Investigation of Draw-bead Free Die Design to Prevent Wrinkles for Stainless Steel Basket-bowl Production

무비드 성형 조건에서 스테인리스 강 Basket-bowl의 주름 방지를 위한 금형 설계 연구

Abstract

The stainless steel basket-bowl, a critical component of washing machines, is characterized by its unique two-tiered circular shape. This study explores the potential of a draw-bead free die design to address tearing concerns in the prospective plastic layer during the drawing operation. In order to prevent wrinkles that may arise from the absence of a draw-bead, a two-stage punch configuration is proposed. The influence of the blank holder force on wrinkle reduction is also examined. Finite element analysis is employed to evaluate the proposed die design by analyzing the wrinkle shape and strain mode. The results confirm that the stainless steel basket-bowl can be successfully drawn without wrinkles utilizing the proposed two-stage punch without a draw-bead on the blank holder. These findings contribute to the development of more efficient and reliable manufacturing processes for the stainless steel basket-bowl production.

1. 서론

페라이트계 스테인리스 강 판재는 크롬과 탄소를 주요 합금 원소로 하는 스테인리스 강으로, 미려한 외관과 우수한 화학적 안정성 및 내식성을 가지고 있다[1]. 이러한 특징으로 인해 해수 염분 등에 노출되는 해양 플랜트 분야, 건설 중공업 분야에서 많이 사용되며 가전 제품의 외관 부품 구조 재료로도 많이 사용되고 있다[2]. 본 연구에 사용된 Basket-bowl 또한 물과 세제에 직접 접촉하는 세탁기 부품으로 페라이트계 스테인리스 강 판재를 프레스 금형으로 성형하여 제조된다. Basket-bowl은 세탁조(washing tub)의 하단에 조립되는 부품으로 조립 위치 및 형상을 Fig. 1에 나타내었다.

Fig. 1 Basket-bowl in the washing tub

제조 현장에서 품질 저하 없이 생산 속도를 향상시키는 것은 중요하다[3]. 빠른 생산 속도는 프레스 금형의 대표적인 장점이지만 프레스 금형의 특성상 여러 공정에 걸쳐 부품이 순차적으로 성형 되기 때문에 이송 방법에 따라 생산 속도는 큰 차이가 나게 된다.

셔틀이나 로봇 등을 이용한 자동 이송 방식은 작업자가 수작업으로 이송하는 방식에 비해 월등히 속도가 빠르다. 그렇기 때문에 많은 제조 현장에서 자동 생산 방식을 도입하려고 노력하고 있으나 제품의 검수 및 불량 조치와 같은 로봇이 대체 불가능한 작업들로 인해 일부 제조 현장에서는 여전히 작업자의 수작업에 의존하고 있다.

성형 후 도장 공정이 없는 Basket-bowl 경우 성형 중 스크래치에 의한 표면 결함의 방지가 필요하다. 따라서 보호 비닐을 부착한 상태로 성형을 하는데 드로우 비드(draw-bead) 부분에서는 Fig. 2와 같이 필연적으로 비닐의 찢김이 일어나게 된다. 이때 발생한 비닐 파편(particle)이 금형 내에 유입되면 제품 표면에 찍힘 불량이 발생하게 되므로 프레스 성형 공정 간 부품 이송 시 비닐 파편 검수와 제거가 수작업으로 이루어진다. 프레스 성형 중에 발생하는 비닐 찢김 문제를 개선하고자 하는 많은 노력들이 있었다[4, 5]. 하지만 대부분 비닐의 찢김을 사전에 예측하기 위한 연구들로 비닐 찢김을 완전히 방지하지는 못 하는데 그 한계가 있었다. Basket-bowl의 경우 드로우 비드 부분에서 발생하는 비닐 찢김을 방지하기 위한 가장 확실한 방법은 드로우 비드 없이 무비드(draw-bead free) 조건으로 성형하는 것이다. 그러나 드로우 비드는 성형 중 재료가 금형 내부로 빨려 들어가는 양을 억제하여 재료 내부에 적절한 인장 구속력을 부여하기 위한 금형의 요소 형상이기 때문에 드로우 비드를 제거할 경우 구속력이 부족하여 주름 불량을 야기할 수 있다[6]. 따라서 드로우 비드의 제거를 위해서는 성형 중 재료에 가해지는 구속을 적절히 제어하여 주름을 방지하는 금형 구조가 필요하다.

