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JKSPE : Journal of the Korean Society for Precision Engineering

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적층 제조 고분자 금형을 사용한 마그네슘 합금 판재의 온간 굽힘 공정 분석

윤형원1, 경준현2, 박근2, 이창환1,2,#orcid

Analysis on the Warm Bending Process of Magnesium Alloy Sheet Using Additively Manufactured Polymer Die-Set

Hyung-Won Youn1, Jun-Hyun Kyeong2, Keun Park2, Chang-Whan Lee1,2,#orcid
Journal of the Korean Society for Precision Engineering 2021;38(10):775-783.
Published online: October 1, 2021

1 서울과학기술대학교 기계디자인금형공학과

2 서울과학기술대학교 기계시스템디자인공학과

1 Department of Mechanical Design and Manufacturing Engineering, Seoul National University of Science & Technology JFIFddDuckydqhttp://ns.adobe.com/xap/1.0/ Adobed     ! 1AQa"q 2#w8B36v7XRr$9bCt%u&Ws'(xy4T5fH  !1AQaq"2B Rbr#u67Ѳ3sTt5v8Sc$4ĂCÔ%UӅFV ?_Aנj- H>>,m*>fzp"TrKkr^r.|_&]|*vPuܶvoQ1mwVJUhu-I"=LniAƕ8"۲ k*ҿ[yu:.vUQ+)%F DHyVBk>Hy8jݹ q~9D4KRmzQ)^ʔ.J%k_tVi5NTjg!'ky|5asOȻ)R۸ߩFMԿ3L4j6dڜ#NIwUF]JqB/(FafJRzq3\G՛ ?~\ 6)6W4m[O^L0E&rRMض*C .]Unl-1 1r#Rj/&QɈ׉˩s6Rj=5Tg.y.·Pӡ:JJS:C8-2u]d&vUz;7p9 5VnL֢"y)">iי(IDDd| Yj0; LRfS:ktYK%*N2^m|&dğth":ey)uPQZW)gcC3Pv&MMWd&Ŵ۲mvTRoժM03*F3Yd6\8,\hݻ kߔi<k NTwSԪmljj[>->ptU%'LR>&EBH$MQAUx[$Z6vi&_a.KIQ{hyƒ j"JOC9eFҝfj;˚Ω<[3_m% lQ@4g=5$(J]Yc-OMq<Ǎ wSzڗ)k$7VIP붾ͯnV+卵*t]iЎD31~SA1éC2u)ʼnQn-Uoi3:grI8ؓWm*G zܕ)ZקJ}Y YlGeJ6cB2I NS3Q>k=KTBT]W6+SOXQgGR? telˊ%-Re\hѯ2TF"C/OJΩ6r[N.0{SpljjX1“jOsӥ;ҭhe}xu`Ք&.)yO̒ Fߑ.$Qw;9Iw2o+RVJMSOj[SoҌZ%;`d$blQ{Ro{Imڌ>3egf\O֝Uzx"䢸g+mv%Gʆ:|V[N'&ס-ޝ'kfE|K,G&˳98Juin/\\Qݿ̋v~Ǩ!rtWU d|E߫R4d}.qPw*Ӭv5YEcn~f5c%MTMkb-F>5JT,})QHg%{("ӔȸWMsYyWNRrkkJr0XドnͫT}r-jj,Ŕʍ\Q2Ri>v$5!]"JB2WɅ)]VԜUc8i|.jeRO6^V.¸ Q&#|ܶ-*uOG%JAtRZRr]FFG\۩w+?'zչSѧt jz>KW&ot{7P&2D;&\\>Q2JzܗAKSfeNn[jRrԕf6,q,F1tRfԗ>vֶևj-&R'Zi2=xv~Elbsvm8=ӛ"ū񕜈BȩlWau[]ٷBߨF~J!|Ipr3R̴#Yp)={7:G{+:\W}n|Q#%)7^-h"Ƒq:M*%J&$T軨I333׎g_- ucBwwjp[6i25$̏bU’ٱRv?G\~#Iͪb7<<}Ezt" q_Inw,7-d,G÷%T* Wg1"䥱kq/A.,_KhqŒxwvo u2ۥۧ.bQ}XκA$֣ +K״ZUNmڸII{.v{5z5ѮRme[moyƾd~cRݾK'j.\i&/S6f|b=5: p!6i_ 4j6=.si˧eƾtS^c.Y^RJVS-Vi3,esi08?H$GvZgg?gi䤟2adw릿:"۪lkSN>q-4kI܋ێe̊qۅgDoѨ9; #T.Q;7#~_Ufstb_'w~Xw1Xk,vcOt._}v}8"(4Z\ۘgk?J?bm_c!g{HZV]Fkk%~gEt)b秴vΰB|꽸}mp~E6ݹv;7P٤v+ri*3Ԣ|'O14_~7nP{7ZU\Vű[ +7󖱅o#:ǥŬ\|3r%TJX]V7ez¨Y]lc|O3V! 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#E-mail: cwlee@seoultech.ac.kr, TEL: +82-2-970-6371
• Received: May 16, 2021   • Revised: July 10, 2021   • Accepted: August 2, 2021

