시편 종류 및 성형 조건을 변화시켜 측정한 12 조건의 시편 중량은 하기 표와 같으며, 시편 중량의 최댓값과 최솟값은 약 0.18g의 차이를 보였다. 그리고 각 조건에서 발생한 시편의 중량 편차는 매우 작아서 전체적으로 성형은 안정적인 상태에서 수행되었음을 확인할 수 있었다.
사출 성형 조건에 따른 시편의 중량 (단위 : g)
| Temperature(℃) | Gate(mm) | Φ=0.4 | Φ=0.6 | Φ=0.8 | |||
| Speed(mm/s) | v=400 | v=800 | v=400 | v=800 | v=400 | v=800 | |
| T=300 | Mean | 9.2063 | 9.2009 | 9.3025 | 9.2918 | 9.3512 | 9.3469 |
| STDEV | 0.0032 | 0.0027 | 0.0052 | 0.0037 | 0.0069 | 0.0048 | |
| T=320 | Mean | 9.1728 | 9.1729 | 9.2674 | 9.2740 | 9.3215 | 9.3214 |
| STDEV | 0.0037 | 0.0041 | 0.0039 | 0.0055 | 0.0032 | 0.0028 | |
사출 성형 과정 중 캐비티 내 압력 변화 : 사출 성형 과정의 한 사이클 동안 사출 시간의 결과에 따른 캐비티 내의 압력 변화를 나타낸 것이다. 게이트 직경 0.4mm의 금형에서 사출 온도 300℃, 사출 속도 400 mm/s의 조건일 때 측정으로 압력 프로파일은 수지가 sensor 1에 도달한 시점을 시작점으로 하여 시간 경과에 따른 압력 변화를 보여주고 있다. 압력 프로파일에서 수지가 sensor 1에 도달한 후, sensor 2까지 경과시간을 보면 캐비티 안의 수지의 충진 시간, 실제적인 유량(flow rate) 또는 실제적인 사출 속도를 이해할 수 있다. 동일 크기의 게이트 직경 조건에서 사출기 스크루의 속도를 400 mm/s에서 800 mm/s로 변경하였지만, 압력 프로파일은 실제 캐비티 내부의 사출 속도나 유량에는 차이가 별로 없었다. 이는 실험에 사용한 PC의 점도가 높고 캐비티의 두께가 얇아짐에 따라 유동 저항(flow resistance)이 높아져 사출 공정에 사용된 사출기의 최대 용량 수준에 근접하였기 때문으로 생각된다. 오히려 캐비티 내부의 실제 사출 속도나 유량은 게이트 직경에 비례하였다. 게이트 직경이 커지면 게이트 전후에서 발생하는 압력강하(pressure loss)가 작아져 유량 및 사출 속도가 커지고 압력 또한 커진다고 생각된다. 캐비티 내 압력 변화를 관찰한 결과, 게이트 직경이 커지면 P1과 P2의 압력은 높아지고, 압력차(ㅿP=P1-P2)는 줄어들었으며, 사출 온도가 높은 경우 압력차가 더 감소하였다. 이러한 결과로 게이트 직경이 커지면 더 많은 용융 수지가 캐비티 안으로 유입되고 높은 압력을 받게 되며, 즉 용융 밀도가 높아져서 궁극적으로 시편 중량이 증가하는 것으로 생각된다. 사출 온도가 300℃에서 320℃로 증가한 경우, P2의 증가가 커져 캐비티 내부의 실제적인 사출 속도 및 유량이 증가하였음을 알 수 있다. 이는 온도가 증가함에 따라 용융 수지의 점도가 낮아져 유동성이 증가하였기 때문으로 생각된다. 하기 표는 캐비티 내부의 평균 유량(melt flow rate, ㎤/s)을 비교한 것이다. 평균 유량은 수지가 압력센서 1에서 출발하여 압력센서 2에 도착하는데 소요된 시간(Time, s)을 바탕으로 산출된 것이다.
