복합재 제품을 성형하는 방법은 강화재 및 모재의 선택에 따라 다양한 제조공법이 존재한다. 본 연구에서는 선박용 대형 금속 축계를 대체하는 CFRP 축계 제작을 고려해서 대표적인 복합재 성형공법 4가지(Fig. 3)에 대하여 제작 시의 품질, 생산성 및 생산비용을 비교·분석하여 CFRP 축계 시험체 성형공법을 선정했다(Fig. 4).

Fig. 3 
Schematics of composite manufacturing methods (Aerospace engineering, 2012)

Fig. 4 
Comparison of composite manufacturing techniques

대표적인 복합재 성형공법 4가지 중, 첫 번째는 Fig. 3(a)과 같이 몰드(mould)에 강화재와 모재를 직접 함침시키는 공법이고, 두 번째는 함침 또는 함침시킨 소재를 Vacuum bag을 이용하여 진공상태로 만든 후 Autoclave 설비 내에서 압력을 가하는 성형기법(Fig. 3(a))이다. 세 번째로 Fig. 3(a)는 몰드의 회전을 통해 강화재가 모재에 함침되어 성형하는 공법이고, 마지막으로 모재를 강한 압력으로 몰드 안에 밀어 넣어 강화재에 함침시켜 성형하는 기술(Fig. 3(a))이다 (KIMS, 2011).

본 연구에서는 시험체의 제작설비, 생산성, 품질 및 비용을 선행연구 (Potter, K., 1996)의 결과를 반영하여 Fig. 3(a)의 Filament winding 공법을 적용했다.

선정된 Filament winding 공법은 습식(wet), 건식(dry) Winding 공법으로 구분되며, 그 중이 습식 Winding 공법은 액상형 수지를 통과하는 과정에서 수지가 강화재에 함침되어 맨드렐에 감기는 방식이다. 그러나 습식 Winding의 경우 공법의 특성상 수지의 불균일한 함침량의 단점으로 인해 Fig. 5(a)와 같이 성형품 내 다수의 공동(void) 이 산재하게 된다. 이는 복합재의 중대 결함 요소로 작용하게 되므로 높은 신뢰성이 필요한 주요 구조재인 축계에는 탄소섬유에 에폭시 수지를 미리 합침시킨 형태의 Towpreg를 사용하여 수지 함량의 균일화 및 공동의 최소화를 통해 균일한 물성을 확보가 가능한 건식 Winding 공법 (Compositeworld, 2020)을 적용하였다.

Fig. 5 
Voids and void-free laminates with wet and dry winding methods

적층 CFRP의 경우 이방성(Anisotropy) 재료로 Fig. 6과 같이 적층 각도에 따른 적층 패턴이 강도 특성에 영향을 미친다 (Honda, 2003). 따라서 적층 각도의 특성을 고려하여 요구하는 굽힘 또는 비틀림강도를 만족하는 적층 패턴의 설계가 필요하다. 본 연구에서는 1/20, 1/5 scale의 2종류의 축소모형에 대하여 적층 각도가 비틀림강도 특성에 미치는 영향을 확인하였다. 적층 각도 조건은 Table 3과 같이 선행연구결과를 반영하여, 총 세 가지의 적층 각도(Type I, II 및 III)를 각 축소모형에 적용하였다.

Fig. 6 
Fiber alignment angle effects on torsional and bending modulus

복합재료 축계의 비틀림강도 특성을 파악하고자 Type I의 경우 가장 높은 비틀림강도 특성을 갖는 45° 배치로 패턴을 구성하였으며, Type II, III의 경우 45° 배치와 30°, 60°, 85° 배치 패턴을 추가하여 적층 각도에 따른 비틀림강도 특성을 평가하였다. 적층 각도는 축계의 길이 방향을 기준(0°)으로 한다.

또한, 적층된 제품의 성형은 Fig. 7과 같이 에폭시 수지 적용 제품 (Guilherme et al., 2017)에서 주로 적용되는 경화 사이클로 Dwell area는 수지의 최적 Flow가 발생하는 지점으로 충분한 함침 및 소재의 Spreading이 일어나도록 유도하며, Curing area에서 경화 작업이 일어나 요구 물성치가 최대한 발현되도록 선정했다.