Copyright © The Korean Society for Precision Engineering

This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

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  • Research on the application of additively manufactured polymer (AMP) to the conventional manufacturing process is underway. In this study, an additively manufactured die-set (AMDS) was used and applied to the warm forming of the magnesium alloy. Heat transfer and coupled temperature-displacement analysis were conducted in the V-Bending and U-Bending processes to study the applicability of the AMDS to the warm-forming process of the magnesium alloy sheet (AZ31B). A heat transfer experiment was conducted to determine the thermal contact conductance between the AZ31B material and two types of die-set, the metal and AMP. V-Bending and U-Bending experiments were conducted at 373 and 423 K; reduction in temperature between metal die-set and the additively manufactured polymer die-set were compared. The springback after the bending process with different initial temperatures and die materials was investigated. The simulation model showed good agreement. The springback of AZ31B was more decreased with the additively manufactured polymer die-set than with the metal die-set. The stress of the additively manufactured polymer die-set in the bending process was very small. It was confirmed that in the AZ31B material, the additively manufactured polymer die set helps increase the formability and decrease springback by keeping the temperature of AZ31B better.
  • KEYWORDS: Additive manufacturing, Finite element method, Magnesium, Bending process, Heat transfer, AZ31B
  • KEYWORDS: 적층 제조, 유한요소법, 마그네슘, 굽힘 공정, 열전달, 마그네슘 합금 판재
적층 제조(Addiitve Manufacturing) 공정은 3D 프린팅으로도 명명되며, 2차원 단면을 적층하여 3차원 형상을 제작하는 방법이다.1 초기에는 시제품 제작 용도로 사용되어 왔으나, 최근 적층 제조 장비와 소재가 고도화됨에 따라 제품의 직접 제조에 활용되고 있으며, 특히 적층 제조 특화설계기술(Design for Additive Manufacturing, DfAM)과의 연계를 통해 기존의 제조공정 대비 제품의 기능성을 획기적으로 향상시키기 위한 용도로 활용되고 있다.2
또한 적층 제조 공정을 통해 금형을 제조하여 제품 생산에 활용하는 쾌속 금형제작(Rapid Tooling)에 관한 연구도 진행되고 있다.3 대표적으로 금속 적층 제조 공정을 이용하여 형상적응형 냉각회로(Conformal Cooling Channel)를 적용한 사출금형을 제작하여 냉각 특성을 향상시킨 연구가 활발히 진행되었다.4-6 또한 금속 프린팅 공정을 사용하여 표면경도 및 고온강도를 증대시켜 열간 가공용 금형 및 공구에 활용한 사례도 보고되었다.7-9
최근 3D 프린팅 재료의 발전으로 고온강도 및 내열성이 우수한 엔지니어링 플라스틱용 3D 프린터가 개발되고 있으며,10,11 엔지니어링 플라스틱 소재로 금형 형상을 프린팅하여 사출 성형용 금형으로 활용한 연구도 발표되었다.12-14 상기 연구는 주로 내열 온도 353 K 이상의 고내열성 수지를 사용하였으며, 상대적으로 형상정밀도가 높은 광조형 혹은 분말소결형 프린팅 공정을 사용하여 수행되었다.
본 연구에서는 DLP (Digital Light Processing) 광조형 적층 제조 공정을 사용하여 금속 박판 성형용 금형을 제작하고자 한다. 특히 인성이 높은 광경화성 고분자 재료를 활용하여 마그네슘 합금 판재(AZ31B)의 온간 성형 금형에 적용하고자 한다. 마그네슘 합금 판재는 재결정 온도가 423 K으로, 다른 금속 재료에 비해 낮다. 423 K 이상에서 AZ31B는 연신율이 증가하고, 스프링백이 감소하여 온간 성형에 적합하다.15
기존 온간 성형에서는 금형에 열원을 장착하여 금형 전체의 온도를 가열하거나 챔버 안에서 성형을 진행하였는데, 본 연구에서는 효율적인 온간 성형을 위해 소재의 온도만을 상승시켜 온간 성형을 적용하였다. 기존 금속 금형을 사용하는 경우 가열된 소재의 온도가 급속히 감소한다. 적층 제조 고분자 금형의 경우 낮은 열전도 계수로 성형 중 재료의 온도를 유지할 수 있어 효율적인 온간 성형이 가능하다.
본 연구에서는 적층 제조 고분자 금형의 열전달 특성을 분석하였다. 금형 소재에 따른 마그네슘 시편의 온도 변화를 실험, 해석을 통해 분석하여 적층 제조 고분자 금형과 금속 금형의 열전달 특성을 분석하였다. 그리고 유한요소해석을 통해 V-굽힘, U-굽힘에서 일반 금속 금형과 적층 제조 고분자 금형의 열전달 특성, 성형 공정을 해석하였다. 또한 V-굽힘, U-굽힘 실험을 통해 온도 변화와 스프링백 발생 특성을 분석하였다. 적층 제조 고분자 금형의 온간 성형용 금형으로써 활용성을 분석하였다.
2.1 실험 구성
먼저, 각 금형 재료 사이의 열전달 계수를 찾았다. Fig. 1과 같이 각 재료 사이에 일정 온도로 가열한 AZ31B 판재를 두고, 온도 감소를 측정하여 재료와 AZ31B 판재 사이의 열전달 계수를 측정하였다. 해석과 실험이 같은 온도 감소를 보이는 값을 찾아 해당하는 재료 사이의 열전달 계수로 사용하였다. 실험에 사용된 소재는 AZ31B이며, 시편의 크기는 가로 32, 세로 33, 두께는 1 mm이다. 온도 측정을 위해서 K-Type Thermocouple을 시편 중앙에 부착하였다. 온도 기록을 위해서 Arduino와 Max31855 모듈16을 사용하여 온도를 계측하였다. 실험은 총 3회 반복하여 신뢰성을 확보하였다. 실내온도는 293 K이다. 실험 방법은 다음과 같다. 준비된 시편을 적외선 램프를 사용하여 473 K까지 가열한다. 가열된 소재를 금형 사이에 접촉시킨 뒤 상부 금형 위에 50 N의 하중을 가한 상태에서 시간에 따른 온도 감소를 측정하였다.
Fig. 1