용융 수지의 유량은 게이트 직경에 비례하여 크게 증가하였다. 반면 사출 속도의 증가 (400 mm/s에서 800 mm/s)에 따른 유량의 증가는 10% 내외로 나타나 게이트 직경의 변화에 비하여 유량에 미치는 여향은 상대적으로 미미하였다. 이는 용융 수지의 충진 과정 중 단면이 급격히 작아지는(contraction) 게이트 통과하면서 발생한 큰 압력강하(pressure drop)가 캐비티 내에서 수지의 유동 속도를 감소시키는 결과를 낳았기 때문으로 판단된다. 즉, 사출기 상에서 설정된 사출 속도보다 게이트 단면의 크기가 캐비티 내부의 수지 유량은 대략 두 배로 증가하였다. 이는 사출 온도가 증가함에 따라 용융 수지의 점도가 낮아져 유동성이 증가하였기 때문으로 생각된다.
Sensor 간 도착시간을 기준으로 계산된 캐비티 내 수지의 유량
| Temperature | Gate (mm) | Φ=0.4 | Φ=0.6 | Φ=0.8 | |||
| Speed (mm/s) | v=400 | v=800 | v=400 | v=800 | v=400 | v=800 | |
| T=300 | Time (s) Flow rate (㎤/s) |
0.522 9.03 |
0.485 9.71 |
0.274 17.13 |
0.253 18.59 |
0.193 24.43 |
0.191 24.67 |
| T=320 | Time (s) Flow rate (㎤/s) |
0.250 18.88 |
0.240 19.6 |
0.124 38.05 |
0.113 41.67 |
0.099 47.49 |
0.085 55.19 |
Striker의 타격 위치와 sepecimen clamping ring의 크기를 변화시키면서 수행한 충격시험의 결과를 나타낸 force-deflection 선도이다. 충격 파손의 형태(impact failure mode)를 파악할 수 있는 force-deflection curve는 ductile과 brittle 거동이 혼합된 양상을 보이며, 시험조건 별로 균열 발생 이후 안정적인 균열 전파를 보이는 거동을 나타내기도 했다. 시편의 충격 거동은 시험조건인 충격 위치 (striker의 타격 위치), 시편 clamping량의 차이에 따라 relative stiffness, 최대 충격하중, 처짐량(deflection), 항복 이후 균열 전파과정의 거동에서 차이를 보였다. 게이트 직경의 감소에 따라 최대 충격하중과 deflection은 모두 증가하였다. 게이트 크기의 변화에 따른 충격 물성의 변화는 striker의 타격 위치가 같은 CI 조건의 경우, clamping ring 직경에 따라 CI (C40) 보다는 CI (C80)에서 뚜렷하게 차이를 나타냈으며, clamping ring 직경이 같은 (C40) 조건의 경우, striker의 타격 위치에 따라 CI (C40)에서는 상대적인 영향이 크게 나타났으나, OI (C40)에서는 게이트 크기의 영향이 작게 나타났다. CI (C40)의 경우처럼 clamping의 크기가 작아지면 충격에 의하여 발생하는 deflection 변위가 상대적으로 제한을 받게 되므로 relative stiffness와 최대하중은 증가하지만 최대 변위에 영향을 받는 전체 충격에너지는 감소하는 것을 알 수 있다. Force-deflection curve는 게이트의 크기 변화에 따라 나타나는 충격 변형 거동의 차이를 보이고 있다. CI (C80)의 경우, G 0.8은 항복까지 짧은 연신 과정 후 방사(radial) 방향으로 균열 전파를 보이는 반면, G 0.4는 더 큰 파단 강도까지 연성 거동이 진행되어 최대 변위에 이른 후 원주 게이트 크기의 감소에 따른 변형 거동의 차이는 Cclamping 크기에 의한 최대 변위의 제한으로 인하여 CI (C80) 보다는 작았다. 균열의 전파는 CI (C80)과 같이 연신 후 방사(radial) 방향으로 일어났으며, CI (C80) 보다는 curve에 더욱 뚜렷하게 나타나고 있다. OI (C40)의 경우는 G 0.4~G 0.8의 모든 조건에서 최대 변위에 이른 후 원주(circumferential) 방향의 균열 전파에 의한 파손 형태가 관찰되었다. 동일한 clamping 구속을 받는 CI (C40)과 비교하여 상대적으로 더 높은 충격 강도를 보이고 큰 에너지를 흡수하면서 보다 충분한 연신이 수반된 파손 형태를 보였다.
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