Mechanical Design Engineering, Chungnam National University * DaeDong Engineering Co.,Ltd. ** Korea Institute of Machinery & Materials (Received September 29, 2014 / Revised November 27, 2014 / Accepted December 10, 2014) Abstract : Vibro ripper worked by high frequency vibration is developed to do rock fragmentation and work of ripper is the different concept with other existing breakers. The gear box-shank welded joint of vibro ripper is very important part to deliver vibromotive force to tooth, so this part should endure high frequency vibration environments. The purposes of this study are to choose the optimal welding conditions for fatigue strength. The conditions were made using three kind of shank materials and two kind of filler metals. Shank materials are Hadox-hituf, Posten80 and AR400, and filler metals are CSF-71T and CSF-81T. The fatigue test was conducted each condition. Fracture surface was observed to estimate fracture characteristics of welded joint using SEM. Key Words : fatigue test, high-frequency vibration, SEM(scanning electron microscopy ), vibro ripper, welded joint 1. 서론 암반파쇄, 도로보수, 건축물해체등중장비를필요로하는작업에서는주로유압브레이커를굴삭기에장착하여사용하고있다. 하지만유압브레이커는기계의특성상충격과파괴에따른소음, 진동으로인하여대표적인환경소음원의하나로관련법규에의하여발생소음의크기가제한받고있는실정이다 1-2). 그렇기때문에암반굴착시발생소음을줄이고자하는연구가진행중이며최근에는저소음암반파쇄장비인진동리퍼가개발되어사용되고있다. 진동리퍼는장비내부편심기어가회전하면서발생하는기진력을동력원으로하여진동을발생시켜암반을타격함으로서암반의인장파괴를유도하여암반을직접적으로파쇄하는방식으로기존의천공을내고 2 차파쇄작업을해야하는유압브레이커와는차별화된암반파쇄장치이다. 현재국내에서고주기저소음진동 리퍼에대한개발이이루어지고있다. 본연구에서는진동리퍼의핵심중하나인투스 - 생크 (tooth- shank) 용접부에관한연구를진행하였다. 진동리퍼의핵심부품인기어박스와생크는서로용접에의해서연결되어있다. 기어박스는기진력을발생시키는편심기어가있는중요부품이고생크는암반을직접타격하는투스와기어박스를연결하는부품이다. 기어박스와생크의용접부는기진력과암반타격시발생되는지속적인충격때문에피로파괴의위험에노출되어있다. 투스 - 생크용접부의피로강도를높이기위해서완전용입형태의용접이유리하지만시간과비용이상승함으로인하여구조물의용접중루트부 (root) 까지접근이곤란하기때문에불완전용입이불가피하다 3). 이러한경우리퍼의파괴는반복적인하중에의하여취약부인용접부에서균열이발생하고진전해서최종파단에이를것으로예측된다 4). 따라서본연구에서는투스 - 생크용접부의형상을잘표현할수있는불완전용입십자필렛용접 Corresponding Author : Jaehoon Kim, Tel : +82-42-821-6645, E-mail : kimjhoon@cnu.ac.kr Department of Mechanical Design Engineering, Chungnam National University, 99, Daehak-ro, Yuseong-gu, Deajeon 305-764, Korea 28