Fig. 2 Tearing of polymer layer on draw-bead area

본 연구에서는 스테인리스 강 Basket-bowl을 무비드 조건으로 성형할 때 발생 우려가 있는 주름 불량을 방지하기 위한 방안이 금형 설계에 고려되었다. 제안된 금형 설계 안에 따라 달라지는 성형 순서가 주름 발생에 미치는 영향을 확인하였고 BHF(blank holding force)의 영향도 함께 검토 되었다. 변수들의 영향을 유한요소해석을 이용해 분석하였으며 검증을 위해 금형 제작하여 실험을 수행하였다.

2. 금형 설계

스테인리스 강 Basket-bowl의 스탬핑(stamping) 공정은 Fig. 3에 나타낸 것과 같이 블랭킹(blanking), 드로잉(drawing), 노칭(notching), 밴딩(bending)의 4단계로 이루어진다. 블랭킹 공정은 코일 재료를 전단 하여 다음 공정 성형에 적합한 블랭크(blank)를 만들고, 드로잉 공정에서는 제품의 형상을 성형한다. 노칭 공정에서는 불필요한 부분인 스크랩을 제거하고 밴딩 공정에서는 외곽 테두리를 접어 플랜지(flange) 형상을 만든다. 드로우 비드를 제거한 금형 설계 시드로우 공정 외 다른 공정의 금형은 기존과 구조가 동일하므로 본 연구에서는 드로잉 공정 만을 대상으로 하였다.

Fig. 3 Layout of the stamping process for the stainless steel Basket-bowl

Basket-bowl 드로잉 공정 후 성형품의 형상을 Fig. 4에 표시하였다. 중앙에는 블랭킹 공정에서 성형된 원형 구멍이 있고 파란색으로 표시된 외측 형상(outer shape) 위에 빨간색으로 표시된 중심부 형상(central shape)이 올라가 있는 이단 형상으로 이루어져 있다. 무비드 조건에서 주름이 발생할 것으로 예상되는 위치는 외측 형상이다.

Fig. 4 The shape of Basket-bowl after drawing operation

기존의 금형은 Fig. 5(a)에 나타낸 대로 일체형 펀치(one-piece punch) 이며 주름을 방지하기 위한 드로우 비드를 포함하고 있다. 드로우 비드를 제거하기 위해 Fig. 5(b)와 같이 기존 일체형 펀치 금형에서 드로우 비드를 단순 삭제한 금형과 Fig. 5(c)와 같이 분할형 펀치(two-pieces punch)를 갖는 금형을 제안하였다. 분할형 펀치 금형은 블랭크 홀더가 드로우 비드 없이 블랭크를 구속한 후 분할된 펀치들 중 외측 형상에 해당하는 펀치가 먼저 진입하여 성형하고, 그 이후 중심부 펀치가 성형하는 구조이다. 중심부 형상이 먼저 성형되는 일체형 펀치 금형과 달리 외측 형상이 먼저 성형 되도록 성형 순서를 제어할 수 있다. 또한 일반적으로 2단으로 되어 있는 형상의 외측 형상을 먼저 성형하기 위해서는 드로잉 공정을 2회로 분할하는데 이때 필연적으로 성형 공정이 증가하게 되다. 하지만 분할형 펀치 금형은 공정 증가 없이 생산이 가능하다.

Fig. 5 Schematic view of (a) one-piece punch with draw-bead (previous); (b) one-piece punch without draw-bead; (c) two-pieces punch without draw-bead

성형 순서 외에 주름을 억제하는데 효과가 있을 것으로 예상되는 BHF의 영향을 확인하기 위해 3가지 조건의 BHF를 검토하였다. 본 연구에서 고려한 BHF는 드로우 비드가 포함된 기존 금형에 적용된 60 tonf과 금형의 공간적 제약을 고려할 때 적용 가능한 최대 값인 100 tonf 그리고 그 중간 값인 80 tonf이다. 앞서 언급된 성형 조건들을 조합하여 공정조건 안을 Table 1에 정리하였다.

