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문제 정의
- K사에서 제조되는 토크로드부싱의 제품 불량 해결을 위하여 에어 트랩 (air trap) 발생위치 파악 및 에어트랩 발생위치 수의 최소화를 공정분석의 목적으로 한다. MOLDFLOW(Ver.
가설 설정
- 2)의 MPI/reactive molding 모듈에서 reactive molding 공정모델링은 MPI 열가소성수지 사출성형모델링과 1) 모델 및 메쉬 요구조건이 동일하며, 2) 금형과 수지와의 열전달이 존재하고, 3) 대부분의 수지가 shear thinning 거동을 보이는 점에서 공통점이 있다. 그러나 열경화성수지는 열가소성수지와 다르게 처리해야 하는 특성이 있으므로, 1) 게이트 입구에서 수지용융점은 금형 벽 온도보다 낮으며, 2) 금형 벽으로부터 처음에는 수지로 열전달이 이루어지고, 3) 수지온도가 기준점에 도달하면 가교반응이 시작되고, 4) 가교 반응열이 발생하여 수지 온도는 금형 벽 온도를 초과할 수 있으며, 5) 점도는 온도, 전단율 (shear rate) 및 가교정도에 대한 함수인 점에서 MPI 열기소성수지 사출성형모델링과 다르다. 본 연구의 금형 충전모델은 일반화된 Hele-Shaw 모델 [10] 을 활용하고, 수치 해석은 hybrid FEM/FDM법을 기본으로 하였다.
제안 방법
- K사에서 생산되는 A, B, C 형 댐퍼의 미성형 발생 원인을 파악하고 미성형에 대한 해결을 목적으로 공정분석을 수행하였다. MOLDFLOW (Ver.
- 수행하였다. MOLDFLOW (Ver. 5.0)의 MPI/reactive molding 모듈을 사용하여 K 사 공정조건과 같은 16개의 캐비티, 스프루, 런너 및 게이트 (1*16=16 개)를 포함한 Fig. 7과 같은 모델링과 Table 2의 공정조건을 적용하였다. K사의 다이내믹댐퍼의 사출성형재료로서 카본블랙을 혼합하여 경도 (IRHD)가 60이고 용융점이 85인 천연고무를 가황시키는 가류공정에서 가황고무의 점도를 예측하는 반응점도식 의 모델계수인 a, n, T*, B, Tb, c1 및 c2의 값들은 각각 0.
- (air trap) 발생위치 파악 및 에어트랩 발생위치 수의 최소화를 공정분석의 목적으로 한다. MOLDFLOW(Ver. 5.0)의 MPI/reactive molding 모듈을 사용하여 K사 공정조건과 같은 8개의 캐비티, 스프루 (sprue), 런너 및 게이트 (8*4=32 개)를 포함한, K사에서 생산하고 있는 토크로드부싱의 fusion모델링을 Fig. 4와 같이 수행하였고 적용되는 공정조건은 Table 1과 같다. K사의 토크로드부싱의 사출성형재료로서 카본블랙을 혼합하여 경도(IRHD)가 78이고 용융점이 85 oC 인 천연고무를 가황시키는 가류공정에서 가황고무의 점도를 예측하는 반응점도식의 모델계수인 ag, n, t*, B, Tb, 勺 및 c?의 값들은 각각 0.
- 2)의 MPI/ reactive molding 모듈을 사용하여 부시류 및 다이내믹 댐퍼류의 형태를 갖춘 fusion 모델링을 수행하였다. Table 1 및 2와 같은 barrel 온도, 사출온도(성형온도), 금형온도, 사출시간 및 가황 (curing) 시간 등의 주어진 충전 및 가교과정을 포함한 사출성형 공정조건 하에서, MOLDFLOW (Ver. 5.2)의 데이터뱅크로부터 입력되는 금형 캐비티내로 충전되는 충전물의 물성 데이터와 여러 가지의 런너 배치 (configuration), 런너의 크기, 게이트 및 에어벤트 구의 위치 선정 등을 가지고 고무사출성형의 전산모사를 수행하였다. 그 결과 부시류 및 다이내믹 댐퍼류의 사출성형을 위한 적정금형설계를 수행하고 고무사출성 형 공정의 적정작업조건을 구축하였다.