(cross fillet welding) 시편을이용하여동일한용접조건하에서생크와용착금속의소재변화에따른피로시험을수행하였고소재별피로특성을파악하여최상의조합조건을도출하였다. 그리고파단면분석을통하여소재별파단면의특징을분석하여결과를논의하였다. 2. 진동리퍼의구조및작동원리 진동리퍼는유압의힘을직접적으로사용하는유압브레이커와달리기어박스내부에편심추를가지는 2 개의편심기어를회전시켜정현파의진동을발생시켜진동리퍼의주동력원인기진력을발생시킨다. 기어박스에리퍼가부착하여진동리퍼에서발생되는고주파진동을암반에가하면서암반에절리를형성하고리핑 (ripping) 작업을통하여암반을파쇄하는방식으로 2 가지장비를이용해야하는기존의방식과는차별화되는기술이다. Fig. 1 은진동리퍼의핵심부품들을보여주고있다. 핵심부품은상부링크, 하부링크, 기어박스, 방진고무, 투스, 총 5 가지로분류된다. 상부링크와하부링크는진동리퍼의겉박스즉하우징과기어박스를연결하며진동에의해서기어박스가좌우로움직이는것을막아주는역할을한다. 방진고무는진동리퍼의소음감소와댐퍼 (demper) 역할을하는부품이다. 기어박스내부의편심기어는리퍼에진동을전달하는주된핵심부품이다. 편심기어가발생시키는기진력은다음식에의해계산된다. (1) 여기서, 은기진력을나타내고, 은편심기어의 편심질량 (kg), 은질량중심과회전중심의거리 (m), 는진동수 (Hz) 를의미한다. 3. 재료및시험방법 기어박스의소재인 Posten80 은내후성이뛰어난고장력강판으로써다리, 압력용기, 파이프라인및건설장비등에주로사용된다 5). Hardox-hituf 와 AR400 은내마모성이우수한합금강으로주로굴삭기와불도저등의중장비에사용된다. 용착금속은아크용접에사용되는플럭스코드와이어 (flux cord wire) CSF-71T 와 CSF-81T 두가지소재를이용하였다. Table 1 은생크및용착금속소재에대한화학조성을나타내며 Table 2 는기계적특성을나타낸것이다. Table 1. Mechanical properties of base metal and filler metal Type Base Filler Material σ ys σ uts Elongation (MPa) (MPa) (%) Hardox-Hituf 950 980 16 AR400 1100 1360 14.4 Posten80 680 860 19 CSF-71T 517 574 29 CSF-81T 658 620 28 Table 2. Chemical compositions of base metal and filler metal (wt%) Type Material C Si Mn P Ni Fe Hardox-Hituf 0.20 0.50 1.60 0.020 2.0 Base AR400 0.28 0.43 0.75 0.005 0.1 Posten80 0.16 0.30 0.91 0.015 0.9 balance Filler CSF-71T 0.05 0.58 1.25 0.013 - CSF-81T 0.05 0.40 1.30 0.013 0.95 Fig. 1. Components of vibro ripper. Fig. 2. Geometry of cruciform fillet welding specimen. 한국안전학회지, 제 29 권제 6 호, 2014 년 29
오광근 김재훈 김연욱 박정렬 양규상 박종원 김성현 Fig. 3. Fatigue testing machine(shimadzu, EHF-10ED-40). 용접시험편은 Fig. 2 와같이가운데는기어박스소재그리고상하부는생크소재로구성된십자형으로제작하였고루트부파괴를유도하기위해서미용입길이를 7 mm 로하였으며용접부의응력집중을피하기위해필렛용접하였다. 용접방식은 CO 2 를이용한아크용접으로모든시편이동일한조건에서용접되었다. 피로시험은 Fig. 2 의만능유압시험기 (Shimadzu, EHF-10ED-40) 를이용하여인장강도기준의 70%~30% 의하중범위에서응력비 ( min max ) 를 0 으로설정 하고 10Hz 의정현파로일정반복하중을부하하였다. a) Hadox-hituf 4. 시험결과및고찰 4.1 S-N 선도와피로수명 피로시험을통해서생크소재와용접봉의소재에따라총 6 가지의 S-N 선도를얻었으며, 생크소재및용접봉소재의변화에따른 S-N 곡선을이용해서피로수명이가장높은조건을도출하였다. 피로실험은내구한도인 N = 10 6 cycle 을넘으면무한수명으로판단하여실험을중단하였다. Fig. 4 는동일한생크소재에서용접봉의종류에따른피로수명의변화를보여주는 S-N 선도이고 Table 3 은 b) Posten80 Table 3. Fatigue strengths of all conditions Filler CSF-71T CSF-81T Material Fatigue strength (MPa) Base Hardox-Hituf 125 Posten80 112 AR400 102 Hardox-Hituf 100 Posten80 88 AR400 72 c) AR400 Fig. 4. Results of Fatigue test of each shank material. 30 Journal of the KOSOS, Vol. 29, No. 6, 2014
