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문제 정의
- 본 연구에서는 필라멘트 와인딩 된 복합재/알루미늄 링 시편을 제작하여 라이너-복합재 탱크구조 물의 극저온 특성을 고찰해보았다.
제안 방법
- Split disk 치구에 장착한 복합재/알루미늄 링 시 편을 -150℃까지 온도를 낮춘 후, 인장하중 사이클을 6회 수행하는 동안 링 시편의 하중-변형률 거동을 살펴보았다. 극저온에서는 알루미늄에서 발생한 잔류인장응력의 영향으로 인해 알루미늄의 소성이 상온에서 보다 낮은 하중에서 발생하였으며, 이로 인해 복합재 강도를 저하시키는결과를 가져왔다.
- data-checked="false">링시편은3mm의두께를가진알루미늄라이너위로 각 층(ply)의 두께가 0.25mm인 3D orthotropic laminar로 적층한, 총 두께가 1.5mm인 후프 층으로 모델링하였다. 요소는 8절점의 고체요소 (C3D8T)를 사용하였으며 총 절점 및 요소 수는 각각 36288개와 27648개이다.
- 제작하였다. 그리고 spilt disk 치구와 환경 챔버를 사용하여 링 시편의 극저온 인장시험환경을 구현하였으며 극저온에서 열변형률 및 하중-변형률거동을분석하였다.
- 이때 접착필름의 두께는 1mm 이며 균일한 접착제 층의 두께를 유지하기 위해접착 필름을 감을 때 장력(tension)을 거의 가하지 않았다. 그리고 알루미늄 링 외면에 감은 접착제 층 위로 로빙섬유(roving fiber, 12K)를 수지에함침시켜 와인딩 하였다. 이때, 와인딩 장력은 1.
- 그리고 환경챔버를 이용하여 -150℃에서 링 시편의 열변형률 및 하중-변형률 거동을 살펴보았다. 그리고 이러한 링 시편 실험결과를 통해 Type Ⅲ 형 극저온 탱크의 제작에 있어 고려해야 할 설계사항을 제안하였다.
- 제작하였다. 그리고 환경챔버를 이용하여 -150℃에서 링 시편의 열변형률 및 하중-변형률 거동을 살펴보았다. 그리고 이러한 링 시편 실험결과를 통해 Type Ⅲ 형 극저온 탱크의 제작에 있어 고려해야 할 설계사항을 제안하였다.
- 극저온의 액체추진제를 저장한 후 가압 되는 추진제 탱크의 거동을 모사하기 위해 split disk 치구에 장착한 복합재/알루미늄 링 시편을 -15 0℃까지 온도를 낮춘 후, 인장하중 사이클을 6회 수행하는 동안 링 시편의 하중-변형률 거동을 측정하였다. 이때 사이클 하중으로써, 복합재 링 시편파손 하중의 절반(20kN)을 가하였다.
- 또한, 선행연구[9]를 통해 0o, 10o, 45o, 90o 의 선정된 변형률 측정 지점 중, split line으로부터 원주방향 10o 지점에서 인장시험 시에 발생하는 굽힘에의한 영향과 시편과치구 사이의 마찰력의 영향이 가장 작음을 확인하였다. 따라서 본 복합재/알루미늄 링 시편 인장시험에서도 링 시편 외면(outer surface)의 원주방향 10o 지점에서 변형률을 측정하였다.
- 따라서 이러한 열변형률 오차를 없애기 위해 변형률 게이지 자체의 변형률을 상쇄시킬 수 있도록 하프 브리지(half bridge) 회로를 구성하여 변형률을 측정하였다. 먼저, 시편의 열변형률 측정 시에는 열팽창계수가 영(zero)에 가까운 티타늄 실리 케이트 블럭(titanium silicate block)을 기준재료로 사용하여 보상게이지(dummy gage)회로를 구성하였으며, 극저온 열평형 후의 인장시험 시에는 하중의 영향을 받지 않도록 부가적으로 장착한링시편을 기준재료로 사용하여 보상 게이지를 구현하였다.
- 먼저, 상온~-150℃에서 복합재/알루미늄 링 시편의 온도에 따른열변형률거동을 살펴보았다. Fig.
- 먼저, 선행연구를 통해 극저온용으로 개발된 Type B 수지와 극저온용으로 선정된 접착제, 그리고 탄소섬유를 사용하여 복합재/알루미늄 링 시 편을 제작하였다. 그리고 spilt disk 치구와 환경 챔버를 사용하여 링 시편의 극저온 인장시험환경을 구현하였으며 극저온에서 열변형률 및 하중-변형률거동을분석하였다.
