A Study on the Prediction of Warpage During the Compression Molding of Glass Fiber-polypropylene Composites

유리섬유-폴리프로필렌 복합재료의 압축 공정 중 뒤틀림 예측에 관한 연구

Abstract

Composite materials, known for their excellent mechanical properties and lightweight characteristics, are applied in various engineering fields. Recently, efforts have been made to develop an automotive battery protection panel using a plain-woven composite composed of glass fiber and polypropylene to reduce the weight of automobiles. However, excessive warpage occurs during the GF/PP compression molding process, which makes car assembly challenging. This study aims to develop a model that predicts the warpage during the compression molding process. Obtaining out-of-plane properties such as elastic or shear modulus, essential for predicting warpages, is tricky. Existing mechanical methods also have limitations in calculating these properties for woven composite materials. To address this issue, finite element analysis is conducted using representative volume elements (RVE) for woven composite materials. A warpage prediction model is developed based on the estimated physical properties of GF/PP composite materials obtained through representative volume elements. This model is expected to be used for reducing warpages in the compression molding process.

1. 서론

최근 복합재료는 우수한 기계적 특성과 경량성으로 인해 다양한 엔지니어링 분야에서 유망한 재료로 부상하고 있다. 이러한 재료는 항공우주, 자동차, 해양 등 다양한 산업에서 폭넓게 적용되고 있다. 특히, 전기자동차의 1회 충전 시 주행거리 증가에 대한 요구가 커짐에 따라, 차량 경량화의 중요성이 대두되고 있다. 이에 따라, 복합재료 도입을 통한 차량 경량화 시도가 이어지고 있다. 전기자동차가 충격을 받을 시 리튬 배터리가 폭발할 위험이 있어, 배터리 팩을 보호하기 위해 방호 패널을 장착하고 있다. 최근에는 방호패널의 무게를 낮춰 자동차를 경량화하는 시도와, 재활용이 가능한 열가소성 수지기반의 복합재료의 성형 압축 공정을 통해 차량 부품을 개발하려는 연구가 진행되고 있다. 이를 위해서는 복합재료의 정확한 기계적 물성치 (탄성계수, 푸아송비)를 예측하는 기술이 요구된다. 강화 섬유가 한 방향으로만 정렬되어 있는 단방향 복합재료에 대한 연구[1, 2] 이외에, 재료 역학적인 방법으로 직조 복합재료의 물성치 예측에 관한 연구가 이루어 졌다[3]. 최근에는 주기적 경계 조건(Periodic Boundary Condition, PBC)을 적용한 대표체적요소(Representative Volume Element, RVE) 방법을 통해 직조 복합재료의 물성치를 예측하는 연구가 수행되었다[4]. 그러나 이러한 물성치 예측 연구들은 대부분 상온에서 진행되었다. 압축 성형 시 복합재료의 온도가 100°C를 초과하기 때문에 복합재료의 고온 물성치가 필요하다. 그러나, 열성형 해석을 위한 고온에서의 물성치 예측 연구는 아직 미흡한 실정이다.

본 연구에서는 유리섬유-폴리프로필렌(Glass fiberPolypropylene, GF/PP)복합재료 고온 물성치 예측 방법을 개발하여, 직조 형태의 유리섬유를 보강재로 이용하고 폴리프로필렌을 모재로 하는 GF/PP 복합재료를 이용하여 배터리 보호 패널을 제작할 시 발생하는 뒤틀림(warpage)을 예측하고자 한다. 정확한 warpage 예측 모델 개발을 위해서는 신뢰성 높은 물성치 획득이 필수적이나, 실험적 방법으로는 평면 복합재료의 면 외 물성치 획득이 어렵다. 본 연구는 압축 성형 시 고온 상태의 GF/PP 복합재료의 변형을 고려하고자 한다. 따라서, 온도가 상승함에 따라 폴리프로필렌의 탄성 계수가 감소하는 것을 고려하여, RVE 방법을 통해 고온에서의 GF/PP 복합재료의 물성치를 추정하고 warpage 예측 모델을 개발하였다. 개발된 warpage 예측 모델을 이용하면 향후 뒤틀림을 감소시키기 위한 금형 디자인 개선에 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

