Stress Reduction Methods of GFRP/Mg Single Lap Bonded Joints : Finite Element Analysis

GFRP/Mg 단일겹치기 접착 체결부의 응력집중 저감에 관한 연구 : 유한요소해석

Stress Reduction Methods of GFRP/Mg Single Lap Bonded Joints : Finite Element Analysis

김정석

^†

·윤혁진

¹

·황재연

¹

Jung-Seok Kim

^·

Hyuk-Jin Yoon

^·

Jae-Yeon Hwang

1. 서 론

최근항공분야뿐만 아니라자동차및철도분야에서도경 량화에대한 연구가활발히진행되고 있다

.

이러한

,

차량분 야경량화는기존 소재에대한 최적설계와더불어경량신 소재의도입을통해서달성될수있다

.

이러한신소재중복 합소재는높은비강도

,

비강성및 우수한피로특성으로 인 해 경량구조물에적용이증가되고있는추세이다

.

^이와더

불어최근에는금속중 가장가볍고

,

비강도가우수한마그 네슘합금이자동차분야에적용되기시작하고있다

.

마그 네슘합금의비중은알루미늄의

60%,

스틸의

25%

수준으 로거의복합소재와유사하다

.

향후

,

철도분야에서도의자프 레임

,

전장품박스

,

내장재등에적용가능하다

.

이러한경 량신소재를동시에적용할경우에는차량의무게를획기적 으로줄일수 있다

.

그러나

,

이러한이종소재를적용할 경 우 가장중요한부분이소재간의체결이다

.

일반적으로이

종소재간의체결기법으로는접착체결

(adhesive bonding),

기

계적 체결

(mechanical joining)

및 하이브리드 체결기법

(hybrid joining)

이 널리이용되고있다

.

기계적체결기법의

경우분해가용이하고

,

표면처리가불필요한장점이있지만 중량증가 및 응력집중을 유발하는 단점이 있다

[1-3].

이러한 기계적체결기법은주로두꺼운 체결부재의체결

시 적용된다

.

이에비해접착체결부

(bonded joint)

는 유지

보수의어려움및 표면처리에민감한단점이있지만

,

^구멍

가공이 불필요하고무게증가가미미하기때문에 주로얇은 복합재구조물의접합에많이적용된다

.

최근에는이러한두 가지 체결기법을동시에적용한 하이브리드체결기법도다 양하게연구되고있다

.

특히

,

접착체결기법은이종소재간의 접합에많이 적용될수있을 것으로기대된다

.

접착체결기 법의경우접착층이하중을전달하는매개체로작용하게된 다

.

따라서

,

이러한 접합체결부에대한 신뢰성을 향상시

키기위해서는접착제

(adhesive)

및접착부재

(adherend)

내에

서의응력및변형률 분포를정확히예측할수있는기법 이 선행되어야한다

.

^{이와관련된연구로}

Tsai [4]

^등은모

아레 프린지

(Moire fringe)

기법과유한요소해석기법을이

용하여 복합재 단일겹치기 접착체결부

(composite single

Abstract In this study, the stress reduction effect was evaluated for GFRP/Mg single lap bonded joints according to six different adherend shapes. Six different types of the single lap joint specimen were modeled and assessed using geometri- cally nonlinear finite element analysis. Moreover, three dimensional effect of stress distribution for the different adherend shapes was investigated. From the analysis, the dissimilar single lap bonded joint with the normal tapering and without the spew fillet (model 2) showed the highest stress values. In contrast, the peel stress values of both the square ended adherends with the spew fillet (model 3) and the reverse tapered adherends with the spew fillet (model 5) were 65.8% and 65.5% lower than the reference model.

Keywords : Single lap bonded joint, Dissimilar materials, Magnesium, Nonlinear, GFRP composite

초 록 본 연구에서는

GFRP/Mg

단일겹치기 접착 조인트의 접착부재 형상에 따른 응력집중 완화효과를 평가 하였다

.

이를 위해

6

가지 서로다른 접착부재의 끝단부 형상에 대해비선형 유한요소 해석을 수행하였다

.

또한

,

서로 다른 끝단부 형상에 따른 접착층내 응력의

3

차원 구 배를 고찰하였다

.

해석결과

,

접착부재가 순방향 테이 퍼를 갖고필렛이 없는모델

(

모델

2

번

)

이 가장 높은 응력값을 보였다

.

