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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.12 No.5 pp.9-16
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2021.12.5.009

Evaluation of the Ultimate Effective Strain from the Modulus of Elasticity and Rupture Stress of Carbon Fiber Reinforced Polymers Laminate

Yun-Gon Kim1
1Assistant Professor, Department of Architectural Engineering, Daegu University, Gyeongsan, Korea

ㆍ 본 논문에 대한 토의를 2021년 11월 30일까지 학회로 보내주시면 2021년 12월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Kim, Yun-Gon Department of Architectural Engineering, Daegu University, 201, Daegudae-ro, Gyeongsan, Gyeongsangbuk, Korea. Tel: +82-53-850-6513, Fax: +82-53-850-6519 E-mail: yungonkim@daegu.ac.kr
August 30, 2021 October 12, 2021 October 15, 2021

Abstract


Coupon tests were conducted under ASTM D3039 to determine the tensile properties of carbon fiber reinforced polymers (CFRP), which are brittle materials. The study proposes the evaluation of the ultimate effective strain from rupture stress and modulus of elasticity because of strain gauges’ inconsistent and unreliable measurement for delaminated CFRP layers and its partial laminate fracture at the ultimate and mutual complementary with measured ultimate strain. Thus, the proposed method can be applied even if the measured values from the strain gauge are abnormal. Furthermore, the elastic modulus can evaluate any strain range in a single specimen to compare and verify the ultimate effective strain in multiple strain intervals.



탄소섬유복합체의 탄성계수와 극한응력으로부터 평가한 극한유효변형률

김 윤곤1
1대구대학교 건축공학과 교수

초록


취성특성을 가진 탄소섬유복합체의 인장특성을 결정하기 위해 ASTM D 3 0 39에 따라 인장시험을 실시하였다. 극한시 점에 박리, 부분파단으로 인해 스트레인 게이지의 계측값의 변동성이 커져 신뢰성을 확보하기 어렵기 때문에 극한응력과 탄성 계수를 이용한 유효극한변형률을 제안하고, 극한계측변형률과 상호보완하였다. 특히 게이지가 비정상적으로 작용할 경우에도 적 용이 가능하다는 장점이 있다. 또한 유효극한변형률을 결정하는 탄성계수는 단일시편에서 여러 변형률 구간에 대하여 평가하여 비교 검증할 수 있다.



    1. 서 론

    탄소섬유보강폴리머(CFRP)는 성형성이 우수한 경량 재료로 노후구조물의 보수보강이나 리모델링 공사 시 강재를 대체하여 빈번하게 사용되고, 이에 관련 된 다양한 연구가 활발히 진행되고 있다. (Lee et al., 2013;Jung et al., 2020;Park and Zang, 2021) 현행 콘 크리트설계기준은 연성재료인 철근을 인장재로 사용 하여 다수의 실험 결과 및 학술연구에 기반하고 있 다. 따라서 보수보강 공사에서 취성특성을 가진 탄 소섬유를 철근의 대체재로 적용할 때 발생할 수 있 는 부재 거동의 차이점에 유의해야 한다. 하지만, 사 용하중 상태에서 탄소섬유는 탄성비례관계의 특성을 가지므로 철근과 유사한 거동을 보이며, 탄소섬유보강 의 파괴모드는 탄소섬유의 인장파단보다 계면박리로 결정됨에 따라 극한강도(ultimate stress), 파단변형률 (rupture strain)보다 재료탄성계수(modulus of elasticity) 와 박리특성에 대한 연구가 주로 이루어졌다. 이에 따 라 탄소섬유의 취성특성에 따른 연성재료인 철근과의 차이에 대한 인식이 부족했던 것이 사실이다.