- 2)의 데이터뱅크로부터 입력되는 금형 캐비티내로 충전되는 충전물의 물성 데이터와 여러 가지의 런너 배치 (configuration), 런너의 크기, 게이트 및 에어벤트 구의 위치 선정 등을 가지고 고무사출성형의 전산모사를 수행하였다. 그 결과 부시류 및 다이내믹 댐퍼류의 사출성형을 위한 적정금형설계를 수행하고 고무사출성 형 공정의 적정작업조건을 구축하였다.
- 2) 의 MPI/reactive molding 모듈을 사용하여 모사하고 그 유동해석 결과를 실제 K사의 고무사출성형 결과와 비교하였다. 그러한 결과 비교를 통하여 부시류 및 다이내믹 댐퍼의 적정 금형설계 및 작업 조건을 제시하였다.
- 1, 3, 4)에 에어벤트 구를 주는 것 대신에, 발생된 에어트랩을 집약시킴으로써 더욱 효과적으로 제거될 수 있게 할 수 있을 것이다. 따라서 No. 3 지역의 유동선단 (flow-front)의 유동정체현상을 방지하기 위하여, 공유하는 직진구간 (0.3 mm)과 서로 다른 반경을 갖는 경사면 (edge wall)의 경사각 및 두께 변화를 Fig. 10의 case a, b, bG3(예외적으로 3 개의 게이트 적용), c 및 d와 같이 적용하고 모사하여 도출된 에어 트랩 위치의 plan view 결과를 Fig. 11에서 현재 K사의 결과(KH)와 비교해보았다. Case b 및 case bG3의 경우에서 현재의 K사의 결과 (KH)보다 특히 No.
- A1, B1, C1 지역에 설치함으로써 미성형 불량을 해결할 수 있다. 또한 Fig. 16과 같이 댐퍼의 미성형 불량을 개선하기 위하여 게이트의 위치를 변경하여 각각의 경우의 에어트랩의 생성추이를 관찰하였다. Case 1은 측면에, case 2는 양쪽 측면에, case 3은 현재 게이트 위치 및 측면에, case 4는 현재 게이트 위치 및 양쪽 측면에, case 5는 위쪽 및 아래쪽 양쪽 측면 각각에, case 6은 현재 게이트 위치와 그 대칭되는 위치에 각각 설정하였다.
- 본 연구에서는 부시류 및 다이내믹 댐퍼 제작을 위한 K사의 고무 사출성형공정을 상용 소프트웨어 패키지인 MOLDFLOW(Ver. 5.2) 의 MPI/reactive molding 모듈을 사용하여 모사하고 그 유동해석 결과를 실제 K사의 고무사출성형 결과와 비교하였다. 그러한 결과 비교를 통하여 부시류 및 다이내믹 댐퍼의 적정 금형설계 및 작업 조건을 제시하였다.
- 본 연구의 방법으로는 기술개발하려고 하는 방진고무의 사출성형을 위하여 상용 소프트웨어 패키지인 MOLDFLOW(Ver. 5.2)의 MPI/ reactive molding 모듈을 사용하여 부시류 및 다이내믹 댐퍼류의 형태를 갖춘 fusion 모델링을 수행하였다. Table 1 및 2와 같은 barrel 온도, 사출온도(성형온도), 금형온도, 사출시간 및 가황 (curing) 시간 등의 주어진 충전 및 가교과정을 포함한 사출성형 공정조건 하에서, MOLDFLOW (Ver.
- 5의 범위에서 설정하였다. 이러한 요소 분할(meshing) 조건에 맞게 형성한 표면 (surface) 에 스프루, 런너, 게이트 등을 모델링하였다.
- 에어 트랩은 일반적으로 토크로드부싱의 가장자리와 같은 유동선단의 유동 정체 현상이 발생하는 구역에서 특히 빈도가 높았다. 토크 로드 부싱의 가장자리에서의 에어트랩 불량을 개선하기 위하여 각각 다른 반경을 갖는 금형 캐비티 가장자리의 경사각 및 두께를 적용하고 공정 모사하여 도출된 에어트랩 위치 및 빈도를 현재 K사의 결과 (KH와 비교하였다. Case b(R=8.
- 따라서 case b 및 case bG3 경우에 있어서 특히 최외각 가장자리의 에어트랩 불량이 최적으로 개선되었음을 보여주고 있으며, 3개의 gate를 적용한 case bG3의 경우에서 case b 보다 에어트랩 불량이 좀 더 개선되었다. 한편 K사에서 생산되는 A, B, C 형 댐퍼의 미성형 발생원인을 파악하고 해결하기 위하여 공정분석을 수행하였다. 그 결과 댐퍼의 미성형이 발생하는 주된 원인은 유동 선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에서 매우 많이 발생하는 에어트랩임을 알 수 있었다.