2. GF/PP 복합재료 모델링

2.1 직조 구조의 analytical 해석

GF/PP 복합재료의 압축 성형에 따른 뒤틀림을 예측하고, GF/PP 복합재료의 직조 구조를 해석하기 위해 평직(Plain Woven)모델을 생성하였다. 직조 구조 모델을 메조 스케일로 접근하여, Analytical 해석과 FEM(Finite Element Method)해석을 통해 예측 결과인 탄성계수, 전단계수, 푸아송비를 비교하였다. 생성된 직조 구조 모델은 Fig. 1과 같다. Fig. 2는 GF/PP 복합재료를 윗면에서 바라본 방향이며 표시된 사각 영역의 부분을 Fig. 1의 RVE로 설정하였다. GF/PP 복합재료 모델링에는 Nottingham 대학교에서 개발한 오픈 소스 소프트웨어인 Texgen[5]을 이용하였다. Fig. 3는 Fig. 1의 GF/PP 복합재료에 메쉬를 생성한 모습이다. Table 1에서 GF/PP 복합재료의 지오메트릭 구성을 나타내었다. 본 연구에서 사용된 GF/PP 복합재료의 섬유 부피비는 0.201이다.

Fig. 1 RVE modeling of GF/PP composites

Fig. 2 Appearance of GF/PP composite when viewed from the top

Fig. 3 Meshed representation of (a) fiber; (b) matrix; (c) composite

Table 1 Geometric configuration of the GF/PP composite (unit: mm)

Fig. 4 RVE area containing one warp and one fill

Fig. 5 Quarter section of the GF/PP composite

Fig. 1의 RVE는 warp와 fill이 각각 두 개씩 있는 영역을 나타낸다. 직조 구조에서 warp와 fill은 섬유의 두 주요 방향을 나타내며, warp와 fill은 수직으로 교차되어 직조 구조로 형성된다. Analytical 해석은 warp와 fill이 각각 하나씩 포함된 영역에 대해 수행한다. Fig. 4를 참고하면, Fig. 1 RVE의 중앙 영역을 Analytical 해석 영역으로 설정한다.

GF/PP 복합재료의 Analytical 해석을 간편화하기 위해 Fig. 4에 설정된 붉은색 사각형 내의 영역 중 직조 구조의 대칭성을 활용하여 1/4 영역만을 분석한다. Fig. 5에 분석하고자 하는 최종 영역을 설정하고 나타내었다. GF/PP 복합재료는 첫번째 층은 순수한 모재(폴리프로필렌, PP), 나머지 두 층은 유리섬유로 구성되어 총 3개의 층으로 이루어져 있다. 섬유는 warp와 fill로 구분되며, 섬유의 단면은 준타원(quasi-elliptical)이므로 실제 단면과 형상은 적절한 형상 함수로 정의된다. 섬유 형태를 모사하기 위한 sinusoidal 함수는 식 (1)~(10)으로 정의되었다[6]. Warp 방향과 fill 방향에서 GF/PP 복합재료를 분석하기 위해 1/4영역을 붉은색 영역과 푸른색 영역으로 구분하였다. Fig. 6는 Fig. 5의 Y-Z 평면(빨간색 실선영역)을, Fig. 7는 Fig. 5의 X-Z 평면(파란색 점선 영역)을 나타낸다.

Y-Z 평면에서 GF/PP 복합재료의 단면의 형상 함수는 식 (1)~(6)으로 정의된다.

\(\begin{aligned}z y_{1}(y)=-\frac{h_{f}}{2} \cos \left(\frac{\pi y}{a_{y t}}\right)\end{aligned}\)       (1)

\(\begin{aligned}z y_{2}(y)=\frac{h_{f}}{2} \cos \left(\frac{\pi y}{a_{f}+g_{f}}\right)\end{aligned}\)       (2)

\(\begin{aligned}a_{y t}=\frac{\pi a_{f}}{2\left[\pi-\cos ^{-1}\left(2 z_{y t} / h_{f}\right)\right]}\end{aligned}\)       (3)

\(\begin{aligned}z_{y t}=\frac{h_{f}}{2} \cos \left(\frac{\pi a_{f}}{a_{f}+g_{f}}\right)\end{aligned}\)       (4)

\(\begin{aligned}h y_{1}(y)=\frac{h_{f}+h_{m}}{2}-z y_{2}(y)\end{aligned}\)       (5)

\(\begin{aligned}h y_{4}(y)=\frac{h_{f}+h_{m}}{2}-z y_{1}(y)\end{aligned}\)       (6)

Fig. 6 Cross section of the GF/PP composite: Y-Z plane

Fig. 7 Cross section of the GF/PP composite: X-Z plane

Fig. 8 Schematic representation of the GF/PP composite modeled as a laminated structure

X-Z 평면에서 GF/PP 복합재료의 단면의 형상 함수는 식 (7)~(10)으로 정의된다.

