工學碩士學位論文 플라스틱공구박스사출금형의해석및사출결함에대비한설계방안연구 A study on injection mold design and thermoplastic simulation of injection molded plastic tool box for reducing defects 2008 年 2 月 仁荷大學校工學大學院 機械工學科 ( 固體및生産工學專攻 ) 鄭宗賢
工學碩士學位論文 플라스틱공구박스사출금형의해석및사출결함에대비한설계방안연구 A study on injection mold design and thermoplastic simulation of injection molded plastic tool box for reducing defects 2008 年 2 月 指導敎授趙鍾斗 이論文을工學碩士學位論文으로提出함 仁荷大學校工學大學院 機械工學科 ( 固體및生産工學專攻 ) 鄭宗賢
이論文을鄭宗賢의碩士學位論文으로認定함 2008 年 2 月 主審 副審 委員
차례 요약문... ⅰ ABSTRACT... ⅲ List of Table... ⅴ List of Figures... ⅵ 제 1 장서론... 1 1.1 연구개요... 1 1.2 연구동향... 4 1.3 연구목적및내용... 8 제 2 장사출성형공정... 10 2.1 사출성형싸이클... 10 2.1.1 금형닫힘 ( 형체.Mold closing) / 금형조임 (Mold clamping)... 10 -I-
2.1.2 노즐터치 (injection unit advance) / 사출 (injection)... 11 2.1.3 보압 (holding pressure)... 11 2.1.4 냉각 (colling) / 가소화 (plastification)... 12 2.1.5 노즐후퇴 / 금형열림 / 이젝팅... 12 제 3 장연구이론... 13 3.1 충전과정 ( Filling Phase )... 13 3.1.1 지배방정식... 14 3.2 보압과정 ( Packing Phase)... 25 3.2.1 지배방정식... 25 제 4 장성형불량원인과그대책... 33 4.1 사출성형의불량과그대책... 33 제 5 장 Tool Box 금형설계... 51 -II-
5.1 런너 (runner) 와게이트 (Gate) 설계... 51 5.2 냉각회로설계... 52 5.3 이젝팅 (ejecting) 설계... 54 5.4 변형방지설계... 55 제 6 장사출성형해석... 56 6.1 실험과정및절차... 56 제 7 장결과및고찰... 59 7.1 사출성형조건... 59 7.2 유동해석... 61 7.2.1 충진시간분포 (Filling time)... 61 7.2.2 온도분포 (Distribution of temperature)... 62 7.2.3 전단변형속도 (Shear rate)... 64 -III-
7.2.4 전단응력 (Shear stress)... 65 7.2.5 Weld line... 66 7.2.6 Air trap... 67 7.3 보압및변형해석 (Packing and warpage analysis)... 69 7.3.1 고화층변화... 69 7.3.2 변형 (Warpage)... 69 제 8 장결론... 70 참고문헌... 101 -IV-
요약문 우리생활에서큰비중을차지하고있는플라스틱은그사용정 도가점점증가하고있다. 플라스틱은열및물리적하중에민감한 결점을가지고있어일용잡화나케이스및장식품등에사용되어 왔으며그사용또한일반적인용도에제한되었다. 그러나엔지니 어링플라스틱의개발로인한그사용분야가날로확대되어가고 있는실정이다. 사출성형금형은플라스틱산업의모체가되는기본적이면서도 중요한것이다. 또한금형기술은대량생산의핵심적기술이기때 문에자동차, 전기. 전자및항공산업등의발전과매운관련이깊 다. 이처럼, 무결점의금형을제작하는데에는많은시간, 비용노 력의대가를요구한다. 따라서보다현실적인공학적접근을통한 문제해결책이요구되고있다. -i-
본연구에서는몰드디자인 CAE 를이용해, 실제품과수치해석 을통한사출성형금형의최적적이고효율적인디자인방법을제 시하였다. -ii-
ABSTRACT Plastics make up a very large portion of our lives. And the use of plastic is increasing. Plastics were very susceptible to thermal and physical loads before. So they were used for miscellaneous goods, cases and ornaments, and their usage was limited for general purpose. But their usage is getting wider day by day with the development of engineering plastics. Plastics are related with automobile, electric-electronic and the aviation industry s development. And they are very important these days because injection molding metallic pattern is base of plastic industry and its technology is the core of mass manufacturing. But it takes a lot of time, cost and endeavor to -iii-
manufacture defect-free metallic pattern. So it requires realistic engineering approach to predict so many kinds of problems caused when manufacturing metallic pattern. The purpose of this study is to suggest an optimum and effective design of injection molding metallic pattern with the help of CAE (mold design) after comparing the real product with simulation. -iv-
List of Table Table 5.1 Melt temperature and Mold temperature of Plastic Materials Table 7.1 Injection molding machine spec (LGH-850N) Table 7.2 Mechanical Properties Table 7.3 Specific heat data -v-
List of Figures Fig.2.1 Injection moulding cycle Fig.2.2 Schematic of Injection Molding Machine Fig.2.3 Mold closing Fig.2.4 Injection Fig.2.5 holding pressure Fig.2.6 colling & plastification Fig.2.7 mold opening & ejecting Fig.3.1. Coordinate system for mold cavity Fig.3.2 Frozen layer thickness Fig.5.1 CAD Model of the tool box Fig.5.2 hot runner -vi-
Fig.5.3 Baffle Colling Chinnel Fig.5.4 Air Valve Fig.5.5 Modified model (Add ribs) Fig.5.6 Support Piller Fig.6.1 FE Model Fig.6.2 Visualization of mesh generation Fig.7.1 PVT data Fig.7.2 Viscosity vs Shear Rate Fig.7.3 Filling time Fig 7.4 Temperature gradient at flow font Fig 7.5 Bulk temperature at the end of filling Fig 7.6 Shear rate at the surface of product Fig 7.7 Shear stress at the surface of product Fig 7.8 Weld line on the product Fig 7.9 Air trap inside the product -vii-
Fig 7.10 Frozen layer fraction Fig 7.11 Deflection of the product by all effects for without rib (top) and with rib (bottom) tool box Fig 7.12 Deflection of the product by all effects for without rib (top) and with rib (bottom) tool box Fig 8.1 Tool Box -viii-
제 1 장서론 1.1 연구개요 플라스틱이란가열 가압또는이두가지에의해서 성형 ( 成型 ) 이가능한재료, 또는이런재료를사용한 수지제품 ( 樹脂製品 ) 으로, 1868 년미국 J.W. 하이엇이상아로된 당구공의대용품으로개발한셀룰로이드가최초인데, 가열시에 나타나는반응에의해열가소성과열경화성으로크게구분된다. 그후 L.H. 베이클랜드가 1909 년발명한페놀포르말린 수지 ( 베이클라이트 ) 가이를대체하였으며, 이것이외관상 송진 (resin) 과비슷했기때문에일반적으로합성수지라고하였고, 이런연유로그후인조재료를합성수지라고하게되었다. 그후 천연수지와다른인조재료가많이출현함에따라점차그리스어인 -1-