반면

,

사각형 접착부재에 필렛이 부과된 모델

(

모델

3

번

)

과 역방향 테이퍼를 갖고 필렛이 부과된 모델

(

모델

5

번

)

은 기준모델에 비해

65.7%

와

65.6%

의 응력저감 효과가 있었다

.

주요어 : 단일겹치기접착체결부

,

이종소재

,

마그네슘

,

비선형

, GFRP

복합재

†

교신저자 : ^{한국철도기술연구원 철도구조연구실} E-mail : [email protected]

1

한국철도기술연구원 구조연구실

lap joint)

의 응력분포를고찰하였다

.

또한

,

접착체결부 끝

단에필렛

(spew fillet)

이 존재할경우응력집중을완화시킬

수있음을 확인하였다

.

또한

,

기하학적비선형거동의 고려

가접착층

(bond layer)

의응력분포예측정확도에상당한영

향을미치는것을확인하였다

.

김정석

[5]

등은유한요소에따 른복합소재단일겹치기접착조인트의거동을평가하여

3D

솔리드요소는적절한유한요소수를부과할경우수직및 전단변형률을가장정확히예측함을확인하였다

.

쉘요소의 경우는해석모델크기측면에서는유리하지만솔리드요소에 비해수직변형률에대한예측정확도가낮은것으로평가하 였다

.

정재우

[6]

등은 복합재와알루미늄간이중겹침접착 조인트부에서접착재에따른접착제 체결

,

볼트체결및 접 착제

-

볼트하이브리드체결부에대한강도평가를수행하였

다

. Seon [7]

등은탄소

/

에폭시복합재와알루미늄단일겹치

기조인트에서접착압력

(bonding pressure),

겹침길이

(overlap length),

접착부재두께

(thickness of adherends)

에 따른접착 강도를평가하였다

.

^{이전의연구에서알 수있듯이기존 이}

종소재관련연구는주로복합소재와스틸또는복합소재와 알루미늄합금간의체결부에대한연구가대부분이다

.

마그 네슘의경우에는스틸이나 알루미늄에비해적용범위가 제 한적이고최근에적용되기시작한소재이기때문에관련연 구또한빈약한실정이다

.

그러나

,

마그네슘합금의경우우 수한기계적및전기적특성때문에향후적용이확대될것 으로전망된다

.

따라서

,

본연구에서는이종소재인유리

/

에 폭시복합소재와마그네슘 합금으로구성된단일겹치기 조 인트에서접착부재형상 및필렛유무에따른응력집중완 화 효과를평가하였다

.

^이를위해

6

^{가지서로다른끝단부}

형상을갖는접착부재로접착된단일겹치기조인트를모델 링하고

,

^{비선형 유한요소 해석을 수행하였다}

.

2. 단일겹치기 접착 체결부의 유한요소 모델

2.1 물성치와 시험편의 형상

GFRP/Mg

이종소재단일겹치기접착 체결부는두께

ta=

3.0mm

의유리

/

에폭시접착부재와두께

tb=5.0mm

의마그네

슘 합금 접착부재로 구성된다

.

체결부는폭

W=25.4mm,

^길이

L=127mm,

^겹침부

(overlapped section)

길이

2c=24.5mm

이다

.

접착층은

FM73

접착제로두께는

tc=0.36mm

이다

.

본 연

구에서사용된 유리

/

에폭시 복합소재

(GFRP, GEP224)

와 마

그네슘

(AZ31B)

의물성치는

Table 1

과같고

,

유리

/

에폭시복 합소재 접착부재는

[0/45/-45/90]5s

의 적층구조를 갖는다

.

해석을위한경계조건은

Fig. 1

과 같이마그네슘합금부

의 한쪽끝단은고정지지조건을부과하고반대쪽유리

/

에폭 시접착부재의끝단에는

Tsai [4]

의시험결과와비교하기위

해

F=4448N

의하중을부과하였다

.

본 연구에서는

Fig. 2

와

같이

6

가지서로 다른끝단부형상을 갖는모델을 이용하 여이종소재로구성된단일겹치기접착조인트의접착부재끝 단부형상에따른응력감소효과를고찰하였다

.

각모델의특 징은 다음과 같다

.