    하지만, 박리파괴는 계면의 재료특성, 접착제 특 성 등 다양한 요인에 의해 결정되므로 강도예측이 어렵고, 탄소섬유 극한인장강도의 절반 이하에서 발 생하여 비효율적이다. 또한 박리파괴 시 변형률은 연성재료인 기존 철근의 소성거동을 통한 응력재분 배를 기대할 만큼 크지 않아, 결과적으로 강도 개선 효과가 미비하였다. 이에 탄소섬유 단부에 앵커 및 기계적 정착장치 등을 통해 탄소섬유 보강 시 계면 에서 박리가 일어난 이후에도 응력을 유지하고, 탄 소섬유의 파단을 유도하는 연구가 꾸준히 수행되었 으며, 실험적으로 검증되었다(Kim, 2011;Smith et al, 2011). 이러한 연구 결과에 따라 탄소섬유 인장특성 에 있어 탄성계수뿐 아니라, 극한강도 및 파단변형 률 또한 실질적으로 유의미하게 되었다.

    일방향으로 직조된 탄소섬유는 길이방향으로만 인장성능이 있으므로 섬유와 하중방향이 평행하지 않은 경우 그 물성치가 상이하게 되고, 또한 에폭시 혼합과정에서 완전히 균질한 재료특성을 갖기 어려 워 섬유 복합체의 물성에 편차가 발생한다. 따라서 시편 내 탄소섬유가 동시에 파단변형률에 이르지 못 하여 극한응력 및 변형률에 큰 차이가 생긴다(Kim, 2019a). 이러한 현상은 섬유 간 변형률 분포가 클수 록 심화되므로, 통상 현장에서 섬유와 에폭시를 혼 합하는 보수보강의 경우, 인장시편 제작여건보다 탄 소섬유 복합체의 물성의 편차는 더 커질 가능성이 높다. 이러한 이유로 인장시험에서 부분파단이나 박 리로 인해 스트레인 게이지 계측치가 급격하게 변동 되거나, 비정상적 범위를 보여 극한변형률을 결정하 기 어렵다 하더라도 이를 감안하여 실무적으로 활용 가능한 물성을 제공할 필요가 있다.

    이에 본 연구에서는 두께를 변수로 한 탄소섬유 인장시험을 통해 극한 변형률을 평가하는 데 있어 변동성이 놓은 스트레인 게이지 측정값과 병행하여 안정적으로 평가 가능한 탄성계수와 파단강도를 이 용하여 산정한 극한유효변형률을 정의하고 현행 방 법의 결과와 비교분석하여 그 효용성을 검토하였다.

    2. 본 론

    2.1 연구배경

    2.1.1 취성특성과 인장물성

    철근콘크리트 부재 보수보강지침인 ACI 440.2R (2017)에서는 탄소섬유의 인장물성을 결정하기 위해 20회 반복시험 후 통계처리를 통해 표준편차의 3배 를 저감하여 이를 설계값으로 적용한다. 강재의 경우 통상 3회 반복시험으로 인장물성을 결정하는 것과 비교하면 탄소섬유의 인장시험 결과의 편차가 매우 크기에, 이를 확률적 통계처리하여 설계값을 보수적 으로 결정하는 것이라 추정 가능하다. 결과의 편차가 크다는 점에서 콘크리트 압축강도시험과 유사하며, 이 두 재료는 취성이라는 점에서 공통점을 가진다.