Composition of heat transfer test by die material

KSPE_2021_v38n10_775_f001.jpg
2.2 해석 모델 및 해석 조건
금형 재료로는 일반 탄소강인 SM45C와 적층 제조 공정 재료인 Carima의 Ultratough (CUKT05B)17를 사용하였다. CUKT05B의 기계적 특성은 Table 1과 같으며, Fig. 2는 CUKT05B의 인장시험 결과이다. CUKT05B는 가공성이 좋고, 인성이 뛰어나 쉽게 파괴되지 않으며, 기계가공이 가능하여 금형 조립에 용이하여 펀치 및 다이의 재료로 사용하기 적합하다. Table 2는 해석에 사용된 재료 열물성이다. 금형 소재의 경우 온간 굽힘 공정에 있어 그 온도가 크게 변하지 않는다고 가정하여, 온도에 따른 물성은 고려하지 않았다.
Table 1

Material properties of carima CUKT05B

Table 1
Tensile strength
[MPa]		 Young’s modulus
[MPa]		 Elongation
[%]		 Hardness
(Shore) [D]
59 1,200 30 81
Fig. 2

Tensile test result of CUKT05B

KSPE_2021_v38n10_775_f002.jpg
Table 2

Material properties

Table 2
SM45C CUKT05B AZ31B
Density [kg/m3] 7,850 1,000 1,850
Young’s modulus [GPa] 200 1.2 39.2
Specific heat [J/kg·K] 480 2,000 1,025
Conductivity [W/m·K] 40 0.15 159
열전달해석은 ABAQUS의 C4H8T 요소를 사용하였고, 총 12,472개의 요소를 사용하였다. 해석은 1/8 모델로 수행되었으며, ABAQUS 6.14를 사용하였다. 해석에 사용된 경계 조건은 Fig. 3에 나타나 있다. 소재의 초기온도는 473 K이고, 금형의 온도는 293 K이다. 해석 모델은 1/8 모델로써 X축, Y축, Z축으로 대칭 조건을 주었다. 접촉면을 제외한 나머지 면은 모두 상온의 자연대류 조건(h = 5 W/m2K)을 사용하였다. 해석에서는 마그네슘 판재와 금형의 접촉 열전달 계수를 변수로 하여, 실험에서 측정된 온도 감소 추이를 가장 잘 모사하는 열접촉 컨덕턴스(Thermal Contact Conductance)를 찾아 그 값을 두 재료 사이에서의 열접촉 컨덕턴스로 결정하였다.
Fig. 3

