2.2.1 시편제작

본 연구의 시편은 ASTM D3039를 기본적으로 참조하였으나, 단면내 섬유 사이의 변형률 분포를 유도할 수 있도록 단부 탭부분을 Fig. 1과 같이 5개 타입으로 나누고, 각 타입별로 5회 반복시험을 수행하였다. 원래 탭의 역할은 그립 근처에서의 응력집중을 막고, 시편중앙에서 파단하도록 유도하는 것이지만, 이에 덧붙여 본 연구에서는 가력장치에서는 시편 양단부 전단면에서 균일한 변형이 발생하더라도 탭 상세의 변경을 통하여 각 섬유의 유효길이를 다르게 하여 결과적으로 단면내 섬유의 변형률이 차이가 발생하도록 의도하였다. Fig. 1에서 그립부를 제외한 총 길이는 150 mm 이며, 탭부분은 양단에서 40 mm 구간을 기준으로 가감하여 평균적으로 중앙 70 mm 길이 구간에서 탭부분에 의해 보강되지 않도록 하여 등분포 변형률의 시편과 동일한 조건을 유지하였다. 각 타입별로는 S0타입 시편은 탭부분 길이를 한쪽 연단에서 30 mm에서 50 mm 로 증가시켰으나, 반대쪽에서 50 mm에서 30 mm로 감소하여 개별섬유 측면에서 탭이 적용되지 않은 길이는 모두 70 mm 로 일정하도록 설계하였다. S0타입은 SD1타입의 탭 상세와 일치하지만 길이방향으로 양단부를 비대칭으로 하여 SD1와 비교 가능하며, 전체 시편의 참조군으로도 설정하였다. SD타입은 비대칭 변형률 분포를 가지며, Fig. 1상에서 좌측에서 우측으로 탭부분 섬유길이를 SD1은 50 mm에서 90 mm로 증가하고, SD2는 30 mm에서 110 mm로 증가시켰다. 따라서 SD1과 SD2를 비교함으로서 변형률 분포의 크기에 따른 물성치를 분석할 수 있다. SV타입은 대칭 변형률 분포로, 비대칭 분포에 의해 예기치 않게 발생할 수 있는 시험조건을 배제하여 SD타입과 구분하였다. 단면 폭 중심에서 유효길이가 가장 길고 폭방향 양단부에서 가장 짧도록 하여, SV1는 중심부에서 90mm, 양단에서 50 mm 로 SD1과 같고, SV2는 110 mm에서 30 mm로 SD2와 같다. 결과적으로 단위폭당 변형률 편차를 보면 SV타입이 중심에서 양단까지의 변화이므로, SD타입에 비하여 두 배 크지만, 전체적으로는 SV1은 SD1, SV2는 SD2과 동일한 변형률 분포를 가지기 때문에, 대칭/비대칭 조건에 따른 결과를 비교할 수 있다.

2.2.2 재료물성 및 시험체 세팅

본 연구에서 사용한 탄소섬유복합체의 제조사 제공 강도의 실제값 (mean value)과 규격값 (specification value)은 각각 4513 MPa, 3483 MPa이다. 여기서 실제값은 시편시험 결과의 평균에 해당하고, 규격값은 설계값 (design value)과 의미가 같으며, 안전율을 고려하여 적용해야 하는 실무 설계에서 적용하는 값이다. 일방향으로 일정량을 묶음형태로 직조되어 있는 탄소섬유 제품을 사용하였으며, 공칭두께는 0.11 mm, 폭은 50 cm로 표기되어 있었다. 직조된 묶음은 총 128마디이며, 이중에서 12마디를 인장시편으로 사용하였고, 이는 약 47 mm 폭에 해당한다. 이 단면을 기준으로 산정한 인장시편의 설계값 기준의 극한하중은 약 18 kN, 탄성계수는 2.31 ×105 MPa이며, 실제값 기준 극한하중은 23.2 kN, 탄성계수는 2.53 ×105 MPa이다.

변형률계는 전면부 3개 (left, center, right), 후면 중앙부(back) 1개를 부착하여 탭상세에 따른 면내 변형률 분포를 측정하고, 후면 변형률계를 통해 면외방향 불균형 응력분포를 병행하여 모니터링하였다. 이로부터 시편 변형률의 대푯값인 평균값은 전면부 3개소를 우선 평균하여 전면부의 대푯값으로 하고 이를 후면부와 산술평균하여 산정하였다.

