유리섬유 부직포가 삽입된 풍력 블레이드 인발 성형 스파캡 소재의 파괴인성 특성 평가

Evaluation of Fracture Toughness Characteristics of Pultruded CFRP Spar-Cap Materials with Non-woven Glass Fabric for Wind Blade

Abstract

The purpose of this study is to evaluate the inter-laminar fracture toughness characteristics of CFRP pultrusion spar cap materials reinforced with non-woven glass fabric. Test specimens were fabricated by the infusion technique. A non-woven glass fabric and artificial defects were embedded on the middle surface between two pultruded CFRP panels. Double cantilever beam (DCB) and End Notched Flexure (ENF) tests were performed according to ASTM standards. Fracture toughness and crack propagation characteristics were evaluated with load-displacement curves and delamination resistance curves (R-Curve). The fracture toughness results were calculated by compliance calibration (CC) method. The initiation and propagation values of Mode-I critical strain energy release rate value G_Ic were 1.357 kJ/m2 and 1.397 kJ/m2, respectively, and Mode-II critical strain energy release rate values G_IIc were 4.053 kJ/m2 for non-precracked test and 4.547 kJ/m2 for precracked test. It was found that the fracture toughness properties of the CFRP pultrusion spar-cap are influenced by the interface between the layers of CFRP and glass fiber non-woven.

기호설명

L : 길이

b : 너비

h : 두께

G_Ic : Mode-I 임계 에너지방출률

G_IIc : Mode-II 임계 에너지방출률

a₀ : 초기 균열 길이

m : Compliance calibration 계수

P_c : 임계 하중

δ_c : 임계 변위

F : 시편 변형에 대한 보정 계수

N : 하중블록의 영향에 대한 보정계수

1. 서론

전 세계에서는 국가별로 기후 위기 대처와 더불어 화석연료 에너지의 의존도를 낮추기 위해 노력하고 있으며 신재생 에너지 확대 정책을 강화하고, 풍력터빈발전 구축을 위한 목표를 발표하고 있다 [1]. 풍력 산업에서는 풍력에너지에 대한 수요가 증가함에 따라 균등화발전비용 (Levelized Cost Of Energy, LCOE)을 낮추기 위해 끊임없이 방법을 모색하고 있으며 풍력터빈의 발전 효율을 높이기 위해 블레이드의 크기가 증가하고 있는 추세이다 [2,3]. Betz의 법칙에 따르면 해상에 설치되는 풍력터빈의 블레이드 직경이 커질수록 발전효율을 높일 수 있다 [4]. 하지만 블레이드의 길이가 길어질수록 무게와 굽힘 강성을 고려해야하며 이를 해결하기 위한 방안은 기존의 블레이드의 주요 소재인 유리섬유 복합소재를 탄소섬유 복합재료로 대체하는 것이다 [5]. 탄소섬유 복합재는 유리섬유에 비해 무게대비 강도와 강성이 높기 때문에 가격적인 측면만 고려된다면 충분히 대체가 가능하다. 또한, 블레이드의 무게를 줄이면 중력에 대한 부하가 줄어들어 피로 성능이 향상될 뿐만 아니라 샤프트, 기어 박스, 피치 베어링 등 블레이드와 연결된 구동 계와 타워의 중량 및 비용도 감소될 수 있다. 최근에는 유리섬유로 제작되는 풍력 블레이드의 스파캡 구조물을 제조가격이 상대적으로 낮은 연속 인발 성형공정으로 제작된 탄소섬유 복합재를 대형 풍력터빈 블레이드의 스파캡에 적용하고 있다 [6]. Fig. 1에서 볼 수 있듯이 인발로 성형된 탄소섬유 복합재는 길이가 긴 평판으로 제작되며 블레이드의 스파캡에 위치하여 굽힘 강성을 높여줄 뿐만아니라 기존 유리섬유 복합재 대비 무게를 30 %가량 절감할 수 있다 [7].