a) CSF-71T 피로시험을통해얻어진피로강도을보여준다. 본선도에서나타난것처럼생크소재의종류와상관없이용접봉 CSF-81T 를사용했을때 CSF-71T 보다대략 20 MPa 정도높은피로강도을가진다. 피로강도측면에서 CSF-81T 의용접성이 CSF-71T 보다우수하다는것을의미한다. Fig. 5 는동일한용접봉소재에서생크소재의변화에따른 S-N 선도를나타낸것이다. 생크소재별피로강도을비교한결과에서용접봉소재와상관없이 Hadoxhituf, Posten80, AR400 의순으로높은피로강도를보이며동일한용접봉소재에서 Hadox-hituf 와 AR400 은 20 MPa 이상의피로강도의차이를보인다. 가장높은인장강도를가진 AR400 이용접후가장낮은피로강도를가지는것은피로강도측면에서볼때용접성이다른소재보다상대적으로낮다는것을의미한다. 위결과를종합해본결과로부터, 생크소재는 Hadox-hituf 를사용하고 CSF-81T 을이용한용접봉소재가가장우수한피로수명을나타내고있다. Fig. 6 은 6 가지조건에대한 S-N 선도를보여주고있다. b) CSF-81T Fig. 5. Results of fatigue test for filler metals. Fig. 6. Results of fatigue test of all conditions. 4.2 파단면분석파단면분석은 SEM촬영을통해서이루어졌다. 분석결과모든조건에서동일하게초기크랙은미용입부분에서발생하였고취성파괴를나타내는스트라에이션 (striation) 이발견되었고최종파단은시편의루트부에서일어났으며연성파과를의미하는딤플 (dimple) 이발견되었으며, 크랙의진전과최종파단까지피로파괴기구를잘보여주고있다 6). Fig. 7은대표적으로 Hadoxhituf/CSF-81T의파단면을보여주고있다. 용접봉소재에따른파단면을비교해본결과용접봉의종류에따라파단면의차이가나타나는것을발견하였다. Fig. 8은대표적으로 AR400에대한용접봉의종류에따른파단면을나타내는것이다. Fig. 8 a) 와 b) 를비교하면, CSF-81T용접봉이 CSF-71T 보다검은점형상이상대적으로적다는것을알수있다. 이형상을확대하면작은결정형태의입자가나타나는데, 이를 EDS 성분분석을통해서알아본결과에서, 탄소 (C) 를 67.96 wt% 포함하는탄산칼슘 (CaCO 3) 과산소 (O) 가 21.67 wt% 그리고규소 (Si) 가 0.29 wt% 를포함하는산화규소 (SiO 2) 가주를이루는비금속개재물로판단되었다. 이러한비금속개재물은용접시발생되는용접개재물로비교적큰크기를가지고있다. 본논문에서시편중앙부에용접금속미용입부분이존재하며이부분에서초기크랙이유도된다. 그럼으 한국안전학회지, 제 29 권제 6 호, 2014 년 31
오광근 김재훈 김연욱 박정렬 양규상 박종원 김성현 a) Striation(Hadox-hituf/CSF-81T, σmax = 221MPa, Nf = 266,505cycle) Fig. 9. Results of EDS analysis for inclusion at fracture surface. b) Dimple (Hadox-hituf/CSF-81T, σmax = 221MPa, Nf = 308,275cycle) Fig. 7. Typical fractographs of fatigue fracture 로 개재물이 직접적인 피로파괴의 원인이 될 수는 없 지만 개재물 주변에 미세 노치가 형성되어 피로강도을 저해시킨다7). 일반적으로 용접 개재물은 용접 조건, 용접시 주변 환경, 개재물을 형성하는 성분의 양에 따라서 크기와 수가 변화된다6,8). 본 논문에서는 동일한 용접 조건 및 용접 환경에서 수행되었음으로 이러한 요소들은 배제 된다. 개재물의 주성분인 Si가 CSF-81T보다 CSF-71T 에서 약 0.18 wt% 더 포함한 것을 알 수 있다. 따라서 개재물의 주성분을 더 많이 함유한 CSF-71T 용접봉이 상대적으로 많은 용접 개재물을 형성하고 있어 피로수 명이 감소하는 것으로 판단된다.7,8) a) Ar400/CSF-71T specimen 5. 결 론 본 논문에서는 국내에서 개발 중인 진동리퍼에 대하 여 연구를 하였다. 여러 소재에 대한 용접 시 피로수명 의 비교를 통해서 적절한 용접소재의 선택 방안을 제 시하였으며 결과는 다음과 같다. b) Ar400/CSF-81T specimen Fig. 8. Inclusions on fracture surfaces. 32 1. 생크소재의 변화에 따른 피로시험을 수행한 결과 에서 피로강도는 용접봉의 종류에 상관없이 HodaxHituf, Posten80, Ar400의 순으로 나타난다. 용접봉 소재 의 변화에 따른 피로강도는 생크소재와 상관없이 Journal of the KOSOS, Vol. 29, No. 6, 2014