·접착부재끝단이직각

(square end)

인기준모델

(reference model)

·순방향테이퍼

(normal tapering)

를 갖는 모델

(model 1)

·역방향테이퍼

(reverse tapering)

를 갖는모델

(model 2)

·기준모델에 필렛이 추가된 모델

(model 3)

·순방향 테이퍼에 필렛이 추가된 모델

(model 4)

·역방향 테이퍼에 필렛이 추가된 모델

(model 5)

본 연구에서 적용된 테이퍼와 필렛은 모두

45 ^o

각도를 갖는다

.

2.2 유한요소 모델링

본 연구에서는 접착층 중앙

(centerline of the adhesive

layer)

및접착부재와의계면에서의응력분포를고찰하기위

Table 1

Material properties of the adherend and the adhesive

Material Type E1(GPa) E2(GPa) G12(GPa)

ν

12 Glass/epoxy GEP224 34.4 13.2 7.05 0.24

Magnesium AZ31B 45 45 16.7 0.35

adhesive FM73 2.8 2.8 1.01 0.38

Fig. 1

Geometric dimension and boundary conditions of the single lap joint

Fig. 2

Six different end shapes of the adherends of the dissimilar

single lap bonded joint

해

3D

솔리드 요소

(solid element)

를이용하였다

.

모델의대 칭성을고려하여폭 방향으로

1/2

모델만을모델링하였다

.

해석은

ABAQUS [8]

를이용하였으며

,

해석에이용된요소

는솔리드

8

절점

C3D8IC3

요소를이용하였다

.

유한요소모

델링시 각 방향으로요소수를 등 간격으로생성하기않 고 응력집중이크게발생하는 분은더욱조밀하도록

10

배

의편의

(bias)

를주어모델링하였다

.

해석은단일겹치기접

착체결부의대변형

(large deflection)

을고려하기 위한기하

학적비선형해석

(geometric nonlinear analysis)

을 수행하였 다

.

해석시접착부재의두께방향요소수는

16

개로요소당

높이는약

0.25mm

이고

,

접착재의경우에는두께방향요소

수는

10

개로요소당높이는약

0.36mm

로모델링하였다

.

이

두께방향요소 수는

Tsai [4]

의 시험 치와가장 잘 일치하

는 것으로 결정하였다

.

3. 해석결과 분석

3.1 유한요소 해석모델의 검증

본연구에서수행한단일겹치기접착체결부에대한 유 한요소해석모델의신뢰성을평가하기위해

Tsai [4]

가시험 에적용한 모델에대한유한요소해석을 수행하고시험결과 와 비교하였다

. Tsai [4]

가 시험시 사용한단일겹치기 접

착 체결부는 두께

t=2.0mm,

폭

W=25.4mm

이고 길이

L=

127mm

인 탄소

/

에폭시 접착 부재가

2c=24.5mm

의 겹침부

(overlapped section)

^에서두께

ta=0.13mm

^{의 접착제에의해}

체결되어있다

.

해석에적용된탄소

/

에폭시복합소재

(CFRP,

XAS/914C)

^{의 물성치는}

Table 2

^{와 같고}

,

^{접착부재는}

[0/45/

-45/0]2s

의 적층구조를 갖는다

.

Fig. 3

^{은필렛이 존재하지않는모델과 존재하는단일겹}

치기접착조인트의접착층중앙부에서변형률분포를본 해

석에서얻어진 결과와

Tsai

의 시험결과를비교한것이다

.

Fig. 3(a)

는 필렛이없는 경우에대한결과로수직변형

률의경우

x/c=0.7~0.95

에서시험치와오차를 보이나전체

적으로시험치와잘 일치하고있으며

, x/c=1

에서시험치

와의오차는약

4.84%

였다

.

전단변형률의경우

x/c=0.4

이

후에시험치와오차를보이기시작하며

x/c=0.75

에서최대

편차를보였다

. x/c=0.75

이후에는시험치에 접근하였으며

,

x/c=1

에서시험치와의오차는 약

13.1%

로 수직변형률에

비해큰 오차를보였다

. Fig. 3(b)

는 필렛이존재하는경우

로

x/c=1~x/c=1.164

부분이필렛부이다

.

시험결과에근거해

볼 때 필렛이존재할 경우필렛이 없는모델에 비해필렛

의끝단인

x/c=1.164

기준으로수직변형률의경우약

35.3%,

전단변형률의 경우약

73.7%

감소하였다

.