Table 1 Operation conditions​​​​​​​

3. 유한요소해석

3.1 재료 물성 및 정량화

Basket-bowl 블랭크의 재료는 1.0 mm 두께의 페라이트계 스테인리스 강이다. 유한요소해석에 필요한 재료의 물성을 획득하기 위해 ASTM E8규격[7]을 참고하여 압연 방향의 0°, 45°, 90°방향으로 일축 인장 실험을 수행하였다. 실험을 통해 획득한 재료의 기계적 물성과 공칭 응력-공칭 변형률 선도를 Table 2와 Fig. 6에 각각 나타내었다. Table 2에서 E는 영율(Young's modulus), σ_YS 는 항복응력(yield stress), σ_TS는 최대 인장 강도(ultimate tensile stress), R은 R값(Rvalue or Lankford value)을 나타낸다.

Table 2 Mechanical properties of ferritic stainless steel​​​​​​​

Fig. 6 Engineering stress vs. strain curves for 0°, 45°, 90° direction​​​​​​​

탄성계수와 유동응력곡선은 0°방향의 응력-변형률 선도를 이용하여 정량화하였다. 탄성 거동은 등 방성 Hooke 식을, 소성 거동은 다음 식 (1)의 Swift 경화식[8]으로 정식화하였다.

\(\begin{aligned}\bar{\sigma}(M P a)=825.9(\bar{\varepsilon}+0.0092)^{0.2126}\end{aligned}\)       (1)

여기에서 \(\begin{aligned}\bar{\sigma}\end{aligned}\) , \(\begin{aligned}\bar{\varepsilon}\end{aligned}\) 는 유효 응력(effective stress)과 유효변형률(effective strain)을 나타낸다. Fig. 7에서 Swift 경화 모델이 스테인리스 강의 경화 거동을 잘 모사함을 확인하였다.

Fig. 7 Effective stress vs. strain curve​​​​​​​

압연 공정을 통해 제조된 스테인리스 강 판재의 소성 이방성을 모사하기 위해 Hill1948 항복 함수를 사용하였다[9]. 이 항복 함수( ∅ )는 평면 응력 상태(σ₁₁, σ₂₂, σ₁₂)에서 식 (2)와 같이 표현할 수 있다.

∅² = F(σ₂₂)² + G(σ₁₁)² + H(σ₁₁ - σ₂₂)² + 2N(σ₁₂)²       (2)

여기에서 F, G, H, N은 이방성 계수이다. R값을 기반으로 정식화 한 Hill1948 항복 함수의 이방성 계수를 Table 3에 정리하였다.

Table 3 Anisotropic coefficients of Hill1948 yield function for stainless steel sheet​​​​​​​

3.2 유한요소모델링

스테인리스 강 Basket-bowl 성형 공정 중 블랭크 재료에 발생하는 변형 거동을 수치적으로 모사하고 평가하기 위하여 유한요소해석을 이용한 성형 해석을 수행하였다. 성형 해석에는 상용 소프트웨어 PAM-STAMP 2019.0 [10]을 사용하였다. 초기 블랭크의 크기는 700 mm × 700 mm이며 형상을 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 5에서 제안된 일체형 펀치 금형과 분할형 펀치 금형의 유한요소 모델링을 Fig. 9에 표현하였다. 유한요소 모델링은 전체 모델(full model)을 사용하였고 일체형 금형과 분할형 펀치 금형의 구조를 자세하게 표현하기 위해 3차원 단면(3D section)으로 나타내었다.

Fig. 8 Shape of initial blank.