    인장변형률 측정방법에서도 강재는 1개의 변형률 계를 부착하는 반면, 탄소섬유복합체의 인장시험절 차를 기술한 ASTM D3039 (2007)에서는 전면 2개, 후면 1개의 변형률계를 통해 면내/외 변형률의 편차 를 모니터링한다는 점에서 차이가 있다. 이는 탄소 섬유복합체의 면 내/외 변형률 분포가 인장시험 결 과값에 영향을 미치기 때문이다. 강재 인장시험에서 도 시편 단면 내 변형률 편차가 존재할 수 있다. 예 를 들면 이형철근의 경우 리브에 의해 단면적이 변 화하며, 특히 직경이 작은 철근은 게이지 부착을 위 한 단면결손이 무시할 수 없는 비율이다. 그럼에도 인장시편의 결과의 편차는 탄소섬유시편에 비해 거 의 없다. 이와 유사한 예로 압연 가공한 H형강은 제 조과정에서 냉각속도 차이로 외력의 작용 없이 단면 내 인장, 압축응력/변형이 내재되어, 인장력 작용 시 단면 일부가 조기 항복하는 거동을 보인다. 이로 인 해 형강에 따라 초기강성이 감소하는 시점에는 차이 가 있지만, 항복 이후 응력을 유지하는 소성특성으 로 인해 단면 전체가 항복응력에 이른 이후에는 동 일 단면적라면 항복강도는 일정하게 나타나, 초기응 력 편차로 인한 영향이 상쇄된다. 따라서 강재의 경 우 시험 결과의 편차를 유발하는 요인이 다소 있더 라도 전체 단면이 항복변형률을 초과하는 시점 이후 에는 편차가 발생하지 않는다. 반면, 취성특성을 가 지는 탄소섬유에서는 시편 및 제작과정의 편차로 인 해 시편 단면 내 균일 변형률 분포가 발생하지 않아 일부 단면에서 파단이 선행될 경우, 파단된 단면이 부담하던 강도를 상실한다. 따라서 동일 단면적의 가진 시편의 인장시험을 수행한다고 하더라도 파단 시점의 유효단면적은 상이해져, 결과적으로 변형률 분포에 따라 파단강도가 상이하다. 실제로 변위제어 탄소섬유 인장시험에서 빈번히 시편의 부분파단 현 상을 쉽게 육안으로 확인할 수 있으며, 이로 인해 파단강도나 변형률을 결정하는 데 어려움이 따른다.

    2.1.2 변형률 평가 방법

    일반적으로 변형률은 변형률계(스트레인 게이지)로 계측하는데, 게이지 길이가 짧기 때문에 변형률계가 부착된 국부 변형률을 얻기에 적합하다. 하지만, 시 편 위치에 따라 변형률이 상이한 경우, 변형률계 계 측값을 시편 전체의 대표값으로 확신하기 어렵고, 특히 주요 파단이 변형률계 부착위치와 이격된 경우 결과를 분석하는 데 어려움이 있다. 극한시점에서 탄소섬유 변형률 계측값이 급격하게 증가―예를 들 면 0.015에서 0.03으로 일시에 증가―하는 경우 이를 신뢰하기 어렵다. 또한 부분파단이 발생한 위치의 부착된 변형률계의 경우, 게이지가 손상되거나 섬유 파단으로 인해 더 이상 응력을 받지 않기 때문에 변 형률이 미소하게 계측되기도 한다. 이러한 경우 다 수 게이지로부터 계측한 평균값으로 변형률을 평가 하더라도 비정상 계측값에 의해 평균값이 왜곡될 수 있으며, 그렇다고 비정상 계측값을 제외하고 나머지 로만 평가하기엔 재하에 따른 일관된 조건으로 변형 률을 평가하기 어렵다.

    이러한 이유로 시편 전체 변형을 계측하여 유효 길이로 나눈 값으로 환산변형률(converted strain)을 정의하고 이를 변형률계의 국부 계측값과 비교함으 로써 상호 보완할 수 있다(Kim, 2019b). 이 환산변형 률은 시편전체 평균거동에 대한 응답을 나타내므로, 변형률 계측값이 국부적으로 비정상적이거나 부분파 단에 의해 손상될 경우에도 적용할 수 있다. 또한 시 편에서 박리나 부분파단이 발생하는 경우 변형률계 응답은 응력이 감소한 만큼 변형률이 감소하여 그래 프 상이를 확인하기 어려운 반면, 환산변형률은 시편 의 유효길이를 단순히 양단 그립부 사이의 거리로 정 의하여 일괄 적용하므로 변형률이 감소하지 않아 이 러한 이벤트를 그래프로 가시화할 수 있다. 다만 환산 변형률은 에폭시 혼합 작업에서 발생하는 시편제작 오차, 응력집중 방지를 위한 그립부 단면 확장으로 인 해 오차가 발생할 요인을 내재하고 있으며, 특히 시편 양단거리 대신 편의상 장비 변형값을 계측하여 적용 하는 경우 그립부 미끌림 변형과, 장비 자체의 탄성 변형이 포함되므로 실질적으로 유효길이가 세팅조건 에 따라 달라질 수 있다. 또한 하중 증가에 따라 미끌 림, 박리 부분파단 등의 요인으로 유효길이가 증가할 수 있기에, 환산변형률은 하중초기에는 변형률계 평균 과 유사하다가 극한시점으로 갈수록 변형률계 평균값 보다 커지는 경향을 보이게 된다. 따라서 환산변형률 은 독립적인 정량평가로 사용하기보다는, 변형률계 응답과 병행하여 상호 보완하는 것이 바람직하다.

