본 연구에서는 사출성형 금형 전체가 아닌 상부 코어(Upper Core)만을 효율적으로 가열하기 위한 분리형 가열 구조를 설계하였다. Fig. 1(a)에 분리형 가열 구조를 적용한 사출 금형의 개요를 도시하였다. 하부 금형(Lower Mold)에 삽입되는 금형 코어를 상부 코어와 하부 코어(Lower Core)로 분리하고, 상부 코어 하단에 평판형 히터를 부착하였다. 하부 코어는 하부 금형의 도피부에 조립되며, 스프링이 장착된 스프링 가이드 핀(Spring Guide Pin)을 통해 상부 코어와 조립된다. 따라서 금형이 열려있는 경우 스프링의 작용으로 인해 상부 코어는 하부 금형에서 분리된 상태로 위치하며 히터에서 발생된 열이 상부 코어에 집중되어 빠른 속도로 온도가 상승하게 된다(Fig. 1(b)의 Step 1참조).

Fig. 1 
Description of an injection mold with a detachable core module for localized local heating

상기 분리형 금형은 금형이 닫힐 경우 Fig. 1(b)와 같이 동작한다. 즉 형폐 과정에서 상부 금형(Upper Mold)이 하강하면서 상부 코어와 접촉하여 스프링을 압축하며 상부 코어가 하부 금형 내부로 안착되도록 한다. 이때 상부 코어의 외주면 및 하부 금형의 내측면에 구배각을 형성하여 금형의 형개 및 형폐 과정에서 상부 코어의 이동이 원활하도록 하였다.

Fig. 1(b)의 Step 2에 형폐가 완료된 시점의 열전달 형태를 도시하였다. 가열된 상부 코어는 상부 금형과 접촉된 상태로 하강하며 스프링을 압축하게 되고, 형폐가 완료된 시점에서 하부 금형과도 완전히 접촉되어 가열된 코어로부터 상/하부 금형으로의 열전도가 발생한다. 이후 사출성형 충전 과정이 진행되며, 고온의 고분자 수지가 금형 내부로 유입되며 수지에서 금형으로 열전달이 발생한다(Step 3). 충전이 완료되면 히터의 전원을 끄고 냉각 공정이 진행되어 수지를 고화시키고, 이후 고화된 성형품을 취출하고 동시에 히터의 전원을 다시 켠 후 코어를 재가열하는 과정을 반복한다(Step 4).

Fig. 2(a)에 분리형 가열 구조를 적용한 전체 금형의 구성을 도시하였다. 금형은 2개 취수로 구성하여 좌측에 분리형 가열 코어를 적용하고 우측에는 일반 코어를 적용하여 분리형 가열 구조의 효과를 비교할 수 있도록 하였다. 상부 코어의 상면에는 곡면을 따라 수지가 유입될 수 있는 음각의 런너(Runner)가 형성되어 있으며, 상부 코어의 배면에 평판형 히터(Flat Heater)가 삽입되어 히터 고정판(Back Plate)으로 고정될 수 있도록 설계하였다. 평판형 히터는 독일 Bach-RC사의 세라믹 히터(가열 영역 48 × 43 mm, 용량 1 kW)를 사용하였다. 상부 금형 형판(Upper Plate)과 하부 금형 형판(Lower Plate)에는 각각 직선형 냉각 회로를 형성하였고, 내부에 상부 금형 및 하부 금형을 삽입하였다.

Fig. 2 
Design of an injection mold with a detachable core module

Fig. 2(b)에 상부 코어의 형상과 주요 치수를 도시하였다. 코어의 상면 우측에 수지가 유입되는 런너가 생성되어 있으며, 게이트는 폭 4, 두께 0.4 mm로 설계하였다. 성형부에는 금형 가열 조건에 따른 유동길이 비교를 위한 목적으로 곡선형 Fig. 2(c)와 같이 유로(Filling Channel)를 형성하였다. 유로의 폭과 깊이는 각각 3.2, 1.0 mm로 설계하여 주어진 영역 내에서 최대의 유동 거리를 확보할 수 있도록 하였고, 이때의 총 유동길이는 242 mm에 해당한다.