Boundary condition of the heat transfer simulation

KSPE_2021_v38n10_775_f003.jpg
2.3 해석 결과와 실험 결과의 비교
Fig. 4에서 해석 결과와 실험 결과를 도시하였다. Fig. 4(a)는 마그네슘과 적층 제조 금형 사이의 접촉 열전달 계수에 따른 해석값과 실험값을 같은 그래프에 나타냈다. 접촉 열전달 계수가 커질수록 마그네슘 온도가 더욱 빠르게 감소하는 현상이 관찰되었고, 마찬가지로 접촉 열전달 계수가 감소할수록 온도 하락이 느려지는 것을 확인할 수 있다. 마그네슘과 적층 제조 금형 사이에서의 열접촉 컨덕턴스는 400 W/m2K일 때 실험값을 가장 잘 모사하는 것으로 나타났다. Fig. 4(b)는 금속 금형과 마그네슘 소재 사이에서의 열접촉 컨덕턴스에 따른 해석값과 실험값을 같은 그래프에 표현하였다. 열접촉 컨덕턴스가 높을수록 빠른 온도 감소가 발생하던 반면, 열접촉 컨덕턴스가 낮을수록 온도 하락폭은 감소하였다. 마그네슘과 금속 금형 사이에서의 열접촉 컨덕턴스는 700 W/m2K일 때 실험값을 가장 잘 모사했다.
Fig. 4

Simulation of the temperature variation with respect to different thermal contact conductance values. (a) Temperature variation of between the magnesium and the additively manufactured die, and (b) Temperature variation between the magnesium and the metal die

KSPE_2021_v38n10_775_f004.jpg
열전달은 주로 자유전자의 이동이나 분자의 진동으로 인한 전파가 주된 요인이다. 금속 소재는 폴리머 소재에 비해 많은 자유전자를 가지고 있고, 밀도 또한 높기 때문에 분자 사이의 거리가 가까워 분자의 진동이 잘 전파된다. 그래서 열전달이 잘 일어나게 된다. 반대로 폴리머 소재의 경우 탄소화합물이기 때문에 비교적 적은 자유전자를 가지고 있고, 밀도 또한 낮기 때문에 분자 사이 거리가 멀어 진동에 의한 전파도 잘 일어나지 않기 때문에 금속 금형이 적층 제조 공정으로 제작된 금형에 비해 접촉 열전달 계수가 높다.
적층 제조 금형에서의 해석과 실험에서의 온도 변화와 금속 금형에서의 해석과 실험에서의 온도 변화를 Fig. 5에서 비교하였다. 해석 결과를 기준으로 약 10초에서 금속 금형의 경우 410.1 K인 반면에 적층 제조 금형은 440.6 K로 금속 금형보다 적층 제조 금형이 30.5 K 높은 온도를 유지했다. 이는 적층 제조 금형의 소재가 AZ31B 소재의 온도가 금형을 통해 발산되는 것을 감소시킬 수 있다.
Fig. 5

Comparison of the simulation results and the experimental results of the temperature decrease with the metal die-set and the additively manufactured die-set

KSPE_2021_v38n10_775_f005.jpg
3.1 해석 모델 및 해석 조건
마그네슘소재는 상온에서의 연신율이 매우 낮아 상온에서 성형이 불가능하다. 이러한 이유로 마그네슘 소재의 경우 온간 성형을 통해 소재의 부족한 성형성을 극복한다. 일반적인 마그네슘 굽힘 공정은 금형을 마그네슘의 재결정 온도인 약 423 K 이상으로 가열한 상태에서 성형이 진행된다. 하지만 본 연구에서는 소재를 미리 가열한 뒤 상온 상태의 금형으로 성형하는 방식을 사용했다. 해석에서 사용된 소재의 초기온도는 373과 423 K이다.
해석에 사용된 물성치는 Tables 1과 2에 정리되어 있다. Fig. 6은 해석 및 실험에 사용된 금형의 도면이다. Fig. 7은 해석에 사용된 해석 모델이다. 해석은 ABAQUS 6.14를 사용하였다. V-굽힘, U-굽힘 모두 1/2 2D 대칭 모델을 사용했다. V-굽힘 해석은 3,704개의 4절점 요소(CPE4RT)를 사용하였고, U-굽힘 해석은 2,203개의 4절점 요소(CPE4RT)를 사용하였다. 마그네슘 합금 판재의 물성은 등방성으로 가정하였고, 온도에 따른 유동 응력을 사용하였고, 그 값은 기존 연구 결과15를 사용하였다. 그리고 금속 금형과 적층 제조 금형은 탄성 해석으로 해석하였다.
Fig. 6