플라스티코스 (plastikos: 성형하기알맞다는뜻 ) 에서유래하는 플라스틱이라는이름으로불렸다. 가열시반응외에분자구조에 기초를두고공업재료로써이용되고있는플라스틱의물리적, 기계적성질의우열에따라분류하면, 범용플라스틱과범용 엔지니어링플라스틱그리고고성능 ( 특수엔지니어링 ) 플라스틱으로분류된다. 플라스틱부품은기계적성질에있어서 무게대강도비가매우뛰어나며, 뛰어난성형성및높은 생산성 ( 대량생산 ) 을지니고있고, 가볍고외형이아름다우며, 녹이 슬지않기때문에현대생활중에서빼놓을수없는재료중의 하나이며, 일반가정에서부터산업전부분에걸쳐서그 적용범위는매우넓다. 이러한플라스틱재료를사용하여제품을 만들기위해서는먼저제품형상을설계하고, 금형설계를통해 금형 ( 제품의형상 ) 을제작한후, 사출성형을통해제품을양산해 낸다. 금형품질이성형가공에미치는영향도는 70~80% 라고 하고, 더욱이그것의 70~80% 정도가금형설계에기인한다고 -2-
하므로금형설계는성형에대하여 50% 이상의영향력을갖고 있다고말할수있다. 1) 지금까지의사출성형공정은서로 복잡하게연관된수많은공정때문에최근까지도설계변수와재료 및공정조건에따른성형품의품질을정확히예측하기란매우 어려운실정이었다. 이로인해서각기업에서는사출작업자의 경험에의해사출성형이진행되어왔으며, 현재까지도 중소기업에서는사출작업자의경험에의지하고있는실정이다. 2) 또한금형설계역시설계자의경험에의해많은요소들이 결정되어왔다. 따라서, 사출성형에서발생하는현상들을경험에 의한예측이아니라공학적기준에의해서예측할수있는 방법이필요하게되었고, 그로인해금형설계시미리성형해석을 통해설계에접목하여, 보다효율적인설계가가능하게하는 기법이여러설계자들의관심을모으고있다. -3-
1.2 연구동향 사출성형시불균일한수축, 상하금형의냉각차등여러가지 원인으로인하여잔류응력및변형이발생하며, 사용중고온상태를 주기적으로거치게되기때문에잔류응력이크리프 (creep) 를 유발하게된다. 특히사출성형후여러조건에서열적안정성이 유지되어야하는많은기준이있다. 이러한기준을만족시키기위한 제품및금형설계는매우어렵고, 개발기간장기화의큰요인중의 하나이다. 사출물은제품디자인에서부터금형제작후생산까지 상당한기간이소요될뿐만아니라많은비용이소요된다. 이러한 이유는게이트의수와위치선정, 냉각회로설계, 사출성형조건, 제품불량요소제거등의많은요소들을고려하여설계해야하기 때문이다. 그러나실제금형을제작하여시험사출을통해많은 요소들을제어해나가기는쉽지않다. 사출성형시경험을통해 여러요소들을통제하지만한계가있어문제발생시마다 -4-
금형수정과정을거친다. 때문에제품개발초기단계부터이러한 문제점을미리예측할수있는시스템이요구되며이를이용한 선행단계에서의제품, 금형설계및성형조건의설정이필수적이라 할수있다. 지금까지사출성형에있어서금형설계및공정 조건의산출은주로경험에의존해왔다. 그러나경험에의한 설계는제품의대형화, 높은정밀도의요구및제품형상이복잡해 지면서, 설계방법의한계에직면하게되었다. 이에시물레이션에 의한제품설계단계부터금형설계, 양산과정에이르는 사출성형해석을수행하여각단계의설계및사출조건에적용하며, 사출성형후의열변형을예측하기위해내열시험에대한제품변형의 원인을규명하고, 성형제품의후변형예측의과정들이요구된다. 사출성형부품의특성에맞는최상의성형품을만들기위해서는 사용수지의물성특성은물론형상의유지 ( 치수안정성 ), 양호한 외관, 성형품의기계적성질이유지되도록설계되어야한다. 이를 위해우선적으로런너 (runner), 게이트 (gate) 의위치및크기, -5-
냉각회로, 언더컷 (under cut) 처리에의한외관파팅라인 (parting line) 을결정한다. 사출금형설계는제품도로부터성형성및 금형구조검토후, CAE 에의해 1 차적으로제품도상태에서의 성형성검토가필요하며, 2 차해석을통해금형조립도의 상세설계를수행한다음, 공정조건을설정하게된다. 플라스틱 사출성형해석은유동, 보압, 냉각, 변형해석으로이루어진다. 유동해석은다양한런너 / 게이트설계에따른수지유동, 압력, 온도분포, 웰드라인 (weld line), 기포발생 (air trap) 및미성형등의 정량적인요인분석을가능케한다. 보압, 냉각해석은냉각회로 설계가제품품질에어떤영향을주는가를판단하게된다. 이때 고른냉각과균형있는냉각회로의설계는성형품의변형, 내부응력및수축을줄일수있어제품품질에크게기여한다. 냉각회로설계시관련되는요인들은냉각수구명의지름, 위치, 냉각제 (coolant), 온도및메니폴드 (manifold) 내에서의유량, 압력, 속도등이있으며, 냉각해석을통해적정냉각시간의예측, 수지에 -6-
의한열흡수및방출, 제품온도구배, 냉각회로효율등을적절 하게조절함으로써최적냉각설계가가능하다. 사출공정해석은 제품개발에있어서설계효율을극대화시킬수있고원가절감, 개발기간의단축및성형품의품질향상등많은장점을가지고 있다. -7-
1.3 연구목적및내용 모든제조분야가그렇듯이금형산업도갈수록복잡해지는 형상과납기단축및높은품질에대한소비자의요구에비해 금형제작으로인한이윤은여러요인으로인해점점낮아지는 추세이다. 이에제조업기피현상으로인한국내금형기술자의 고령화및중국의값싼제조비용과금형산업의발달도더해져 국내금형산업은점점더경쟁력을잃어가고있다. CAE 를통한 문제점의예측은제품설계및금형설계의시행착오의최소화로 비용절감의극대화와함께문제점예측을 Data 화함으로서 설계자들간의원활한의사교환및효율적인노하우 (know-how) 의 전달을통해경쟁력을극대화시킬수있다. 본연구에서는 D 사의 의뢰를받아저자가설계한 Tool Box 금형설계도를가지고 CAE 를 수행하였고, 이를사출성형된제품과비교하여, 현업에서의 CAE -8-
적용의효율적인활용방안을찾는데목적을두었다. 연구를위해 사용된제품및금형설계에는 Catia 와 I-deas 가사용되었고, 이 Data 를 Moldflow 사의 CAE S/W 를사용하여해석을 수행하였다. 사출성형실험은 850 TON 의사출성형기가 사용되었다. -9-
제 2 장사출성형공정 2.1 사출성형싸이클 사출성형기의동작은금형이닫히는것부터시작하여성형품을 빼낼때까지를 1 주기 (cycle) 라고한다. Fig.2.1 과 Fig.2.2 는 사출성형공정의사이클과사출성형기의구조를보여주고있다. 2.1.1 금형닫힘 ( 형체.Mold closing) / 금형조임 (Mold clamping) 금형의캐비티 (Cavit) 에성형재료가사출되기전에금형이닫히게되며 약한힘으로닫혀진후강한힘으로전환되고형조임이시작된다. 형체력이 약하면사출시압력에의해금형에틈이생기고그로인해 burr 불량이발생하기 -10-
때문에사출시높은사출압력에의해금형이밀리지않게지탱하여준다. Fig.2.3 은금형의닫힘방향을보여준다. 2.1.2 노즐터치 (injection unit advance) / 사출 (injection) 금형이닫혀지고형조임이끝니면사출장치가전진하여스프루의입구에 터치한다. 터치가끝나면스프루가전진하여용융된수지를금형의캐비티 안으로사출한다. Fig.2.4 는노즐터치후사출되는과정을보여준다. 2.1.3 보압 (holding pressure) 금형안에사출된용융수지는고압으로충전되기때문에역방향으로압력이 작용되므로용융수지가고화될때까지강한힘으로압력을가해주어야 하는데, 이압력을보압 (holding pressure) 또는조정압력, 2 차압력이라고 한다. Fig.2.5 는보압과정을보여준다. -11-
2.1.4 냉각 (colling) / 가소화 (plastification) 성형품이일정한시간동안캐비티에고화되며이것을큐어링 (curing) 이라고 하며, 큐어링 (curing) 동안스크루가회전하여호퍼로부터수지를공급받아 가소화시킨다. Fig.2.6 은냉각및가소화를도시한것이다. 2.1.5 노즐후퇴 (injection unite retraction) / 금형열림 (mold opening) 이젝팅 (ejecting) 가소화가끝나면사출장치가후퇴하여본래의위치로돌아간다. 병행하여 냉각이끝나면금형기열리기시작하고금형열림이완료될부근에서금형은 사출기에고정되어있는이젝터로드에맞닿아성형품을밀어낸다. Fig.2.7 은 금형열림및이젝팅을도시한것이다. -12-
제 3 장연구이론 3.1 충전과정 ( Filling Phase ) 충전과정은용융재료가금형내로유입되는단계이며, 유동주입구 시스템 (system) 과금형캐비티 (cavit) 안에서유동선단의과도적인 전진를나타낸다. 수지가금형내로유입되면서금형의차가운벽에 접하는표면층은급격하게고화가진행되는반면에, 급격한고화층 내부의중심층은상당한시간유동이가능한유동층이형성된다. 용융재료의유동형태는고화층과유동층의경계면을따라서강한 전단력을발생시키며유동되며반구에가까운형상을가진다. 이러한현상을분수효과 (fountain effect) 라고부른다 3) -13-