제품에 표기된 극한하중과 탄성계수로부터 추정 가능한 파단변형률은 약 1.5 ~ 1.8 %이며, 이 값은 그립부 사이 150 mm를 인장유효거리로 가정하면, 파단시 변형은 2.25 ~ 2.7 mm로 추정할 수 있다. 하지만 가력장치에서 계측되는 변위는 그립부의 미끌림(slip) 및 장비변형값 등을 포함하고 있어 실제는 이보다 큰 변형이 생긴다. 별도의 변위계를 사용하여 변형을 측정할 수도 있지만, 재하과정에서 두 측정점을 추종하면서 변위계 자체변위를 발생하지 않도록 세팅하기 어렵고, 결과적으로 이 방법으로 계측한 결과의 신뢰성이 높지 않다. 따라서 별도 투입없이 쉽게 취득할 수 있는 장비변형값을 전체변위로서 모니터링하고 앞서 기술한 시편 외 변형요인을 고려하여 결과 분석하였다. 하중재하속도는 분당 0.5 mm의 변위제어로 하였으며, 이는 약 0.003 ~ 0.004의 변형률에 해당하지만, 실제로는 가력장치 자체변형 등 기타 요인에 의해 변형률 증가속도는 다소 감소한다. (Fig. 2)

시편 크기가 작을수록 제작과정에서 발생할 수 있는 오차가 시험결과에 미치는 영향이 커지기 때문에 탄소섬유의 절단, 섬유의 배치, 에폭시 레진 혼합 등의 과정에서 시험결과의 편차를 주는 요인을 최소화하였다.

2.2.3 환산변형률

변형률계는 시편의 국소 부위의 응답을 계측하는 데 효과적이지만, 탄소섬유복합체의 경우 에폭시 혼합 및 섬유의 정렬상태 등 다수 요인으로 인하여 변형률계 부착 위치에 따라 계측값 편차가 크다. 특히 변형률계가 부착된 위치 또는 해당 섬유가 파단되는 경우 잔여단면이 그대로 응력을 부담하고 있더라도 변형률을 계측할 수 없다. 물론 복합체가 균질하게 제작되어 품질이 확보되어 등분포 변형률분포를 가진다면 한 계의 변형률계만으로 충분할 수 있다. 또한 측정 위치에 따라 변형률 값에 다소 차이가 나더라도 강재와 같이 항복변형률 이후에 강도를 유지하며 다른 요소가 항복하도록 응력재분배하여 결과적으로 시편강도에 미치는 영향이 미비하다면 변형률계의 위치 및 개소가 크게 중요하지 않다. 하지만 탄소섬유의 경우 파단과 동시에 내력을 잃어버리므로 요소간 재분배를 할 여지가 없고, 실제로 변형률계로 계측된 시편내 폭 및 길이 방향의 변형률이 무시할 정로로 작은 편차를 가지는 것이 아니기 때문에, 국소위치의 측정값으로부터 시편의 평균거동을 어렵다. 이에 시편 전체 변형을 계측하여 유효길이로 나눈 환산변형률을 병행하여 전체단면의 평균화된 응답을 변형률계 계측값과 비교함으로써 변형률계의 모니터링 결과에 대한 대표성을 검증할 수 있다. (Kim. 2019(b))⁽⁷⁾

반면 환산변형률은 앞서 언급한 바와 같이 그립부 미끌림 및 장비변형 등 시편의 측정부 이외 부분의 변형량을 포함하고 있으며, 변형률을 산정할 때 이용하는 유효길이 역시 그립간 거리로 근사적으로 가정한 것이므로, 그 자체로 오차를 내제하고 있다. 실제 유효길이는 박리 및 부부파단 등에 의해 변경되어 그 길이를 특정하기 어렵다. 또한 이를 기점으로 응력-변형률 기울기가 상이해지고, 결과적으로 시편에서 발생한 이벤트가 시각화되어 그래프로 표현된다. 반면 변형률계의 응답은 박리, 부분파단시 응력-변형률 선형관계를 그대로 유지하며, 해당위치의 응력이 감소한 만큼 변형률도 감소하기 때문에 그래프상으로는 박리나, 부분파단과 같은 이벤트를 확인하기 어렵다.

요약하면 환산변형률은 순수한 시편의 응력-변형률 응답은 아니나 시편 전체의 평균화된 응답으로 변형률계 응답과 비교함으로써 상호보완적으로, 인장시험중 나타난 이벤트를 시각화하는 장점을 가지고 있다.