Simulation model of (a) V-Bending, and (b) U-Bending

KSPE_2021_v38n10_775_f006.jpg
Fig. 7

Simulation model of (a) V-Bending, and (b) U-Bending

KSPE_2021_v38n10_775_f007.jpg
해석은 펀치가 정해진 스트로크만큼 하강한 뒤 30초 동안 스트로크를 유지하면서 소재의 온도 변화를 관찰하였다. V-굽힘의 경우 7.4초에 성형이 완료되었고, 이후 온도를 측정하였다. U-굽힘 또한 8.6초에 성형이 완료되었으며, 이후 온도 변화를 측정하였다. 해석 모델에서의 펀치 속도는 실제 실험에서의 펀치 속도와 동일한 150 mm/min을 사용하였다.
3.2 실험 결과와 비교
해석 결과와의 비교를 위해 실험을 진행하였다. 실험에 사용할 펀치와 다이는 광조형 DLP 프린터(IM96, ㈜캐리마)를 사용하여 제작하였다. 제작 시 적층 두께는 50 μm로 설정하였으며, 적층 제조 제품의 표면 경도를 높이기 위해 자외선 후경화기(CL50, ㈜캐리마)를 사용하여 30분 동안 후경화를 실시하였다.18 실험 시 펀치 속도는 150 mm/min이며, 나머지 조건은 해석 결과와 동일하다. Fig. 8에서 Thermocouple의 위치를 도시했다.
Fig. 8

(a) Location of thermocouple on V-Bending, and (b) Location of thermocouple on U-Bending

KSPE_2021_v38n10_775_f008.jpg
Fig. 9(a)에서 가열온도 373 K에서의 소재의 온도 변화를 비교하였다. 시간에 따른 소재 중심부에서의 해석 결과, 금속 금형과 적층 제조 금형에서의 온도 변화를 정확하게 예측할 수 있었다.
Fig. 9

Comparison of the simulation results and experimental results for the temperature decrease in the V-Bending at the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K with the metal die-set and the additively manufactured die-set

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또한 적층 제조 금형을 사용했을 경우, 재료의 온도를 성형이 완료되는 시점에서 금속 금형보다 높은 온도로 유지할 수 있음을 확인하였다. 해석 결과를 기준으로 성형이 완료되는 시점인 7.4초에서 소재의 온도는 적층 제조 금형에서 351.8 K, 금속 금형에서 324.1 K로 27.7 K의 온도 차이를 보였다. Fig. 9(b)에서는 가열온도 423 K에서의 소재의 온도 변화를 비교하였다. 마찬가지로 7.4초에서 소재의 온도는 적층 제조 금형에서 387.2 K, 금속 금형에서 357.4 K으로 29.8 K의 온도 차이를 보였다.
Fig. 10은 온도와 금형 소재에 따른 V-굽힘 실험의 시편이다. Fig. 11에서 적층 제조 금형과 금속 금형에서의 스프링백을 비교하였다. 373 K의 온도에서 금속 금형의 스프링백은 27o, 적층 제조 금형에서는 25o로 약 2o의 스프링백이 감소되었다. 초기온도가 423 K일 때에는 금속 금형에서 24o, 적층제조 금형에서 18o로 스프링백이 6o 감소했다. 적층 제조 금형은 소재의 온도를 보다 잘 유지하여 더 높은 온도에서 성형이 되었고, 이는 성형성 증가에 따른 스프링백의 감소 효과로 나타났다.
Fig. 10

Experimental results of the V-Bending with respect to the initial temperature (T0) and different die materials of (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die-set

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Fig. 11

Comparison of springback in the V-Bending process at the metal die-set and the additively manufactured die-set