대상 데이터
- 본 연구의 금형 충전모델은 일반화된 Hele-Shaw 모델 [10] 을 활용하고, 수치 해석은 hybrid FEM/FDM법을 기본으로 하였다. FEM법에서의 요소 (element) 는 일반적으로 사용되는 삼각형 요소 형태의 shell mesh를 사용하였고, 각 요소의 aspect ratio는 1.3~1.5의 범위에서 설정하였다. 이러한 요소 분할(meshing) 조건에 맞게 형성한 표면 (surface) 에 스프루, 런너, 게이트 등을 모델링하였다.
이론/모형
- Chiang et al.(12)과 Turng와 Wang(13)의 것과 유사하며 압축성유체의 continuity식을 적용하였다.
- 가교가 진행된다. 가교가 진행되면서 가교도 (a)가 커지며 변화하는 점도를 예즉하기 위하여 다음과 같은 reactive viscosity 모델이 사용되었다.
- 그러나 열경화성수지는 열가소성수지와 다르게 처리해야 하는 특성이 있으므로, 1) 게이트 입구에서 수지용융점은 금형 벽 온도보다 낮으며, 2) 금형 벽으로부터 처음에는 수지로 열전달이 이루어지고, 3) 수지온도가 기준점에 도달하면 가교반응이 시작되고, 4) 가교 반응열이 발생하여 수지 온도는 금형 벽 온도를 초과할 수 있으며, 5) 점도는 온도, 전단율 (shear rate) 및 가교정도에 대한 함수인 점에서 MPI 열기소성수지 사출성형모델링과 다르다. 본 연구의 금형 충전모델은 일반화된 Hele-Shaw 모델 [10] 을 활용하고, 수치 해석은 hybrid FEM/FDM법을 기본으로 하였다. FEM법에서의 요소 (element) 는 일반적으로 사용되는 삼각형 요소 형태의 shell mesh를 사용하였고, 각 요소의 aspect ratio는 1.
성능/효과
- 32 K, 1 및 0 이었다. 따라서 가교도 (a)가 "0” 일 때 전단율 (shear rate), 1/s 이상에서 금형 온도(160 oC) 근처 120, 146.7, 173.3 및 200 각각의 온도에서 Fig. 5에서와 같이 power law 유체 거동 특성을 보였다.
- 5.2)의 MPI/reactive molding 모듈에서 reactive molding 공정모델링은 MPI 열가소성수지 사출성형모델링과 1) 모델 및 메쉬 요구조건이 동일하며, 2) 금형과 수지와의 열전달이 존재하고, 3) 대부분의 수지가 shear thinning 거동을 보이는 점에서 공통점이 있다. 그러나 열경화성수지는 열가소성수지와 다르게 처리해야 하는 특성이 있으므로, 1) 게이트 입구에서 수지용융점은 금형 벽 온도보다 낮으며, 2) 금형 벽으로부터 처음에는 수지로 열전달이 이루어지고, 3) 수지온도가 기준점에 도달하면 가교반응이 시작되고, 4) 가교 반응열이 발생하여 수지 온도는 금형 벽 온도를 초과할 수 있으며, 5) 점도는 온도, 전단율 (shear rate) 및 가교정도에 대한 함수인 점에서 MPI 열기소성수지 사출성형모델링과 다르다.
- 그 결과 댐퍼의 미성형이 발생하는 주된 원인은 유동 선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에서 매우 많이 발생하는 에어트랩임을 알 수 있었다. K사 댐퍼에서의 에어벤트는 게이트 반대부에 위치하여서 댐퍼의 중간지점에서 집약적으로 발생되는 에어트랩을 제거하지 못하므로, 에어벤트 구를 에어트랩 빈도가 매우 높은 유동선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에 설치함으로써 미성형 불량을 해결할 수 있었다. 한편 게이트 위치를 댐퍼 상단에서 중단으로 변경한 case 1의 경우와 게이트를 2개 설치한 case 2의 경우에, 에어트랩 불량이 K사의 경우보다 개선되었다.