또한

,

수직변형

률의경우필렛의 시작부

(x/c=1)

에서음의최대값을 가지

며 전단변형률의 경우

x/c=1

직전에최대값을보였다

.

해

석결과의경우필렛끝단

(x/c=1.164)

에서의오차는수직변

형률의 경우약

6.61%,

전단변형률의경우 약

0.47%

로필

렛이없는경우대비시험치와잘 일치하였다

.

시험과해 석치의 최대오차는필렛의시작점에서수직 변형률과전단 변형률이모두 가장큰오차를보였다

.

이상의결과를통해 본 연구의유한요소해석모델은최대

13.1%

이내에서신뢰 성을 확인할 수 있었다

.

3.2 접착 층에서의 응력분포

본 연구에서는접착부재의형상에따른 접착층의응력분

포를 고찰하기위해

Fig. 1

에서

z=W/2

에해당하는접착층

의 표면에서응력값을비교하였다

. Fig. 4

^{는기준모델}

,

^모

델

1

번및 모델

2

번에서 접착층중앙과접착부재와접착층 의 계면에서수직및전단응력의분포를나타낸 것이다

.

^기

준모델에서단일겹치기조인트의접착강도에가장큰영향

을 미치는수직응력

(peel stress)

^{의 경우유리}

/

^{에폭시 접착}

부재와 접착층의 계면

(top)

의

B

점에서 최대값을보였다

.

Table 2

Material properties of the adherend and the adhesive

Material Type E

1

(GPa) E

2

(GPa) G

12

(GPa)

^ν 12

CFRP

adherend XAS/914C 138 9.4 6.7 0.32

Epoxy

adhesive Hexcel

Redux308A 3.0 3.0 1.15 0.31

Fig. 3

Comparison of strain distributions between Tsai experi-

ment [4] and the present (reference model)

이것은유리

/

에폭시접착부재의강성이마그네슘의강성에 비해낮기때문에유리

/

에폭시접착부제에서굽힘변형이크 게 발생하기때문이다

.

최대수직응력의경우최대전단응

력에 비해

41.6%

큰 값을 보였다

.

전단응력

(shear stress)

분포의경우접착층상부

,

중앙및

하부에상관없이 거의유사한 분포를보였다

.

그리고

,

최대

값은마그네슘부재의끝단

(B-D)

에서발생했다

.

순방향테

이퍼가부과된 모델

1

번의 경우

(Fig. 4(b))

수직및 전단응

력의분포는기준모델과유사한거동을보였다

.

그러나

, B

점에서발생하는 최대수직응력 값이기준모델에비해약

14.1%

증가하였다

.

이것은접착부끝단부테이퍼에의한접

착부재의굽힘 강성이저하되면서부재에대변형이 발생하

기 때문이다

. Fig. 4(c)

는접착부재에역방향테이퍼가부과

된 모델에대한응력분포를나타낸것이다

.

최대수직응력 의 경우기준모델에비해약

10%

정도감소하였고

,

전단응

력의경우

42.2%

감소하였다

.

수직및 전단응력의 분포는

Fig. 4(c)

에서알수 있듯이테이퍼가시작되는부분에서변

곡점이발생하였다

.

이상의모델들에대한응력분포에대한 고찰을통해 모든모델에서최대수직및전단응력이

B

지점 에서 발생하나

,

모델

2

번의경우최대전단응력은마그네슘 부재의테이퍼가시작되는부분에서발생함을알수있었다

.

Fig. 5

는

Fig. 4

의모델들의끝단부에필렛이존재하는모

델들의응력분포를나타낸 것이다

. Fig. 5(a)

는 기준모델에

필렛이추가된모델로

Fig. 4

의모델들에비해응력값이현

저히감소된것을확인할수있다

.

최대수직응력의경우기 Fig. 4

Stress distribution in the adhesive layer; (a) reference

model, (b) model 1, (c) model 2

Fig. 5

Stress distribution in the adhesive layer; (a) model 3, (b)

model 4, (c) model 5

준모델대비약

65.8%

감소하였고

,

전단응력의경우

43.2%

감소하였다

. Fig. 5(b)

는모델

1

번의접착층부에만필렛이추 가된모델

4

번에대한결과로이 경우최대수직응력의경

우 모델

1

번에비해약

31.8%

감소하였고

,

전단응력의 경

우오히려

26.1%

증가하였다

.