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Fig. 12에서 U-굽힘에서의 금형 소재에 따른 소재의 온도 변화를 비교하였다. U-굽힘에서도 적층 제조 금형이 금속 금형과 비교하여 더 높은 온도를 보였다. Fig. 12(a)에서는 373 K에서의 소재의 온도 변화를 비교하였다. 해석 결과를 기준으로 성형이 완료되는 시점인 8.6초에서 소재의 온도는 적층 제조 금형에서 352 K 금속 금형에서 325 K로 27 K의 온도 차이를 보였다. Fig. 12(b)에서는 423 K에서의 소재의 온도 변화를 비교하였다. 마찬가지로 8.6초에서 소재의 온도는 적층 제조 금형에서 385.15 K, 금속 금형에서 337 K로 48 K의 온도 차이를 보였다. 상대적으로 높은 하중이 가해지고, 금형과의 접촉 면적이 넓은 U-굽힘에 있어 적층 제조 금형은 온도를 유지하는데 효과적이라 볼 수 있다.
Fig. 12

Comparison of the simulation results and experimental results for the temperature decrease in the U-Bending at the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K with the metal die-set and the additively manufactured die-set

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Fig. 13은 온도와 금형 소재에 따른 U-굽힘 실험의 시편이다. Fig. 14에서 적층 제조 금형과 금속 금형에서의 스프링백을 비교하였다. 373 K의 온도에서 금속 금형의 스프링백은 36o, 적층 제조 금형에서는 40o로 오히려 온도가 높게 유지된 적층 제조 금형에서 더 큰 스프링백이 발생함을 확인할 수 있었다. 이는 성형 중에 있어 온도가 높게 유지된 적층 제조 금형에서는 소재의 중앙부의 하부 곡률이 작게 발생하였고, 상대적으로 낮은 온도에서 성형된 금속 금형의 경우 하부 곡률이 크게 발생했다. 이는 펀치의 모서리 부분과 소재의 접촉에 있어 급격한 온도 하락이 발생하였고, 이에 따라 성형성 부족으로 인해 펀치 모서리부에서의 국부적인 꺾임이 발생하였다. 이러한 이유로 금속 금형이 적층 제조 금형보다 스프링백이 작게 측정되었다. 초기온도가 423 K일 때에는 금속 금형에서 35o, 적층 제조 금형에서 28o로 스프링백이 7o 감소했다. 접촉 면적이 넓고, 높은 하중이 가해지는 U-굽힘에서는 금형 소재에 따른 온도 변화가 V-굽힘보다 더욱 크게 발생하였다. 이는 다시 한 번 적층 제조 금형이 소재의 온도를 보다 잘 유지하여 성형성에 도움을 줌을 확인할 수 있다.
Fig. 13

Experimental results of the V-Bending with respect to different die materials and the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K

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Fig. 14

Comparison of springback in the U-Bending process with different die materials

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본 연구에서는 유한요소해석을 통해 열전달 특성, 성형 공정에서의 금형의 안정성 등을 분석할 수 있었다 또한 실험을 통해 423 K에서도 스프링백을 충분히 감소시킬 수 있음을 확인하였다.
Fig. 15는 가열온도 423 K에서 펀치가 하사점에 위치할 때 V-굽힘 금형의 온도 분포이다. Fig. 16은 423 K에서의 하사점에서 U-굽힘 금형의 온도 분포이다. 금속 금형을 이용한 V-굽힘의 경우 펀치 모서리에서의 온도는 약 293.9 K이고, 적층 제조 금형을 이용한 V-굽힘의 경우 펀치 모서리의 온도는 303.0 K으로 적층 제조 금형이 약 9.1 K 높은 온도를 유지했다. 접촉 면적이 더욱 넓고, 성형 하중이 높은 U-굽힘에 있어서 그 차이는 더 크게 발생했다. 금속 금형을 이용한 U-굽힘의 경우 펀치 모서리에서 온도는 약 297.4 K이고, 적층 제조 금형을 이용한 U-굽힘의 펀치 모서리 온도는 334.5 K로 37.1 K 높은 온도를 유지했다. 앞서 분석한 것과 동일하게 금속 금형에서 금형 내부로 온도가 빠르게 전파되어 소재의 온도가 더욱 빠르게 하락하는 것을 확인할 수 있다. 반면 고분자 적층 제조 금형의 경우 소재와 금형이 닿는 국부 면적에서 열이 전파되지 않고, 국부 영역에서 온도가 높게 유지되는 결과를 해석을 통해 확인했다.
Fig. 15