3.1.1 지배방정식 용융재료는충전과정 (Filling Phase) 동안비압축성의비뉴턴 유체이며, 열전도도는일정하다는가정하에다음과같은 지배방정식을유도해낼수있다.. r Ñ v = 0 (3-1) r v ur r r r = r g - Ñ p + [ Ñ t ] - r év Ñ v ù t ë û (3-2) r æ T r ö p 2 2 Cp v T T v p r k T t æ r ö ç + Ñ = ç + Ñ + t & + Ñ è ø è ø (3-3) 성형품이얇고, Fig.3.1 과같은캐비티형상을갖는다면, 식 (3-1) 은 Cartesian 좌표를이용하여다음과같이나타낼수있다. v v x y vz + + = 0 x y z (3-4) 또한, 식 (3-2) 를 Cartesian 좌표를이용하여나타내면 운동의 x 축성분은아래와같다. vx p vx v v x y vx r = r fx - + í ì h æ + öü ý + ì ï íh æ ç + ö üï ý t x x ç x x î è øþ y ïî è x y øïþ vz x x x x + ì íh ç æ + v öü ý - r æ ç v v v v x + v y + v ö z z î è x z øþ è x y z ø (3-5) -14-
또한, 운동의 y 축성분은다음과같다. vy p v v x y vy vy r r f ì ï æ y h ö ü ï ì ï æ h ö ü ï = - + í ç + ý + í ç + ý t y x ïî è y x øïþ y ïî è y y øïþ ï ì æ v v öï ü æ v v v ö í ç ý ç z ïî è y z øïþ è x y z ø z y y y y + h + - r vx + vy + vz (3-6) 그리고운동의 z 축성분은아래와같다. vz p vx v v z y vz r = r fz - + ì íh æ + öü ý + í ì ï h æ ç + ö ý üï t z x ç z x î è øþ y ïî è z y øïþ vz vz vz vz vz + í ì h æ ç + ö ý ü - r æ ç v x + v y + v ö z z î è z z øþ è x y z ø (3-7) 식 (3-5)~(3-7) 의좌변항은운동량의변화율을나타하며, 오른쪽첫 째항은체력을, 둘째항은압력변화 ( 기울기 ) 를, 셋째에서다섯째 항까지는점성을그리고마지막항은관성력을나타낸다. 운동방정식에서지배적인항은 z 축방향으로부터유도된점성력과 압력변화율이다. 중력과관성은매우작으므로무시할수있고, v Boshouwers 모델 4) z vz 에의하여 z축방향의 ì æ h ö í ç + ü ý z î è z z øþ 성분은무시할수있으므로 x, y, z 축성분의운동방정식은각각아래와 -15-
같다. p v = æ h ö x x z ç z è ø p v y = æ ç h ö y z è z ø p = 0 z (3-8) (3-9) (3-10) 식 (3-3) 에서중력에의한체력은무시하였으므로, Cartesian 좌표를이용하면아래과같다. rc æ T T T T p p p p p vx vy v ö z bt æ ç + + + = ç + vx + vy + v ö z è t x y z ø è t x y z ø æ T T T ö & ç (3-11) è x y z ø 2 2 2 2 + hr + k + + 2 2 2 좌변항은 x, y 및 z 방향에서대류에따른에너지의총변화율을 나타낸다. 우변항의첫째항은용융수지의압축또는팽창에따른 에너지의총변화율이며, 둘째항은점성의손실또는전단열에 따른에너지발생율이다. 셋째항은 x, y 및 z 방향에서전도에 따른에너지의총변화율을표시한다. 압축, 팽창에따른에너지 변화및 x 와 y 방향에서전도에따른에너지의변화는작으므로 -16-
무시하면에너지방정식은다음과같다. 2 æ T T T T ö T 2 rc p ç + vx + vy + vz = hr& + k (3-12) 2 è t x y z ø z 여기서전단율은 1 2 2 2 식 (3-12) 에서 z축방향의대류항다음과같이간단히할수있다. ìï æ v x ö æ v r y ö üï & = íç + ç ý z (3-13) ïè ø è z î ø ïþ v z T 은무시할수있으므로 z 2 æ T T T ö T 2 rc p ç + vx + vy + = hr& + k (3-14) 2 è t x y ø z 사출성형에서용융재료는캐비티벽에부착하여액체상태에서 고체상태로변하게된다. 위의지배방정식들은유체에대해 유도되었으므로이러한고화층 (frozen layer) 에적용하기엔적합하지 않다. 따라서액체와고체상태를구분하는정지흐름온도 (no-flow temperature) 의개념을도입한다. 충진동안에고화층영역에서의 속도 vx, vy 및 vz 의속도는 0 으로가정한다. Fig.3.2 는캐비티의 두께가 2H 이고임의의점 (x, y) 에서용융수지의두께가 h+-h- 인 캐비티의고화층을나타내고있다. Fig. 3-4 의중심선에서 z=0 이고, -17-
점 (x, y) 에서용융수지와고화층사이의경계면위치는 z= h+(x, y) 와 z= h-(x, y) 이다. 식 (3-8) 을 h + 에서 h - 까지 z 에관해적분하면다음과같다. z p z æ vx ö ò dz ' = h dz ' - - h x ò h z ' ç z ' è ø p vx é vx ù é p ù vx z = h - h z h A( x, y) x z ê z ú + ê z-h x ú = - (3-15) ë û ë û z-h z é vx ù é p ù 이식에서 A( x. y) = êh + z z ú ê ë x ú 이며주어진 x, y는일정 ë û û 하다. z-h z-h 식 (3-15) 의양변을 h η로나누고 h - 에서 z까지다시적분하면 p z z ' z v z x dz ' dz = dz '- A( x, y) - - - x òh h òh z ò h h - ' ( ) ( ) (, ) z dz vx z - vx h - A x y ò (3-16) - h h 와같이되고, 용융수지와고화층에의한경계면, 즉 z=h + 또는 z=h - 의 no-slip 조건에서속도 v ( h + ) ( h ) x v - x = = 0 이된다. 따라서 이 no-slip 조건을적용시켜식 (3-16) 을정리하면아래와같은 식을얻는다. p z z ' z dz ' vx( z) = dz ' + A( x, y) - - x h h h h ò ò (3-17) -18-
식 (3-9) p v y = æ ç h ö y z è z ø 를같은방법으로 y 축속도에대해풀면 다음과같다. p z z ' z dz ' vy ( z) = dz ' + B( x, y) - - y h h h h ò ò (3-18) é vy ù é p ù 이식에서 B( x, y) = êh ú + z z ê + y ú ë û ë û z-h - z-h 이고주어진 x,y 는일 정하다. Z=h + 에서 no-slip 조건을적용하면식 (3-17) 은다음과같이된다. p z z ' z dz ' dz ' + A( x, y) = 0 - - x h h h h ò ò (3-19) é z z ' ù ' - dz p êòh h ú p A( x. y) = - ê ú = - C( x, y) x z ê dz ' ú x - ê òh ë h úû (3-20) é z z ' ù êò ' - dz h h ú 위식에서 C( x, y) = ê ú z ê dz ' ú - ê òh ë h úû (3-21) 을얻는다. 같은방법으로 é z z ' ù ' - dz p êòh h ú p B( x, y) = - ê ú = - C( x, y) y z ê dz ' ú y - ê òh ë h úû (3-22) -19-
p é z z ' z dz ' ù vx( z) = dz '- c( x, y) - - x ê h h h h ú ë û p é z z ' z dz ' ù vy ( z) = dz '- c( x, y) - - y ê h h h h ú ë û ò ò (3-23) ò ò (3-24) 평균속도 vx 와 v y 는다음과같다. + 1 h vx = vx( z) dz + - - h - h ò (3-25) h + 1 h vy = vy ( z) dz + - - h - h ò (3-26) h 식 (3-23) 을식 (3-25) 에대입시키면다음의식을얻는다. + + 1 p é h z z ' h z dz ' ù vx = dz ' dz - c( x, y) dz + - - - - - h - h x êòh òh h òh ò h h ú (3-27) ë û + h z z ' z z ' ò dz ' - - dz h ò 을부분적분하기위해 u = z, v = dz - h h ò 로놓으면 h h 아래의식이된다. z ' du + z= h du dz ' dz = v dz = [ u v] - - v dz z h h dz = dz + + + h z h h ò ò ò ò - - - - h h h h + h + 2 2 z z ' ù h z ' z z ' z + z ' é = êz dz ' dz ' h dz ' dz ' - h h ú - = - - - - h h h h h ë û - h ò ò ò ò (3-28) h z= h 위식에서고화층에서의속도는 0 이므로 [ u v] - = 0 이다. 같은 z= h + 방법으로 + h ò ò z - - h h dz ' dz h 를부분적분하기위해 z dz ' u = z, v = ò 로 - h h 놓으면아래식과같이된다. -20-
