Design of Shear Fracture Specimens for Sheet Metals Using Finite Element Analyses

유한요소해석을 이용한 금속 판재용 전단 파단 시편 설계

Abstract

In this study, shear fracture specimens are designed using finite element analyses for the characterization of ductile fracture criteria of metal sheets. Many recently suggested ductile fracture criteria require experimental fracture data at the shear stress states in the model parameter identification. However, it is challenging to maintain shear stress states in tension-based specimens from the initial yield to the final fracture, and the loading path can be different for the different materials even with the same shear specimen geometries. To account for this issue, two different shear fracture specimens for low ductility/high ductility metal sheets are designed using the sensitivity tests conducted by finite element simulations. Priorly mechanical properties including the Hosford-Coulomb fracture criterion of the aluminum alloy 7075-T6 and DP590 steel sheets are used in the simulations. The results show that shear stress states are well-maintained until the fracture at the fracture initiation points by optimizing the notch geometries of the shear fracture specimens.

1. 서론

금속 판재 성형에 있어서 유한요소해석 등 전산 모사는 기법의 발달과 컴퓨터 연산 능력의 큰 향상으로 널리 쓰고 있다. 이러한 전산모사 중 성형한계 예측은 최종 제품의 불량, 프레스 성형 공정 금형 최적화 등 다양한 응용분야에서 쓰이는 핵심 기술이다. 기존 성형한계 예측에는 전통적으로 변형 국부화(strain localization)에 기반한 FLD (forming limit diagram)가 널리 쓰였다[1]. 그러나 전통적인 철강에 비해 연성이 낮은 경량금속 및 초고강도강의 사용은 변형 국부화를 실험적으로 판별하기 어려울 수 있으며, 비교적 실험 및 분석 방법이 명확히 정의된 ISO 12004 규격[2]을 따르더라도 일관성 있는 측정 및 분석이 어려울 수 있다[3].

금속 판재의 성형한계 평가를 위한 또 다른 접근법으로는 연성 파단 기준(ductile fracture criterion)의 사용이 늘어나는 추세이다[4-6]. 금속의 연성 파단은 보통 소성변형과 함께 기공(void)의 핵생성, 성장, 및 병합 (nucleation, growth, and coalescence)으로 소재가 손상, 파단이 일어난다고 설명한다[7]. 이때, 기공의 핵생성 및 성장은 삼축응력비(stress triaxiality)에 의존한다고 알려져 있다. 또한 최근 연구에서는 삼축 응력비에 의존하는 기공의 성장 뿐만 아니라 전단 응력에 의한 기공의 형상 변화도 기공 병합 및 연성 파단에 영향을 미친다고 보고되었다[8]. 이러한 연구를 바탕으로 GTN (Gurson-Tvergaard-Needleman) 모델[9], CDM (continuum damage mechanics) 계열 모델[10] 등이 제안됐다.

이러한 모델들의 경우 기공 성장에 의한 소재 강도의 열화와 연성 파단이 동시 연결되어 있어, 연계 손상 모델(coupled damage model)로 부른다.

비연계 파단 모델(uncoupled fracture model) 또는 현상학적 연성 파단 기준(phenomenological fracture criterion)는 강도 열화의 연계 없이 금속의 연성 파단 임계점 만을 평가 및 예측한다. 이러한 현상학적 모델에는 Extended Mohr-Coulomb 모델[11], Hosford-Coulomb 모델[12], Lou-Huh 모델[13] 등 다양한 모델이 제안되었다. 이러한 비연계 모델은 대체로 응력 상태를 나타내는 값인 삼축응력비(stress triaxiality)와 로드각(Lode angle)에 의존하는 임계 파단 변형율 함수로 주어진다. 또한 연성 파단 기준은 재료 강도와 무관하므로 모델의 재료 상수 최적화가 연계 손상 모델에 비하여 비교적 용이하다.

한편 대부분의 연계 손상 모델과 비연계 파단 모델들은 등방성 파단을 정한다. 일부 최신 문헌에서 금속 파단 현상의 이방성을 고려한 비연계 파단 모델[14]이 제안된 바 있다. 그러나 금속의 소성 이방성과 비교하여 파단 현상 및 모델링의 경우 심도 깊은 연구가 여전히 필요한 실정이다.