Fig. 1 Manufacturing process of wind blade spar-cap with CFRP pultrusion

풍력 터빈 블레이드는 운용 과정에서 주기적인 피로, 극한의 기상 조건 및 복잡한 하중 조건에 노출된다. 이러한 다양한 하중 조건은 복합재료 구조물 즉 풍력 블레이드의 다양한 유형의 파손으로 이어질 수 있으며 층간 분리 (Delamination)는 가장 일반적이고 중요한 파손 모드 중 하나이다 [8]. Fig2. 와 같이 수지 미함침, 충격 손상, 또는 섬유 방향에 수직으로 가해지는 하중으로 인해 복합재 층간 사이에 층간 분리결함이 발생할 수 있으며 복합재 내부에 층간 결함이 존재할 경우 압축으로 인한 국부 좌굴로 인해 복합재 구조물의 강도와 강성이 현저히 저하되거나 피로하중에 의해 층간 결함이 진전하면서 복합재 구조물의 파손으로 이어질 수 있다. 따라서 복합재 구조물의 안전성을 확보하기 위해서는 복합재의 층간 결함의 진전에 대한 특성을 평가하고 정량화할 필요가 있다. Li. M.[9]는 풍력 블레이드에 사용되는 유리섬유 복합재의 파괴인성에 대한 수지 및 온습도의 영향성을 평가하였으며 김학근 등 [10]은 풍력 블레이드의 스킨과 전단웹의 접합부에 주로 사용되는 2축/3축 적층 하이브리드 복합재의 파괴인성 특성을 평가하였다. Yan. X. 등[11]은 두꺼운 단면을 가지는 인발 성형 탄소섬유 복합재(Carbon Fiber Reinforced Plastic, CFRP)에 대한 모드 II 파괴 시험 방법론을 제안하였다. 하지만 상기의 연구들은 소재 단위에서 수행된 연구들로, 실제 블레이드 인발 성형으로 제작된 스파캡의 파괴인성 특성 분석 과정에 활용하는 것에 한계가 있다.

Fig. 2 Delamination of CFRP pultruded spar cap

따라서 본 연구에서는 실제 대형 풍력블레이드에 적용되는 인발 성형 스파캡 구조물의 층간 분리 결함의 균열 진전 특성을 관찰하기 위해 유리섬유 부직포가 보강된 인발 성형 탄소섬유 복합재의 파괴인성 특성을 평가하였다. 이를 위해 실제 블레이드 인발 성형스파캡을 제작하는 공정을 토대로 인발 성형 CFRP 사이에 유리섬유 부직포와 인공 결함을 삽입하여 파괴인성 시험 시편을 제작하였다. ASTM 규격을 참고하여 Mode-I의 경우, Double Cantilever Beam(DCB) 시험을 Mode-II의 경우, End-Notched Flexure(ENF) 시험을 수행하였으며 하중-변위 선도와 임계 변형 에너지 방출률 값을 통해 파괴인성 특성 및 균열 진전 특성을 평가할 수 있었다.

2. 시편 제작 및 시험 방법

2.1 파괴인성 시험 시편 제작

파괴인성 시편을 제작하기 위하여 실제 풍력 블레이드 스파캡에 활용되는 Zoltex 社의 인발성형 복합재를 사용하였다. 상기 인발성형 복합재는 PX35 카본섬유 토우 소재에 에폭시 수지를 함침 시켜 두께 5 mm의 패널로 제작되었으며, 높은 섬유 부피분율과 낮은 공극률의 장점을 가지고 있어 다양한 산업분야의 복합재 구조물에 적용되어 사용되고 있다 [12]. 제품은 길이 방향으로 단방향성(Unidirectional)을 가지며 섬유체적률은 65 %이다. Table 1은 Zoltek 사의 풍력 블레이드의 스파캡에 대한 인발 성형 CFRP 소재의 기계적 특성을 나타낸다.

Table 1 Mechanical properties of the pultruded CFRP.

파괴인성 시험을 위한 시편은 블레이드의 스파캡이 실제 제작되는 공정을 기반으로 제작되었으며 이미 경화된 인발 성형 CFRP 복합재 패널 사이의 계면을 보강해야 한다. 따라서 파괴인성 시편을 제작하기 위해 인발로 성형된 2개의 CFRP 패널 사이에 두께 약 0.5 mm를 가지는 유리섬유 부직포 1 ply를 삽입하고 이형처리된 폴리이미드(Polyimide) 필름(두께 12.5 μm)을 인공 결함으로 삽입하였다. 수지(KFR-1258L)와 경화제(KFH-164)를 100:30 비율로 혼합하여 Infusion 공정을 이용하여 유리섬유 부직포에 함침 시켰다(Fig. 3). 70도에서 6시간 동안 오븐에서 경화하여 복합재 패널을 제작하고 파괴인성 시험을 위한 시편을 다이아몬드커터를 사용하여 형상에 맞게 가공하였다.