- 한편 K사에서 생산되는 A, B, C 형 댐퍼의 미성형 발생원인을 파악하고 해결하기 위하여 공정분석을 수행하였다. 그 결과 댐퍼의 미성형이 발생하는 주된 원인은 유동 선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에서 매우 많이 발생하는 에어트랩임을 알 수 있었다. K사 댐퍼에서의 에어벤트는 게이트 반대부에 위치하여서 댐퍼의 중간지점에서 집약적으로 발생되는 에어트랩을 제거하지 못하므로, 에어벤트 구를 에어트랩 빈도가 매우 높은 유동선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에 설치함으로써 미성형 불량을 해결할 수 있었다.
- 25 mm, 3 게이트) 의경우에서 K사 결과 (KH)보다 특히 최외각 가장자리의 에어트랩 빈도가 낮아져서 에어트랩 불량이 개선되었으며 다른 경우는 에어 트랩 불량이 개선되지 못하였다. 따라서 case b 및 case bG3 경우에 있어서 특히 최외각 가장자리의 에어트랩 불량이 최적으로 개선되었음을 보여주고 있으며, 3개의 gate를 적용한 case bG3의 경우에서 case b 보다 에어트랩 불량이 좀 더 개선되었다. 한편 K사에서 생산되는 A, B, C 형 댐퍼의 미성형 발생원인을 파악하고 해결하기 위하여 공정분석을 수행하였다.
- 이 지역의 에어 트랩은 이와 같은 유동정체현상으로 인해 발생하는 것이 관찰된다. 따라서 각 case들에 대한 원활한 유동성 순서 및 에어트랩 위치 및 빈도 감소 순서를 정성적으로 정리하면 Fig. 13과 같으며, 캐비티 내부의 특히 가장자리 (edge) 경사부분에서 유동선단의 원활한 유동성을 제공하는 최적 가장자리 경사각 및 두께 (thickness)의 경우는 case b이었고, 최적으로 에어트랩 위치 및 빈도가 감소하는 경우는 case bG3 이었다. 이와 같이 case b 또는 case bG3 에서와 같이 최적 가장자리 경사각과/또는 게이트 수를 조절함으로써 최적의 가장자리 두께를 유지하고 유동선단의 금형 캐비티 가장자리에서의 유동정체를 방지하고 유동을 원활하게 할 수 있었다.
- 각 case 별 두 흐름이 교차하는 크기 정도는, 각 case마다 에어 트랩 발생 빈도와 비례하고 있음이 관찰되었다. 따라서 에어트랩 불량이 개선된 case 1, 2, 3 및 4의 경우는 K사 경우보다 유동선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 교차하는 크기 정도가 적었고, 에어 트랩 불량이 개선되지 않은 case 5 및 6의 경우는 유동선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 교차하는 크기 정도가 K사 경우보다 작아지지 않았다.
- 13과 같으며, 캐비티 내부의 특히 가장자리 (edge) 경사부분에서 유동선단의 원활한 유동성을 제공하는 최적 가장자리 경사각 및 두께 (thickness)의 경우는 case b이었고, 최적으로 에어트랩 위치 및 빈도가 감소하는 경우는 case bG3 이었다. 이와 같이 case b 또는 case bG3 에서와 같이 최적 가장자리 경사각과/또는 게이트 수를 조절함으로써 최적의 가장자리 두께를 유지하고 유동선단의 금형 캐비티 가장자리에서의 유동정체를 방지하고 유동을 원활하게 할 수 있었다.
- K사 댐퍼에서의 에어벤트는 게이트 반대부에 위치하여서 댐퍼의 중간지점에서 집약적으로 발생되는 에어트랩을 제거하지 못하므로, 에어벤트 구를 에어트랩 빈도가 매우 높은 유동선단 상향류와 하향류의 두 흐름이 만나는 지점에 설치함으로써 미성형 불량을 해결할 수 있었다. 한편 게이트 위치를 댐퍼 상단에서 중단으로 변경한 case 1의 경우와 게이트를 2개 설치한 case 2의 경우에, 에어트랩 불량이 K사의 경우보다 개선되었다.
후속연구
- 에어트랩 빈도는 커브가 크고 두께 변화가 큰 캐비티 형상과 같이 유동선단의 유동정체현상이 발생하는 구역에서 특히 크다. 에어트랩 빈도가 높은 세 지역 (No. 1, 3, 4)에 에어벤트 구를 주는 것 대신에, 발생된 에어트랩을 집약시킴으로써 더욱 효과적으로 제거될 수 있게 할 수 있을 것이다. 따라서 No.
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