[논문]유리섬유/에폭시 후판 복합재료의 경화공정 및 압밀해석

오제훈; 이대길

doi:10.22634/ksme-a.2000.24.11.2853

문제 정의

제조사에서 추천하는 경화 사이클은 두께가 얇은 복합재료에 적용하도록 구성되어 있기 때문에 두께가 두꺼운 경우에는 충분한 압밀을 위하여 첫번째 온도 유지구간에 필요한 시간을 조절할 필요가 있다. 본 연구에서는 1 차원 및 3차원 레진 유동해석을 수행하여 시간에 따른 복합재료 내부의 레진 압력변화를 살펴보았으며 이를 통하여 충분한 압밀에 필요한 시간을 예즉하였다.
본 연구에서는 20mm 두께의 에폭시 기지 유리섬유 강화 일방향 후판 복합재료를 오토클레이브 진 공백 성형을 통하여 제작하는 경우에 대하여 복합재료 내부의 온도, 경화도 분포 및 압밀 효과를 실험과 3차원 해석을 통하여 파악하였다. 이를 위하여 먼저 DSC (Differential Scanning Calorimetry)실험을 통하여 유리섬유/에폭시 프리프레그의 경화 구성식을 얻었고, 적층판, 금형 및 진공백 어셈블리의 효과를 모두 고려하여 3차원 비정상 열전달 유한요소해석을 수행하였으며, 금형, 댐, 코울플레이트 및 블리더의 두께에 따른 복합재료 내부의 온도 변화 및 경화도의 변화를 살펴 보았다.
본 연구에서는 선경 케미컬에서 제조하는 유리섬유/에폭시 프리프레그 (UGN₁₅0)의 경화 구성 식을 얻기 위하여 DSC 장비 (General V4.1C DuPont 2200)를 이용하여 등온 주사 및 동적 주사 실험을 수행하였다. 등온 주사는 383K, 393K, 398K, 403K, 408K 에서 수행하였으며 동적 주사에서는 5K/min 의 상승속도를 사용하였다.
오토클레이브 내부의 공기와 진공백 사이의 대류 열전달 계수, 잉여 레진을 제거하기 위한 블리더의 두께, 금형, 코울 플레이트 및 댐의 두께 변화는 최대 과승 온도 및 시간과 같은 복합재료 내부 온도분포에 영향을 미치기 때문에 본 연구에서는 위의 변수가 내부 온도 분포에 미치는 영향에 대하여 조사해 보았다.

가설 설정

초기에는 외부 압력은 모두 레진압력이 지지하고 섬유망에 작용하는 응력은 없다고 가정하였으며, 블리더는 복합재료의 바깥면 중금형과 접촉한 아래면을 제외한 나머지 다섯 면을 둘러싸고 있다고 가정하였다. 경계조건으로 복합재료의 바깥면 중 블리더와 접촉하는 부분에서는 레진 압력을 0 으로 하였고 블리더와 접촉하지 않는 복합재료의 바깥면 부분에서는 수직 방향으로 레진 유동이 없다고 가정하였다. lOsec 의 시간 스텝 크기 (At=10sec) 를 사용하였고, 기하학적 형상과 물성이 대칭이므로 전체 모델의 U4 만 해석하였으며 해석에 사용된 3차원 유한요소 모델을 Fig.
경화 구성식의 경화율과 경화도의 관계로부터 경화도를 계산하기 위하여 4 차 Runge-Kutta 법을 사용하였다. 금형 및 진공백 어셈블리를 정확히 모델링하기 위하여 유리섬유에폭시 복합재료 뿐만 아니라, 금형, 코울 플레이트, 댐, 테플론 필름 및 진공백도 모델링에 포함시켰다’ 서로 접촉하는 부분에서의 열저항은 무시할 수 있다고 가정하였으며 오토클레이브 내부의 공기와 진공백 사이의 열전달 계수는 70W/m2K 라고 가정하였다. 횡방향 열전도도를 제외 한 유리섬유/에폭시 복합재료의 물성은 2 장에서 설명한 것과 같이 Table 2에 나타난 각 재료의 물성과 간단한 혼합물 법칙을 사용하여 계산하였고, 복합재료의 횡방향 열전도도는 식 (9)를 사용하여 계산하였다.
수행하였다. 초기에는 외부 압력은 모두 레진압력이 지지하고 섬유망에 작용하는 응력은 없다고 가정하였으며, 블리더는 복합재료의 바깥면 중금형과 접촉한 아래면을 제외한 나머지 다섯 면을 둘러싸고 있다고 가정하였다. 경계조건으로 복합재료의 바깥면 중 블리더와 접촉하는 부분에서는 레진 압력을 0 으로 하였고 블리더와 접촉하지 않는 복합재료의 바깥면 부분에서는 수직 방향으로 레진 유동이 없다고 가정하였다.