연성 파단 기준의 모델 상수를 얻기 위해서는 상이한 응력상태에서의 재료 파단 거동을 실험적으로 측정해야 한다. 이때, 시편 내 파단지점에서 응력이력을 실험에서 직접적으로 측정하기는 어려우므로, 주로 실험-전산모사 복합 방법(hybrid experimental-numerical approach)이 널리 사용된다[15]. 이러한 방법에서는 다양한 형상의 비규격 시편을 파단시까지 시험한 후, 같은 조건으로 유한요소해석을 수행하여 응력 및 변형율 이력을 역해석적으로 획득한다. 선행 문헌의 연구를 검토하였을 때, 시편에 인가된 응력 상태는 시편 형상에 크게 영향을 받으며, 소성 이방성의 영향은 제한적인 것으로 보인다 [14]. 이러한 방법에서, 일축응력 및 이축응력 파단 거동은 단순인장(simple tension), 중심에 구멍을 도입한 시편 인장 (centered hole tension), 노치 인장 실험(notch tension) 등으로 비교적 단순하게 얻을 수 있다[16]. 그러나 금속 판재의 전단응력을 초기 항복부터 파단시점까지 유지하는 것은 이들에 비해 쉽지 않다.

본 연구에서는 전단 파단 시편의 형상 디자인을 유한요소해석을 일종의 가상 실험으로 수행하여 시편 후보 형상 별 민감도 분석을 실시했다. 소재의 물성에 따라 하중경로에 변화가 있을 수 있으므로, 알루미늄 등 저연성(low ductility) 소재와 철강 등 고연성(high ductility) 소재를 위한 전단 시편 형상을 달리하여 최적화하였다. 현실적인 연구를 위해 이전 연구에서 확보한 Hosford-Coulomb 파단 모델을 해석에 적용하여 유한요소해석 중 파단 시작 예측 지점을 확인하였다. 그 뒤, 각 시편 형상 별 파단예측 지점에서 삼축응력비 경로를 확인하여 최적 전단 시편 형상을 결정하였다.

2. 소재 및 구성방정식

2.1 소재 및 기계적 물성

저연성 및 고연성 소재의 전단 시편 형상을 각기 디자인하기 위하여 저연신 소재로 알루미늄 합금 AA7075-T6 와 고연신 소재로 590 MPa 급 DP 강(DP590)의 재료 물성을 유한요소해석에 적용하였다. 각각의 재료 물성은 본 연구와 독립적인 이전 연구에서 측정된 것이다. 등방성 탄성모델을 적용하였으며, AA7075-T6 의 탄성계수는 E 70 GPa, 푸아송비 ν 0.33 를 적용하였으며, DP590 의 탄성계수는 E 200 GPa, 푸아송비 ν 0.27 을 사용하였다. 각 소재는 등방성으로 가정되었으며, 본 미세스 (von Mises) 항복 함수를 사용하였다. 경화식(hardening law)으로는 AA7075-T6 는 식 (1)의 Combined Swift-Voce 경화식으로, DP590 은 식 (2)의 Swift 경화식으로 표현하였다.

\(\begin{aligned}\bar{\sigma}=K\left(\bar{\varepsilon}+e_{0}\right)^{n}+\sigma_{0}+R(1-\exp (-B \bar{\varepsilon}))\end{aligned}\)       (1)

\(\begin{aligned}\bar{\sigma}=K\left(\bar{\varepsilon}+e_{0}\right)^{n}\end{aligned}\)       (2)

이때 \(\begin{aligned}\bar{\sigma}\end{aligned}\)와 \(\begin{aligned}\overline{\mathcal{E}}\end{aligned}\)는 각각 등가응력과 등가변형률이며, K, e₀, n, σ₀, R, 그리고 B 는 재료상수이다. 각 소재의 경화식 재료상수 값과 탄성계수는 Table 1 과 2 에 나열되어 있으며, Fig. 1 은 각 소재의 경화거동을 도시한 것이다.

Fig. 1 Strain hardening of the AA7075-T6 and DP590

Table 1 Hardening law parameters of the AA7075-T6

Table 2 Hardening law parameters of the DP590

2.2 Hosford-Coulomb 파단 모델

Hosford-Coulomb 파단 모델은 삼축응력비(η)와 로드각변수(Lode angle parameter, \(\begin{aligned}\bar{\theta}\end{aligned}\))의 함수로 주어지며, 이 값들은 아래 식 (3)과 (4)와 같이 계산된다.