2.3.1 환산변형률과 (극한)유효변형률

Table 1은 각 시험의 파단시점의 변위, 하중 및 응력, 탄성계수, 변형률계로 계측한 최대 및 평균값 (A), 탄성계수로 추정한 극한변형률 (B), 환산변형률 (C)을 요약하였다. 극한응력은 극한강도에 시편단면적 5.156 mm2 (= $0.11\times 46.875$) 을 나눠 산정하며, 탄성계수는 ASTM D3039에 따라 각 시편의 변형률 1000 $\mu mm/mm$부터 3000 $\mu mm/mm$ 구간에서 산정하였다. 이 극한응력을 탄성계수로 나눠 유도할 수 있는 극한변형률을 본 연구에서 (극한)유효변형률 (ultimate effective strain)로 명명하고, 이를 앞서 기술한 환산변형률(converted strain)과 비교하였다.

5개 상이한 탭 상세의 설계변수에 대한 시험결과이므로, 각 변수별로 구분하여 결과를 분석하였으며, 이는 Table 2와 2.3.2절에서 기술하였다. 이에 앞서 탭 상세와 상관없이 공통적인 변형률계 계측값 평균, 환산변형률 및 유효변형률을 비교분석하기 위해, Table 1은 각 시험의 유효변형률과 변형률계 계측 평균의 비 (B/A)와 환산변형률과 계측평균값의 비(C/A)를 포함하였다. 변형률계 응답의 경우 최대강도 발현 이후 일부파단이 생기고, 잔여 단면에 의해 지지되는 시점에서 최대변형률이 계측되는 시험도 종종 발생하였지만, Table 1에 정리된 값은 모든 시험 결과에 있어 일관성을 유지하기 위해 개별 시험에서 최대강도시점에서 측정된 최대 변형률과 및 평균변형률을 명기하였다.

Table 1에 정리된 세 변형률을 분석하면 대체적으로 C/A가 B/A보다 크게 나타났는데, 구체적으로 평균, 표준편차를 구하면 B/A의 AVG.=1.04, STD.= 0.12, C/A의 경우 AVG.= 1.62, STD.=0.27이다. 즉, 유효변형률(B)은 변형률 평균(A)과 거의 유사하였으나, 환산변형률(C)는 나머지 방법에 비해 과도하게 크게 나타나 재료의 인장특성값으로써 활용하기 어렵다고 생각할 수 있다. 하지만 Fig. 3의 응력-변형률 응답에서 파단시점 뿐만 아니라 전체 하중에 대한 응답을 고려하면 환산변형률의 유효성을 확인할 수 있다. 2.2.3에서 언급한 것과 같이 변형률계 응답(average)은 재하과정에서 발생하는 이벤트와 상관없이 응력-변형률 비례관계 유지하는 데 반하여, 환산변형률(converted) 응력-변형률 응답은 시편의 탭부분의 박리나 부분파단 발생시 변위제어 시험상태에서 변위(변형량)은 유지된 상태에서 하중(응력)만 감소하였다. 즉, 환산변형률은 그래프상에서 인장시편에 발생한 이벤트를 시각적으로 나타내어 거동 특성을 좀 더 쉽게 확인할 수 있다. 또한 Fig. 3에서 재하 초기에 두 그래프의 기울기가 서로 일치하고 있다는 점에서 환산변형률에서 가정한 유효길이 – 양단 그립까지의 거리 – 가 충분히 유효하다는 점 확인할 수 있다. 즉, 환산변형률 응답은 극한시점에서 정량 지표로 고려하기 보다는 시편에서 발생한 이벤트를 파악하며, 시편 전체의 평균 거동을 나타내는 지표로서 변형률계의 국부응답의 신뢰성을 보완하는 데 그 의의가 있다.

또한 유효변형률(B)과 변형률계 평균(A)이 거의 일치한다는 점은 변형률계가 부분파단으로 손상되거나, 국부적으로 비정상적으로 높은 변형률이 계측될 경우라고 하더라도 재하초기에 산정한 탄성계수와 파단시 하중(응력)으로부터 유도한 (극한)유효변형률을 통해 유의미한 결과를 유추할 수 있으며, 나아가 이 값은 측정된 극한강도로부터 유도된 값이므로, 실질적으로 시편의 변형률 분포가 반영되어 평균화된 결과라는 점에서 유효하다.