- 따라서 이러한 열변형률 오차를 없애기 위해 변형률 게이지 자체의 변형률을 상쇄시킬 수 있도록 하프 브리지(half bridge) 회로를 구성하여 변형률을 측정하였다. 먼저, 시편의 열변형률 측정 시에는 열팽창계수가 영(zero)에 가까운 티타늄 실리 케이트 블럭(titanium silicate block)을 기준재료로 사용하여 보상게이지(dummy gage)회로를 구성하였으며, 극저온 열평형 후의 인장시험 시에는 하중의 영향을 받지 않도록 부가적으로 장착한링시편을 기준재료로 사용하여 보상 게이지를 구현하였다.
- 본 연구에서는 유한요소해석을 통해 후프 층을 갖는 복합재/알루미늄 링 시편에 대하여 상온~ -150℃에서의 열변형률 변화를 예측하였으며, data-checked="false">이를실험으로부터얻어진변형률값과비교하였다.
- 본연구에서는마디치구(segment fixture) 를 사용하여 개개의 링 시편으로 제작하였다. 마디 치구를 사용한 이유는 알루미늄 실린더 위에필라멘트와인딩하여 제작된 원통형의 시편을 규격에 맞게 가공할 때, 복합재와 알루미늄 층 사이에 층간분리나 기타 결함이 발생할 가능성이 있기때문이다.
- 본연구에서는환경챔버(environmentalchamber) 를 사용하여 극저온 인장물성 실험 장치를 구성하였으며, 저온에서의 변형률 측정을 위해 저온용 변형률 게이지(CFLA, TML Co., Ltd.)와 저온용 리드 선(lead wire)을 사용하여 극저온에서의 인장 물성실험 환경을 조성하였다. 환경 챔버는 -150℃까지 온도 범위를 가지며, 액체 저온매체 (medium)를 기화하여 온도를 낮추는 방식을 사용하는 Instron 3119-407이다.
- 측정하였다. 이때 사이클 하중으로써, 복합재 링 시편파손 하중의 절반(20kN)을 가하였다.
- 한편, 각 재료 물성은 온도에 따라서 변하기 때문에 본 연구에서는 Table 3과 Table 4의 상온 및 -150℃에서의 물성을 사용하여 얻어진 해석 값들의 평균을 취하여 변형률 및 응력을 구하였다. Table 5는 -150℃에서 복합재/알루미늄 링 시 편의 내면(알루미늄)과 외면(복합재)에서의 변형률 및 열응력을 실험값과 유한 요소해석을 통해 비교한 결과를 나타내었다.
- 한편, 발사체 추진제 탱크에서 액체연료 저장 후 가압하는 탱크 환경을 모사하기 위해 상온에서 -150℃까지 온도를 낮추고, 약 30분간의 열평형을 유지한 후, 복합재 링 시편의 상온파손 하중의 50%에 해당하는 하중까지 6회의 사이클(0∼ 20kN)을 수행하는 동안 복합재/알루미늄 링 시편의 하중-변형률 특성을고찰하였다.
- 한편, 본 연구에서는 각 링 시편의 열변 형률 값과 알루미늄 및 Type B 복합재 모델의 인장 물성을 사용하여 -150℃에서 복합재/알루미늄 링 시 편에 발생하는 잔류열응력에 대한 응력해석을 수행하였다.사용된물성데이터는Table2와같다.
대상 데이터
- 본 연구에서는 T700 탄소섬유와 극저온용 복합재로 개발된 Type B 에폭시(epoxy) 수지를 사용하여 접착필름(Bondex606, (주)한국화이바) 이감긴 알루미늄(Al6061-T6) 링 위에 와인딩하여복합재/알루미늄 링 시편을 제작하였다. Type B 수지는 bisphenol-A 형과 phenolic novolac 형에폭시의 혼합으로 구성되어 있으며, 극 저온에서 재료 인성(toughness)을 높이기 위해 반고상의 CTBN 고무 변성형 필러(semi-solid carboxyl terminated butadiene acrylonitrile modified rubber filler)를 첨가하였다.
- 본 연구에서는 선행연구[7]를 통해 극저온용으로 개발된 Type B 수지와 극저온에서 접합강도 (joint strength)의 비교를 통해 선정된 접착제[8], 그리고 T700 탄소섬유를 사용하여 필라멘트 와인딩된 복합재/알루미늄 링 시편을 제작하였다. 그리고 환경챔버를 이용하여 -150℃에서 링 시편의 열변형률 및 하중-변형률 거동을 살펴보았다.
- 5mm인 후프 층으로 모델링하였다. 요소는 8절점의 고체요소 (C3D8T)를 사용하였으며 총 절점 및 요소 수는 각각 36288개와 27648개이다. 전처리 및 후처리 작업에는 MSC/PATRAN 2003를 사용하였고, ABAQUS6.