dz ' du + z= h du dz = v dz = [ u v] - - v dz z h h dz = dz + + + h z h h ò ò ò ò - - - - h h h h + h + é z dz ' ù h z ' z ' z + dz z ' = êz dz ' h dz ' - h h ú - = - - - - h h h h h ë û - h ò ò ò ò (3-29) h 또한식 (3-28) 과식 (3-29) 를식 (3-27) 에대입시키고식 (3-21) 을사용하면평균속도 vx 는다음과같이유도된다. + + 2 + + 1 p é h ' h ' h ' h + z z ì + dz z ' üù vx = h dz ' dz ' C( x, y) h dz ' + - ê - - - - í - - - ýú h - h x òh h òh h òh h òh ë î h þû 2 é + æ h z ' ö ù ê ' + + 2 + ç - dz 1 p h z ' h z ' h z ' h h ú ò + + = êh dz '- dz '- h dz ' + è ø ú + - - - - + h - h x ê òh h òh h òh h h dz ' ú ê ò - h h ú êë úû 2 é + æ h z ' ö ù ê ç dz ' 1 ' ò h ú -2F = - + = h - h x ê ò h dz ' ú h - h x ê ò - h h ú êë úû + 2 - p h h ê z 2 p dz ' è ø ú + - - + h h + - (3-30) 이식에서 F 2 2 é + æ h z ' ö ù ê ' + 2 ç dz 1 h z ' ò - h h ú = ê dz ' + è ø ú - + 2 êòh h h dz ' ú ê ò - h h ú êë úû (3-31) 으로유동성을나타낸다. 또한아래첨자는 2 차원의채널유동을 -21-
표시한다. Y 축방향의평균속도도위와같은방법으로식 (3-24) 를 식 (3-26) 에대입하고식 (3-21) 을사용하면다음의식과같이 된다. v y = 2F2 p h - h y (3-32) 또한충진과정에서연속방정식 (3-4) 의좌변항을 z = H 에서 z = +H 까지 z 축에관해적분하면다음의식이된다. v v x v v z v x dz + dz + dz = dz + dz + [ vz ] x y z x y + + + + + H H y H H H + y z= H - - - - - - H H H H H z= H ò ò ò ò ò + + h h + - + - = v dz + v dz = ( h - h ) v + ( h - h ) v - - x òh y ò h x y x y x y æ P ö æ P ö x è x ø y è y ø = - ç 2F2 - ç 2F2 (3-33) 식 (3-33) 에는식 (3-25), 식 (3-26), 식 (3-30) 및식 (3-32) 의 정의와평균속도가사용되었다. 또한식 (3-4) 에식 (3-33) 을 대입시키면다음과같은방정식을얻는다. æ P ö æ P ö ç F + ç = x è x ø y è y ø 2 F2 0 (3-34) 식 (3-34) 는압력에관하여운동및연속방정식을조합한것이다. -22-
충전과정에대한지배방정식을요약하면다음과같다. æ P ö æ P ö 식 (3-34) 의압력방정식 ç F2 + ç F2 = 0 x è x ø y è y ø 유동성을나타내는 F 2 2 h z = ò dz 이다. 0 h 에서 식 (3-14) 의에너지방정식 2 æ T T T ö T 2 rc p ç + vx + vy + = hr& + k 에서 2 è t x y ø z 1 2 2 2 ìï æ v x ö æ v r y ö üï & = íç + ç ý z 이다. ïè ø è z î ø ïþ 위에보여진식 (3-34) 와식 (3-14) 는다음의경계조건에의해 해를구한다. 1) 유동선단에서의압력은 0 이다 즉, p = 0 (at melt front) (3-35) 2) 압력및유량은수지가사출되는각점에서구할수있다. in p= p 또는 in q=q (at injection point(s)) (3-36) 3) 법선방향의경계에서의법선압력구배는 0 이다. p x = 0 (3-37) -23-
4) 캐비티벽과금형내부의임의의점에서의온도는다음 식으로계산된다. T = T (at z = h or z=h+ d ) (3-38) W 5) 캐비티중심에서 Z 방향의온도구배는 0 이다. T z = 0 (at z=0) (3-39) 6) 사출점에서의용융온도는다음식으로정의된다. T = T in (at the injection point(s)) (3-40) 유동도 (fluidity) 2 F 는점성 ( 온도와전단율 ) 에의존하기때문에식 (3-34) 와 (3-14) 는동시에해를구해야한다. 지정된시간에 온도가일정하다고가정하고그가정된온도값에서점성값을 예측하여압력장을계산하게된다. -24-
3.2 보압과정 ( Packing Phase) 보압과정이란충전과정완료후캐비티내용융재료의냉각에따른 수축을보상해주는과정이다. 충전과정 (Filling Phase) 과달리 보압과정 (Packing Phase) 에서는수지의압축성및확산을 고려해야한다. 3) 3.2.1 지배방정식 압축성유체의연속방정식 (continuity equation) 은 r r + ( Ñ rv) = 0 t (3-41) 으로표현되고, 식 (3-41) 을전개하면 r r r + r ( Ñ v) + v Ñ r = 0 t (3-42) 식 (3-42) 를 Catesian 좌표를사용하여표현하면 r æ v v x y v ö z æ v r x v r r y v r ö = - ç + + - ç + + z t è x y z ø è x y z ø (3-43) 밀도 r = f ( p, T) 이므로 -25-
r æ r ö p æ r ö T = ç + ç x è p ø x è T øp x T (3-44) r æ r ö p æ r ö T = ç + y p y ç T y è ø T è ø (3-45) P r æ r ö p æ r ö T = ç + ç z è p ø z è T øp z T (3-46) r æ r ö p æ r ö T = ç + ç t è p ø t è T øp t T (3-47) 식 (3-44) : (3-47) 을식 (3-43) 에대입하여정리하면 1 r æ p p p p 1 T T T T vx vy v ö r æ ç + + + z + ç + vx + vy + v ö z r p è t x y z ø r T è t x y z ø æ v v x y v ö z + ç + + = 0 è x y z ø 이식에서밀도 1 r = 이므로 v 1 r 1 æ 1 ö 1 æ 1 ö v 1 æ 1 ö v 1 v = ç = ç = ç - = - r r è ø r è ø r è ø 1 r \ = x r p 2 p p v v v p v p v p (3-48) (3-49) x = 수지의등온압축성계수 1 r 1 æ 1 ö 1 æ 1 ö v 1 æ 1 ö v 1 v = ç = ç = ç - = - r r è ø r è ø r è ø 2 T T v v v T v T v T -26-
1 r \ = -b r T (3-50) 이식에서 b = 재료의확장계수 (expansivity) 식 (3-49) 와 (3-50) 을식 (3-48) 에적용하면 x æ p p p v p T T T T x vy v ö z b æ ç + + + - ç + vx + vy + v ö z è t x y z ø è t x y z ø æ v v x y v ö z + ç + + = 0 è x y z ø (3-51) 보압과정에서는이미충전된상태이므로보압의적용은수지에 p 유체정역학적인압력이작용하게된다. 따라서압력구배와 x p p 는충전과정에비해극히작고, = 0 이되므로충전과정에 y z 비해적은보압과정의속도가구해진다. 그러므로보압과정에서의 압력대류항 (pressure convection term) 은충전과정에비해극히 적으므로무시할수있다. 따라서식 (3-51) 은다음의식으로정리된다. p æ T T T T ö æ v v x y v ö z x - b ç + vx + vy + vz + ç + + = 0 t è t x y z ø è x y z ø (3-52) -27-
에너지방정식은중력에의한체력은무시하였으므로 Cartesian 좌표를사용하면다음과같다. æ T T T T ö rc p ç + vx + vy + vz è t x y z ø 2 2 2 p p p p 2 T T T = bt æ ç + v x + v y + v ö z + hg& + k æ ç + + ö 2 2 2 (3-53) è t x y z ø è x y z ø 좌변항은 x,y 및 z 방향의대류에따른에너지의총변화율을 나타내며. 우변항첫째항은용융수지의압축또는팽창에따른 에너지의총변화율이고, 둘째항은점성의손실또는전단율에따른 에너지발생율이다. 셋째항은 x,y 및 z 방향에서전도에따른 에너지변화율이다. x,y 방향의압력, 전도및대류에따른에너지 변화는무시되지만, p t p p p 는충전과정과는달리,, x y z 에 비해크게작용하기때문에에너지방정식은다음과같다. rc æ ö ç v v v bt h g k è t x y z ø t z 2 2 T T T T p g T p + x + y + z = + 2 위식에서전단율 z축방향의대류항 1 2 2 2 g ìï æ v x ö æ v g y ö üï = íç + ç ý z ïè ø è z î ø ïþ v z T 를무시하면 z (3-54) (3-55) -28-