상기 가열 구조를 통해 상부 코어가 분리되어 있을 때는 성형부 표면이 효과적으로 가열될 것으로 예상되나 금형이 닫히면서 열전도로 인해 코어부의 온도가 빠르게 저하될 것으로 예상된다. 따라서 수지 유입 시간 동안의 열 차단을 위한 단열 구조가 필요하다. 이를 위해 Fig. 2(c)와 같이 하부 금형의 외주면에 요철부를 형성하여 코어 모듈이 삽입될 때 공기층(Air Pocket)이 생성되도록 하였다. 상기 공기층은 금형이 완전히 닫힌 후 코어와 하부 금형과의 접촉 면적을 줄임으로써 열전달을 지연하기 위한 목적으로 설계하였다.¹⁶ 또한 코어의 국부적인 열팽창에 의한 주변 형판과의 간섭을 방지하기 위해 0.2-0.25 mm의 공차를 부여하였다.

분리형 코어 모듈의 가열 특성을 확인하기 위해 코어를 제작하여 실험을 수행하였다. 재질에 따른 가열 특성을 확인하기 위해 2가지의 재질(AA-7075, SS-304)로 상부 코어를 제작하였다. 상부 코어의 배면에 평판형 히터를 삽입하고 고정판으로 고정시켜 Fig. 3(a)와 같이 상부 코어 모듈을 제작하였고, 코어의 표면부에 K-Type 열전대를 삽입하여 온도를 제어하였다. 가열은 코어 표면 온도가 사출 실험에 사용될 ABS 수지의 용융점(230°C)에 도달할 때까지 수행하였다. 성형부 표면에서의 온도 분포는 열화상 카메라(FLIR E50, FLIR Systems Inc.)를 사용하여 측정하였다.

Fig. 3 
Experiment for the core heating and the resulting core surface temperature for different core materials (Unit: °C)

Figs. 3(b)와 3(c)에 각각의 재질에 대해 코어 표면 온도가 목표치인 230°C에 도달했을 때의 온도분포를 도시하였다. 코어 표면의 최대 온도가 목표치에 도달하는데 소요된 시간이 AA-7075의 경우 117.5초, SS-304의 경우 120.7초가 소요되어 큰 차이가 없는 것으로 관찰되었다. 금형 표면의 최저온도를 비교하면 AA-7075의 경우 189.9°C, SS-304의 경우 78.6°C로 나타났는데, 이는 AA-7075의 높은 열전도도(130 W/m-K)로 인해 코어 전반에 걸쳐 온도가 상승한 반면 열전도도가 낮은 SS-304(16.2 W/m-K)의 경우 열 확산이 지연되기 때문으로 분석된다.

2.2절에서 진행한 상부 코어 모듈 가열 실험에 대한 열전달 해석을 진행하였다. 해석은 상용 유한요소해석 S/W인 ANSYS를 사용하였다. 히터의 단위 부피당 발열량은 계산된 평판형 히터의 소비전력(737.7 W)을 히터의 부피로 나눈 값인 75 W/cm³로 설정하였고 금형 외측의 대류 열전달 계수는 5 W/m²-K로 부여하였다. 금형과의 열 접촉 저항을 고려하기 위해 접촉면에 20000 W/m²-K의 열 접촉 전도도를 부여하였다. 상부 코어의 재료는 2.2절 실험에서 사용한 AA-7075와 SS-304를 적용하여 해석을 수행하였다. 평판형 히터의 물성은 기본 재료인 Si₃N₄의 물성을 적용하였고, Table 1에 해석을 위한 재료 물성을 요약하였다.

Figs. 4(a)와 4(b)에 재질별 목표 온도 도달 시점에서의 코어 표면 온도분포를 도시하였다. 전체적으로 Figs. 3(b)와 3(c)에 도시한 실험 결과와 유사한 분포를 보였으며, 표면 최저온도는 AA-7075의 경우 187.8°C, SS-304의 경우 81.9°C로 예측되어 실험 결과와 유사함을 확인하였다. 목표 온도 도달 시간은 AA-7075가 114.1초, SS-304가 119.3초로 예측되어 역시 실험 결과와 유사하게 나타나 해석의 신뢰성을 확인할 수 있었다.