Fig. 9 FE modeling of (a) one-piece punch; (b) two-pieces punch

성형 해석 시간의 단축을 위해서 적응형 격자 세밀화(adaptive mesh refinement) 옵션을 5단계(level 5)까지 사용하였다. 초기 격자 크기는 약 12 mm였으며 가장 작은 격자 크기는 0.59 mm였다. 각각의 경우에 사용된 최종 격자의 요소 개수를 Table 4에 정리하였다.

Table 4 Number of elements at final position​​​​​​​

성형 해석 시 보호 비닐의 두께에 의한 영향은 고려하지 않았으며 마찰에만 영향을 줄 것으로 가정하였다. 비닐의 영향과 함께 드로잉 성형 중에 도포되는 윤활제의 영향을 함께 고려하기 위해 PAM-STAMP 2019.0의 사용자 매뉴얼을 참고하여[10] 보호비닐이 부착되는 면에는 마찰계수 0.05를 적용하였고 부착되지 않는 면에는 0.07을 적용하였다.

4. 성형 해석

Table 1에 정리된 성형 조건에 대하여 3장에서 설명한 유한요소모델링을 기반으로 성형 해석을 수행한 결과는 다음과 같다. Fig. 10(a)는 기존 성형 조건인 Case1의 최종 형상을 나타낸다. 드로우 비드가 적용된 일체형 펀치 금형으로 중심부 형상과 외측 형상 부분에서 양호한 성형 품질이 예측되었다. 블랭킹 공정에서 선 가공되는 내측 구멍(hole)은 드로잉 성형 전 반경(radius)이 75 mm에서 성형 후 86.9 mm로 증가 하였다. 이를 통해 드로잉 공정 중 재료가 바깥쪽에서만 유입되는 것이 아니라 안쪽 구멍에서도 유입되는 것을 알 수 있다. Fig. 10(b)는 각 요소의 변형률 모드(mode)를 시각화한 것으로 다음 식 (3)과 같이 변형률 평면에서 주변형률 성분(ε_major, ε_minor)이 이루는 각도( θ )를 나타낸다.

Fig. 10 Simulation result of Case1: (a) final shape; (b) strain mode distribution​​​​​​​

\(\begin{aligned}\theta\left({ }^{\circ}\right)=\tan ^{-1}\left(\frac{\varepsilon_{\text {minor }}}{\varepsilon_{\text {major }}}\right)\end{aligned}\)       (3)

각도가 45°이면 등이축(equi-biaxial) 모드, 0°이면 평면변형(plane strain) 모드, -45°이면 순수 전단(pure shear) 모드이다[10]. 중심 형상의 구멍에 가장 인접한 부분은 -26.8°로 일축 인장(simple tension) 모드에 근접하게 위치하고 있으며 중심 형상의 외측은 44.8°로 등이축 모드에 근접하게 위치하였다. 외측 형상의 변형률 모드는 -9°에서 -36°사이에 분포하고 있다.

무비드 성형 조건(Case2~7)의 주름 발생 경향을 파악하기 위하여 성형 완료 전 1 mm 위치에서 주름의 발생 여부를 확인하였다(Fig. 11). 이는 금형의 변형을 고려하지 않은 일반적인 성형 해석의 경우 금형은 강체로 가정되며 성형 중 발생하는 반력에 상관없이 입력된 위치까지 이동하기 때문에 성형 완료 시점에서 시각적으로 주름을 확인하기가 어렵기 때문이다. 일체형 펀치 금형인 Case2~4의 경우 모두 외측 형상에서 성형 중 주름 경향이 관찰되고 분할형 펀치 금형인 Case5~7에서는 주름이 관찰되지 않았다. 일체형 펀치 금형에서는 BHF가 증가 함에 따라 주름 경향이 소폭 감소하였으나 효과는 크지 않았다. 반면 분할형 펀치 금형에서 BHF에 의한 효과는 관찰되지 않았다. 이로 인해 BHF보다 성형 순서에 영향을 미치는 펀치의 분할 여부가 주름 억제에 더 주요한 인자임을 알 수 있다.