\(\begin{aligned}z x_{1}(x, y)=\frac{h_{w}}{2} \cos \left(\frac{\pi x}{a_{x t}}\right)-h y_{1}(y)+\frac{h_{m}}{2}\end{aligned}\)       (7)

\(\begin{aligned}z x_{2}(x, y)=-\frac{h_{w}}{2} \cos \left(\frac{\pi y}{a_{w}+g_{w}}\right)-h y_{1}(y)+\frac{h_{m}}{2}\end{aligned}\)       (8)

\(\begin{aligned}a_{x t}=\frac{\pi a_{w}}{2 \cos ^{-1}\left(2 z_{x t} / h_{w}\right)}\end{aligned}\)       (9)

\(\begin{aligned}z_{x t}=-\frac{h_{w}}{2} \cos \left(\frac{\pi a_{w}}{2\left(a_{w}+g_{w}\right)}\right)\end{aligned}\)       (10)

식 (1)~(10)을 기반으로 섬유의 기하학적 형상을 고려하였다. GF/PP 복합재료의 물성치는 고전적인 라미네이트 이론(Classical laminate theory, CLT)을 적용하여 예측하였다. CLT 적용을 위해 다음의 가정들 [6]을 사용하였다.

1) CLT 이론은 단위 셀에 적용된다.

2)단위 셀의 굽힘 변형은 주변의 단위 셀에 의해 제한된다.

3) Membrane의 곡률이 0이다.

이러한 가정들을 바탕으로 GF/PP 복합재료는 Fig. 8처럼 단순화한 라미네이트 복합재료로 치환되었다. \(\begin{aligned}\bar{h}_{f}\end{aligned}\), \(\begin{aligned}\bar{h}_{w}\end{aligned}\),  \(\begin{aligned}\bar{h}_{m}\end{aligned}\),는 각각 라미네이트 복합재료 치환된 후의 fill, warp, matrix의 높이이며, 식 (11)~(13)과 같이 계산된다.

\(\begin{aligned}\bar{h}_{f}=\frac{2}{a_{f}+g_{f}} \int_{0}^{a_{f} / 2}\left[z y_{2}(y)-z y_{1}(y)\right] d y\end{aligned}\)       (11)

\(\begin{aligned}\bar{h}_{w}=\frac{2}{a_{w}+g_{w}} \int_{0}^{a_{w} / 2}\left[z x_{1}(x, y)-z x_{2}(x, y)\right] d x\end{aligned}\)       (12)

\(\begin{aligned}\bar{h}_{m}=H-\bar{h}_{w}-\bar{h}_{f}\end{aligned}\)       (13)

라미네이트 복합재료 각 층의 강성을 고려하기 위해 층별로 reduced stiffness Q matrix가 사용되었으며, Q matrix들의 성분들은 식 (14)~(17)을 이용하여 계산되었다. 식 (14)~(17)의 윗첨자 e는 warp, fill, matrix를 의미한다. 여기에 식 (18)을 이용하여 라미네이트 복합재료의 면내 강성 상수를 구하고, 식 (19), (20)을 통해 GF/PP 복합재료의 E_x, G_xy, v_x를 계산하였다.