    이에 본 연구에서는 파단변형률에 대한 또 다른 보조지표로서 파단응력를 탄성계수로 나눠서 추정하 는 극한유효변형률(ultimate effective strain)을 제안하 였다. 탄성계수는 극한시점에서 측정하는 것이 아니 기 때문에 박리나 부분파단 등에 의해 비정상적인 변형률 계측값을 다루지 않아도 되므로 계측변형률, 환산변형률의 단점을 보완할 수 있다. ASTM D3039 (2007)에 따른 탄소섬유 복합체의 탄성계수는 1,000μ m/m과 3,000μm/m 사이 구간의 응력차로서 산정하는 데, 시점이 1,000μm/m인 이유는 시편제작 오차 및 그립부 지압에 의한 초기 응력의 불균형의 영향을 배제할 수 있으며, 3,000μm/m까지로 제한한 이유는 실제로 박리 등의 이유로 탄성계수를 적용하는 사용 하중 상태의 변형률 범위로 적합하기 때문으로 추정 된다. 극한응력은 시편의 파단강도 측정값을 단면적 을 나눠 산정하므로, 탄성계수와 마찬가지로 안정적 으로 값을 평가할 수 있다. 다만, 부분파단 발생 이 후 순차적으로 파단이 진행되는 경우 파단으로 인한 손실 단면적을 특정할 수 없기에 전단면적을 사용하 며, 그 결과 실제 하중을 부담하는 면적보다 큰 값 으로 나누기 때문에 극한응력이 과소평가될 수 있 다. 하지만, 설계관점에서 이는 보수적이고 안전 측 접근이며, 또한 탄소섬유복합체의 거동에서 빈번히 나타나는 파괴모드이므로, 이를 포함하여 인장물성 을 평가하는 것도 합리적이다. 이와 같이 유효(극한) 변형률은 안정적으로 측정 가능한 두 물성―탄성계 수와 극한응력―로 평가하기 때문에 극한시점에서 변형률이 비정상적으로 계측되는 경우에도 관계없이 평가할 수 있는 장점이 있다.

    2.2 인장시험계획

    Table 1은 탄소섬유 제조사의 규격을 정리한 것으로, 각 물성은 평균값(mean value)과 설계값(design value)으 로 구분되어 있다. 이는 제조사의 인장시험 조건에서도 결과의 상당한 편차가 나타나, 통계처리하였음을 추정 할 수 있다. ACI 440.2R (2017)에 명시한 표준정규분포 를 따르면 설계값은 평균값에서 표준편차의 3배를 감 한 것으로 판단하고, 극한응력(파단응력), 탄성계수의 표준편차(St.D)와 변동계수(CV)를 산정하여 Table 1에 명기하였다. 탄성계수의 변동계수가 극한응력의 변동계 수에 비해 절반 이하로 나타났는데, 이는 인장응력은 극한시점에서 단면 내 응력분포의 영향으로 박리나 부 분파단 등으로 결과값이 변동되는 반면, 탄성계수는 재 료의 극한시점이 아니라, 선형탄성구간에서 측정되어 상대적으로 편차가 적고 신뢰성이 높았던 것으로 추정 된다.

    파단변형률의 경우, 제조사 규격은 제공되지 않으 나 탄성계수와 극한응력으로부터 추정한 파단변형률 의 평균값과 설계값은 각각 17,900μm/m, 15,100μm/m 이다. 단, 파단변형률은 통계처리로부터 얻은 값이 아니므로, 표준편차 및 변동계수를 평가하기 어렵다. 본 연구에서 사용한 시편의 그립 간 거리는 150mm 이므로, 약 2.3∼2.7mm의 파단 시 인장변형을 예상 할 수 있다. 다만, 편의상 장비변형만을 계측하기에 그립부 미끌림과 장비 탄성변형값이 추가되어 인장시 험 시 파단변형 계측값은 이보다 증가하였다.