Fig. 11 Wrinkle trend for each cases at 1 mm before end of drawing operation​​​​​​​

Fig. 12(a)에서 Case2~4의 변형률 모드를 확인한 결과 외측 형상 대부분의 영역에서 -45°에 근접하였으며 이로 인해 Case1보다 상대적으로 압축 변형이 크게 나타났음을 알 수 있다. 또 중앙 구멍 반경도 81.9 mm에서 83.6 mm 수준으로 Case1의 구멍 반경 86.9 mm보다 작았다. 이것은 드로잉 성형 중에 내측에서 유입되는 재료의 유동이 작아졌음을 의미한다. Fig. 12(b)의 경우 Case5~7 모든 조건에서 외측 형상부의 변형률 모드가 -9°에서 -36°사이로 Case1의 조건과 유사했다. 중앙 구멍의 반경도 87.7 mm에서 88.5 mm로 Case1 보다 증가하여 내측에서의 재료 유입이 원활하였다.

Fig. 12 Strain mode for (a) one-piece punch (Case2, Case3, Case4); (b) two-pieces punch (Case5, Case6, Case7)​​​​​​​

드로우 비드의 유무와 펀치의 분할 여부가 성형 중 변형 거동에 미치는 영향을 확인하기 위해 동일한 BHF인 Case1, Case2, Case5를 스트로크(stroke) 65 mm, 30 mm 시점과 성형 완료 시점 즉 스트로크 0 mm 시점에서 비교하였으며 이를 Fig. 13에 나타내었다. Case1의 경우 스트로크 65 mm에서 드로우 비드가 성형된 후 스트로크 30 mm에서 중심부 형상이 성형이 되면서 중심부 형상과 외측 형상에 모두 강한 구속이 발생하였다. 이로 인해 외측 형상은 성형 중 중심과 외곽에서 균일한 재료 유입을 받게 된다. Case2의 경우 드로우 비드가 없기 때문에 외곽 구속력이 작아지고 구속 조건의 불균형으로 인해 외곽에서의 재료 유입이 중심부보다 상대적으로 적어지게 된다. Case5의 경우 스트로크 30 mm에서 중심과 외곽에서 균형 잡힌 구속 조건을 갖게 된다. 따라서 성형중 중심과 외곽에서 재료 유입이 균일하게 이루어 지고 Case1과 유사한 변형 거동을 갖게 된다.

Fig. 13 Constraints for Case1, Case2, Case5​​​​​​​

성형 순서가 변형률 모드에 미치는 영향을 보다 자세하게 확인하기 위해 Fig. 14(a)에 표시한 위치에서 Case1, Case2, Case5의 변형률 경로를 추출하여 Fig. 14(b)에 나타내었다. Case1과 Case5의 변형률 경로는 일축 인장과 순수 전단 중간에 위치하여, 서로 유사한 경로를 갖는 반면 Case2의 변형률 경로는 상대적으로 기울기가 크고 순수 전단에 근접해 있음을 알 수 있다.

Fig. 14 (a) Position to evaluate strain path; (b) comparison of Case1, Case2, Case5​​​​​​​

Case1~7의 변형률 상태를 정량적으로 비교하기 위해 각 Case에 변형률 경로의 추세선 기울기를 계산하여 Fig. 15에 나타내었다. 드로우 비드를 포함한 Case1의 경우 기울기가 -1.50 이었다. 무비드 조건 중 일체형 펀치 금형인 Case2, Case3, Case4의 경우 기울기가 각각 -1.09, -1.16, -1.28이었으며, BHF가 증가 함에 따라 기울기가 낮아 지는 경향을 나타냈다. Case2~4의 기울기는 Case1 보다 높은 값을 가졌다. 분할형 펀치 금형인 Case5, Case6, Case7의 경우 기울기가 각각 -1.45, -1.46, -1.49이었으며, BHF가 증가 함에 따라 기울기가 다소 낮아지는 경향이나 영향이 미비하였다. Case5~7의 기울기는 Case1과 유사한 값을 가졌다.