\(\begin{aligned}Q_{11}^{e}=\frac{1-v_{23}^{e} v_{32}^{e}}{E_{2}^{e} E_{3}^{e} \Delta^{e}}\end{aligned}\)       (14)

\(\begin{aligned}Q_{12}^{e}=Q_{21}^{e}=\frac{v_{21}^{e}-v_{23}^{e} v_{32}^{e}}{E_{2}^{e} E_{3}^{e} \Delta^{e}}\end{aligned}\)       (15)

Q^e₆₆ = G^e₁₂       (16)

\(\begin{aligned}\Delta^{e}=\frac{1-v_{12}^{e} v_{21}^{e}-v_{32}^{e} v_{23}^{e}-v_{13}^{e} v_{31}^{e}-2 v_{12}^{e} v_{32}^{e} v_{13}^{e}}{E_{1}^{e} E_{2}^{e} E_{3}^{e}}\end{aligned}\)       (17)

\(\begin{aligned}A_{i j}=\frac{\left(\bar{Q}_{i j}\right)_{f} \bar{h}_{f}+\left(\bar{Q}_{i j}\right)_{w} \bar{h}_{w}+\left(\bar{Q}_{i j}\right)_{m} \bar{h}_{m}}{H}\end{aligned}\)       (18)

\(\begin{aligned}E_{x}=A_{11}-\frac{A_{12}{ }^{2}}{A_{22}}\end{aligned}\)       (19)

G_xy = A₆₆       (20)

\(\begin{aligned}v_{x y}=\frac{A_{12}}{A_{22}}\end{aligned}\)       (21)

2.2 직조 구조의 FEM 해석

2.1절에서 GF/PP 복합재료의 물성치를 Analytical하게 구하는 방법을 소개하였다. 그러나 해당 방법의 경우, 모재의 부피비가 섬유 부피비보다 높을 때 물성치를 정확히 예측할 수 없다는 한계가 있다. 더욱이, 이 방법으로는 GF/PP 복합재료의 면 내 물성치만을 예측할 수 있다. 그러나 RVE에 FEM을 적용 할 경우 GF/PP 복합재료의 면 외 물성치도 획득할 수 있다. 또한, PBC를 적용할 경우 경계 조건이 해석 결과에 미치는 효과가 최소화되어 정확도가 높다고 알려져 있다[7].

따라서, 본 연구에서는 FEM을 적용하여 획득한 GF/PP 복합재료의 물성치와 2.1절에서 획득한 GF/PP 복합재료의 물성치와 비교를 진행하였다. FEM을 사용하는 경우 모델링 된 RVE에 대해서 PBC와 하중을 적용하고 이에 따른 응력과 변형률 등을 계산하여 물성치를 예측한다.

Table 2 Material properties of matrix and fiber

Table 3 Measured elastic properties of GF/PP

Table 4 Measured elastic properties of GF/PP by FEM

EasyPBC Plug-in[8]은 RVE를 구성하는 재료의 탄성계수, 푸아송비 그리고 열팽창계수를 바탕으로 동일한 변형률을 적용하고, RVE의 균질화(Homogenization)를 통해 이러한 물성치들을 계산하는 Abaqus 플러그인이다. Mounier등[9]에 따르면, 유리섬유는 등방성 물질로 가정할 수 있다.

해당 가정을 바탕으로 플러그인을 이용하여 GF/PP 복합재료의 면 내 물성치뿐만 아니라 면 외 물성치까지 획득하였다. GF/PP 복합재료 물성치를 획득하기 위해 사용한 유리섬유와 폴리프로필렌의 물성치는 Table 2에 나타내었다. FEM을 통해 예측한 GF/PP 복합재료의 물성치와 Analytical한 방법으로 예측한 물성치는 Table 3에 기재하였다.

예측된 GF/PP 물성치를 실험 결과와 비교 시, FEM 모델이 보다 정확함을 알 수 있었다. 더불어 FEM을 사용함으로써 GF/PP 복합재료의 면 내 물성치뿐만 아니라 면 외 물성치도 예측을 하여 GF/PP 모델링을 정교화하였다. FEM을 통한 예측한 GF/PP 복합재료 물성치는 Table 4에 기술하였다.

Fig. 9 Uniaxial tensile testing results of GF/PP at different temperatures

Fig. 10 Fitted Young’s modulus of GF/PP at various temperatures

2.3 고온에서의 GF/PP 복합재료 모델링

2.2절에서는 GF/PP 복합재료의 상온 기계적 물성치를 획득하였다. 그러나 GF/PP 복합재료의 압축 성형에 의한 변형을 계산하기 위해서는 GF/PP 복합재료의 고온 물성치가 필요하다. Fig. 9은 ASTM D638(Type I)에 따라 실시한 상온 및 고온 단축 인장 실험 결과이다. Fig. 10은 실험 데이터를 선형 회귀한 결과를 나타낸다. 이를 통해 도출된 GF/PP 복합재료의 탄성계수는 Table 5에 제시되었다.