제안 방법

사이의 열저항을 고려하기 위하여 유효 열전달계수 (Effective heat transfer coefficient)# 사용하여 해석을 수행하거나, 。6*|。)실험적으로 측정한 적층 판 표면 온도를 경계조건으로 사용하여 해석을 수행하였다。*13) 하지만, 유효 열전달계수는 금형 두께, 코울 플레이트의 두께, 테프론 필름 적층수및 블리더의 양 등과 같은 진공백 어셈블리의 형상과 크기가 변하면 그 값이 달라지기 때문에 유효 열전달 계수를 사용하여 해석을 수행하는 것은 효과적이지 않으며 정확하게 진공백 어셈블리 효과를 모델링 할 수 없다. 또한, 적층판 표면 온도를 측정하여 경계조건으로 사용하는 경우는 진 공백 어셈블리의 형상과 크기가 변하면 적층판 표면 온도가 달라지기 때문에 진공백 어셈블리의 형상이 변할 때마다 매번 실험에 의존하여 표면 온도를 측정해야 한다는 단점이 있다.
6 은 1 차원 해석과 3차원 해석을 이용하여 계산된 복합재료 평판 중심단면의 가운데 부분에서의 시간에 따른 온도분포를 나타낸다. 1 차원 해석에서는 아래면과 윗면을 통해서만 내부의 열이 전달되지만, 3차원 해석에서는 내부의 열이 아래면과 윗면 뿐만 아니라 옆면으로도 전달이 되기때문에, 1 차원 해석은 3차원 해석에 비하여 약간 높은 온도를 예측하였으며 온도 과승이 발생한 이후 온도의 냉각속도가 더 낮았다. 일반적으로 계산 시간과 비용을 줄이기 위하여 경화공정을 해석할 경우 1 차원 해석을 수행하지만, 위의 결과로부터 정확한 온도분포를 예측하기 위하여 1 차원 해석보다 3차원 해석을 수행하는 것이 바람직하다는 것을 알 수 있었다.
2 장의 공정모델 중에서 열전달 해석으로부터경화시 복합재료 내부의 온도분포를 계산할 수 있으며, 이를 위하여 내부 레진의 발열반응으로 인한 열발생항을 고려한 비정상 열전달 해석을 수행해야 한다. 일반적으로 많은 연구자들이 유한차분법이나 유한요소법을 이용하여 독자적인 프로그램을 만들어 계산을 수행하였으나, 비정상 열전달 해석을 수행할 수 있는 상용 유한요소 프로그램을 사용해서도 계산할 수 있기 때문에, <0 본 연구에서는 상용 프로그램인 ANSYS 를 사용하여 열 발생항을 고려한 3차원 비정상 열전달 해석을 수행하였다.
경화공정중 복합재료 내부의 온도 변화를 알아보기 위하여 복합재료 밑면에서 10 플라이 위에 위치한 부분과 중심부 및 윗면에서 10 플라이 아래에 위치한 부분의 온도를 측정하였다. 복합재료적충판의 중심 단면에서 중심부와 가장자리 부에 각각 3 개씩 총 6 개의 K-type 열전대를 사용하였으며 Fig.
금형, 코울 플레이트 및 댐의 두께와 같은 금형 어셈블리의 두께변화에 따른 복합재료 내부의 온도 변화를 알아보기 위하여 해석을 수행하였으며, 각 경우에 대한 결과를 Fig. 12에 나타내었다. 금형 어셈블리의 두께가 증가할수록 최대 과승 온도는 약간 감소하였고 그때의 시간은 약간 증가하였다.
1C DuPont 2200)를 이용하여 등온 주사 및 동적 주사 실험을 수행하였다. 등온 주사는 383K, 393K, 398K, 403K, 408K 에서 수행하였으며 동적 주사에서는 5K/min 의 상승속도를 사용하였다.
식 (12)에서 각 방향 투과율과 섬유망이 지지하는 유효응력은 모두 기공률 (e)의 함수로 나타낼 수 있고 시간에 따른 점도는 위에서 설명한 열전달 해석으로부터 구한 온도와 경화도 및 식 (15)를 사용하여 계산할 수 있기 때문에, 식 (12)는 내부 열 발생이 없는 비정상 비선형 열전달 해석 지배방정식과 같은 형태를 가지게 된다. 따라서 본 연구에서는 비정상 비선형 열진달 해석을 수행할 수 있는 상용 프로그램인 ANSYS 를 사용하여 식 (12) 의 3차원 레진 유동을 해석하였다.
이를 위하여 먼저 DSC (Differential Scanning Calorimetry)실험을 통하여 유리섬유/에폭시 프리프레그의 경화 구성식을 얻었고, 적층판, 금형 및 진공백 어셈블리의 효과를 모두 고려하여 3차원 비정상 열전달 유한요소해석을 수행하였으며, 금형, 댐, 코울플레이트 및 블리더의 두께에 따른 복합재료 내부의 온도 변화 및 경화도의 변화를 살펴 보았다. 또한, 열전달 해석으로부터 구한 온도분포를 이용하여 시간에 따른 점도 변화를 살펴보았고, 이를 이용한 3차원 레진 유동해석을 통하여 20mm 의 두께를 가지는 유리섬유 강화 복합재료를 충분히 압밀하는 데 필요한 시간을 파악하였다.
