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문제 정의
- 본 논문에서 금형 리브구조를 설계하기 위하여 위상 최적화를 수행하여 기초 구조안을 도출하였다. 그러나 현장의 금형설계 과정에서 금형구조해석을 직접적으로 설계에 적용하는 것은 많은 시간이 소요되는 작업으로 실제적인 활용이 매우 어렵다.
- 본 논문에서는 1.5GPa급 초고강도강을 적용한 차체부품용 프레스 금형구조의 취약부를 보강하기 위한 기초 구조설계안을 제시하였다. 또한 성형해석만을 이용한 금형구조 초기 설계안을 도출하는 방안을 제시하였다.
- 본 논문에서는 인장강도 1.5GPa급 초고강도 차체 부품의 성형용 프레스 금형의 응력 감소 및 형합불량을 회피하기 위한 초고강도강 금형구조의 최적설계를 실시하고 현장에서 활용하기 용이한 금형설계의 기초 가이드라인을 제시하고자 하였다.
- 성형공정해석은 금형과 블랭크 사이의 접촉력을 도출하기 위하여 실시하였다. 금형 및 블랭크의 형상을 Fig.
제안 방법
- (1) 금형구조해석 결과 응력 및 변형량을 정량화하여, 금형구조의 기본 검토를 실시하여 취약부를 파악하였다. 하형의 인서트부 높이 방향 변형량은 0.
- (2) 성형해석 시 펀치 오프닝 라인 및 비드부, 엠보싱부 등과 같이 금형의 접촉력을 가장 많이 받는 부위에 대해 메인리브를 40mm로 설계한다. 중심부를 기점으로 폭 방향으로 메인리브 설계 기준인 40mm를 설계한다.
- (2) 하형을 대상으로 설계최적화 기법을 활용한 리브구조 설계를 실시하였다. 기존의 직선형 리브구조 대신 하중을 효과적으로 지지할 수 있는 트러스 구조를 적용하였으며, 검증해석을 실시하였다.
- (3) 접촉력이 크게 발생하는 엠보싱 부로부터 블랭크의 길이방향 끝부분까지 트러스 형상의 리브구조를 두께 60mm로 설계하여 보강한다.
- (3) 현장에서 금형설계 과정에 적용하기 위하여 성형해석과 연동된 설계 가이드라인을 제안하였다. 성형해석 결과에서 접촉력이 크게 발생하는 금형부 위를 보강하는 방안을 제안하여 금형을 설계하였으며, 그 결과 초기 모델 대비 주물부 중량은 3.
- (4) 전체적인 금형구조 안전성과 기존 설계기준인 간격이 300mm를 넘지 않도록 고려하여 설계자의 판단 하에 외곽 리브구조인 보조리브를 30mm로 설계한다.
- (6) 설계가 완료된 주물부를 3 차원 유한요소로 모델링 하여 금형구조해석을 실시하고, 응력 및 변형량 분포를 검증한다.
- 금형구조해석은 성형공정해석에서 구한 접촉력을 금형구조 모델에 하중 경계조건으로 부과하는 방식을 사용하였다. 금형모델은 연속체 요소로 모델링하였다. Fig.
- 금형에 발생하는 응력 및 변형량을 감소시키기 위하여 하중지지 구조인 주물부를 대상으로 설계 최적화를 실시하였다. 최적화를 위하여 상용 프로그램인 Optistruct13.
- (2) 하형을 대상으로 설계최적화 기법을 활용한 리브구조 설계를 실시하였다. 기존의 직선형 리브구조 대신 하중을 효과적으로 지지할 수 있는 트러스 구조를 적용하였으며, 검증해석을 실시하였다. 초기모델 대비 주물부 중량은 4.
- 5GPa급 초고강도강을 적용한 차체부품용 프레스 금형구조의 취약부를 보강하기 위한 기초 구조설계안을 제시하였다. 또한 성형해석만을 이용한 금형구조 초기 설계안을 도출하는 방안을 제시하였다. 본 논문에서 수행된 연구내용의 결과를 요약하면 다음과 같다.