Fig. 7 
CFRP shaft curing cycle

축계 접합에 적용된 Bolt의 경우 축계에 가해지는 비틀림 응력의 적절한 분포를 위해 Fig. 8의 Edge distance, Spacing of fastener를 최소규격 이상인 2.5d 이상으로 간격을 설계하였으며, 사용된 Bolt는 Eurocode 규격 (Jsapart and Klaus, 2016)을 적용하였다. 축계 단면 손실을 고려하여 Bolt 체결부를 최소화하기 위해 고장력 육각 렌치 Bolt(SCM435 12.9 Grade)를 적용했다. 적용된 Bolt의 최소 인장강도는 1,220 MPa으로, 허용 전단응력은 이의 58 %인 747 MPa이며, 식 (2)~(4)을 적용하여 설계했다.

Fig. 8 
End and edge distances and spacing of fasteners (Jsapart and Klaus, 2016)

여기서, F는 전단력, τ_a는 Bolt의 허용 전단응력, d는 Bolt의 지름이다.

여기서, A는 Bolt의 단면적, S.F.는 안전율이다.

여기서, σ_T-min.은 Bolt의 최소 인장강도이다.

이에 따른 Bolt체결의 설계치는 Table 4와 같다.

Bolt 체결을 위해서 복합재료에 Hole 가공 시 부재 손실이 발생하고, 이는 Fig. 9와 같이 강도 손실을 초래한다 (Mallick, 1988). 따라서, 본 연구에서의 대상 시험체에 적용된 축계의 w/d비는 0.4 수준으로 약 40 % 수준의 강도 저하가 발생하여 최소 40 % 이상의 복합소재 보강이 필요하다.

Fig. 9 
Tensile strength variation in specimens with centered holes

복합소재 축계의 경우 적층 각도에 따른 추가적인 강도 손실이 발생할 수 있으므로 추가적인 안전율을 반영하여 Bolt 체결부 복합소재 두께 치수를 100 % 강도 보강을 적용했다. 결과적으로, 1/20 Scale 시험체는 축부 두께 2.5 mm, 체결부 두께 5 mm로, 1/5 Scale 시험체는 축부 두께 10 mm, 체결부 두께 20 mm로 설계했다.

두가지 규모의 축소모형에 대한 비틀림강도 성능실험을 위해 두 종류의 성능시험 지그가 설계 및 구축되었다. 1/20 scale 시험체는 회전식 강력 장비를 사용한 일반적인 비틀림강도 성능실험 시스템(Fig. 10(a))이 사용되었다. 1/5 scale 시험체는 1.2 m의 모멘트 팔(Moment arm)을 갖는 강체 지그에 선형 가력 시험장비를 이용하여 시험장비의 축하중을 시험체에 비틀림 하중으로 변환하여 가하는 형식의 비틀림강도 성능실험 시스템(Fig. 10(a))이 사용되었다. 하중 방향 변환식 지그의 가력 장비는 고정부와 가력부가 스위블 형태(Swivel base/rod end)로 구성되며, Fig. 11에 표현한 것과 같이 축하중을 회전운동에 의한 비틀림 하중으로의 변환할 수 있다.

Fig. 10 
Torsion test set-up for 1/20 and 1/5 scale models

Fig. 11 
Schematics of load conversion from axial force to torsional force

비틀림강도 성능시험은 Table 5와 같이 등각속도에 의한 성능시험이 수행되었다.

1/20 scale 축소모형은 최대 허용 비틀림하중 성능시험(Permissible loading, T_u)을 수행하였으며, 1/5 scale 축소모형은 추가로 DNV-GL의 복합재료 축계 시험기준(DNVGL-CP-0093, 2015)에 따른 4 cycle loading 성능시험(Rep., Repeated loading)의 두가지 시험(Fig. 12(a) and (b))이 수행되었다.

Fig. 12 
Test loading cases

비틀림강도 성능시험을 통해 시험체의 비틀림강도, 회전각 및 시험체 파괴특성이 모니터링 및 계측되었다.