CSF-81T 가 CSF-71T 보다우수하다. 2. SEM 을이용한파단면분석을수행한결과, 모든종류의파단면에서피로파괴의대표적인형상인스트라이에이션 (striation) 과딤플 (dimple) 이확인되었다. 용접봉소재에따른파단면의분석에서탄산칼슘 (CaCo 3) 과산화규소 (SiO2) 가주를이루는비금속개재물이다. CSF-81T 에비해 Si 를더함유한 CSF-71T 에서개재물이많이나타나며, 이는피로수명을감소시키는원인으로판단된다. 3. 결과적으로기어박스 - 생크용접부의소재로생크부는 Hadox-hituf, 용접봉은 CSF-81T 를선택하면, 가장우수한피로강도를지니게된다. 하지만 CSF-81T 는상대적으로경제적부담이크기때문에용접봉의적절한선택이요구된다. 감사의글 : 본연구는산업통상자원부및 ( 주 ) 대동 ENG 의지원으로수행되었으며이에감사드립니다. References 1) J. H. Lee, J. G. Ih, S. H. Park, T. G. Ha and J. H. Lim, Vibro-acoustic Design and Developement of a Low-noise Hydraulic Breaker, Journal of the Korean Society for Noise and Vibration Engineering, Vol. 11, No. 5, pp. 148-155, 2001. 2) G. B. Park, C. H. Park, Y. S. Park and D. H. Choi, Optimal Design of Minimizing Weight of Housing of Hydraulic Breaker, Trans. of the Korean Society of Mechanical Engineers(A), Vol.35, No. 2, pp 207-212, 2011. 3) V. Balasubramanian and B. Guha, Influence of Weld Size Fatigue Crack Growth Characteristics of Flux Cored are Welded Cruciform Joints, Materials Science and Engineering: A, Vol. 265, Issues 1-2, pp.7-17, 1999. 4) Y. B. Lee, A Study on Characteristics of Fatigue Life in LOP Cruciform Rillet Welding Zone, Journal of the Korean Institute of Gas, Vol. 16, No. 3, pp.29-34, 2012. 5) K. H. Chang and C. H. Lee, Residual Stresses and Fracture Mechanics Analysis of a Crack in Welds of High Strength Steels, Engineering Fracture Mechanics, Vol. 74, Issue 6, pp. 980-994, 2007. 6) S. B. Jeon, Fracture Surface Analysis, R&B INC., No. RB-FA-G003, 2014. 7) Z. Xiaohui, W. Dongpo, D. Caiyan, L. Yu and S. Zongxian, The Fatigue Behaviors of Butt Welds Ground Flush in the Super-long Life Regime, International Journal of Fatigue, Vol. 36, Issue 1, pp. 1~8, 2012. 8) F. Matsuda, H. Nakagawa, S. Ogata and S. Katayama, Fractographic Investigation on Solidification Crack in the Varestraint Test of Fully Austenitic Stainless steel : Studies on Fractography of Welded Zone(III),Transactions of JWRI, Vol. 7, No.1, pp.59-70, 1978. 한국안전학회지, 제 29 권제 6 호, 2014 년 33