Fig. 4 
Temperature distributions on the core surface at the target temperature (Unit: °C)

전술한 코어 가열 모듈이 사출 금형에 삽입된 경우 금형 형판으로의 열전달을 고려한 가열 특성을 예측해야 하며, 이를 위해 금형 형판을 포함한 열전달 해석을 실시하였다. 이때의 해석 영역 및 경계 조건은 금형의 형개 및 형폐 상태에 따라 차이가 발생하는데, Fig. 5에 각각의 경우에 대한 해석 조건을 도시하였다. 형개 상태에서의 열전달 해석은 Fig. 5(a)와 같이 하부 금형만을 대상으로 수행하였으며, 대기에 노출된 금형 상면과 측면에 자연대류 경계 조건을 부과하였다. 반면 형폐 상태에서는 Fig. 5(b)와 같이 코어 모듈을 형판과 접촉시키고 상부 금형을 해석 영역에 포함시켜 상부 금형으로의 열전도 효과를 고려하였다.

Fig. 5 
FE analysis models and thermal boundary conditions

상기 해석 영역에 대해 코어 표면 온도가 목표치(230°C)에 도달하면 금형이 닫히는 것으로 가정하여 과도 열전달 해석을 수행하였다. 주변 온도는 20°C로 설정하였고, 냉각수는 60°C의 온수가 167 cc/s의 유속으로 유입되는 것으로 설정하였다. 이에 따른 냉각 회로 내에서의 대류 열전달 계수(h)는 식(1)의 Dittus-Boelter 식으로 계산하여 50200 W/m²-K으로 부과하였다.

여기서 D는 냉각 회로의 직경(8 mm), k는 열전도 계수이며, Re는 유체의 Reynolds 수, Pr은 Prandtl 수를 의미한다.

본 연구에서 제시한 분리형 코어의 열전달 효율을 고찰하기 위해 3가지 형태의 금형에 대해 해석을 수행하였다. 우선 평판형 히터가 삽입된 코어 모듈이 금형 형판과 완전히 접촉된 구조(Type 1)와 Fig. 2(c)에 도시된 요철 구조가 형성된 형판에 코어가 삽입된 구조(Type 2), 그리고 Fig. 5에 제시한 바와 같이 금형의 개폐에 따라 접속 상태가 변화하는 분리형 가열 구조(Type 3)의 3가지 구조를 해석적으로 비교하였다. 각 부품별 재료는 Fig. 2(a)를 기준으로 부여하였으며, 상부 코어는 AA-7075 물성을 적용하였다.

Fig. 6(a)에 3가지 금형 구조에서 가열 시작 후 40초 경과 시점의 열속(Heat Flux) 분포를 비교하였다. 코어와 금형 형판이 완전히 접촉하고 있는 Type 1의 경우 삽입된 히터에서 코어부로 열이 전달되고 2차적으로 형판으로 열이 전도되는 것으로 나타났으며, 최대 열속은 30.8 W/cm²로 예측되었다. 형판의 요철부에 의해 부분적으로 코어와 접촉하고 있는 Type 2의 경우 접촉 부위를 통해 열전도가 발생하여 형판에서도 열속이 발생함을 알 수 있다. 최대 열속은 32.0 W/cm²로 예측되어 Type 1 대비 3.8%정도 향상됨을 알 수 있다. 반면 분리형 코어를 적용한 Type 3의 경우에는 금형 형판으로의 열전달이 발생하지 않으나 하단의 스프링을 통해 고정판으로 부분적인 열전달이 발생하였다. 이때의 최대 열속은 35.2 W/cm²로 나타나 14.3% 향상된 결과를 보였고, 결과적으로 주변 형판으로 열을 빼앗기지 않고 코어부만 효과적으로 가열할 수 있음을 알 수 있다.

Fig. 6 
Comparison of the heat transfer characteristics for three mold structures

Fig. 6(b)에 3가지 금형 구조(Types 1부터 3)에 대해 100초간 가열을 수행한 후 금형이 닫히고 나서 100초 경과 시점까지의 코어 표면 중심에서의 온도 변화를 비교하였다. Type 1의 경우 100초 가열 후 성형부 표면 중심의 온도는 128.3°C까지 도달하는 것으로 나타났으며, 이후 빠르게 냉각되어 냉각이 종료되는 200초 경과 시 70.1°C까지 온도가 저하되었다. Type 2의 경우 가열 후 143.7°C까지 도달하여 가열 속도가 소폭 상승되었고, 냉각 종료 시 74.4°C에 도달하여 Type 1과 유사한 결과를 보였다. 반면 Type 3의 경우 가열 후 최대온도가 220.8°C까지 도달하여 가열 속도가 Type 1의 2배 이상 향상되는 것으로 확인되었다. 상기 결과로부터 분리형 가열 구조를 적용한 Type 3이 가장 우수한 열전달 특성을 보임을 확인하였다.