\(\begin{aligned}\eta=\frac{\sigma_{\text {hydro }}}{\bar{\sigma}_{\text {Mises }}}\end{aligned}\)       (3)

\(\begin{aligned}\bar{\theta}=1-\frac{2}{\pi} \cos ^{-1}\left(\frac{27}{2} \frac{J_{3}}{\bar{\sigma}_{\text {Mises }}^{3}}\right)\end{aligned}\)       (4)

이때 σ_hydro와 \(\begin{aligned}\bar{\sigma}_{\text {Mises }}\end{aligned}\)는 각각 등방응력(hydrostatic stress)과 미제즈 등가응력이며, J3는 편차응력의 제3불변량이다. 비례변형 경로 (proportional loading path) 조건에서 임계 파단변형율은 η 와 \(\begin{aligned}\bar{\theta}\end{aligned}\)의 함수로 아래 식 (5) 및 (6)과 같이 정의된다.

\(\begin{aligned}\bar{\varepsilon}_{f}(\eta, \bar{\theta})=b(1+c)^{\frac{1}{n}}\left[\left\{\frac{1}{2}\left(\left(f_{1}-f_{2}\right)^{a}+\left(f_{1}-f_{3}\right)^{a}+\left(f_{2}-f_{3}\right)^{a}\right)\right\}^{\frac{1}{a}}+c\left(f_{1}+f_{3}+2 \eta\right)\right]^{-\frac{1}{n}}\end{aligned}\)       (5)

\(\begin{aligned}f_{1}=\frac{2}{3} \cos \left(\frac{\pi}{6}(1-\bar{\theta})\right), f_{2}=\frac{2}{3} \cos \left(\frac{\pi}{6}(3+\bar{\theta})\right), f_{3}=-\frac{2}{3} \cos \left(\frac{\pi}{6}(1+\bar{\theta})\right)\end{aligned}\)       (6)

이때 a, b, 그리고 c 는 재료상수이며, 특히 b 는 등이축 인장 시 파단변형율을 의미한다. n 은 재료에 의존하지 않는 고정 상수이며, 본 연구에서는 0.1이 사용되었다. AA7075-T6 와 DP590의 파단모델 상수들은 Table 3 에 나열되어 있으며, Fig. 2 는 응력상태가 유지되는 비례변형 조건 및 평면응력 조건 하에서 각 소재의 삼축응력비에 따른 파단변형율 선도를 도시한 것이다. 이때, 등이축 압축, 일축 압축, 전단, 일축 인장, 등이축 인장 시 삼축응력비는 각각 −2/3, −1/3, 0, 1/3, 2/3 이다.

Table 3 Hosford-Coulomb fracture model parameters of the AA7075-T6 and DP590

Fig. 2 Fracture strain loci at plane stress conditions for the AA7075-T6 and DP590

한편, 실제 실험 또는 변형 중 비례변형 조건이 인가되지 아니하고 응력상태가 지속적으로 변한다. 이러한 조건을 고려하기 위해 Hosford-Coulomb 파단 모델 사용 시 손상값(Damage indicator) 변수를 도입하게 된다. 손상값의 누적은 보통 아래와 식 (7)과 같은 선형 비례 누적으로 가정한다.

\(\begin{aligned}D=\int \frac{d \bar{\varepsilon}}{\bar{\varepsilon}_{f}}\end{aligned}\)       (7)

이때 식 (6)의 손상값이 0이면 소성변형이 가해지지 않은 비손상 상태의 소재를 의미한다. 유한요소해석에 적용되었을 경우 특정 요소의 손상값이 1에 도달하면 해당 지점에서 파단이 일어난 것으로 간주하며, 경우에 따라 요소 삭제 (element erosion) 기법을 함께 적용하기도 한다.

3. 전단시편 형상 및 유한요소해석

3.1 전단 시편 형상

Fig. 3은 본 연구에서 분석한 전단 시편 형상을 나타낸 것이다. 인장시험 기반 전단 시편의 경우 대게 Fig. 3의 시편들과 같이 상하로 배치된 두 노치 사이에 좁은 영역만이 변형되게 하여 전단변형을 집중시킨다. ASTM B831[17] 규격과 같이 단일 이중 노치 사이 형상으로 디자인할 수 있으나, 이는 시편 형상의 비대칭성으로 인해 시험 중 전단 버클링 불안정성 (Shear buckling instability)가 발생할 것을 우려하여 단일 시편에 좌우 대칭적으로 변형부가 있도록 디자인하였다.