또한

,

최대수직응력의발생위

치도기존

B

지점에서

D

지점으로이동하였다

.

모델

2

번에필 렛이부과된 모델

5

번의경우모델

2

번에 비해최대수직

응력은 약

61.5%,

전단응력은

12.8%

감소하였다

.

Table 3

은 각모델별최대 수직및 전단응력값의 기준

모델대비증감비율을정리한것이다

. Table 3

에서σ

m

은각

모델에서의응력

,

σ

ref

는기준모델에서의응력을 나타낸다

.

수직응력의경우 모델

1

번을 제외한나머지모델들은모 두 기준모델에비해

10%

이상최대값이감소하였으며

,

특

히

,

필렛이부과된모델들

(

모델

3-5)

의경우에는최대

65.8%

까지응력이감소하였다

.

전단응력의경우모델

4

번을제외 한나머지 모델들에서감소하였으며 최대감소는모델

5

^번

에서발생하였다

.

이상의결과를분석한결과기준모델에필 렛이부과된 모델

3

번과접착부재에 역방향테이퍼와 필렛 을부과한 모델

5

번이응력감소율이 가장높아체결강도가 가장 우수할 것으로 예측된다

.

3.3 응력분포의 3차원 효과분석

단일겹치기접착조인트에서수직응력의분포는

3

차원 효

과를갖는것으로알려져있다

[4].

즉

,

조인트의 중심

(z=0)

과바깥표면

(z=W/2)

에서응력구배가크게발생하게된다

.

Fig. 6

^{은 모델}

6

^{번의접착층에서의 수직응력분포를나타}

낸것이다

. Fig. 6

에서알수있듯이수직응력은조인트의바

깥표면

(B

^점

)

^에서중심

(B'

^점

)

^{으로갈수록증가하는것을확}

인할수있다

. Fig. 7

은접착부재의형상에따른수직응력의

구 배를나타낸것이다

.

이전절의응력분석에서수직응력 이높은모델들은 응력구배역시크게발생하였다

.

가장 응 력구배가큰 모델은기준모델로접착층 중앙이바깥표면에

비해약

51%

높은값을보였다

.

그러나

,

수직응력이가장낮

았던모델

3

번과

5

번의 경우접착층중앙이바깥표면에비

해약

6.44%

및

3.37%

높은값을보여거의응력구배가존

재하지 않았다

.

4. 결 론

본 연구를 통해 다음과 같은 결론을 얻었다

.

·본 연구에서는유리

/

에폭시와마그네슘합금의이종소 재 접착조인트에대한비선형유한요소해석을통해두경량 소재의조합시 접합강도를극대화시킬 수있는접착부재 형상을도출하였다

.

이는향후철도차량경량화를위한다 중소재적용시 소재간접착부설계시 활용할수있을것 으로 판단된다

.

·본연구를통해 유리

/

에폭시와마그네슘이종소재단일 겹치기접착조인트에서최대응력은강성이낮은유리

/

에폭 시 접착부재와접착층의 계면에서발생함을확인할수있었 다

.

·접착부재의형상에따른응력 값의경우모델

3

번과모 델

5

번이가장 낮은최대 수직및 전단응력값을 보여접 착강도가 가장 우수할 것으로 판단된다

.

·접착부재의형상에따른수직응력의구배의경우수직 응력이높은형상을갖는 모델들이응력구배역시크게 발 생하였다

.

Table 3

Summary of the maximum stress values of each model in the adhesive layer

Models Maximum values (MPa)

Peel stress (1-

^{σ m}

/

σ ref

)

×100 Shear stress

^(1-σ

×100

^{m /σ ref )}

Ref. 254.8 - 179.9 -

1 290.8 -14.1 161.3 10.3

2 228.5 10.3 104.1 42.1

3 87.2 65.8 102.2 43.2

4 198.3 22.2 203.4 -13.1

5 88.0 65.5 90.8 49.5

Fig. 6

Peel stress distribution in the adhesive layer of the model 5

Fig. 7

Peel stress distribution in the interface between magnesium

and adhesive layer along the top line

참고문헌

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Journal of Sound and Vibration

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접수일(2010년 11월 26일), 수정일(2011년 2월 9일),

게재확정일(2011년 3월 11일)