본 연구에서는 상부 코어를 가열하였을 때 코어의 온도가 빨리 상승하면서도 형폐 후 수지가 충전될 때까지 성형부의 온도 저하가 크게 발생하지 않는 재질을 선정하는 것이 요구된다. 이를 위해 전술한 AA-7075와 SS-304의 2가지 재질을 적용하여 열전달 해석을 진행하였다. 해석은 과도 열전달 해석을 수행하였으며, 해석 조건은 3.2절과 동일하게 설정하였다. 코어부 최대 온도가 목표 가열온도(230°C)에 도달할 때까지 수행하였다.

Figs. 7(a)와 7(b)에 재질별 목표 온도 도달 시점에서의 코어 표면 온도분포를 도시하였다. 전체적인 온도분포는 Figs. 4 (a)와 4(b)에 도시한 코어 모듈만 해석한 결과와 유사한 분포를 보였으며, 최저온도는 AA-7075의 경우 179.6°C, SS-304의 경우 92.6°C로 예측되어 Fig. 4의 결과(AA-7075 187.8°C, SS-304 81.9°C)와 차이가 발생함을 확인하였다. 이는 금형 형판의 온도가 온수로 인해 60°C로 유지되는 만큼 상온에서 코어 모듈만을 대상으로 수행된 3.1절 결과와 차이가 발생하기 때문으로 판단된다. 목표 온도 도달 시간은 AA-7075가 101.0초, SS-304가 102.9초로 예측되어 금형의 초기온도(60°C)에 의해 3.1절의 결과(AA-7075 114.1초, SS-304 119.3초)에 비해 10초 이상 단축됨을 확인하였다.

Fig. 7 
Comparison of the core surface temperature for different core materials and at different time (Unit: °C)

실제 사출성형 공정에서 목표 온도 도달 후 히터가 꺼지고 이후 충전 과정 및 보압 과정이 진행된다. 따라서 보압이 종료되고 본격적인 냉각이 시작되는 3초 이후까지의 온도가 성형성에 영향을 미치게 된다. Figs. 7(c)과 7(d)에 목표 온도 도달 이후 3초 경과 시의 코어 재료별 표면 온도분포를 도시하였다. AA-7075의 경우 최대 온도가 209.5°C로 나타나 3초간 21°C의 온도 저하가 발생함을 확인할 수 있었다. 반면 SS-304는 3초 후 최대 온도가 219.2°C로 떨어졌으며 총 11°C의 온도 저하가 발생함을 알 수 있었다. 이러한 차이는 SS-304 재료의 낮은 열확산으로 인해 냉각이 지연되기 때문으로 판단된다. 상기 결과로부터 미세 유동 채널의 성형성을 향상시키기 위해서는 냉각 과정에서 열손실이 적은 SS-304가 보다 적합한 것으로 판단되어 코어 재질로 선택하였다.

3장에서 기술한 2개취수(Two Cavity) 금형(좌측: 일반, 우측: 분리형 가열 구조)에 대한 성형 특성을 비교하기 위해 유동해석을 실시하였다. Fig. 8에 상기 곡면형 유로를 성형하기 위한 2개 취수 사출 금형 유동 안내부의 형상을 도시하였다. 곡면형 유로는 유동 거리 향상을 확인하기 위한 목적으로 폭 3.2, 깊이 1 mm로 설계하였으며, 러너 직경은 6 mm, 게이트 크기는 0.4 mm로 설계하였다.