æ ö rc ç v v bt h g x è t x y ø t z 2 2 T T T p g T p + x + y = + + 2 (3-56) 식 (3-56) 을식 (3-52) 에대입하여정리하면 b æ ö æ v ö x è ø è ø 2 2 p T g T vx y vz - ç bt h g + k 0 2 + ç + + = t rc p t z x y z (3-57) 위의식 (3-53) 을 z = -H 에서 z = +H 까지 z 축에관해적분하면 p b æ T T ö æ v v v ö + + 2 2 H H g + H x y z x dz - bt h g x dz dz - - ç + + H H 2 + - ç + + t rc H p t z x y z ò ò ò è ø è ø + 2 2 2 2 H æ b ö + p H b æ g T ö = ò x dz h g x dz - - - + - H ç H 2 rc ç p t ò è ø rc p è z ø + H æ v v x y v ö z + ò dz 0 - ç + + = H è x y z (3-58) ø 식 (3-54) 의마지막적분항은다음과같은압력방정식으로 표현된다. ò æ b ö p b æ T ö x - dz - h g + x dz ç 2 rc ç t ò è ø rc p è z ø + 2 + 2 2 2 H H g - - H H p æ p ö æ p ö -2 ç F2-2 ç F2 = 0 x è x ø y è y ø (3-59) -29-
위식에서 F 2 é + æ h z ö ê + 2 ç dz 1 h z ò - h h = ê dz - è ø - + 2 êòh h h dz ê ò - h ê h ë 2 ù ú ú ú ú úû (3-60) 으로정의되며유동성을나타낸다. 다음은보압과정에대한운동방정식을나타낸다. r ur rr ( rv) = r g + [ Ñ t ]-[ Ñ rvv] t (3-61) 우변의마지막항을확장시켜정리하면 rr r r r r [ Ñ rvv] = r[ v Ñ v] + [ Ñ rv] v (3-62) 식 3-61 좌변항을확장시켜정리하면 v v ( v) r r r r r r r r = v + r = -( Ñ rv) v + r t t t t (3-63) 여기에식 (3-41) 을적용하면 r r = - ( Ñ rv) t 식 (3-62) 를이용하여식 (3-63) 을정리하면 v ( rv) r[ v v] [ rvv] r r r r r rr = Ñ - Ñ + t t (3-64) (3-65) 식 (3-65) 를식 (3-61) 에대입하면 -30-
r r r rr v ur rr r[ v Ñv] -[ Ñ rvv] + r = r g + [ Ñ t ] -[ Ñ rvv] t 즉, v r r g [ ] [ v v] t r ur = + Ñ t - r r r Ñ (3-66) (3-67) 수지가뉴턴유체라고가정하고 g [ Ñ t ] = Ñ p + [ Ñ h g ] (3-68) 따라서식 (3-67) 은다음식과같이나타낼수있다. r r v g p [ ] [ v v] t r ur = + Ñ + Ñ h g g - r r r Ñ (3-69) 보압과정에대한지배방정식을요약하면다음과같다. 식 (3-59) 의압력방정식은다음과같다. ò æ b ö p b æ T ö x - dz - h g + x dz ç 2 rc ç t ò è ø rc p è z ø + 2 + 2 2 2 H H g - - H H p æ p ö æ p ö -2 ç F2-2 ç F2 = 0 x è x ø y è y ø 여기에서유동 F 2 é + æ h z ö ê + 2 ç dz 1 h z ò - h h = ê dz - è ø - + 2 êòh h h dz ê ò - h ê h ë 2 ù ú ú ú ú úû 이다. 식 (3-56) 의에너지방정식은다음과같다. æ ö rc ç v v bt h g x è t x y ø t z 2 2 T T T p g T p + x + y = + + 2-31-
이식에서 1 2 2 2 g ìï æ v x ö æ v g y ö üï = íç + ç ý ïè z ø è z î ø ïþ 이다. 따라서식 (3-59) 와 (3-56) 은다음의경계조건에의해해를구한다. 수지가충전되는점에서의압력은 p = p at injection point(s) (3-70) 법선방향의압력구배는 0 이다. p = 0 t (3-71) 캐비티벽과금형내부의임의의점에서의온도는 T = Tw at z = h or z = h + d (3-72) 캐비티중심에서 Z 방향의온도구배는 0 이다. T = 0 at z = 0 z (3-73) 사출점에서의용융온도는다음과같다. T = T at the injection point(s) in (3-74) -32-
제 4 장성형불량원인과그대책 4.1 사출성형의불량과그대책 사출성형에있어서성형불량의원인은금형, 사출기, 성형조건, 성형품의형상등의요인이복합적으로나타나게되므로성형 불량의현상을잘파악하여대책을세워야한다. 성형불량의원인 중충전부족, 플래시, 플로마크, 백화, 은줄, 흑줄, 등은성형 조건의변화나금형의수선에의해비교적개선이용이하다고할 수있으나심한수축, 웰드라인, 휨, 기포, 타버림등은쉽게 개선되지않는경우가있다. 5) -33-
4.1.1 충전부족 (short shot) 성형품의일부분이성형되지않는현상을충전부족 (short shot) 이라말하며, 성형조건에의한원인중에는금형온도, 수지 온도가낮아저유동성이나쁜경우가있고성형품의살두께가 얇아서생기는경우도있다. 이밖에에어벤트 (air vent) 가안되는 경우, 게이트벨런스가좋지않은경우도충전부족현상이 나타난다. 불량원인으로는사출기의사출용량이부족할경우, 수지의유동성이나쁠경우, 캐비티 (cavity) 내의공기가빠지지못 할경우, 금형체결력이부족할경우등이있다. 사출용량이 부족할경우대책으로는용량이큰사출기를사용하거나, 수지온도 ( 실린더온도 ) 또는금형온도 ( 냉각수유량을적게한다 ) 를높게하거나사출속도를빠르게하는방법이있다. 캐비티 (cavity) 내의공기가빠지지못해서생기는불량일때에는 사출속도를느리게하거나게이트위치를바꿀필요가있다. 금형 -34-
체결력이부족할경우에는형체결력이큰사출기에서작업을 하도록한다. 다수캐비티 (cavity) 중일부캐비티가성형되지않는 경우에는게이트밸런스와런너배열를조정하고, 금형부착 방향을다시확인한다. 4.1.2 플래쉬 (flash) 금형의파팅라인 (parting line), 코어분할면, 이젝터핀의주위, 슬라이드코어경계면등의틈새에용융된수지가흘러들어가 생기는불필요한부분을말한다. 불량원인으로는형체결력부족, 과다한사출압력, 금형맞춤상태불량, 수지의공급과다등이 있다. 형체결력의부족시에는좀더체결력이큰사출기를 사용하도록하고, 과다한사출압력으로인한불량시에는 사출압력이나수지온도를낮게한다. 금형맞춤상태불량시에는 -35-
금형의습동부분공차를적게하고, 받침판가동측형판의 변형최소화를위해받침봉을설치한다. 4.1.3 플로마크 (flow mark) 용융된수지가금형캐비티 (cavity) 내에 충전되면서유동 궤적이생겨나타나는현상으로서게이트를중심으로동심원을 그리며사람의지문모양과비슷하게나타난다. 불량원인으로는 높은점도의수지, 수지온도의불균일등이있다. 수지의점도가 높을경우에는수지온도나금형온도를높게하여유동성을 확보하고, 사출속도를빠르게하며, 성형품의살두께변화를 완만하게해주어야한다. -36-
4.1.4 기포 (void) 성형품내부에생기는공간으로서성형품의뚜꺼운부분에 생기는진공포와수분이나휘발분에의해발생한다. 원인으로는 낮은사출압력, 냉각의불균형, 수분및휘발유등이있다. 대책으로는사출압력이낮을때에는수지와금형온도를높이고, 보압및냉각시간을길게해주며, 사출속도를느리게하고, 스프루, 런너, 게이트를크게하여수축량을적게해준다. 냉각의 불균형시에는성형품을서냉해주고, 수분및휘발유에의한 불량시에는수지를충분히건조하고수지온도를내리고, 실린더 내에서의체류시간을짧게해준다. -37-
4.1.5 은줄 (silver streak) 성형품의표면에수지의흐름방향으로생기는가는선 ( 線 ) 과 같은모양으로서폴리카보네이트 (PC), PVC, AS 수지등에흔히 발생한다. 은줄 (silver streak) 이발생하는장소와모양은 일정하지않으며없다가생기는경우도있다. 원인으로는 수지중에수분또는휘발분포함, 수지의열분해, 실린더내 공기흡입, 수지온도저하, 금형표면의기름및수분, 종류가다른 수지의포함등이있다. 수지중수분또는휘발분이포함되어있을 경우에는수지를충분히건조시키고, 실린더내의쿠션량을 충분히하고, 실린더를퍼지 (purge) 한다. 또한, 실린더내에서의 체류시간을짧게하고호퍼밑의실린더온도를낮게해준다. 실린더내에공기가흡입된경우에는호퍼밑의실린더온도를 낮게하고, 스크루회전수를느리게한다. 수지온도가낮을 경우에는수지온도를높이고콜드슬러그웰을크게한다. -38-
4.1.6 흑줄 (black streak) 성형품의표면에검은줄이나타나는현상으로서수지중의 첨가제또는윤활제가실린더내에서열분해하여발생한다. 흑 줄 (black streak) 도은줄과같이발생하는위치가일정하지않다. 원인으로는수지의열분해, 이물질혼입, 가열실린더내부에서의 산화등이있다. 수지의열분해시의대책으로는실린더온도를 낮게하고, 실린더내에서의체류시간을짧게한다. 캐비티내의 공기가빠지지못해, 흑줄이생길경우에는사출속도와 압력을낮게하고, 에어벤트를설치하고, 게이트위치를변경해 준다. -39-
4.1.7 광택, 투명도불량 성형품의표면에광택이없고투명제품의경우투명도가불량한 현상이며, 금형표면의끝다듬질이불량, 수지의유동성부족및 휘발분또는이형제의과다사용등이불량원인이다. 금형표면의 끝다듬질이불량일경우금형표면을경면사상 (mirror finish) 하고, 필요시크롬도금을해준다. 수지의유동성부족시에는 수지온도 ( 실린더온도 ) 와금형온도를높게하고사출속도를 빠르게해주고, 결정성수지일경우에는최대한냉각시간을짧게 해준다. 냉각시간이길면결정도가높아서광택, 투명도가 떨어진다. -40-