Fig. 15 Regression slope of strain path for each conditions​​​​​​​

5. 시제품 성형

성형 해석 결과는 분할형 펀치 금형인 Case5, Case6, Case7은 드로우 비드 없이 주름을 억제할 수 있음을 보여준다. 그 중 경제성을 고려한 적정 공정 조건은 Case5이다. BHF는 금형에 설치되는 압력원인 가스 스프링(gas spring)에 따라 결정되는데 BHF가 증가할 수록 금형에 설치되는 가스 스프링의 용량과 수량이 증가하고 이는 비용의 상승으로 이어진다. 분할형 펀치 금형의 경우 BHF의 증가가 주름 억제에 미치는 영향이 미미하기 때문에 금형 제작 비용을 고려하여 BHF를 60 tonf로 선정하였다.

적정 공정 조건 Case5를 검증하기 위하여 Fig. 16의 Basket-bowl 드로잉 금형을 제작하였다. 제작된 금형으로 시제품을 성형한 결과 Fig. 17(a)의 비닐이 부착된 아랫면(bottom)에서 비닐 찢김이 발생하지 않았고 Fig. 17(b)의 윗면(top)에서도 주름이 관찰되지 않았다. 이를 통해 제안된 무비드 분할형 펀치 금형이 비닐 찢김을 방지하고 주름 발생을 억제하는데 효과가 있음을 확인하였다.

Fig. 16 Basket-bowl drawing die with two-pieces punch: (a) upper; (b) lower part

Fig. 17 Tryout result of Basket-bowl: (a) bottom; (b) top​​​​​​​

6. 결론

본 연구에서는 세탁기 부품 중 이단 원형 형상을 갖는 스테인리스 강 Basket-bowl의 드로잉 공정 중 비닐 찢김을 방지하여 자동 양산을 하기 위한 무비드 금형의 설계 안을 제안하였다. 드로우 비드가 없을 경우 발생할 것으로 예측되는 주름 불량을 억제하기 위하여 중심부 형상을 먼저 성형하는 일체형 펀치 금형과 외측 형상을 먼저 성형하는 분할형 펀치 금형을 검토하였으며 BHF의 영향도 함께 고려하였다. 성형 해석을 이용하여 각 공정 변수의 영향을 검토하였으며 주요 연구 결과를 정리하면 다음과 같다.

(1) 드로우 비드 포함 일체형 펀치 금형의 경우 외측 형상보다 먼저 성형 되는 중심부 형상에 의한 강한 구속과 드로우 비드에 기인한 외곽 강한 구속이 균형을 이뤄 외측 형상부의 주름을 억제한다. 무비드 일체형 펀치 금형의 경우 중심부 형상에 의한 강한 구속과 드로우 비드가 없어져 약해진 외곽 구속의 불균형으로 외측 형상에 주름이 발생한다. 무비드 분할형 펀치 금형의 경우 중심부 형상에 의한 구속이 제거된 반면 드로우 비드가 없어져 약해진 외곽 구속력과 균형을 이뤄 외측 형상부의 주름을 억제한다.

(2) 무비드 일체형 펀치 금형에서의 변형률 모드는 순수 전단 모드에 근접한다. 무비드 분할형 펀치 금형에서의 변형률 모드는 일축 인장 모드와 순수 전단 모드 중간에 위치하여 드로우 비드 포함 일체형 펀치 금형에서의 변형율 모드와 유사하다.

(3) 무비드 일체형 펀치 금형에서는 BHF가 증가함에 따라 주름 경향이 소폭 감소하였으나 효과는 크지 않았다. 무비드 분할형 펀치 금형에서는 BHF에 의한 효과는 미미하였다.

성형 해석을 이용해 도출한 조건을 검증하기 위해 무비드 펀치 금형을 제작하여 시제품 성형을 수행한 결과 주름 없는 Basket-bowl 시제품을 성공적으로 제작하였다. 이 결과는 이단 형상을 가진 원형 세탁기 부품에 생산성 향상에 기여할 것으로 기대된다.

후기

본 논문(결과물)는 2023년도 교육부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 지자체-대학 협력기반 지역혁신 사업의 결과입니다. (2021RIS-002)