Table 5 Young’s modulus of GF/PP at various temperature

Table 6 Mechanical properties of GF/PP at various temperatures

실험으로 측정한 단방향 인장시험의 탄성계수를 바탕으로, GF/PP 복합재료의 방향에 따른 고온에서의 탄성계수, 전단계수, 푸아송비를 계산하였다. 온도 변화에 따라 달라지는 유리섬유와 폴리프로필렌의 물성치를 활용했다. 섬유의 탄성계수는 온도 변화에 따라 크게 변하지 않는 반면[10], 폴리프로필렌의 탄성계수는 온도에 따라 크게 변하며, 120 °C까지 온도가 상승할 경우 약 0.1 GPa까지 감소한다[11].

따라서, 온도가 증가함에 따라 폴리프로필렌의 탄성계수가 감소한다고 가정하고 FEM을 통해 예측된 단방향 탄성계수를 Table 5의 면 내 탄성계수와 비교하여 일치시킴으로써, 면 외 방향 탄성계수와 면 내 방향과 면 외 방향의 푸아송비, 전단계수를 도출하였다. 이 가정에서 온도에 따른 폴리프로필렌의 푸아송비 변화는 고려하지 않았다. 온도 변화에 따른 GF/PP 복합재료의 추정된 물성치를 Table 6에 정리하였다.

GF/PP 복합재료로 고온에서 압축 성형이 이루어지기 때문에 기계적 물성치뿐만 아니라 열적 물성치 확보도 필수적이다. 폴리프로필렌과 유리섬유의 열적 물성치는 Table 7에 정리하였다.

Table 7 Thermal properties of matrix and fiber[12]

열전도율과 비열 계산에는 혼합물 법칙(Rule of Mixtures)을 적용하였고, 열팽창계수는 FEM을 통해 도출하였다. GF/PP 복합재료의 열전도율은 0.357 W/m·K, 비열은 1701 J/Kg·K, 면 내 방향(x축 방향, y축 방향)의 열팽창 계수는 68.2μm/m·K이다. 면 외 방향(z축 방향)의 열팽창 계수는 113.0μm/m·K 이다.

3. Warpage 예측 모델 개발

GF/PP 복합재료는 600 Tex, 1200 Tex, 및 2400 Tex 굵기의 유리섬유를 이용하여 평직(plain woven)으로 제작되었다. Tex는 km당 g를 의미한다. 또한, 유리섬유와 폴리프로필렌의 효과적인 결합을 위해 말레익산 및 기타첨가제가 더해졌다. GF/PP 복합재료의 제조과정에서는 유리섬유와 폴리프로필렌의 결합을 돕기 위해 더블벨트 프레스가 사용된다. GF/PP 복합재료 제작 시, 함침성을 높이기 위한 압력과 온도의 증가는 뒤틀림을 유발할 수 있다. 그러므로, 뒤틀림을 최소화하면서도 함침성을 높이기 위해 최적화된 압력 및 온도 조건으로 GF/PP 복합재료가 개발되었다.

자동차 배터리 보호 패널 제작 시, 위와 같이 제조된 GF/PP 복합재료를 이용하여 압축 성형 공정을 진행한다. 압축 성형 공정 과정의 순서는 다음과 같고, Fig. 11을 통해 제시하였다. Fig. 12은 압축 공정 기계 다이를 나타내며, Fig. 13은 모델링 된 상부 다이, GF/PP 복합재료, 하부 다이를 나타낸다.

1) 120 °C까지 가열된 GF/PP 복합재료를 하부 다이 위에 배치한 후, 상부 다이를 이용해 2500 톤으로 가압한다.

2) 압력이 가해진 상태를 70초동안 유지하면서 GF/PP 복합재료를 상온까지 냉각시킨다.

3) 다이에서 GF/PP 복합재료를 제거한다.

2장에서 유도한 물성치와 실험 데이터를 기반으로 Abaqus를 사용하여 warpage 예측 모델을 개발하였다. 해당 예측 모델은 실제 공정 현상을 모사할 수 있도록 ‘압축à냉각à스프링백’ 과정을 독립적으로 모델링하였다.