- 7에 도시한 바와 같이 하중을 지지하는 메인 리브와 금형 주요부위를 연결하는 기능을 하는 보조 리브로 구성하며, 각각의 두께는 40mm와 30mm이다. 리브간의 간격(span)은 300mm 내외로 설정하고 리브 배치를 직선화하여 설계하였다. 메인 리브는 인서트가 설치된 윤곽선(insert profile)을 따라 설계되어 있다.
- 본 논문에서는 Park 등[2]이 제안한 방법에 따라 성형공정해석 및 금형구조해석을 실시하여 금형의 구조 안정성 및 취약부위를 1차적으로 파악하였다.
- 그러나 현장의 금형설계 과정에서 금형구조해석을 직접적으로 설계에 적용하는 것은 많은 시간이 소요되는 작업으로 실제적인 활용이 매우 어렵다. 본 논문에서는 구조해석 없이 성형공정해석만을 수행하고 접촉력의 분포에 따라 금형구조 초기 설계안을 도출하는 방안을 Fig. 11와 같이 제안하였다.
- 그림과 같이 접촉력이 크게 발생하는 인서트부 및 해당부위를 지지하는 구조를 중심으로 질량분포가 집중되었다. 최적설계에서 얻은 결과를 바탕으로 금형 운반 및 반전 시 금형구조 안전성을 고려하여 Fig. 10과 같이 최적 설계된 리브를 연장하여 외곽 리브와 연결하여 주물부를 재설계하였다. 초기설계 모델의 주물부 중량이 1360kg이었던 것에 반하여 최적설계 모델은 1300kg으로 4.
대상 데이터
- 금형구조의 주물부는 Fig. 7에 도시한 바와 같이 하중을 지지하는 메인 리브와 금형 주요부위를 연결하는 기능을 하는 보조 리브로 구성하며, 각각의 두께는 40mm와 30mm이다. 리브간의 간격(span)은 300mm 내외로 설정하고 리브 배치를 직선화하여 설계하였다.
- 5GPa급 마르텐사이트 강인 MART1470이다. 본 논문에서는 변형이 주로 발생하는 제1공정을 대상으로 금형구조의 해석 및 설계를 실시하였다.
- 본 논문의 대상은 Fig. 1에 도시한 센터 플로어 사이드 어퍼 멤버(center floor side upper member)이다[3]. 본 부품은 2개 공정으로 성형이 이루어진다.
- 1에 도시한 센터 플로어 사이드 어퍼 멤버(center floor side upper member)이다[3]. 본 부품은 2개 공정으로 성형이 이루어진다. 제1공정(OP10)은 제품의 기본형상을 성형하는 폼(form)공정이며 제2공정(OP20)은 캠 피어싱(cam piercing) 공정이다.
- 제1공정(OP10)은 제품의 기본형상을 성형하는 폼(form)공정이며 제2공정(OP20)은 캠 피어싱(cam piercing) 공정이다. 성형에 사용된 소재는 두께 1.4mm인 인장강도 1.5GPa급 마르텐사이트 강인 MART1470이다. 본 논문에서는 변형이 주로 발생하는 제1공정을 대상으로 금형구조의 해석 및 설계를 실시하였다.
데이터처리
- 성형해석에서 얻은 접촉력을 구조해석용 요소에 사상(mapping)하기 위하여 데이터 전환 프로그램[2]을 사용하였고, 구조해석은 상용 프로그램인 Radioss-Linear13.0[7]을 사용하였다.
이론/모형
- 금형구조해석은 성형공정해석에서 구한 접촉력을 금형구조 모델에 하중 경계조건으로 부과하는 방식을 사용하였다. 금형모델은 연속체 요소로 모델링하였다.
- 재료의 항복함수는 평면 이방성을 고려한 Hill의 1948 모델[4]을 사용하였다. 소재의 인장-압축 거동을 해석에 구현하기 위하여 Yoshida-Uemori 이동경화 모델[5]을 이용하였다. 해석에 사용된 기계적 물성과 이동경화 모델의 계수들을 각각 Table 1과 Table 2에 정리하였다.