1/20 scale CFRP 축계 비틀림강도 성능시험의 결과는 Table 6 및 Fig. 13에 나타나 있다. Table 6에서 최종 비틀림각도는 Type II가 Type I보다 평균 2.8 % 높게 계측되었으며, 최종 비틀림강도는 0.9 % 낮은 결과를 보였다. 즉, 적층 패턴의 차이는 1/20 scale 시험체의 최종 비틀림각도 및 비틀림강도에 큰 영향을 미치지 않음을 확인할 수 있다. Fig. 13은 비틀림 토크와 비틀림 각도의 관계 선도이며, 복합재료 축계의 비틀림강도 특성은 최대 비틀림 토크까지 선형적으로 거동하다가 최종 비틀림강도 이후 급격히 파괴되는 특성을 보였다.

Fig. 13 
Torque vs. rotation angle curves on 1/20 scaled CFRP shaft

또한, 파괴특성은 파괴 부재의 종류 및 위치로 구분하여 분석하였다. 모든 시험체는 고정부 금속 플랜지-축부 체결용 Bolt 파괴에 이어 고정부 축계 복합소재 파괴(Fig. 14)가 연속적으로 발생했다. 이로써, 전술한 것과 같이 CFRP 축계는 플랜지-축부 접합부가 강도적으로 가장 취약한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 14 
Tube failure of 1/20 scaled CFRP shaft

1/5 scale CFRP 축계 비틀림강도 성능시험의 결과는 Table 7과 같으며, Figs. 15(a), (b)은 1/5 scale 시험체에서의 적층 패턴별 비틀림 토크와 비틀림각도의 관계 선도이다.

Fig. 15 
Torque vs. rotation angle curves on 1/5 scaled CFRP shaft

T_u 시험에서 Type III 시험체는 Type I 대비 33.1 % 높은 비틀림각도 및 11.6 % 낮은 최종 비틀림강도를 보였다. 이는, Type I의 비틀림강성이 Type III에 비해 높다는 것을 의미하며, Fig. 15(a)에서 확인할 수 있다. Fig. 15(a)의 비틀림각도 4°~6° 구간에서의 비틀림강도의 부분적인 저하 현상은 축부 Bolt 체결부의 Bolt 구멍과 Bolt와의 유격이 없어짐에 따른 현상으로 평가된다. 아울러, 파괴특성은 Type I의 경우 1/20 scale 시험체와 같은 Fig. 16(a)의 금속 플랜지-축부 체결 Bolt의 전단파괴가, Type III의 경우 Fig. 16(a)의 축계 복합소재 파괴가 발생하였다.

Fig. 16 
Failure modes of CFRP shaft

Rep. 시험에서 Type III 시험체는 Type I 대비 2.2 % 낮은 비틀림각도 및 43.0 % 낮은 최종 비틀림강도를 보였다. T_u 시험에서 Type I의 높은 비틀림강성은 Rep. 시험에서도 같은 경향을 보였으며, Fig. 15(a)에 나타나 있다. 파괴특성도 T_u 시험과 같이 적층 패턴에 따른 차이를 보였다.

실험 결과로부터 Type I 적층 패턴의 시험체가 비틀림강성 및 강도가 Type III 대비 우수하며, 반복 비틀림 하중으로부터의 강도특성도 우수하다는 것을 확인했다. 이는 복합적인 적층각도의 배열보다 45°의 적층 각도에서 응력의 작용 방향이 발생하는 것이 원인으로 사료된다. 따라서, 복합소재 축계는 45°의 적층각도 설계가 높은 강도특성을 나타낼 것으로 기대된다. 또한, Type I의 파손특성은 축계의 복합소재 파손이 아닌 Bolt부의 파손이 발생한 경향으로 보아 45°의 적층 각도의 축계는 시험값 보다 더 높은 강도 특성을 가지며, 금속 플랜지와 축계의 연결부 보완 시 강도특성의 향상 또는 요구성능을 만족하는 축계의 경량화를 기대할 수 있다.

파괴특성에 있어서, T_u 시험에서는 고정측, Rep.시험에서는 회전측의 파괴가 발생했으며, 이는 축부 Bolt 체결부의 Bolt 구멍과 Bolt와의 유격 변화가 반복하중에 따라 회전부로 집중된 영향이라고 판단된다.