하지만, 블리더는 열전도도가 낮기 때문에 단열재 역할을 하며 블리더의 양이 증가하면 복합재료 내부의 온도 과승도 증가하게 된다. 블리더의 양이 경화공정 중 복합재료 내부 온도 분포에 미치는 영향을 알아 보기 위하여 블리더의 두께를 변화시켜면서 해석을 수행하였으며, Fig. 11에 블리더 두께에 따른 복합재료 내부 온도분포를 나타내었다. Fig.
상용 프로그램을 이용하여 경화공정을 해석하기 위하여 먼저 초기에는 경화가 이루어지지 않았다고 가정하고 (경화도 a=0) 열전달 해석을 수행하여 각 절점의 온도분포를 얻은 후, 각 절점의 온도에 대한 경화율과 경화도를 경화 구성식으로부터 계산하여 각 절점에서의 발열량을 구하였다. 이 발열량은 다음 시간스텝에서 각 절점에서의 열원으로 적용되고 이런방법을 통하여 주어진 경화 사이클 동안 계산이 수행되도록 하였다.
폭 100mm, 너비 100mm, 두께 20mm 의 시편을 제조하였다. 시편을 제조하기 위하여, 알루미늄 금형 (t=15mm)과 코울 플레이트 (t=5mm) 및 댐 (t=25mm)을 테프론 필름으로 감싼 후, 적층된 프리프레그를 금형위에 놓고 적층판 윗면과 네 측면에 각각 코울 플레이트와 댐을 설치하였다. 그 다음 진공백으로 금형 어셈블리를 감싼 후 오토클레이브에 장착하고 제조사에서 추천하는 경화 사이클을 사용하였다.
열전달 해석 모델의 타당성을 검증하기 위하여 3 장에서 설명한 것과 같이, 폭 100mm, 너비 100mm, 두께 20mm 의 일방향 유리섬유/에폭시 평판을 오토클레이브 진공백 성형공정으로 제조하였으며 경화시 복합재료 내부의 온도변화를 6 개의 열전대를 사용하여 측정하였다. 또한, 복합재료 뿐만 아니라 금형과 댐 및 진공백 어셈블리를 모델링하여 3차원 유한요소해석을 수행하였으며 Fig.
오토클레이브 내부의 공기와 진공백 사이의 대류 열전달 계수의 변화에 따른 복합재료 중심부의 온도변화를 살펴보기 위하여 대류 열전달 계수를 변화 시키 면서 3차원 해석을 수행하였고 그 결과를 Fig. 10 에 나타내었다. Fig.
오토클레이브 진공백 성형공정을 이용하여 20mm 두께의 일방향 유리섬유/에폭시 후판 복합재료를 제조하는 경우에 대하여 복합재료 내부의 온도, 경화도 분포 및 압밀 효과를 실험과 3 차원해석을 통하여 파악하였다. 후판 복합재료를 제조사에서 추천하는 경화 사이클을 이용하여 제조하면 복합재료 내부에 온도 과승현상 및 불균일한 압밀이 발생함을 알 수 있었고, 오토클레이브 내부의 공기와 진공백사이의 대류 열전달 계수와 잉여 레진 제거를 위한 블리더의 두께가 금형, 코울플레이트 및 댐의 두께에 비하여 복합재료 내부의 온도 분포에 미치는 영향이 크다는 것을 알 수 있었다.
구하였다. 이 발열량은 다음 시간스텝에서 각 절점에서의 열원으로 적용되고 이런방법을 통하여 주어진 경화 사이클 동안 계산이 수행되도록 하였다. 경화 구성식의 경화율과 경화도의 관계로부터 경화도를 계산하기 위하여 4 차 Runge-Kutta 법을 사용하였다.
3차원 해석을 통하여 파악하였다. 이를 위하여 먼저 DSC (Differential Scanning Calorimetry)실험을 통하여 유리섬유/에폭시 프리프레그의 경화 구성식을 얻었고, 적층판, 금형 및 진공백 어셈블리의 효과를 모두 고려하여 3차원 비정상 열전달 유한요소해석을 수행하였으며, 금형, 댐, 코울플레이트 및 블리더의 두께에 따른 복합재료 내부의 온도 변화 및 경화도의 변화를 살펴 보았다. 또한, 열전달 해석으로부터 구한 온도분포를 이용하여 시간에 따른 점도 변화를 살펴보았고, 이를 이용한 3차원 레진 유동해석을 통하여 20mm 의 두께를 가지는 유리섬유 강화 복합재료를 충분히 압밀하는 데 필요한 시간을 파악하였다.
한다. 일반적으로 많은 연구자들이 유한차분법이나 유한요소법을 이용하여 독자적인 프로그램을 만들어 계산을 수행하였으나, 비정상 열전달 해석을 수행할 수 있는 상용 유한요소 프로그램을 사용해서도 계산할 수 있기 때문에, <0 본 연구에서는 상용 프로그램인 ANSYS 를 사용하여 열 발생항을 고려한 3차원 비정상 열전달 해석을 수행하였다. 일반적으로 널리 사용되고 있는 상용 프로그램은 전처리와 후처리 과정이 우수하기 때문에 상용 프로그램을 사용하여 경화 공정을 해석할 수 있으면 상용 프로그램의 여러가지 장점을 이용할 수 있다.
일방향 유리섬유의 압밀 파라미터에 관한 문헌은 거의 없기 때문에 문헌에 있는 일방향 탄소섬유 압밀 파라미터를 사용하여 계산을 수행하였다. 섬유의 곡률강성과 섬유의 지름을 제외한 나머지 값은 Gutowski 등이 사용한 일방향 탄소섬유의 압밀 파라미터를 이용하였고, 사용된 레진의 점도 모델은 Kim 과 Lee 가(끼 실험한 점도 데이터를 식 (15)와 비교하여 얻었다.

