1. 서 론

1.1 연구 배경

절삭유는 기계가공 시 발생하는 열에 의한 절삭 저항을 감소시키고 절삭 표면의 품위를 높이기 위해서 황, 염소, 인, 붕소 포르말린 등 인체에 해로운 극압 첨가제(Extreme pressure additives)가 혼합되어 있으므로 작업자에게 호흡 기 계통의 질병을 유발하여 작업환경을 오염시킨다. 이런 위험을 최소화하기 위하여 친환경 가공 시스템이[6, 7] 필 요하다. 따라서 절삭유는 사용 및 폐수 처리 방법까지 사 회적으로 관심이 확대되고 있다.

친환경 기계가공을 할 수 있는 MQL(Minimum Quantity Lubrication) 가공을 적용하려는 시도와 연구가 상당히 진 행되고 있다.

Minton et al.[15]은 순환 전후의 냉각수 온도 변화 측정 을 통해 절삭 공정에서 제거된 열을 정량화하고 간접 냉각 으로 공구 수명을 연장하여 높은 수준의 표면을 유지할 수 있도록 하였다. Daniyan et al.[2]은 티타늄 합금의 밀링 가공에서 표면거칠기를 최소화하고 절삭 매개 변수의 실 현이 가능한 조합으로 생성하였다. Li et al.[13]은 절삭온 도 측정을 위해 근적외선 2색 발열 계 시스템을 개발하여 적용하였고 Zhuang et al.[25]은 수치 시뮬레이션을 기반으 로 Ti6Al4V의 직교 절단에서 표면거칠기에 대한 절삭 날 반경의 영향을 조사하고 이를 미세 mesh를 사용한 시뮬레 이션을 통해 확인하였다. 그리고 Jayarjun Kadam and Mahajan[9]는 건식 가공에서 티타늄 합금 Ti-6Al-4V를 절 삭 공구 온도의 유한 요소 모델링을 제시하였으며, Kikuchi[10]은 티타늄 합금(Ti-6Al-4V 및 Ti-6Al-7Nb) 가 공의 절삭온도를 공구-공작물 열전대의 열기전력을 측정 하여 추정하였다. Kumar Gupta et al.[12]은 유한 요소법을 통해 절삭온도 및 절삭력의 시뮬레이션을 수행하여 시뮬 레이션 결과를 실험으로 검증하였으며, Soler et al.[23]은 적외선 방사온도계를 이용하여 티타늄 합금의 건식 직교 절단 중 공구 온도 를 측정하였다. Akkuş and Yaka[1]는 표면거칠기, 진동 및 에너지 소비 사이에 관계가 있다고 가정하여 이송 속도가 최적의 표면거칠기와 진동 및 에너 지 소비를 절감하기 위한 파라미터임을 발표하였다. El Aoud et al.[4]은 절단면의 미세 구조를 분석하고 Taguchi 방법을 사용하여 표면거칠기를 최적화하였다. 또한, Siva Surya[22]은 Ti-6Al-4V 티타늄 합금을 가공하면서 재료 제 거 속도 및 표면거칠기에 미치는 영향을 파악하는데 수학 적 예측 모델을 사용하였다. Thirumalai et al.[24]는 파라미 터 최적화에 Taguchi 방법 및 반응표면분석법을 적용하여 분산분석으로부터 절삭온도에 가장 영향을 미치는 파라미 터는 절삭 속도이며, 그 다음은 절삭 깊이인 것을 확인했 다. Pittalà and Monno[19]는 밀링의 공작물 온도를 적외선 카메라를 사용하여 측정하였다.

1.2 연구 필요성 및 연구 목적

앞 절에서 기술한 바와 같이 절삭유 사용의 장점이 있 지만, 환경파괴와 작업자에게 유해하다는 단점이 크기 때 문에 친환경 가공 방법이 절실하다. 따라서 본 연구는 기 계가공의 환경오염을 최소화하고 절삭유의 비용을 줄이는 경제적인 가공 방법으로서, 미세 극소량의 식물성 oil을 공 구 인선과 가공지점에 분사하여 공구와 소재 간의 윤활성 을 좋게 하여 발생하는 열을 감소하는 방식의 ADL(Aero Dry Lubrication) 밀링을[20] 티타늄 합금(Ti-6Al-7Nb)의 slot 형상 가공에 적용한다. 일반 합금 소재를 이용한 ADL 가공에 관한 연구는 있었으나, 티타늄을 이용한 연구는 많 지 않아, 상온에서 ADL 친환경 밀링 가공의 계기를 마련 하고자 한다.

밀링 가공에서 반응표면분석법을 사용하여 가공의 3대 파라미터 변화가 절삭온도와 표면거칠기에 미치는 영향을 분석하고, 절삭온도와 표면거칠기의 예측 식을 제안하여 최소 절삭온도와 최소 표면거칠기를 얻을 수 있는 가공 조건을 도출하는 것을 연구 목적으로 한다.