4.1.8 색얼룩 성형품의표면에색상이진하거나엷게나타나색이균일하지 못하여얼룩같이보이는현상을말한다. 발생하는장소에따라서 게이트주위에나타나면착색제의분산불량 ( 혼합불량 ), 표면 전체에나타나면착색제의열안정성의불량이다. 그밖의 원인으로는냉각속도의차에의한것이있다. 착색제의혼합 불량일경우에는드라이컬러링 (dry coloring) 을피하고, 착색 펠릿 (pellet) 작업으로착색해준다. 착색제의열안정성의 부족시에는실린더내에서의체류시간을짧게하고, 실린더의 온도를낮게한다. -41-
4.1.9 제팅 (jetting) 성형품의표면에뱀이지나가는것과같이구불구불한모양을 말한다. 제팅 (jetting) 은주로얇고평평한성형품의사이드 게이트에서잘나타나며, 금형온도, 수지온도가낮아서냉각된 수지가그형캐비티내로흘러들어와서생긴다. 금형온도와 수지온도를높이고, 콜드슬러그웰을크게해주고, 노즐부분을 가열함으로서개선할수있다. 4.1.10 취약 ( 脆弱 ) 성형후의수지물성치 ( 강도 ) 가정상이하로낮아진현상을 말한다. 수지는열분해햐면분자량이어떤값이하로되어충격 강도가급격히작아지고취약해지는경우가있으므로일반적으로 열분해를방지하는안정제가첨가되어있다. 현상으로는수지의 -42-
열열화 ( 熱劣化 ), 수지의가수분해, 수지의배향, 웰드라인이있다. 수지의열열화 ( 熱劣化 ) 시에는런너, 스프루, 게이트를크게하고, 분쇄수지의혼합량을줄이고실린더내의체류시간을줄여준다. 수지의가수분해시에는건조를충분히해주고, 수지의배향 시에는수지온도와금형온도를높여주고, 사출속도를느리게해 준다. 수지의흐름방향은강도가높으며흐름방향의직각방향은 강도가낮다. 웰드라인발생시에는수지온도와금형온도를 높게하여웰드라인을약하게하고, 게이트위치를변경하여 웰드라인방향을조절한다. 4.1.11 박리 ( 剝離 ) 성형품이운모와같이층상으로되어있어벗겨지는상태를 말한다. 폴리스틸렌 (PS) 이나폴리에틸렌 (PE) 과같이다른종류와 서로융합하기어려운수지를혼합하거나금형온도, 수지온도가 -43-
아주낮아성형품이급격히냉각할때발생한다. 분쇄수지의 혼합량을줄이고, 실린더와금형온도를높게하여개선될수 있다. 4.1.12 백화 ( 白化 ) 성형품의표면에흰자국이생긴모양을말하며성형후 이젝팅할때성형품의이젝팅밸런스가좋지않아생기는경우가 많으며, 냉각의불충분에의해서도발생한다. 백화 ( 白化 ) 를줄이기 위해서는이젝터핀을추가설치하고, 금형의측면에 구배를주고, 깊이가깊은보스는슬리브이젝터핀을사용해주고, 두께가얇고깊이가깊은리브는사각이젝터핀을사용하여 이젝팅밸런스를최대한맞추도록한다. 또한냉각시간의 불충분에의한백화 ( 白化 ) 는냉각시간을길게하여 성형품이내부까지고화 ( 固化 ) 된상태에서이젝팅되도록해준다. -44-
4.1.13 긁힌상처 성형품의측면에파팅라인과직각되는방향으로긁힌자국을 말한다. 금형의측면에구배가적거나, 끝다듬질이불량한경우에 성형품이이젝팅되면서금형측면에긁혀서나타난다. 개선 대책으로는금형측면을다듬질하고, 구배를충분히주고, 이물질을제거해준다. 또한측면에깊은부식무늬가있는경우는 슬라이드코어를사용해주고사출압력을낮게하여과잉충전이 되지않도록한다. 이젝터플레이트 (ejector plate) 의불균형에의한 긁힌자국발생시에는이젝터바 (ejector bar) 가균형있게이젝터 플레이트 (ejector plate) 를밀수있도록해주고, 금형캐비티 배열을균형있게대칭으로배열한다. -45-
4.1.14 수축현상 (sink mark) 모든성형품은성형후감소해가며수축한다. 그중에서성형품의 표면에부분적으로발생하는오목현상을수축현상 (sink mark) 이라고한다. 발생원인으로는금형캐비티내의낮은압력, 성형품뚜께의불균형등이있다. 캐비티내의압력이낮을 경우에는스프루, 런너, 게이트를크게하고래핑가공하여수지의 흐름저항을적게한다. 그리고, 사출압력을높게하고 보압시간, 냉각시간을길게주도록한다. 4.1.15 웰드라인 (weld line) 용융된수지가금형캐비티내에서분류 ( 分流 ) 하다가 합류 ( 合流 ) 하는부분에생기는가느다란선 ( 線 ) 모양을말한다. 두개이상의다점게이트의경우수지가합류하는곳, 구멍이있는 -46-
성형품에있어서수지가재합류하는곳또는살두께가 국부적으로얇은곳에발생한다. 주로수지의흐름이불량하거나 웰드라인위치가부적당할때발생한다. 수지온도와금형온도를 높이고게이트위치을변경하여수지의흐름을개선할수있다. 4.1.16 휨, 뒤틀림 사출후이젝팅시대기중에서생기는변형을말하며근본적인 원인은성형품의냉각불균일 ( 냉각시간차 ) 이다. 금형온도를 낮게해주고, 냉각시간을길게하여금형내에서성형품이 충분히냉각되도록하며, 냉각수위치를성형품이균일하게냉각 될수있도록변경함으로서변형을줄일수있다. 또한, 이젝터 핀을추가로설치하여이젝팅시성형품의균형을유지하게 하도록하고, 빼내기구배를크게주고, 코어 (core) 측면을곱게 다듬질함으로서개선효과를더크게할수있다. 성형응력에 -47-
의한변형일경우수지와금형온도를높게하여수지의 유동성을확보하고, 사출압력을낮게한다. 결정성수지의변형일 경우에는냉각속도를조절하여변형을줄일수있다. 서냉하면결정도가높아져수축이커지고급냉하면결정도가 낮아져수축이작아진다. 또한, 금형의고정측, 가동측에온도차를 주어냉각을균일하게유도해주는방법도있다. 가급적수지온도를 높게함으로서흐름방향의수축률과흐름에직각 방향과의수축률차이를적게할수있다. 4.1.17 이젝팅불량 성형품이금형의고정측에붙거나가동측에붙어이젝팅되지 않는경우로서, 성형품이고정측에붙는경우는매우심각한 경우로서양산이불가능하므로그원인을잘분석하여대책을 세워야한다. 과잉충전으로인한이젝팅불량시에는사출압력, -48-
수지온도, 금형온도를낮게하고사출시간을짧게해주며, 이젝팅 시압축공기를밀어넣는방법도고려해볼필요가있다. 성형품이 고정측에붙을경우노즐의구면반경이스프루부시의구면 반경보다크면스프루의분리가어려워지기때문에스프루와 노즐의접촉상태를조사해봐야한다. 그리고, 스프루로크핀의 언더컥양을크게하고, 고정측캐비티측면을래핑가공해주고, 가동측코어측면구배를적게해주도록한다. 4.1.18 타버림 (burn mark) 성형품의일부가검게타버린상태로서금형캐비티내의 공기가빠지지못하고단열압축되어수지의일부분이검게타고 완전한성형이되지않는현상을말한다. 타버림 (burn mark) 현상이발생하는부근에에어벤트를설치해주고, 수지온도와 -49-
사출속도를낮게해주고, 게이트방식및위치의조절로서 타버림 (burn mark) 현상을최소화할수있다. 4.1.19 크랙, 크레이징 (crack, crazing) 성형품의표면에가느다란선 ( 線 ) 모양의금이가거나깨지는 현상을말한다. 깨지는현상을크랙 (crack) 이라하고, 가늘게 금이가는것을크레이징 (crazing) 이라하며성형직후에 나타나는경우가많으나잔류응력에의해냉각되어가는과정에서 발생하는경우도있다. 발생원인으로는이젝팅의불균형, 사출압력의과다 ( 과잉충전 ), 금속인서트 (insert) 주위의크랙등이 있다. 금형온도를높게하여과잉충전에의한내부응력을제거 해주고, 인서트 (insert) 주위의크랙발생시에는금속 인서트 (insert) 를예열하여작업하도록한다. -50-
제 5 장 Tool Box 금형설계 5.1 런너 (runner) 와게이트 (Gate) 설계 Fig.5.1 과같이외관부품이고형상및크기를고려해유동중 수지온도의변화및수지의유동저항에의한제품외관및기계적 성질저하를방지하기위해, 낮은수지압에서충전이가능하고 성형품의잔류응력에유리한 6) 핫런너 (hot runner) 를 Fig.5.2 와 같이제품중앙에 1 점사용하였다. 핫런너 (hot runner) 는런너가실제로는없기때문에런너의 폐기, 재사용에수반되는수지의열화, 보관, 배합관리등에 유리하다. -51-
5.2 냉각회로설계 사출성형시성형사이클중에냉각시간이차지하는비중은 크다. 또한, 금형의온도제어는성형품의성형성, 성형능률, 품질 등에큰영향을미치므로금형설계시에충분히검토해야만한다. 일반적으로금형의온도를저온으로유지하고쇼트 (shot) 수를 올리는것이바람직하나 7) 성형품의형상 ( 금형의구조 ), 성형재료의 종류에따라서는성형성향상을위해금형온도를높여충전하지 않으면안되는경우도있다. 일반적으로냉각회로설계는균일한 냉각과신속한냉각을목적으로한다. 8) 균일한냉각은수축률차, 잔류응력및이형불량등을방지하여치수정확도및안정성을 유지함으로서품질을향상시키고, 신속한냉각은싸이클 (cycle) 단축을통한생산성향상에중요한역할을한다. 금형설계시 냉각회로의설계는이젝터핀 (ejector pin) 보다우선하여설계하며 가급적금형온도가높은곳에냉매가우선유입되도록하여 -52-
제품형상을고려하여설계하여야한다. 금형온도제어의목적은 성형싸이클 (cycle) 의단축, 성형성의개선, 성형품의표면상태 개선, 성형품의강도저하및변형의방지, 성형품의치수정밀도 향상으로볼수있다. Table 5.1 은플라스틱재료의성형온도와 금형온도와의관계를나타낸다. Tool Box 금형의냉각회로설계에서는고정측 ( 상측 ) 냉각은 관통하는직렬식냉각을 8 채널설치하였고, 냉각의직경은 12mm 로가공하였다. 가동측 ( 하측 ) 냉각은제품이깊기때문에 직경 20mm 배플 (baffle) 을사용하여냉각효율을높였다. 채널은 좌우대칭으로 2 채널을설치하였다. Fig.5.3 은배플 (baffle) 을 사용한냉각채널을도시하였다. -53-