    Fig. 1은 본 연구에서 사용한 표준시편 및 가력장 치를 나타낸 것이다. 일방향으로 직조된 탄소섬유 복합체로 공칭두께는 0.11mm이며, 단위폭(cm)당 물 성치와 단위면적당 강도를 병행하여 제공하고 있어 공칭두께 기준으로 환산가능하다. 시편 폭은 직조된 마디기준으로 약 23.5mm에 해당하며, 시편의 두께 (혹은 면적)를 시험변수로 하여 두 겹, 세 겹(V1, V2, V3)으로 구분하여 분당 0.5mm(약 0.0033/분 변형률) 로 모든 시험체에 동일하게 인장가력하였다. 그립부 의 탭 부분에서 탄소섬유 길이방향 및 길이 수직방 향으로 단면을 증가하고, 시험부 연단에서 점차적으 로 단면을 삼각형 형태로 증가시켜 그립부 응력집중 에 의한 파괴모드를 억제하였다.

    2.3 시험 결과

    Table 2, Table 3, Table 4는 각각 인장시편의 매수로 구분한 V1, V2, V3의 파단 시 만능시험장치 계측변 위 및 최대하중과 좌/우/뒤측 스트레인 게이지 계측 값 및 이로부터 변형률의 평균값(A)을 산정하고, 여 기에 2.2절에서 정의한 극한유효변형률(B), 환산변형률(C) 을 평가하여 계측변형률 평균값(A)와 각각 비교하였다.

    Fig. 2는 각 계열의 계측변형률 평균값(A)과 극한 응력을 나타낸 것으로, 대체로 제조사의 제공값 대 비 파단응력은 평균 이하에 분포하였으나, 탄성계수 는 평균이상에 분포하였다. 결과적으로 극한변형률 은 예상범위 15,100∼17,950μm/m에 비하여 다소 작 은 15,667μm/m (T1), 15,141μm/m (T2), 14,589μm/m (T3) 으로 평가되었다. 여기서 극한변형률 계측값은 부분파단이 발생하는 경우 최대강도 시점 이후 잔여 단면에 의해 지지되며 변형이 증가하면서 최대변형 률이 계측되기도 하였으나, 모든 시험 결과에 있어 일관성을 유지하기 위해 최대강도시점의 계측변형률 로 통일하였다. 계측변형률 평균값(A)의 변동계수는 각각 0.139, 0.128, 0.119로 두께가 증가할수록 감소 하였다. 극한응력의 변동계수 또한 두께가 증가할수 록 감소하였으며, 각각 0.117, 0.078, 0.045로, 계측변 형률보다 변동폭이 감소하였다. 탄성계수의 변동계 수 역시 계측변형률의 변동계수보다 작게 나타났으 며, 예측과 같이 계측변형률에 비하여 극한응력, 탄 성계수가 더 일관되게 계측되었음을 확인하였다.

    Fig.3은 각 계열별 탄소섬유 인장시편의 파단 시 사진이며, 모든 시편에서 갑작스러운 취성파괴가 발 생하였다. 이 극한시점에서 스트레인게이지 계측값 이 비정상적으로 증가하거나 부분파단에 의해 게이 지가 파손되기도 하였으며, 이에 해당하는 V1-2/3/4, V2-1/4, V3-4/10에서는 유효한 변형률계의 계측값만 으로 평균값을 결정하였다.