2. 실험 설계 및 데이터

2.1 실험 설계

절삭온도 측정은 ADL 밀링 가공 시편에 가공 중에 발 생하는 열을 적외선 열화상 카메라(Infrared Thermal, H2640)[8]를 통해서 측정한다. 절삭가공 파라미터인 절삭 속도(V), 이송 속도(f), 절삭 깊이(d) 3 인자를 절삭온도와 표면거칠기에 영향을 미치는 주요 인자로 선정하고, 절삭 온도에 가공 인자의 영향을 분석하기 위한 실험을[18] 설 계한다. 절삭 속도 V55~65[M/min], 이송 속도 f0.3~0.5 [mm/rev], 절삭 깊이 d1.5~2.5[mm] 내에서 3 수준을 정한 다. 티타늄 합금 절삭가공의 현업 및 공구 메이커의 제안 을 기준으로 최적 값을 2번째 수준으로 하고 상위 1수준 하위 1수준을 추가하여 3수준으로 설정한다.

2.2 실험 데이터 수집

절삭온도 측정에 사용하는 적외선 열화상 카메라의 최 소 감지 온도 ±0.03℃, 온도 측정범위 -40~2,000℃에서 초 당 30프레임으로 촬영한다[8]. 아래 <Table 1>은 열화상 카메라의 규격, <Table 2>는 ADL 가공 및 측정 적용 장비 의 규격이며, <Table 3>은 ADL 가공에서 oil 분사 규격을 나타낸다. 본 실험에서 H2640 카메라를 이용하여 측정범 위 수평 뷰 120mm, 수직 뷰 90mm의 지점인 시편 상 방향 300mm 위치에서 공구와 시편 사이에 발생하는 절삭온도 를 측정한다.

아래 <Figure 1>은 ADL 가공에서 티타늄 합금 (Ti-6Al-7Nb) 실험 소재 100mm×100mm×30mm의 slot 가 공 개략도를 나타내며, <Figure 2>는 공작기계 (C40U)에 공구 동력계와 열화상 카메라를 설치하여 가공 중의 데이 터를 수집하는 모습을 보여준다.

2.3 절삭온도

기계가공의 열 분포에 대한 중요성은 Edward et al.[3]에 제시되어있다. 일반적인 조건에서 절삭력 대부분은 전단 면에서 chip을 형성하는 데 사용되므로 절삭의 운동에너 지가 온도 에너지로 변환되기 때문에 절삭온도가 상승한 다. 절삭력의 측정과 절삭 요소, 공작물 재료의 열적 성질 데이터로부터 chip의 대략적인 평균 온도 상승을 계산하 는 방법[5]을 설명하였다.

2.4 표면거칠기

이론적 표면거칠기는 절삭하는 공구 형상과 이송 속도 에 따른 가공 표면 구간의 요철 높이 평균값으로서 공구의 built-up edge, 공구 및 기계의 진동, 기계와 공구 운동의 부정확성 등을 배제했을 때 얻을 수 있다.

<Figure 3>은 산술평균 거칠기 R_a(arithmetic mean)를 나타 낸다. 다인 공구(밀링 가공)에 의해 생성된 가공 면에서는 이상적인 조건에서 절삭 공구가 한 개의 날을 가지고 있다고 가정함으로써 다음과 같은 식으로 표현할 수 있다[5, 21].

3. 중심합성계획법

3.1 중심합성계획법 실험

중심합성계획법의 면 중심으로 축 점(axial point), 중심 점(center point), 요인실험 점(cube point)을 가지는 cube 모 형으로 Lim[14] 설계한다. 아래 <Table 4>는 3 인자 실험 의 설계[7]를 나타낸다.

아래 <Table 5>는 중심합성계획법에 의거 실험하여 절 삭온도, 표면거칠기를 절삭력[7, 11]과 함께 측정한 자료 이다.

3.2 절삭온도

위 중심합성법계획법 실험의 절삭온도 분산분석 결괏 값을 아래 표 <Table 6>에 나타내며, <Figure 4>는 잔차의 정규성을 나타내는 그래프이다[17]. R-squared 91.58%로 서 정규분포를 따른다고 할 수 있고, 인자 V, f, d 및 2차 교호작용 V*V가 P값이 0.000, 0.026으로 유의하다고 할 수 있다.

반응표면분석법으로 Park[17] 각 항의 계수를 구하고 3 인자에 관한 절삭온도를 2차 다항식으로 아래와 같이 구 하였다.

이 식으로부터 절삭온도의 최솟값은 V56.5152, f0.3, d1.5에서 126.943℃로 나타났다. 절삭온도는 절삭 속도가 증가함에 따라 감소하다가 이후 급격히 증가하였으나 이송 속도와 절삭 깊이의 증가에 따라 계속 상승하였다. 이와 같은 결과를 <Figure 5>에 절삭온도 최소화를 나타내었다.