Fig. 3 Schematics for illustrating the manufacturing process for fracture toughness test panels

Fig. 4는 시편 단면을 광학현미경을 이용하여 관찰한 사진이다. 두 개의 인발 성형 CFRP 복합재 사이에 약 0.55 mm의 두께를 가지는 유리섬유 부직포가 수지에 함침 되어 보강된 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 4 Cross-section of test specimen

일방향 탄소섬유 복합재는 초기결함 표면사이의 개구 응력성분, 마찰 및 섬유 가교(Fiber bridging) 정도가 시편의 두께에 따라 달라지면서 파괴인성에 영향을 미친다 [13-15]. 본 연구에서는 파괴인성 시편의 두께에 따른 섬유가교(Fiber bridging)와 균열 사이의 마찰에 대한 영향을 배제하고 규격에 따라 파괴인성 시험을 수행하였다.

시편의 치수는 Fig. 5 와 같다. Mode-I DCB 시험시편의 경우 길이(L) = 180 mm, 너비(b) = 25 mm 두께(h) = 10.5 mm이며 초기 균열의 크기(a₀) = 50 mm이다. 로딩 블록(Loading block)을 하중이 부여되는 지점에 Cyanoacrylate type의 1액형 접착제를 이용하여 접착하였다. Mode-II ENF 시험의 경우, 시편의 치수는 길이(L) = 200 mm, 너비(b) = 25 mm, 두께(h) = 10.5 mm이며 초기 균열의 크기(a₀) = 60 mm이다. 아래에 있는 두 개의 지지점 거리(2L)은 100 mm이다.

Fig. 5 Dimensions of specimens for fracture toughness test

2.2 파괴인성 시험

Mode-I 파괴인성 시험은 5 kN의 로드셀이 장착된 Instron 5882 정하중 시험기를 이용하였으며 ASTMD5528/D5528M-21 규격 [16]을 참조하여 Double cantilever beam(DCB) 방법으로 6개의 시편에 대해 시험을 수행하였다.

시편에 단위 길이가 1 mm인 모눈종이를 부착하여 USB type의 디지털 광학현미경(Dino-lite AM4115ZTW, Taiwan)을 이용하여 실시간으로 균열 길이를 측정하였으며 하중, 변위와 동기화하여 데이터를 획득하였다(Fig. 6).

Fig. 6 Mode-I(DCB) specimen and test setup​​​​​​​

초기 균열을 생성하기 위해 시험 속도 1 mm/min로 NPC(Non-precracked) 시험을 수행하였다. NPC(Non-precracked) 파괴인성은 사전에 삽입된 인공 결함에서 결정되는 층간 파괴 인성 값인 반면, PC(Precracked) 파괴인성은 박리가 진행된 후 결정되는 층간 파괴 인성 값이다. 초기균열을 생성 시킨 후 동일 시편에 대해 시험 속도는 2 mm/min로 PC 시험을 수행하였다. 파괴인성 특성 평가를 하기 위해 임계 변형 에너지 방출률 값 G_Ic을 계산하는 방법은 Modified beam theory(MBT), Compliance calibration method(CC), Modified compliance calibration method (MCC) 3가지 방법이 있으며 시험 규격에서는 식 (1)로 정의되는 CC 값을 사용하도록 권장한다.

\(\begin{align}G_{I c}=\frac{m P_{c} \delta_{c}}{2 b a} \times \frac{F}{N}\end{align}\)       (1)

여기서, P_c는 임계하중, δ_c는 임계하중에서의 변위, b는 시편의 너비, a는 균열길이, G_Ic는 Mode I의 임계 변형 에너지 방출률 값이다. m은 Fig. 7과 같이 실험적으로 구할 수 있으며 로그 균열 길이 log(a)에 대한 로그 컴플라이언스(log(C/N))의 데이터를 최소 자승법(Least square method)을 적용하여 구할 수 있다. F 는 시험편에 발생하는 큰 변형에 대한 보정 계수이며 N은 하중 블록의 영향을 고려한 보정계수이다.