Fig. 8 
Configuration of 2-cavity filling channels with runners

유동해석은 사출성형 전용 해석 S/W인 Moldex3D를 사용하였다. 수지는 ABS (XR404, LG Chemical)를 사용하였고, 금형은 Fig. 2(a)에 기술된 재료 물성을 적용하였으며 상부 코어는 3.3절 결과에 따라 SS-304를 적용하였다. 사출성형기는 동신유압㈜의 Pro-MC 120A를 사용하여 조건을 설정하였다. Table 2에 해석에 사용된 사출성형조건을 나타내었다. 상부 코어의 가열 온도에 따른 성형 특성을 고찰하기 위해 상부 코어의 온도를 각각 170, 190, 210, 230°C로 해석을 수행하고 결과를 비교하였다.

Fig. 9에 4가지 코어 온도(T)에 따른 유동 거리를 비교하였다. Fig. 9(a)는 코어 온도가 170°C인 경우의 결과로 좌측부 유동 거리(l₁)가 143.7 mm인 반면 가열 구조가 적용된 우측부 유동 거리(l₂)가 176.9 mm로 나타나 23%정도 향상됨을 보였다. Figs. 9(b)부터 9(d)에 코어 온도를 각각 190, 210, 230°C로 증가시켰을 때의 결과를 도시하였다. 금형 가열의 영향이 없는 좌측 성형부에서는 유동 거리가 143.7-144.8 mm로 나타나 큰 차이가 없는 반면 분리형 가열 구조를 적용한 우측부 유동 거리는 각각 184.9, 192.7, 202.8 mm로 예측되어 큰 폭으로 향상됨을 확인하였다. 특히 코어 온도를 230^oC로 설정한 Fig. 9(d)의 경우 유동 거리가 202.8 mm로 41%만큼 향상됨을 확인하였다. 상기 결과로부터 제안된 분리형 가열 구조를 적용한 경우 유동성을 대폭 향상시킬 수 있음을 확인하였다.

Fig. 9 
Comparison of filling length with different temperature

상기 해석 결과의 검증을 위해 분리형 가열 장치가 포함된 2개취수 사출 금형을 제작하였다. Fig. 10(a)에 제작된 금형의 형상을 도시하였다. 좌측 고정형 코어는 형판과 일체형으로 제작하였고, 우측 분리형 코어에 가열 장치를 삽입하여 실험을 수행하였다. 또한 온수 조절기를 사용하여 금형의 온도를 60°C로 유지시켜 사출 실험을 진행하였다.

Fig. 10 
Experimental verification of mold heating capability

Fig. 10(b)에 가열 시작 후 목표 온도 도달 시점까지 측정된 코어의 중심부 온도의 측정 결과를 해석 결과와 비교하였다. 이때 코어 표면의 온도는 열화상 카메라를 사용하여 측정하였다. 측정된 온도 변화는 열전달 해석의 결과와 유사하게 나타났으며, 이를 통해 3.2절과 3.3절의 해석 결과의 신뢰성을 확인할 수 있었다.

Fig. 11(a)에 각 코어 가열온도에 따른 수지의 유동 거리 차이를 비교하였다. 전반적으로 해석 결과와 실험 결과가 유사한 유동 거리를 보임을 확인할 수 있었다. Fig. 11(b)에 각각의 결과를 정량적으로 비교하였으며, 이때 실험 결과는 5개의 샘플에 대해 측정하였다. 금형 온도가 60°C에 의해 사출이 진행된 일반 사출의 경우 수지의 유동 거리는 143.3 mm로 4.1절의 해석 결과(143.7-144.8 mm)와 유사하게 나타났다. 코어를 170°C로 가열한 경우 유동 거리는 173.4 mm로 21%의 증가를 보였으며, 해석 결과(176.9 mm)보다 다소 적게 나타남을 알 수 있다. 코어를 190°C로 가열한 경우 유동 거리는 180.7 mm(27% 증가)로, 210°C로 가열한 경우 186.4 mm(31.3% 증가)로 증가함을 확인하였다. 한편 소재의 융점인 230°C로 코어를 가열한 경우 유동 길이가 195.8 mm로 38.2%의 증가율을 보이나 전체 유동길이(242 mm)의 81%에 해당하는 충전율을 보였다. 이는 금형 가동측(코어)은 융점까지 가열이 되었지만 고정측(캐비티)의 온도가 낮아 유동성을 저하시키기 때문으로 분석된다.

Fig. 11 
Comparison of mold filling results for different mold temperature