5.3 이젝팅 (ejecting) 설계 사출성형이끝난후성형품의취출을위해직경 30mm 이젝터 핀 (ejector pin) 을상 하, 좌 우대칭으로 6 개소에설치하였고, 직경 6mm 이젝터핀 (ejector pin) 28 개를가능한균형있게 배치하여설치하였다. 또한, 성형품이깊기때문에금형의 고정측 ( 상측 ) 에붙는것을방지하기위해직경 30mm 에어 밸브 (air valve) 를 2 개소에설치하였다. 빼기구배는상 하측 동일하게 2 를주었다. Fig.5.4 는금형에설치된에어밸브 (air valve) 를도시하였다. -54-
5.4 변형방지설계 성형품의구조상성형후변형이예상되어변형방지를위해 Fig.5.5 와같이리브 (Rib) 를설치하였다. 또한사출압력에의한 처짐현상에의한성형품변형방지를위해 Fig.4.6 과같이직경 48mm 지지봉 (support piller) 을 10 개소에설치하였고, 성형후 수축을감안하여수측률 16/1000 을설계시치수에적용하여 성형품의치수안정성을고려하였다. -55-
제 6 장사출성형해석 6.1 실험과정및절차 사출성형 CAE 시스템은성형품을컴퓨터상에표현하는모델링 기능과해석에필요한조건을입력할수있는전 후처리기 (pre/post processor) 와해석결과를처리하여결과를분석할수있도록 지원하는 solver 로이루어진다. CAD S/W 에서작업한모델을 그대로사용할수있으면가장좋으나현실적으로는완벽한호환을 기대하기어렵다. 사출성형시변수는여러가지가있다. 본 연구에서는이러한변수를최적화시키기위해서 Moldflow 사의 전. 후처리기인 MF/VIEW 를사용하였고, Solver 로는 MF/FLOW, MF/COOL, MF/WARP 를사용하였다. Solver 는시간, 온도, 압력, 충진패턴등의해석결과를모델형상에등고선형상의 line -56-
contour 나 solid filled color 혹은그래프로나타내거나, 전체적인 분포로표시한다. 특히변형해석결과에서실제로뒤틀어진형태로 관찰할수있어서결과의이해에도움을준다. 해석에사용된 Tool Box 는 CATIA 를통하여제품모델링을하였고, 이를 I-DEAS 를 사용해파팅분할및금형설계를하였다. Moldflow 에서이파일을 STL 로 Import 하고, Mesh type 은삼각 mesh 를적용하였다. Moldflow 성형해석은 3 가지 mesh 형태를사용할수가있다. 첫째로제품살두께의중간면을취출해만든 Mid plane mesh 형태와, 둘째로제품의 3 차원형상을그대로받아들이고대신 내부가빈 Fusion mesh 형태, 세번째로 Fusion mesh 로내부가 채워진 3d mesh 의형태가있다. 일반적으로 Mid plane mesh 와 Fusion mesh 는전체면적에비해두께를무시할수있는형상에 대해적용하고, 두께의변화가적고모델이단순할경우엔 Mid plane mesh 을, 그렇지않을경우엔 Fusion mesh 를사용하며, 3d mesh 는두께편차가심하거나복잡한형상에사용된다. -57-
일반적으로해석결과의신뢰성을확보하기위해서는보다많은 유한요소를생성해야하며, 각각의삼각 mesh 는정삼각형에 가깝도록생성해야한다. 즉 Aspect ratio 가적은쪽으로 유한요소를생성해야한다. 물론유한요소생성시크기조절에서 크기를작게하면, 크게하는경우보다는양질의유한요소를 생성시킬수는있으나, 이렇게되면해석시간이상대적으로 증가하게된다. 본연구에서는 Tool Box 해석을위해 Mold Flow 의 Fusion Mesh 를사용하였으며 element 가 26424 개 node 가 13413 개이다. Fig 6.1 은 Tool Box 를 FE Modeling 한것이며, Fig 6.2 는 Tool Box 사출성형해석을위해 gate 와 runner, cooling channel 을 Modeling 한것이다. 사출성형공정의문제점을 찾고자초기설계를그대로입력하여해석을수행하였으며, 병행하여문제점해결및좀더양질의성형품을얻고자조건을 달리해유동및변형해석을수행하였다. -58-
제 7 장결과및고찰 7.1 사출성형조건 본연구에서사용된 Program 인 Mold Flow 에서는고분자용융체 의사출성형공정에서열의전달과관련된기본적인열분산식을 열전도도, 비열, 용융밀도를통해서구하고있다. k a = r C p a = 열분산 ( Thermal diffusivity ) ( m 2 / sec ) k = 열전도도 ( W / m. o C ) 3 r = 용융밀도 ( kg / m ) C = 비열 ( J / kg. C p o ) 일반적인고분자용융체의열분산정도는 -7 2 10 m / sec 정도이다. 사출성형기 Spec 을 Table 7.1 에도시하였다. Tool Box 의성형재 료는호남석유주식회사의 POLYPROTLENES(PP) J-370 을사용하 -59-
였고사용된성형재료의기계적물성치를 Table 7.2 과 Table 7.3 에도시하였다. Fig 7.1 은성형재료의온도변화에다른비체적의 변화를압력별로도시하였고, Fig 7.2 는전단변형율에따른점도 변화를온도별로나타내고있다. -60-
7.2 유동해석 (Flow analysis) 호퍼로주입된용융된성형재료가사출기의스크류를통해 유동할때비뉴턴성현상의지배를받기때문에, 금형내로충진될 때매우복잡한변화를보여준다. 이를프로그램으로해석하면여러 가지결과를예측할수있다. 7.2.1 충진시간분포 (Filling time) 충진시간분포는수지가금형속으로흘러들어갈때각위치에 도달하는시간을나타낸다. Fig.7.1 은충진시간분포를보여주고 있는데분포는 solid filled color 로보여지며오른쪽옆에금형에 나타난색과같은색깔로표시된표는시간을알려준다. 다른부분 보다같은색의분포가넓은곳은수지의흐름이원활하고온도의 변화가작은것을의미하며, 등고선의간격이좁아진것은이 영역에서충진속도가감소하는유동정체현상이발생하고 있음을나타낸다. Fig.7.3 을살펴보면 gate 부분부터충진이 -61-
시작되어점차적으로오른쪽아래쪽으로용융수지가채워져가는 과정을볼수있으며, 처음에는위쪽의수지유동이더좋았지만 후반에는좁은구간의하단부분에서최종충진이일어남을알수 있다. 따라서용융된수지가금형캐비티내에서분류 ( 分流 ) 하다가 합류 ( 合流 ) 하는부분에생기는가느다란선 ( 線 ) 모양인 Weld line 이 좁은구간의하단부분에서생성될것으로예상할수있다. 총 충진시간은 2.738 초가걸리는것으로나타난다. 7.2.2 온도분포 (Distribution of temperature) 유동해석결과에서계산되는온도분포는유동선단의온도 분포 (Temperature at flow front) 와충진된직후의전체적인온도 분포 (Bulk Temperature at end of filling) 의두가지가있다. 유동 선단의온도분포는금형내로수지가유입되는어느순간각 위치에서의온도변화를나타내는것으로서온도분포의변화가 심하다면수지의유동저항편차가증가하며지역적으로제품 -62-
물성의변화가커짐을의미한다. 용융수지의유동성은재료의 점도에의존하는데점도는온도의함수이므로금형의어느 위치에서수지의온도가금형으로많이전달되어온도강하가 증가한다면이지점에서의유동저항이커져사출압과내부응력이 증가되어성형성은물론제품의물성에영향을줄수있다. 더구나 재료가결정성수지인경우에는고화된재료의포화결정화도에 영향을주므로물성과더불어수축율변화에도큰변화를준다. 용융선단의온도분포는해석에적용했던원래의수지온도보다 20 이상감소하지않을것이요구된다. Fig.7.4 는유동 선단에서의온도분포를보여주고있으며, 최대온도는용융온도인 210 와거의비슷하여웰드라인은형성되지않을것으로보이나 최소온도와최대온도의격차가커큰부피수축이예상된다. 충진직후의온도분포는금형내로수지가유입될때유동균형 또는정체효과 (Hesitation Effect) 의발생여부를판단할수있게 한다. 만약금형의어느부분에수지가먼저도달하여멈추거나 -63-
정체된다면다른지역으로정상적인유동을하는수지보다훨씬 빠르게금형으로열을빼앗기게되므로온도가급격하게 감소하거나더심각한경우수지의녹는점이하로감소하게되어 미성형의원인이된다. Fig.7.5 는충진시작부터냉각완료까지의 온도분포를시간대별로나타내는데, 충진직후 (2.739 sec) 의온도 분포가 210 이상이므로미성형이일어나거나보압을주었을때 큰영향을미치지않을것으로예상된다. 7.2.3 전단변형속도 (Shear rate) 금형내용융수지는전단력에의하여유동되는데유동저항이 커지면고분자재료의전단변형이가속된다. 수지유동중금형의 어느부분에서전단변형율이높았다면그곳에서의유동저항이 크다는의미이며한계치를벗어나는경우에는수지의유동또한 정상상태를벗어난범위에있다고생각할수있다. 전단변형율이 높아지면용융선단의속도프로화일이복잡하게변화되면서 -64-
은조 (Silver Streak) 현상이나흐름자국 (Flow Mark) 을표면에 남기기쉽다. 게이트직후나살두께변화가심한부분에서이러한 현상의발생이빈번하다. Fig 7.6 에서보면 Shear rate 가 전체적으로 0 으로써은조 (Silver Streak) 현상이나흐름자국 (Flow Mark) 은발생하지않을것이라예상된다. 7.2.4 전단응력 (Shear stress) 전단응력은수지유동중저항에의하여내부적으로발생하는 응력을나타낸다. 전단응력이높으면제품내에잔류 ( 잔류응력 ) 하 여강도를저하시킬수있다. 고분자재료는각각허용한계응력 값을가지고있는데가능한이범위를넘기지않는것이좋다. PP, ABS 또는 PS 같은범용수지의한계전단응력은 0.25 ~ 0.3 MPa 이며, 고기능성수지일수록이값은높아진다. 전단응력은유동 저항에비례하므로전단응력을낮추려면수지와금형의온도를 증가시키고제품설계를변경하여살두께를두껍게하나이의 -65-