Temperature distribution in the V-Bending process at the initial temperature of 423 K with (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die

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Fig. 16

Temperature distribution in the U-Bending process at the initial temperature of 423 K with (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die-set

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Figs. 17과 18은 가열 온도 423 K에서 U-굽힘과 V-굽힘에서의 금형 내의 응력 분포이다. 마그네슘 합금 판재의 경우 소재의 강도가 낮아 성형에 큰 하중이 발생하지 않는다. 또한 금형 내에서도 큰 하중이 발생하지 않는다. V-굽힘에서 적층 제조 금형의 경우 1.6, 금속 금형의 경우 1.2 MPa이다. U-굽힘에서 적층 제조 금형의 경우 0.7, 금속 금형의 경우 1.2 MPa로 금형 내에서 발생하는 응력은 매우 낮다. 이는 고분자 적층 제조 금형이 변형 및 파손 없이 온간 굽힘 성형 금형으로 사용 가능함을 의미한다.
Fig. 17

Stress distribution in V-Bending process at 423 K with (a) the metal die-set, and (b) the additively manufactured die

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Fig. 18

Stress distribution in U-Bending process at 423 K with (a) the metal die-set, and (b) the additively manufactured die

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마그네슘 합금 판재는 523 K에서 최적의 성형성, 스프링백 감소를 보여준다.19 본 연구는 마그네슘 합금 판재를 적층 제조 폴리머 금형의 열적 안정온도(473 K) 이상으로 가열할 수 없었다. 하지만 더 높은 온도에서 사용 가능한 적층 제조 금형을 사용하면 재료의 가열 온도를 향상시킬 수 있고, 수요가 증대되고 있는 마그네슘 합금 판재의 온간 성형 공정에 적용 가능하다. 또한 본 연구에서 적용한 해석 방법을 통해 온간 성형 공정에서 금형의 열전달 특성, 안정성을 분석할 수 있다.
본 연구에서는 고분자 적층 제조 소재를 사용하여 온간 성형 공정에 적용해보고, 고분자 적층 제조 소재가 금형으로 적합한지 확인하고자 했다. 소재가 서로 다른 두 금형을 제작하여 각각 373, 423 K의 온도에서 V-굽힘, U-굽힘 실험을 진행하였다.
V-굽힘 실험에서 373 K에서 성형된 경우 적층 제조 금형이 금속 금형에 비해 성형이 완료된 시점에서 30 K 높게 유지되었고, 423 K에서 성형된 경우 35 K 높게 나타났다. 스프링백 또한 금속 금형보다 적층 제조 금형이 373 K의 성형 온도에서 1o 감소했고, 423 K의 온도에선 14o가 감소해 적층 제조 금형이 재료의 온도를 유지하여, 스프링백을 감소시킬 수 있었다.
상대적으로 접촉 면적이 넓은 U-굽힘 실험에서는 423 K에서 성형된 경우 적층 제조 금형이 일반 금속 금형에 비해서 온도 하락의 속도가 2.1배 느리게 진행되는 것을 확인할 수 있었다. 373 K에서 성형된 경우 오히려 적층 제조 금형에서 스프링백이 크게 나타났다. 금속 금형에서 소재의 냉각에 따른 성형성이 감소하여 하부 곡률이 크게 발생된 것을 볼 수 있었다. 이는 모서리 부분에서 굽힘이 강하게 발생하여 스프링백이 적층 제조 금형보다 적게 발생한 것으로 볼 수 있다. 423 K에서 성형된 경우 두 소재 모두 모서리 부분에서 과한 굽힘이 발생하지 않고, 성형이 되었다. 적층 제조 금형의 경우 금속 금형에 비해 스프링백이 5o가량 감소함을 확인할 수 있었다. 이 또한 마찬가지로 두 소재에서 하부 곡률에 차이가 있어 상대적으로 차이가 적은 것으로 볼 수 있다.
금속 금형 및 적층 제조 금형에서의 열 접촉 컨덕턴스는 실험과 해석의 비교를 통해 구하였고, 구한 값은 V-굽힘, U-굽힘에서의 재료 온도 감소 및 금형 온도 예측에 적용할 수 있었다. 이를 통해 고분자 적층 제조 금형의 열전달, 구조 해석을 진행하였고, 적층 제조 공정을 통해 제작한 금형이 온간 성형 공정에 적용 가능함을 확인할 수 있었다.
본 연구는 정부의 재원으로 한국연구재단(NRF)의 지원을 받 아 수행되었습니다(No. NRF-2020R1C1C1014412).
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Hyung-Won Youn
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Master Course Student in Department of Mechanical System and Design Engineering, Seoul National University of Science & Technology, Republic of Korea. His research interests include simulation and incremental sheet forming process.
Jun-Hyun Kyeong
KSPE_2021_v38n10_775_bf002.jpg
Undergraduate Student in the Department of Product Design and Manufacturing Engineering, Seoul National University of Science & Technology. His research interests is the sheet incremental forming process.
Keun Park
KSPE_2021_v38n10_775_bf003.jpg
Professor in the Department of Mechanical System Design Engineering, Seoul National University of Science & Technology. His research area includes numerical simulation and its application to DfAM (Design for Additive Manufacturing).
Chang-Whan Lee
KSPE_2021_v38n10_775_bf004.jpg
Assistant Professor in the Department of Product Design and Manufacturing Engineering, Seoul National University of Science & Technology. His research interests include simulation and development of the metal forming process and lightweight materials.