Fig. 11 Sequential visualization of compression molding

Fig. 12 Compression molding machine die

Fig. 13 Preliminary layout of GF/PP composite, punch, and die

수렴이 쉽지 않은 압축, 냉각 과정에는 Dynamic, Explicit 솔버가, 스프링백 과정에는 잔류 응력에 의한 최종 변형을 관찰하기 위해 Dynamic, Implicit 솔버가 사용되었다. 또한 소재의 온도 변화를 고려하기 위해 sequentially-coupled thermomechanical 해석방법을 이용하였다.

GF/PP 복합재료는 두께가 전체 크기에 비해 상대적으로 매우 얇아 plane stress로 가정할 수 있으므로 shell element로 모델링하였다. 또한 계산 비용 절감을 위해 reduced integration scheme을 적용하였으며, 상부 다이와 하부 다이는 rigid body로 가정하였다. Fig. 14은 스프링백 과정에서 상하부 다이가 제거된 이후 패널에 발생하는 면 외 방향(Z축) 변위를 나타내며, 실제 측정한 영역을 A, B로 나누었다.

Fig. 14 Out-of-plane displacements after 'Springback' analysis when placed in the XY plane

Fig. 15 Comparative analysis of shapes containing area A and B: (a) derived from compression molding; (b) simulation

Fig. 15(a)은 제조된 하부 보호 패널이며 (b)은 warpage 예측 모델의 해석 결과이다. Fig. 15(a)와 (b)는 Fig. 14의 영역 A와 B가 포함된 하부 가로 변의 변형 상태를 잘 나타낸다. Fig. 15(a)와 (b)에는 기준선이 그어져 있으며, 이는 제조된 패널을 바닥에 놓을 때 해당 바닥면을 기준으로 설정하였다. 두 결과 비교 시에 전반적으로 유사한 변형 모드를 보이며, 특히 꼭짓점 부근에서 해석 결과와 실제 변형 모드가 잘 일치함을 관찰할 수 있었다.

Fig. 16의 (a)와 (b)는 Fig. 14의 A영역과 B영역을 바닥으로부터 높이를 측정한 모습을 보인다. Fig. 17(a)와 (b)는 각각 A 영역과 B영역을 확대한 사진이며, Fig. 16과 유사한 변형 모드를 보이는 것을 확인할 수 있다. Fig. 16에서 측정된 높이는 각각 30 mm, 27 mm이다. 이 해석 결과를 검증하기 위해 고온 압축 성형 공정으로 제작된 실제 하부 방호 패널의 변형(Fig. 17)과 비교하였다. 해석 결과에서 A영역과 B영역을 포함하는 하부 가로 변의 두 꼭짓점을 이은 직선과 A영역의 중점과 B영역의 중점의 거리를 측정하였다. 해당 결과는 A 영역은 36mm, B영역은 32mm로 예측되어 실측 값과 유사한 경향을 보였다.

Fig. 16 Measurements of the GF/PP composite after compression molding: (a) area A; (b) area B

Fig. 17 Simulation of the GF/PP composite after springback analysis: (a) area A; (b) area B

따라서, 본 연구에서 개발된 Warpage 예측 모델이 실제 공정에서 발생하는 GF/PP 복합재료의 후변형을 잘 모사할 수 있음을 알 수 있다.

4. 결론

본 연구에서는 평직 GF/PP 복합재료의 물성을 예측하였다. 정확한 예측을 위해 물성 예측 모델에 직조 구조가 반영되도록 메조 스케일의 RVE를 설정하였다. 설정된 RVE를 이용하여 상온에서의 GF/PP 복합재료에 대한 Analytical한 해석과 FEM을 이용한 해석을 진행하고, 각각의 해석을 통해 도출된 물성치를 비교하였다. 또한, 온도가 증가함에 따라 폴리프로필렌의 탄성계수가 감소한다고 가정한 후, FEM을 이용한 해석을 통해 고온에서의 물성치를 유도했다. 이러한 과정을 통해 획득한 GF/PP 복합재료의 물성치를 바탕으로 warpage 예측 모델을 개발하였다. 이 모델이 향후 압축성형 공정 뒤틀림 개선에 이용될 수 있을 것으로 기대된다.

후기

이 논문은 2023년 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국산업기술진흥원의 지원을 받아 수행된 연구임. (P0021343, 2023년 중견기업 DNA 융합 산학협력 프로젝트)