아래 그림 <Figure 6>, <Figure 7>, <Figure 8>은 한 인 자를 고정한 후 2개의 인자의 변화에 따른 절삭온도의 변 화를 나타낸다. <Figure 6>은 절삭 속도가 증가함에 따라 절삭온도가 낮아지다가 어느 시점에 상승하기 시작하였으 며, <Figure 7>은 이송 속도의 증가에 따라 절삭온도 증가 율이 초기에 컸으나 이후 점점 작아지는 것을 알 수 있다. 그러나 절삭 깊이의 영향은 <Figure 7>, <Figure 8>에서처 럼 초기부터 거의 직선형으로 상승하였다. 이는 slot 가공 에서 절삭 깊이의 증가는 공구와 소재의 접촉 면적이 비례 하기 때문에 절삭 저항이 증가하여 절삭온도가 직선 형태 로 상승한 것으로 보인다.

3.3 표면거칠기

표면거칠기는 가공 slot 표면의 바닥을 각 절삭조건에 3번 측정한 값의 평균을 측정값으로 하였다. 아래 <Table 7>은 표면거칠기 측정기의 주요 사양을 나타낸다[16].

표면거칠기의 분산분석을 아래 표 <Table 8>에 나타냈 다. 반응표면분석법으로 분석한 결과 인자 V, f, d 및 2차 교호작용 f*f, d*d의 P값이 0.003, 0.000, 0.033, 0.009, 0.042로 유의함을 알 수 있다. 아래 <Figure 9>는 잔차의 정규확률도로서 R-Sq(adj)가 83.57%로서 비교적 정규분포 를 따른다고 할 수 있다.

절삭 속도(V), 이송 속도(f), 절삭 깊이(d)에 따른 표면거 칠기를 나타내는 2차 다항식을 반응분석법으로 아래와 같 이 구하였다.

위 식으로부터 표면거칠기의 최솟값은 V55, f0.349, d1.5에서 0.6196μm으로 나타났다.

표면거칠기는 절삭 속도의 증가에 따라 증가하였으나 이송 속도의 증가에 따라 감소하다가 어느 시점 이후 매우 증가하였다. 절삭 깊이가 증가함에 따라 증가하다가 감소 하였다. 이와 같은 결과를 다음 그림 <Figure 10>에 나타 내며, <Figure 11>, <Figure 12>, <Figure 13>은 절삭 속도 V=60, 절삭 깊이 d=2.0, 이송 속도 f=0.4로 고정 후 나머지 2개 인자의 변화에 따른 표면거칠기를 나타낸다.

4. 절삭온도 및 표면거칠기 비교

4.1 절삭온도 비교

실험의 측정치와 반응표면분석법으로 구한 2차 회귀식 의 절삭온도 값을 15개 실험값과 비교한 결과 94.389% ~ 99.699%로 오차 범위 이내에서 대부분 일치한다고 판단한 다. 아래 <Table 9>는 실험 치와 회귀식으로부터 구한 예 측치의 비교를 나타낸다.

4.2 표면거칠기 비교

표면거칠기의 실험치와 예측치를 비교한 결과 비교적 일치한다고 판단된다. 일부 벗어난 값은 공작기계와 공구 의 진동 등 외부 요인 때문일 것으로 생각할 수 있다. 아래 <Table 10>은 실험 치와 회귀식으로부터 구한 예측치의 비교를 보여준다.

5. 비교 분석

절삭온도와 표면거칠기는 절삭력[6]과 밀접한 관련이 있을 것으로 예상하여 그 관계를 아래 그림 <Figure 14>에 나타낸다. 전체적인 경향으로서 절삭력이 증가하면 절삭 온도와 표면거칠기가 증가하는 양상으로 보인다. 절삭 저 항 때문에 절삭온도의 증가는 자연스러우나, 절삭온도의 증가에 따라 표면거칠기도 증가하는 현상을 아래 그림에 서 볼 수 있다.

절삭력을 제외하고 절삭온도와 표면거칠기의 관계는 아래 그림 <Figure 15>와 같이 나타낼 수 있으며 이를 최 소자승법을 이용한 직선식으로서

로 fitting할 수 있다. 일반적인 절삭가공 이론에서 표면거 칠기는 앞의 식 (1)과 같이 이송 속도에 비례하고 절삭 속 도에 반비례하는 것으로 알려졌으나, 위 결과로부터 표면 거칠기는 절삭온도와 어느 정도 비례관계가 있음을 알 수 있다.

6. 결 론

본 연구는 ADL 밀링을 이용한 slot 형상 가공에서 절삭 온도와 표면거칠기에 미치는 인자인 절삭 속도, 이송 속 도, 절삭 깊이에 대하여 실험계획법을 적용하여 실험 후 결과를 분석하였다. 중심합성계획법으로 인자의 변화에 따른 절삭온도와 표면거칠기에 미치는 영향을 분석하였으 며 2차 다항 회귀식을 추정하고 다음과 같은 결론을 도출 하였다.