급격한변화를피해야한다. Fig 7.7 은제품표면의전단응력을 보여주며전체적으로 Shear stress 가 0 이므로잔류응력에의한 열화발생으로외관손상이가거나변형이일어나는문제점은발 생하지않을것으로예상된다. 7.2.5 Weld line Weld Line 은서로다른방향을갖는두유동선단이만나면서 만드는선인데, 제품의형태, 게이트위치나숫자등이 Weld Line 의 상태를결정한다. 또한제품에살두께변화가심하거나게이트 숫자가많을수록 Weld Line 도증가하는데, Weld Line 을방지하거나 은폐하기위해서는이와같은설계요소들을잘검토하여야한다. 외관제품은특히주의하여야하는데 Weld Line 의발생을피하지 못하는경우에는수지의온도, 압력, 접촉각등을잘조절하여그 영향을최소화할수있다. Weld Line 의강도는온도와압력및 사용하는재료의특성에따라변화한다. Weld Line 에서수지가만날 -66-
때온도는용융온도이상을유지하여야하고보압에서의압력 전달이충분하여야한다. 유리섬유나기타충진재가보강된수지는 Weld Line 의강도가더욱감소하므로사용시성형조건결정에 세심한주의가요구된다. 외관상으로관측되는정도는 V 홈의 깊이와 Weld Line 길이에좌우되는데홈의깊이는금형충진시의 유동속도에영향을받으며길이는접촉각에따라결정된다. Fig 7.8 에서보듯이 Tool Box 의경우 Weld Line 이미소하여실제 공정에서무시할수있을정도로예상된다. 7.2.6 Air trap Air trap 은수지가금형으로충진되어유동이정지되는즉, 충진이 완료되는지점을나타낸다. 이위치를잘파악하여금형제작시에 Vent 홈을가공해주어야미성형등을방지할수있다. Air trap 이 금형의형합면 (Parting Line) 에일치하면 Vent 홈의가공이용이하고 유동선단의공기나개스는이홈을통하여금형밖으로배출된다. -67-
그러나제품의중간에 Air Trap 이위치하면가스가배출되기어려워 여러가지성형불량이발생된다. 가스의벤트불안정으로인한 가장대표적인성형불량은미성형과단열압축에따른제품이 타는현상 (Burning, Burn Mark) 및표면에가스자국이남아거칠게 보이는현상등이있다. Fig 7.9 에서보면 Tool Box 의 Air trap 은 미소하여실제공정에서무시할수있을정도로예상된다. -68-
7.3 보압및변형해석 (Packing and warpage analysis) 7.3.1 고화층변화 Fig 7.10 는사출성형공정이끝난후에 frozen layer fraction 해석결과이며모두그값이 1 로써 part 전체가잘고화될것으로 예상된다. 7.3.2 변형 (Warpage) 이해석은앞서이루어진다른해석의요소들을통합하여모델이 어떻게변형될것인지를예측하게해준다. Fig 7.11 과 Fig 7.12 는 모든효과에의한변형을나타내며 Rib 의위부분의그림은 Rib 가 없는것으로수평방향의변형이 Rib 가있는것보다크게작용하는 것을알수있다. -69-
제 8 장결론 사출성형품에서변형이발생하는것은부피수축분포가성형품 전체에걸쳐동일하게나타나지않거나수지의배향으로인하여 나타나는현상으로, 성형불량이나제품의품질을저하시키기 때문에문제점으로지적되고있다. POLYPROTLENES(PP) 을사용한 Tool Box 의 Lower Part 의 CAE 결과에서사출성형취출후수평방향의변형이크게 작용하는것으로예상되었다. 이결과를제품및금형설계에 반영하여사츨성형실험에서는취출후변형을크게줄일수있었다. Fig 8.1 은사츨성형실험취출후 Tool Box 의 Lower Part 이다. 사출성형가공은사출시간, 압력, 냉각등여러요소인자들이 서로유기적으로작용하여성형품의가공성과품질을결정한다. 새로운형태의제품을사출성형하기위해서는시행착오를반복해 -70-
얻은경험으로최적의가공조건을찾아야한다. 본연구에서는 켬퓨터를이용한 CAE 해석을통해사출성형에영향을주는 요소들을이해하고, 시간적, 비용적인손실을최소화하면서최적의 성형조건을찾고, 그결과를실험에서얻어진결과와비교하여 해석의유용성을증명하였다. -71-
Table 5.1 Melt temperature and Mold temperature of Plastic Materials 재료명용융온도 ( ) 사출압력 (kgf/cm²) 금형온도 ( ) 폴리에틸렌 150~300 600~1500 40~60 폴리프로필렌 160~260 800~1200 55~65 폴리아미드 200~320 800~1500 80~120 폴리아세탈 180~220 1000~2000 80~110 3 불화염화에틸렌 250~300 1400~2800 40~150 스티롤 200~300 800~2000 40~60 AS 200~260 800~2000 40~60 ABS 200~260 800~2000 40~60 아크릴 180~250 1000~2000 50~70 경질염화비닐 180~210 1000~2500 45~60 폴리카보네이트 280~320 400~2200 90~120 셀룰로오스아세테이트 160~250 600~2000 50~60-72-
Table 7.1 Injection molding machine spec (LGH-850N) Maximum machine clamp force 성형기최대사출압 770.868 ton 17.3578 MPa 성형기최대사출속도 성형기반응시간 904 cm^3/sec 0.2 sec 성형기최대스크류스트로크 성형기스크류직경 578 mm 105 mm Table 7.2 Mechanical Properties Elastic modulus, 1st principal direction (E1) Elastic modulus, 2nd principal direction (E1) 1340 MPa 1340 MPa Poissons ratio (v12) (v23) 0.392 Shear modulus (G12) Transversely isotropic coefficient of thermal expansion (CTE) data [ a 1] Transversely isotropic coefficient of thermal expansion (CTE) data [ a 2] 481 MPa 9.05 x 10-5 [1/C] 9.05 x 10-5 [1/C] -73-
Table 7.3 Specific heat data Specific heat (Cp) 3612.4 J/kg-c Thermal conductivity data Temperature (T) 1 2 3 4 5 6 [C] 60.01 86.01 145.01 185.01 205.01 246.01 Thermal 1 2 3 4 5 6 conductivity (k) [W/m-c] 0.369 0.267 0.165 0.163 0.154 0.179 Heating / cooling 1 2 3 4 5 6 rate [C/s] 0 0 0 0 0 0-74-
Fig.2.1 Injection moulding cycle Fig.2.2 Schematic of Injection Molding Machine -75-
Fig. 2.3. Mold closing Fig. 2.4. Injection -76-
Fig. 2.5. holding pressure Fig. 2.6. colling & plastification -77-
Fig. 2.7. mold opening & ejecting -78-
Fig. 3.1. Coordinate system for mold cavity -79-
Fig.3.2 Frozen layer thickness -80-
Fig.5.1. CAD Model of the tool box -81-
Fig.5.2 Hot runner -82-
Fig. 5.3 Baffle Colling Chinnel Fig.5.4 Air Valve -83-
Fig.5.5 Modified model(add ribs) -84-
Fig.5.6 Support Piller -85-
Fig.6.1 FE Model -86-
Fig.6.2 Visualization of mesh generation -87-
Fig.7.1 PVT data -88-
Fig.7.2 Viscosity vs Shear Rate -89-
Fig.7.3 Filling time -90-
Fig 7.4 Temperature gradient at flow font -91-
Fig 7.5 Bulk temperature at the end of filling -92-
Fig 7.6 Shear rate at the surface of product -93-
Fig 7.7 Shear stress at the surface of product -94-
Fig 7.8 Weld line on the product -95-
Fig 7.9 Air trap inside the product -96-
Fig 7.10 Frozen layer fraction -97-
Fig 7.11 Deflection of the product by all effects for without rib (top) and with rib (bottom) tool box -98-
Fig 7.12 Deflection of the product by all effects for without rib (top) and with rib (bottom) tool box -99-
Fig 8.1 Tool Box -100-
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