    Fig.4는 각 시편의 계측(measured)변형률에 대한 유 효(effective)변형률(B/A)과 환산(converted)변형률(C/A)의 비를 나타난 것이다. 환산변형률의 경우, V1계열의 C/A 평균은 1.06인데 반하여, V2, V3에서 이 값은 1.33, 1.69로 증가하여 극한시점에서 계측변형률의 대안으로 보기 어려웠다. 그 이유는 V1에서는 섬유 의 부분파단시점에서 전체파단으로 진전되었던 것에 반해, 면적이 증가한 V2, V3에서는 부분파단으로 감 소한 응력을 잔여섬유가 부담하여 변위가 증가하였 고, 이 과정에서 실제 그립부 미끌림이나 단면 확장 부의 박리 등으로 인해 유효길이가 증가하여 실질적 으로 환산변형률을 조정하여야 하지만 현실적으로 정량화하기 어려워 이를 감안하지 못하기 때문에 환 산변형률은 과대평가되기 때문이다. 즉, 환산변형률 은 시편의 평균거동의 나타내므로 국부적인 계측변 형률을 전체거동으로 확장할 수 있으며, 또한 박리 나 부분파단 등의 이벤트를 가시화할 수 있다. 하지 만 이러한 이벤트가 발생한 이후에는 환산변형률로 부터 정량정인 재료물성을 결정하기 어렵다.

    반면, 유효변형률은 계측변형률과의 5% 이내의 편차를 보여 환산변형률에 비해 유효변형률과의 상 관관계가 높게 나타났다. 따라서 계측값으로 극한변 형률을 평가하기 어려운 경우, 본 연구에서 제시한 유효변형률이 그 대안으로 적합하다. 더불어 유효변 형률을 결정하는 탄성계수는 ASTM D3039에서 명기 한 1,000∼3,000μm/m의 변형률 구간뿐만 아니라 임 의의 탄성비례구간에서도 평가할 수 있기에 단일 시 험에서 다각적 검증이 가능하다. 예를 들면 Fig.5-(a) 에 제시된 V1-8의 응력-변형률 관계를 분석하면 왼 쪽(L) 게이지 위치의 초기강성은 평균값에 비해 다소 부족하였으며, 후면(B) 게이지 위치의 강성은 전면에 비해 다소 작았다. 그 결과 Fig.5-(b)와 같이 전체변위 를 유효길이로 나눈 환산변형률과 비교할 때 전반적 으로 두 그래프의 기울기가 서로 유사하였으며, 이로 부터 환산변형률을 평가하기 위한 유효길이―양단 그 립까지의 거리―가 적합하였음을 확인할 수 있다. 다 만, 상대적으로 계측변형률의 초기강성이 다소 부족하 며, 이는 앞서 언급한 좌측게이지에 의한 것임을 추정 할 수 있다. 즉, 유효변형률은 탄성계수 값에 의해 영 향을 받기 때문에 V1-8의 경우 변형률 1,000∼3,000μ m/m 구간이 전체 평균보다 과소평가되어 결과적으로 유효변형률이 실제보다 과대평가되었다고 할 수 있다.

    이에 변위제어 시험으로 기록된 변형률을 초기값 기준으로 2,000μm/m의 변형률을 발생시킨 변위구간 (32초, 0.27mm에 해당)을 기본단위로 하여 연속적으 로 변형률 증가분, 응력의 증가분, 이 둘로부터 산정 되는 탄성계수의 변화를 Fig.6과 같이 나타내었다. 여기서 x축은 변형률 측정구간의 시점을 나타낸다. 변형이 증가할수록 동일 변형구간당 응력, 변형률은 모두 감소하였는데, 변형률의 감소분이 다소 지배적 으로 나타나 탄성계수는 초기값 대비 증가하다가 변 형률이 0.01를 초과한 이후에 다소 감소하였다. 이로 부터 탄성계수는 특정 변형률 구간에서 산정하기보 다는 시편의 인장이력 구간에서 기울기 상으로 가장 선형탄성을 유지하는 구간, V1-8의 경우 약 3,000∼ 15,000μm/m 구간의 탄성계수로 결정하는 것이 더욱 타당할 것이다. 이를 근거로 Fig. 7은 탄성계수를 292GPa(1,000∼3,000μm/m)에서 좀 더 시편 전반의 탄성비례구간(3,000∼15,000μm/m)의 탄성계수와 근사 한 320GPa로 수정하였으며, 그 결과 극한 유효변형 률은 15,199μm/m에서 13,853μm/m로 감소하여 계측 변형률 14,255μm/m 대비 97%로 좀 더 계측치에 근 사하였으며, 또한 보수적으로 평가되었다.