대상 데이터

경계조건으로 복합재료의 바깥면 중 블리더와 접촉하는 부분에서는 레진 압력을 0 으로 하였고 블리더와 접촉하지 않는 복합재료의 바깥면 부분에서는 수직 방향으로 레진 유동이 없다고 가정하였다. lOsec 의 시간 스텝 크기 (At=10sec) 를 사용하였고, 기하학적 형상과 물성이 대칭이므로 전체 모델의 U4 만 해석하였으며 해석에 사용된 3차원 유한요소 모델을 Fig. 4 에 나타내었다.
복합재료적충판의 중심 단면에서 중심부와 가장자리 부에 각각 3 개씩 총 6 개의 K-type 열전대를 사용하였으며 Fig. 2(b)에 사용된 열전대의 위치를 나타내었다.
본 연구에서는 2 장의 공정모델의 해석 결과와 비교하기 위하여 선경 케미컬에서 제조하는 일방향 유리섬유/에폭시 프리프레그 (UGN 150)를 적층하여 폭 100mm, 너비 100mm, 두께 20mm 의 시편을 제조하였다. 시편을 제조하기 위하여, 알루미늄 금형 (t=15mm)과 코울 플레이트 (t=5mm) 및 댐 (t=25mm)을 테프론 필름으로 감싼 후, 적층된 프리프레그를 금형위에 놓고 적층판 윗면과 네 측면에 각각 코울 플레이트와 댐을 설치하였다.

데이터처리

사용하여 측정하였다. 또한, 복합재료 뿐만 아니라 금형과 댐 및 진공백 어셈블리를 모델링하여 3차원 유한요소해석을 수행하였으며 Fig. 5 에 실험결과와 해석결과를 비교하여 나타내었다. Fig.