요약하면, 환산변형률은 변형률을 직접 계측하는 것이 아니라 유효길이와 단면적을 이용하여 추정하는 것이기 때문에 이 두 값이 유효하지 않을 경우 재료의 변형률로서 무의미하지만, 박리 및 일부파단이 일어나기 이전까지의 환산변형률의 경우 시편에서 발생하는 박리 및 부분파단을 가시화할 수 있는 응답으로 활용 가능하다. 또한 유효변형률은 변형률계 응답이 극한하중 근처에서 다수 요인으로 유효하지 않는 경우에도 합리적으로 추정할 수 있는 값이며, 실무적으로도 변형률 분포를 고려하여 얻을 수 있는 전단면의 평균값으로서 적합하다.

2.3.2 파괴모드

Fig. 4와 같이 타입과 관계없이 대부분의 시험에서 급작스런 취성파단이 발생하였고, 부분파단한 경우에도 이후 완전히 하중을 지지하지 못하는 시점까지 추가 변형하였기 때문에 시편의 파괴경과를 파단시 사진만으로는 확인하기 어렵다. 따라서 Fig. 3과 같이 시편의 응력-변형률 응답을 분석하게 되다. Fig. 3은 전형적인 탄소섬유 인장시편의 두 가지 파괴모드 응답을 나타내는데, (a)는 요소 일부분에서 파단이 시작됨과 거의 동시에 모든 단면에서 파단이 일어나는 경우인 반면, (b)는 첫 번째 요소의 파단 시점에서 전체 단면의 파단으로 진행되지 않고 파단된 단면에서 부담하던 하중만큼 하중이 감소한 후 잔여 단면이 파단에 이를 때까지 순차적으로 추가 변형하면서 두 번째 또는 그 이후의 피크하중을 보이는 경우이다. 이 때 시편의 최대하중은 처음 파단인 경우가 대부분이기는 하지만, 두 번째 피크에서 최대하중이 발현되는 경우도 있다. 또한 Fig. 3(b)에서 요소의 파단 이전 응력 2500~3000 MPa 구간에서에 탭 부분의 박리(debond)가 발생하고. 이 구간에 유효길이가 증가함에 따라 시편의 강성이 감소하여 동일 변위에서의 응력이 갑작스럽게 전이하여 감소하는 응답을 나타내었다. 박리가 일어난 시편에서 부분파단으로 연결되는 절대적인 상관성이 있다고 단정할 수 없으나, 박리에 의해 단면내 변형률 분포가 좀 더 커지고 복잡해지므로, 부분파단의 가능성은 더 높아질 것이라는 추정은 가능하다. 또한 박리가 발생하기 이전까지의 환산변형률(converted)에 의한 응답과 변형률계 평균(average)응답과 큰 차이를 보이지 않다가 박리 직후의 변형률계의 평균 응답 기울기(탄성계수)는 거의 유지되고 있으나, 환산변형률의 기울기는 감소하였다. 이는 탄소섬유의 탭부분 및 그립부내 섬유 계면사이의 박리로 인해 유효길이가 길어졌다는 것을 뜻하며, 결과적으로 환산변형률이 증가하게 되는 요인이라는 근거를 뒷받침한다.

2.3.3 탭상세별 결과 분석

탭상세별 결과를 분석하기 위해서 모든 시험의 변형률계의 부착위치별 응답을 분석하였으며, Fig. 5에서는 그 중 SV2-1 시험의 모니터링 결과를 나타내었다. 응력 2000 MPa 부근에서 중앙부(center)의 변형률은 약 6000 $\mu mm/mm$인 반면 좌측(left)은 7300$\mu mm/mm$, 우측(right)은 6700 $\mu mm/mm$, 뒷면(back) (중앙부)는 7800$\mu mm/mm$ 정도로 나타났는데, 이는 당초 SV타입 시편에서 의도한 것과 동일하다. 시험체 후면 중앙의 변형률이 전면에 비하여 크게 나타난 이유는 그립부 유압시 작용시부터 시편의 제작오차로 인한 내부평형상태를 이루기 위한 초기변형에 기인한 것으로 추정된다. 하지만 응력 3000 MPa에서 탭부분 박리가 일어나고, 왼쪽 변형률계의 변형률은 감소하고 나머지는 증가하였다. 또한 박리 이후의 위치별 변형률-응력 기울기 또한 박리 이전과 차이를 보이고 있어 박리로 전후 단면의 응력분포가 확연히 변화하였음을 확인할 수 있다. 즉, 시편의 중심에서 왼쪽 탭 구역에서 박리가 발생하였고 이후 과정에서는 왼쪽 섬유의 유효길이가 길어지며 시편 형상의 대칭성을 상실함에 따라 당초 의도한 변형률 분포를 얻지 못하였으며, 결과적으로 탭부분 상세에 따라 변형률 분포가 발생하였으나, 파단시점에서 변형률 분포 크기와 강도 및 변형률을 정량적으로 연계하기는 어려웠다. 본 연구의 대부분의 시편에서 이와 같이 박리가 발생하여 탭상세에 따른 변형률계의 부착위치별 특징을 분석하는데 어려움이 있었으며, 특히 여전히 부착위치에 따라 변형률 초기값 및 증가값에 편차가 커서 이를 탭상세와 직접적으로 연계하기 어려웠다. 그럼에도 각 상세별로 극한응력치의 평균과 편차는 각 상세별로 경향성을 확인할 수 있었는데, 그 이유는 변형률 분포를 정량화하기는 어렵지만, 그 상대적인 분포의 크기는 비교적 탭부분 박리와 무관하게 유지되었으며, 또한 대칭/비대칭 조건은 박리이전까지 유지되어 가력되었기 때문으로 추정된다. 이에 Table 2 에서 각 상세별 주요물성치의 평균 및 편차를 요약하였으며, 극한하중과 변위는 별도로 Fig. 6를 통해 모든 시험결과의 분포를 시각화하였다.