    유효변형률은 최대하중에 도달하기 이전에 변형률 계가 정상작동하지 않는 경우에 특히 유효하다. Fig.8 은 V1-3 시편에서 계측된 변형률계 거동을 나타낸 것 이다. 최대응력 4,635MPa 시점에서 유효한 게이지는 좌측(L)게이지뿐으로, 우측(R)게이지는 4,000MPa 구간 에서 급격히 증가하여 20,000μm/m까지 일시에 증가하 였고, 후면(B)게이지는 3,000MPa 미만에서 20,000μm/m 를 초과하여 이 계측값을 신뢰하기 어렵다. 따라서 극 한변형률을 결정하기 위해 좌측과 후면 게이지를 포 함하기 어렵다. 이 시험의 경우 좌측(L)게이지의 계측 치가 비례한계시점까지의 평균 또는 세 게이지의 거 동이 차이가 없었기에 좌측만으로도 가능하였지만, 좌 측(L)게이지의 값이 평균과 차이가 컸었더라면, 극한 변형률 계측값은 실제 거동과 큰 차이를 보이게 된다. 이러한 이유로 유효변형률은 계측값에 대한 보조지표 로 활용 가능하며, 극한시점에서 일부 게이지의 값을 신뢰하지 못하는 경우라도 탄성구간의 추세를 연장하 여 충분히 합리적인 극한변형률을 얻을 수 있다.

    3. 결 론

    본 연구에서는 취성특성을 가지는 탄소섬유의 인장 시험에서 탄성계수와 극한응력을 이용한 유효(극한) 변형률을 정의하여, 이를 인장시험에서 계측결과를 통해 그 적용 가능성을 확인하였으며, 이를 통해 얻 은 주요 결론은 다음과 같다.

    • 1. 부분파단 및 박리 등의 이유로 탄소섬유의 극 한시점 변형률계의 계측값 편차가 크고, 비정 상적인 경우가 빈번하게 발생하며, 이 때 유효 변형률은 극한 변형률을 평가할 수 있는 합리 적인 대안이 된다.

    • 2. 유효변형률은 계측변형률의 변동계수보다 작 은 탄성계수 및 극한응력으로부터 평가되어 그 값을 안정적으로 평가할 수 있다.

    • 3. 유효변형률을 산정하기 위한 탄성계수는 1,000∼ 3,000μm/m보다 전체거동의 대표할 수 있는 구간인 3,000∼10,000μm/m에서 평가하는 것이 적절하다.

    • 4. 시편변형량을 유효길이로 나눈 환산변형률은 부분파단 박리 등의 이벤트를 가시화하지만, 하중에 따른 유효길이의 증가분을 특정하기 어려워 극한시점의 변형률을 과대평가한다.

    • 5. 시편의 두께가 증가할수록 대체로 결과값의 편차는 감소하였으며, 이는 시편 면적이 적은 경우 제작 및 세팅오차로 인한 결과값의 편차 요인이 증가하였기 때문이다.

    Figure

    KOSACS-12-5-9_F1.gif
    Test Set-up for CFRP
    KOSACS-12-5-9_F2.gif
    Ultimate Stress and Strain for all Tests
    KOSACS-12-5-9_F3.gif
    Photos of Coupons at Failure (V1/V2/V3)
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    Comparison of Effective Strain and Converted Strain as a Alternative of Measured Strain
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    Strain-stress Relationship for V1-8
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    Marginal Modulus of Elasticity, Strain and Stress for V1-8
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    Re-evaluation of Modulus of Elasticity and Effective Strain for V1-8
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    Measured Strain and Effective Strain for V1-3

    Table

    Tensile Properties from Manufacturer’S Specification
    Summary of Test Results for V1-series
    Summary of Test Results for V2-series
    Summary of Test Results for V3-series

    Reference

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