- 2에 도시하였다. 재료의 항복함수는 평면 이방성을 고려한 Hill의 1948 모델[4]을 사용하였다. 소재의 인장-압축 거동을 해석에 구현하기 위하여 Yoshida-Uemori 이동경화 모델[5]을 이용하였다.
- 금형에 발생하는 응력 및 변형량을 감소시키기 위하여 하중지지 구조인 주물부를 대상으로 설계 최적화를 실시하였다. 최적화를 위하여 상용 프로그램인 Optistruct13.0[7]에서 제공하는 위상 최적화(topology optimization) 기법을 사용하였다. Fig.
- 해석에 사용된 기계적 물성과 이동경화 모델의 계수들을 각각 Table 1과 Table 2에 정리하였다. 해석을 위하여 상용 유한요소 프로그램인 PAM-STAMP 2G[6]를 이용하였다.
성능/효과
- 3에 도시하였다. 블랭크에서 큰 변형이 발생하는 엠보싱부와 금형 어깨부 및 비드부에서 가장 큰 접촉압력이 발생하고 있음을 확인할 수 있다.
- (3) 현장에서 금형설계 과정에 적용하기 위하여 성형해석과 연동된 설계 가이드라인을 제안하였다. 성형해석 결과에서 접촉력이 크게 발생하는 금형부 위를 보강하는 방안을 제안하여 금형을 설계하였으며, 그 결과 초기 모델 대비 주물부 중량은 3.6% 증가한 반면 인서트부 최대 응력과 변형량이 각각 56.7%와 25.2% 감소한 결과를 얻었다.
- 6% 증가하였다. 인서트부 최대 응력 및 높이 방향 최대 변형량은 각각 56.7%와 25.2% 감소하는 효과적인 결과를 도출할 수 있었다.
- 6에 도시하였다. 인서트부에서의 최대 응력과 변형량은 각각 0.64GPa과 -0.420mm로 큰 변형이 발생하고 있는 것을 확인할 수 있었다. 주물부에서는 최대응력과 변형량이 각각 0.
- 415mm로 도출되었다. 주물부의 최대응력이 주물부 소재인 FCD550의 항복응력보다 높게 예측되어 성형 시 주물부가 취약함을 확인하였다.
- 8%와 29% 감소한 것을 확인할 수 있었다. 직선형 리브구조로 취약부위를 지지하는 초기 모델에 비하여 트러스(truss) 구조를 가지는 최적설계 모델이 효율적으로 구조 지지능력을 가지며, 접촉력이 집중되는 엠보싱부와 비드부가 보강되어 중량과 변형량 감소 효과를 동시에 얻을 수 있었다.
- 최적설계안으로 구조해석을 수행한 결과를 Table 3에 도시하였다. 초기모델 대비 인서트부의 최대 응력과 변형량이 각각 50.8%와 29% 감소한 것을 확인할 수 있었다. 직선형 리브구조로 취약부위를 지지하는 초기 모델에 비하여 트러스(truss) 구조를 가지는 최적설계 모델이 효율적으로 구조 지지능력을 가지며, 접촉력이 집중되는 엠보싱부와 비드부가 보강되어 중량과 변형량 감소 효과를 동시에 얻을 수 있었다.
- 기존의 직선형 리브구조 대신 하중을 효과적으로 지지할 수 있는 트러스 구조를 적용하였으며, 검증해석을 실시하였다. 초기모델 대비 주물부 중량은 4.4% 감소한 반면 인서트부의 최대 응력과 변형량이 각각 50.8%와 29% 감소한 결과를 얻었다.
- 10과 같이 최적 설계된 리브를 연장하여 외곽 리브와 연결하여 주물부를 재설계하였다. 초기설계 모델의 주물부 중량이 1360kg이었던 것에 반하여 최적설계 모델은 1300kg으로 4.4%의 경량화 효과를 얻었다.
- (1) 금형구조해석 결과 응력 및 변형량을 정량화하여, 금형구조의 기본 검토를 실시하여 취약부를 파악하였다. 하형의 인서트부 높이 방향 변형량은 0.42mm로 매우 큰 변형을 보이며, 주물부의 응력은 약 590MPa로 금형소재 항복응력을 초과하는 것을 확인할 수 있었다.
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