- 유한요소해석에 사용된 기계적 물성 및 열팽창계수는 실험을 통해 얻어진 T700/Type B 복합재 모델의 물성 값들을 사용하였다[7-9]. Table 3과 Table 4는 후프(hoop) 층을 갖는 복합재/알루미늄 링 시편의유한요소해석에 사용된 복합재 및 알루미늄 물성을나타낸다.
- 환경 챔버는 -150℃까지 온도 범위를 가지며, 액체 저온매체 (medium)를 기화하여 온도를 낮추는 방식을 사용하는 Instron 3119-407이다. 챔버는 Fig. 3(a)와같이 챔버 안에 split disk 치구가 들어가도록 결합한 후 유리석면을 이용해 단열시켰으며, 실험에서 사용된 저온매체는 액체질소로서 -196˚ C의 온도를 가진다.
데이터처리
- 요소는 8절점의 고체요소 (C3D8T)를 사용하였으며 총 절점 및 요소 수는 각각 36288개와 27648개이다. 전처리 및 후처리 작업에는 MSC/PATRAN 2003를 사용하였고, ABAQUS6.4상용소프트웨어를통해해석하였다.
이론/모형
- 또한, 인장시험 시에 시편과 치구 사이에 작용하는 마찰력으로 인해 인장강성이 과도하게 측정되는 결과를 초래한다. 따라서 본 연구에서는 윤성호 등[6]이 사용한 인장강성 평가기법을 사용하여 극저온에서 링 시편의 인장 강성을 평가하였다. 또한, 선행연구[9]를 통해 0o, 10o, 45o, 90o 의 선정된 변형률 측정 지점 중, split line으로부터 원주방향 10o 지점에서 인장시험 시에 발생하는 굽힘에의한 영향과 시편과치구 사이의 마찰력의 영향이 가장 작음을 확인하였다.
성능/효과
- 특히, 복합재/알루미늄 링 시편의 알루미늄라이너에는 극저온 영향에 의해 항복 응력의 약 32% 크기의 인장 열응력이 발생하였다. 따라서 Type Ⅲ 형의 액체 추진제 탱크 설계에 있어 복합재 내에 발생하는 압축 열응력과 라이너에 발생하는 인장 열응력 크기를 반드시 고려해야 함을 알았다. 또한, -150℃에서 T700/Type B 복합재와 알루미늄 물성을 사용하여 유한요소해석을 수행한 결과, 링 시편 실험을 통해 얻어 진열 변형률과 잘 일치함을보였다.
- 극저온에서는 알루미늄에서 발생한 잔류인장응력의 영향으로 인해 알루미늄의 소성이 상온에서 보다 낮은 하중에서 발생하였으며, 이로 인해 복합재 강도를 저하시키는결과를 가져왔다. 따라서 라이너-복합재 탱크 구조물에 대하여 자긴압력 등을 가할 때, 극저온에서는 자긴압력에 의해 복합재 강도가 상온보다 더 크게 저하될 수있음을 알 수 있었다.
- 보인다. 따라서 본 연구에서 수행한 유한요소해석은 후프 층을 갖는 복합재/알루미늄링시편 해석에 적합하다고할 수 있다.한편, 접착제 층이 위치한 복합재와 알루미늄의 계면에서는 약 49MPa의 압축응력이발생하였다.
- 따라서 알루미늄 링 위에 필라멘트 와인딩된 복합재/알루미늄 링 시편은 알루미늄 링과의 접착으로 인해 극저온에서복합재 층의 열 수축이 커지는 결과를 가져옴을 확인할 수 있다. 따라서 Type Ⅲ 형 극저온 탱크에서는 이러한 라이너와 복합재 층의 열변형률 차이로 인해 복합재에는 잔류압축응력, 라이너에는 잔류인장응력이 내재되며 이는 극저온에서 탱크 구조 거동에 영향을 미칠 수 있다.
- 따라서 Type Ⅲ 형의 액체 추진제 탱크 설계에 있어 복합재 내에 발생하는 압축 열응력과 라이너에 발생하는 인장 열응력 크기를 반드시 고려해야 함을 알았다. 또한, -150℃에서 T700/Type B 복합재와 알루미늄 물성을 사용하여 유한요소해석을 수행한 결과, 링 시편 실험을 통해 얻어 진열 변형률과 잘 일치함을보였다.
- 복합재/알루미늄 링 시편은 복합재 링 시편보다 극저온에서 복합재의 열수축이 커지는 결과를 나타냈다. 특히, 복합재/알루미늄 링 시편의 알루미늄라이너에는 극저온 영향에 의해 항복 응력의 약 32% 크기의 인장 열응력이 발생하였다.
- 한편, 잔류변형률로 인해 복합재 내에 작용하는 잔류인장응력을 -150℃에서의 복합재 물성을 이용하여 계산하였으며 그 결과 약 404MPa의 잔류 인장 응력이 복합재에 작용하였고, 이로 인해 복합재의 강도가 감소됨을확인할 수 있었다.
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