이론/모형

이 발열량은 다음 시간스텝에서 각 절점에서의 열원으로 적용되고 이런방법을 통하여 주어진 경화 사이클 동안 계산이 수행되도록 하였다. 경화 구성식의 경화율과 경화도의 관계로부터 경화도를 계산하기 위하여 4 차 Runge-Kutta 법을 사용하였다. 금형 및 진공백 어셈블리를 정확히 모델링하기 위하여 유리섬유에폭시 복합재료 뿐만 아니라, 금형, 코울 플레이트, 댐, 테플론 필름 및 진공백도 모델링에 포함시켰다’ 서로 접촉하는 부분에서의 열저항은 무시할 수 있다고 가정하였으며 오토클레이브 내부의 공기와 진공백 사이의 열전달 계수는 70W/m2K 라고 가정하였다.
수행하였다. 섬유의 곡률강성과 섬유의 지름을 제외한 나머지 값은 Gutowski 등이 사용한 일방향 탄소섬유의 압밀 파라미터를 이용하였고, 사용된 레진의 점도 모델은 Kim 과 Lee 가(끼 실험한 점도 데이터를 식 (15)와 비교하여 얻었다. Table 3에 사용한 압밀 파라미터 와 점 도 모델을 나타내었다.
횡방향 열전도도는 다음과 같은 Springer- Tsai 모델을 사용하였다.泌)