Fig. 7 Compliance calibration for mode-I fracture toughness test​​​​​​​

Mode-II 시험의 경우, 100 kN의 로드셀이 장착된 Instron 5882 정하중 시험기를 이용하여 수행하였다. Mode II의 임계 변형 에너지 방출률 값 G_IIc를 측정하기 위해 ASTM D7905/D7905M-19e1 [17]을 참조하여 Fig. 8과 같이 End notched flexure(ENF) 시험방법을 사용하였고 6개의 시편에 대해 시험을 수행하였다.

Fig. 8 Mode-II(ENF) specimen and test setup

G_IIc는 식 (2) 와 같이 Compliance calibration(CC) 방법으로 계산하였으며 층간 파괴 인성의 초기 값만 산출할 수 있다.

\(\begin{align}G_{\text {IIc }}=\frac{3 m P_{c}^{2} a_{o}}{2 b}\end{align}\)       (2)

Compliance calibration(CC) coefficients, 즉 m 값을 구하기 위해서는 2회 이상의 Compliance calibration(CC)시험(a₀=20, 40 mm)과 사전균열을 생성시키는 파손 시험(a₀=30 mm)을 통해 구할 수 있다. CC 계수 m은 식 (3)에서 한 컴플라이언스 C의 균열 길이(a³)에 대한 최소 자승법(Least square method)을 사용하여 결정할 수 있다.

C = A + ma³       (3)

시험 속도 0.5mm/min으로 NPC 시험을 수행하여 NPC 시험에 대한 G_IIc을 산출하였으며 초기균열을 생성 시킨 후 동일 시편에 대해 0.5 mm/min으로 다시 PC 시험을 수행하여 PC 시험에 대한 G_IIc을 계산할 수 있었다.

3. 시험 결과 및 분석

3.1 Mode-I(DCB) 시험 결과

Fig. 9는 유리섬유 부직포가 삽입된 인발 성형 스파캡 소재의 Mode-I PC 시험에 대한 하중-변위 선도이다. 그래프에서 볼 수 있듯이 하중-변위 곡선은 최대 하중 지점까지 선형 탄성 거동을 보였고 그 후 하중이 급격히 떨어지면서 불안정한 파손으로 인해 유리섬유 부직포의 층간에서 불연속적인 균열 성장을 보였다. 진전된 균열 길이와 하중 및 변위 값을 기반으로 CC방법을 사용하여 임계 에너지 방출률을 계산하였다. Mode-I의 Delamination 저항 선도(R-선도)는 Fig. 10에서 볼 수 있으며 균열 길이가 증가함에 따라 R-선도가 균열 시작 후 하강 또는 유지하는 경향 두 가지로 분류된다. 이는 균열이 진전하면서 불연속적으로 발생하는 파손모드의 영향으로 보인다. Fig. 11은 DCB 시편의 파손된 표면의 사진을 보여준다. 인발 성형 CFRP 소재의 섬유가 뜯겨져나가는 섬유 가교(Fiber bridging) 효과로 인한 파손과 함께 유리섬유 부직포내에서 층간 및 층내 파손이 복합적으로 발생하는 것을 관찰 할 수 있다.

Fig. 9 Load-Displacement curve of mode-I(DCB) test for precracked test

Fig. 10 Delamination resistance curve(R-curve) for Mode-I(DCB) test

Fig. 11 The propagated crack surface of the failure specimens for Mode-I(DCB) test

CC 방법으로 결정된 균열 시작점에서의 모드 I 임계 변형 에너지 방출률 값 G_Ic과 MBT, CC, MCC 방법으로 결정된 균열이 진전하는 영역에서의 G_Ic의 평균값이 Fig. 12와 Table 2에 요약되어 있다. CC방법으로 계산된 임계 에너지 방출률 값 G_Ic이 NPC와 PC 시험에서는 3가지 계산 방법 중 상대적으로 높은 값을 나타내지만 균열이 진전하는 영역에서는 가장 낮은 값을 나타내었다. 또한 DCB 시험에서 발생하는 불연속적인 균열 진전과 파손모드가 시험 결과의 편차가 높게 나왔다.