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Analysis on the Warm Bending Process of Magnesium Alloy Sheet Using Additively Manufactured Polymer Die-Set
J. Korean Soc. Precis. Eng.. 2021;38(10):775-783.   Published online October 1, 2021
DOI: https://doi.org/10.7736/JKSPE.021.042
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Analysis on the Warm Bending Process of Magnesium Alloy Sheet Using Additively Manufactured Polymer Die-Set
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Fig. 1 Composition of heat transfer test by die material
Fig. 2 Tensile test result of CUKT05B
Fig. 3 Boundary condition of the heat transfer simulation
Fig. 4 Simulation of the temperature variation with respect to different thermal contact conductance values. (a) Temperature variation of between the magnesium and the additively manufactured die, and (b) Temperature variation between the magnesium and the metal die
Fig. 5 Comparison of the simulation results and the experimental results of the temperature decrease with the metal die-set and the additively manufactured die-set
Fig. 6 Simulation model of (a) V-Bending, and (b) U-Bending
Fig. 7 Simulation model of (a) V-Bending, and (b) U-Bending
Fig. 8 (a) Location of thermocouple on V-Bending, and (b) Location of thermocouple on U-Bending
Fig. 9 Comparison of the simulation results and experimental results for the temperature decrease in the V-Bending at the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K with the metal die-set and the additively manufactured die-set
Fig. 10 Experimental results of the V-Bending with respect to the initial temperature (T0) and different die materials of (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die-set
Fig. 11 Comparison of springback in the V-Bending process at the metal die-set and the additively manufactured die-set
Fig. 12 Comparison of the simulation results and experimental results for the temperature decrease in the U-Bending at the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K with the metal die-set and the additively manufactured die-set
Fig. 13 Experimental results of the V-Bending with respect to different die materials and the initial temperature of (a) 373 K, and (b) 423 K
Fig. 14 Comparison of springback in the U-Bending process with different die materials
Fig. 15 Temperature distribution in the V-Bending process at the initial temperature of 423 K with (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die
Fig. 16 Temperature distribution in the U-Bending process at the initial temperature of 423 K with (a) the metal die, and (b) the additively manufactured die-set
Fig. 17 Stress distribution in V-Bending process at 423 K with (a) the metal die-set, and (b) the additively manufactured die
Fig. 18 Stress distribution in U-Bending process at 423 K with (a) the metal die-set, and (b) the additively manufactured die

Fig. 1

Fig. 2

Fig. 3

Fig. 4

Fig. 5

Fig. 6

Fig. 7

Fig. 8

Fig. 9

Fig. 10

Fig. 11

Fig. 12

Fig. 13

Fig. 14

Fig. 15

Fig. 16

Fig. 17

Fig. 18

Analysis on the Warm Bending Process of Magnesium Alloy Sheet Using Additively Manufactured Polymer Die-Set
Tensile strength
[MPa]		 Young’s modulus
[MPa]		 Elongation
[%]		 Hardness
(Shore) [D]
59 1,200 30 81
SM45C CUKT05B AZ31B
Density [kg/m3] 7,850 1,000 1,850
Young’s modulus [GPa] 200 1.2 39.2
Specific heat [J/kg·K] 480 2,000 1,025
Conductivity [W/m·K] 40 0.15 159
Table 1 Material properties of carima CUKT05B
Table 2 Material properties

Table 1

Table 2

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