(1) S0 타입

개별 섬유의 유효길이는 모두 같지만, 단면 비대칭성에 의해 5개 모든 시험에서 탭부분에서 조기에 박리가 발생하였고, 이후 단면에서 변형률 분포 조건으로 가력되어 다른 쪽 연단에서 추가 박리하거나 부분파단이 발생하였다. 결과적으로 S0 타입은 등분포 변형률에 대한 대조군으로 보기 어려워, 동일 탄소섬유 물성 및 단면적 - 두께 두 배, 폭은 절반 – 의 기존 연구 (Kim, 2019(b))⁽⁷⁾ 결과를 (Ref. / T2) 본 시험결과의 대조군으로 참조하였다.

(2) SD 타입

비대칭 변형률 분포에 의해 유효길이가 짧은 쪽 (Fig. 4의 우측)에서 먼저 파단하고, 긴 쪽 단부로 순차적으로 파단에 이를 것을 기대하였으나, 유효길이가 짧은 쪽 탭에서 박리가 선행되는 경우 유효길이가 길어지면서 변형률 분포가 상이해져 일관된 결과를 얻지 못하였다. 이는 변형률 분포가 더 큰 SD2타입에서도 SD1와 유사하였다. 다만 SD2의 강성, 파단강도/응력 및 파단변형률은 SD1에 비하여 대체로 감소하였는데 ( Table 2), 이는 시편의 변형률 분포와 비례하여 물성치가 감소할 것이라는 본 연구의 이론적 접근과 일치한다. 하지만, SD1, SD2 타입 모두 시험결과의 편차가 크게 나타나고 있어 이를 확신하기에는 다소 무리가 있다.

(3) SV 타입

좌우대칭의 탭상세를 가진 SV타입은 양쪽 단부에서 중심방향으로 파단이 진행하도록 의도하였으나, 좌우 중 한 쪽 탭에서 박리가 선행되는 경우 좌우대칭의 변형률 분포를 얻지 못하였다. 다만 박리가 일어나는 시점이나 빈도수가 SD타입에 비해 감소하여 결과의 편차가 확연히 감소하였다. (Fig. 6) 또한 Table 2에 정리된 것과 같이 SD2와 SV2는 SD1과 SV1보다 강성, 응력, 변형률이 모두 감소하는데, 그 경향성은 SD타입보다 SV타입에서 더 확연히 나타난다. 따라서 SV타입에서도 변형률 분포의 크기와 재료물성 사이의 상관관계가 있음을 더 분명히 확인하였다.

대조군인 T2와 변형률 분포를 가지는 본 연구의 모든 타입의 결과와 비교할 때, 대조군의 응력평균 및 극한변형률은 가장 크면서도 그 때의 변형량은 가장 작은 것으로 나타났다. 그 이유는 본 연구의 시편의 폭이 대조군에 비해 넓고 변형률 분포를 가지고 있었기에 조기박리 및 부분파단이 일어날 가능성이 더 높고, 이로 인해 전체변형량은 증가하면서도 응력/변형률은 감소하고, 그 결과값의 편차 역시 증가한 것으로 추정된다. 무엇보다도 등분포 변형률를 가지는 대조군의 인장물성이 변형률 분포를 가지는 본 연구의 시험결과보다 크다는 점 역시 변형률 분포에 의해 인장응력 및 파단변형률이 감소된다는 결과로 볼 수 있다.