Fig. 12 Comparison of Mode-I critical energy release rate(G_Ic) values according to calculation method

Table 2 Mode I critical strain energy release rate values​​​​​​​

3.2 Mode-II(ENF) 시험 결과

Fig. 13은 유리섬유 부직포가 삽입된 인발 성형 스파캡 소재의 PC 및 NPC에 대한 ENF 파괴인성 시험의 하중-변위 선도이다.

Fig. 13 Load-Displacement curve of Mode-II(ENF) test results​​​​​​​

Fig. 14 그래프는 균열 파손에 대한 하중-변위 선도를 대략적으로 나타내었다. 초기에는 하중이 선형적으로 상승하였지만 최대 하중에 도달하기 전 균열이 시작되면서 비선형적으로 상승하기 시작하였다. 중앙에 있는 하중 적용 지점에 가까워지면서 최대 하중에 도달하였으며 균열 성장이 정지한 이후 시편이 굽힘 하중을 견디며 다시 하중이 증가하기 시작하였다.

Fig. 14 Schematic plot of failure stages for mode-II test​​​​​​​

모드 II 임계 변형 에너지 방출률 값 G_IIc는 초기 균열 길이에 대한 최대 하중 값을 기반으로 계산하였으며 시험 결과는 Table 3에 요약되어 있다. PC파괴인성시험에서의 G_IIc값은 NPC 시험에서의 G_IIc값보다 12.2 % 높다. 이는 NPC 시험에서 이미 파손된 유리섬유 부직포의 층간의 마찰력이 증가하면서 굽힘 하중을 증가시킨 것으로 보인다.

Table 3 Mode-II critical strain energy release rate and critical load values determined by means of the compliance calibration​​​​​​​

Fig. 15에서 보이는 바와 같이 ENF 실험 후 시편을 가운데 평면을 따라 분리하여 파손 면을 관찰한 결과 균열 진전이 유리섬유 부직포의 중간 면을 따라 이동한 것을 확인할 수 있었으며 파면이 원형의 형태로 균열이 진전되는 것을 볼 수 있다.

Fig. 15 The propagated crack surface of the failure specimens for Mode-II(ENF) test​​​​​​​

4. 결론

본 연구에서는 인발 성형 소재로 구성된 대형 풍력블레이드의 스파캡 구조물의 층간 결함의 균열 진전 특성을 평가하기 위해 유리섬유 부직포가 보강된 인발성형 탄소섬유 복합재의 파괴인성 특성을 평가하였으며 결론은 다음과 같다.

1) 파괴인성 특성을 평가하기 위한 시편은 풍력 터빈 블레이드의 인발 성형 스파캡을 제작하는 제작 공정과 동일하게 시편을 제작하였다. 2개의 인발 성형 CFRP 패널 사이에 유리섬유 부직포 1 ply를 삽입하여 보강하고 인공 결함을 삽입하였으며 Infusion 공정을 이용하여 유리섬유 부직포에 수지를 함침 시켰다.

2) Mode-I 시험은 DCB 시험방법으로 시험을 수행하였으며 시혐 결과는 하중-변위 선도와 CC 방법으로 계산된 임계 변형 에너지 방출률 값 G_Ic을 토대로 균열 길이에 대한 Delamination 저항 선도(R-선도)로 평가하였다. G_Ic의 초기 및 전파 값은 각각 1.357 kJ/m2, 1.397 kJ/m2 로 측정되었다. 최대 하중 지점까지 선형탄성 거동을 보였지만 그 후 하중이 급격히 떨어지면서 불연속적인 균열 성장을 보였으며 층간의 파손 양상에 따라 Delamination 저항 선도의 경향이 달라짐을 확인할 수 있었다.

3) Mode-II 시험은 ENF 시험방법으로 시험을 수행하였다. 시혐 결과는 하중-변위 선도와 모드 II 임계변형 에너지 방출률 값 G_IIc를 계산하여 평가하였으며 Non-precracked 시험에서 4.053 kJ/m2, Pre-cracked 시험에서 4.547 kJm2로 측정되었다.

본 논문에서는 초대형 블레이드 스파캡에 적용되는 실제 원소재에 대한 파괴인성 특성값을 측정 및 분석함으로써 실물 블레이드의 구조안전성 및 수명예측에 활용될 수 있다.

후기

본 연구는 산업통상자원부의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행한 신재생에너지핵심기술개발사업(No. 20213030020120)의 연구 결과입니다.