성능/효과

Fig. 11(a)는 블리더 두께에 따른 복합재료 중심단면의 가운데 부분에서의 온도 분포를 나타내며, 블리더의 두께가 증가할수록 가운데 부분의 최대 온도와 그때의 시간은 증가하였고, 초기에 오토클레이브 온도와의 차이가 증가하였다. Fig.
Fig. 11(b)는 블리더 두께에 따른 복합재료 중심단면의 윗부분에서의 온도 분포를 나타내며, 블리더 두께가 증가할수록 윗부분의 최대 온도는 급격히 증가하였다. 블리더의 두께가 증가하면 블리더의 낮은 열전도도로 인하여 오토클레이브 내부의 온도가 복합재료로 천천히 전달되지만 발열 반응으로 인하여 발생한 열이 바깥으로 빨리 빠져나가지 못하기 때문에 온도 과승이 더 커지게 된다.
또한, Fig. 10(b)로부터대류 열전달 계수가 증가할수록 복합재료 중심부의 최대온도와 최대온도가 발생하는 시간은 일정한 값에 수렴하는 것을 알 수 있었다. 대류 열전달 계수가 낮은 경우에는 오토클레이브의 온도가 복합재료 내부로 전달 되는 데 시간이 많이 필요하기 때문에 복합재료 내부가 천천히 가열되는 것과 같은 효과를 가지게 된다.
금형 어셈블리의 두께가 증가하면 복합재료와 오토클레이브 내부사이의 열저항이 증가하기 때문에 복합재료가 천천히 가열되는 효과를 가지게 되어 내부의 온도 과승이 약간 감소하게 된다. Fig. 10-12 으로부터 오토클레이브 내부와 진공 백 사이의 대류 열전달 계수의 변화 및 블리더의 두께가 복합재료 내부의 온도 분포에 가장 큰 영향을 미치며 금형, 코울 플레이트 및 댐과 같은 금형 어셈블리의 두께 변화는 거의 영향을 미치지 않음을 알 수 있었다.
5 에 실험결과와 해석결과를 비교하여 나타내었다. Fig. 5 에서 알 수 있듯이, 실험결과와 해석 결과는 잘 일치하였으며, 실험을 통하여 복합재료 평판의 중심부에서 경화중 발열반응으로 인한 온도과승현상이 발생하는 것을 알 수 있었다. 복합재료 평판 중심단면의 가운데 부분과 가장자리 단면의 가운데 부분에서 최대 온도는 각각 168.
초기에는 대부분의 공간에서 외부압력과 같은 레진 압력을 가졌지만 시간이 지날수록 레진 압력이 감소하다가 압밀이 완료되는 시간에서는 거의 블리더 압력과 같아졌다. 또한, 섬유 방향으로의 높은 투과율에 의하여 섬유방향(X-방향) 으로의 레진 압력 변화가 섬유에 수직한 방향 (y- 방향) 이나 두께 방향 (z-방향)으로의 레진 압력변화보다 더 크다는 것을 알 수 있었으며, 이를 통하여 섬유방향으로의 레진 유동이 가장 활발함을 알 수 있었다.
후판 복합재료를 제조사에서 추천하는 경화 사이클을 이용하여 제조하면 복합재료 내부에 온도 과승현상 및 불균일한 압밀이 발생함을 알 수 있었고, 오토클레이브 내부의 공기와 진공백사이의 대류 열전달 계수와 잉여 레진 제거를 위한 블리더의 두께가 금형, 코울플레이트 및 댐의 두께에 비하여 복합재료 내부의 온도 분포에 미치는 영향이 크다는 것을 알 수 있었다. 또한, 후판 복합재료를 제한된 시간 내에 균일하게 압밀시키기 위하여, 두께 방향 뿐만 아니라 평면 방향의 레진 유동을 모두 고려한 3 차원 레진 유동이 필요함을 보였다.
14 는 복합재료 중심단면과 가장자리 단면에서 레진의 점도변화를 나타내며 가운데 부분과 아래 및 윗부분과의 온도차이로 인하여 초기에는 약간의 점도 차이가 발생하였다. 레진의 점도가 낮은 값을 가지고 일정하게 유지되는 구간이 존재하였고 이 구간에서 압밀 공정이 가능함을 알 수 있었다. Fig.
복합재료 경화공정 및 압밀 해석을 상용 유한요소 프로그램을 이용하여 수행할 수 있음을 보였고, 이러한 연구결과는 온도 .과승이 없는 고품질의 후판 복합재료의 제조에 적용될 수 있을 것으로 사료된다.
가장자리 단면 부의 온도가 중심단면의 온도보다 낮은 이유는 복합재료 내부의 발열이 가장자리에서 더 빨리 바깥쪽으로 전달되기 때문이라고 사료된다. 복합재료 평판의 최대온도가 복합재료에 사용된 레진의 경화후유리전이온도 (Tg*)인 140℃ 보다 높기 때문에, 제조사에서 추천하는 경화 사이클을 사용하여 후판복합재료를 경화시키는 경우 레진의 물성저하 (Degradation)가 발생할 가능성이 높음을 알 수 있었다.
13에 그 결과를 나타내었다. 본 연구에서 수행한 해석 결과와 Young 의 해석 결과는 거의 일치하였으며 Ciriscioli 등의 실험 결과와도 후반부를 제외한 나머지 부분에서는 거의 일치하였다.
1 차원 해석에서는 아래면과 윗면을 통해서만 내부의 열이 전달되지만, 3차원 해석에서는 내부의 열이 아래면과 윗면 뿐만 아니라 옆면으로도 전달이 되기때문에, 1 차원 해석은 3차원 해석에 비하여 약간 높은 온도를 예측하였으며 온도 과승이 발생한 이후 온도의 냉각속도가 더 낮았다. 일반적으로 계산 시간과 비용을 줄이기 위하여 경화공정을 해석할 경우 1 차원 해석을 수행하지만, 위의 결과로부터 정확한 온도분포를 예측하기 위하여 1 차원 해석보다 3차원 해석을 수행하는 것이 바람직하다는 것을 알 수 있었다.
통하여 파악하였다. 후판 복합재료를 제조사에서 추천하는 경화 사이클을 이용하여 제조하면 복합재료 내부에 온도 과승현상 및 불균일한 압밀이 발생함을 알 수 있었고, 오토클레이브 내부의 공기와 진공백사이의 대류 열전달 계수와 잉여 레진 제거를 위한 블리더의 두께가 금형, 코울플레이트 및 댐의 두께에 비하여 복합재료 내부의 온도 분포에 미치는 영향이 크다는 것을 알 수 있었다. 또한, 후판 복합재료를 제한된 시간 내에 균일하게 압밀시키기 위하여, 두께 방향 뿐만 아니라 평면 방향의 레진 유동을 모두 고려한 3 차원 레진 유동이 필요함을 보였다.

후속연구

이러한 연구결과는 온도 .과승이 없는 고품질의 후판 복합재료의 제조에 적용될 수 있을 것으로 사료된다. 향후 고품질의 후판 복합재료를 제조하기 위한 최적 경화 사이클에 대한 연구와 그에 대한 검증이 다각적이고 지속적으로 진행되어야 할 것이다.
과승이 없는 고품질의 후판 복합재료의 제조에 적용될 수 있을 것으로 사료된다. 향후 고품질의 후판 복합재료를 제조하기 위한 최적 경화 사이클에 대한 연구와 그에 대한 검증이 다각적이고 지속적으로 진행되어야 할 것이다.

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