Fig. 3 Shear specimen geometries for the (a) low ductility (shape A) and (b) high ductility (shape B) metal sheets

시편 전체 크기에 비해 전단변형이 인가되는 부위는 매우 국부적이므로 전단부 노치 형상 및 배치가 변형부 응력상태에 민감하게 영향을 미친다. Fig. 3(a)의 저연신 소재 용 시편 (이하 A 형상)의 경우, 초기 항복으로부터 최종 파단까지 절대적 변형량이 비교적 작아 응력상태 변화가 적다. 따라서 시편 가공의 용이성을 고려하여 노치 형상은 단순한 원형 노치로 유지하고 상하 노치사이 거리 D 를 달리하였다. 구체적으로는 거리 D 값은 0, 0.4, 0.8 mm 3 가지 조건으로 달리하였으며 요한요소해석 민감도 분석을 수행했으며, 각각을 형상 A1, A2, A3 로 명명한다.

고연신 소재의 전단 시험 시 초기 항복부터 파단까지 변형이 상대적으로 크므로, 응력상태 또한 시험 초기와 파단 직전이 크게 다를 여지가 있다. 이는 D 값이 최적화된 형상 A 시편에 DP590 물성으로 유한요소해석 가상실험을 진행하였을 때 발생한 것으로, 자세한 내용은 결과 및 고찰의 4.2 절에서 확인할 수 있다. 위와 같은 이유로 Fig. 3(b)의 고연신 소재용 시편(이하 형상 B)은 형상 A 에 비해 노치 형상을 복잡하게 하여 응력상태가 초기부터 파단직전까지 전단상태에 가깝게 유지되는 것에 집중하였다. 형상 A 와 마찬가지로 몇 가지 치수를 3 단계로 변경해가며 민감도 분석을 수행하였는데, 상하노치의 형상이 각 좌우측으로 치우치는 뾰족한 정도를 달리하였다. 이를 위해 Fig. 3(b)의 (R1, R2, θ)를 B1 (0.6, 0.7, 10°), B2 (0.5, 0.65, 20°), B3 (0.4, 0.6, 30°) 세 가지로 달리하였다.

각 시편형상 별 응력상태 분포와 등가변형률 분포는 4 절 결과 및 고찰에서 확인할 수 있다.

3.2 유한요소해석

유한요소해석을 가상의 파단 실험으로 하여 전단 시편 형상 조건 별 민감도 분석을 수행하였다. 유한요소해석에는 ABAQUS/Standard가 사용되었다. 본 연구에서 유한요소해석은 일종의 가상실험으로 활용되었으므로, 실제 소재의 두께와 무관하게 시편 두께는 1 mm 로 가정, 두께 차이에 따른 효과는 무시하였다.

Fig. 4 는 민감도 분석에 사용된 유한요소해석 모델을 보여준다. Fig. 4(a)는 형상 A(저연신 소재)의 모델 메시를 보여주며, Fig. 4(b)는 형상 B(고연신 소재)의 메시이다. 메시에는 감차적분 8 절점 벽돌 요소 (8 node brick element with reduced integration, C3D8R)가 사용되었다. 그림에서 볼 수 있듯 효율적인 해석을 위하여 시편의 두께 및 폭 방향으로 대칭을 적용하여 1/4 모델을 활용하였다. 또한 대부분의 소성변형이 두 노치 사이의 국부 영역에서 일어남을 고려하여, 붉게 표시된 주요 변형부는 메시를 조밀하게, 나머지 영역은 요소 크기를 크게 하였다. 주요 변형부에서 평면방향 요소 크기는 한 변의 크기가 약 0.1 mm 내외이며, 두께 방향으로 8 개이다. 나머지 조대한 메시 영역에서는 요소 수가 두께 방향으로 2 개이다. 각 시편형상 별 유한요소 모델의 요소 수는 대략 15,000 내외이다.

Fig. 4 Finite element models of shear specimens for (a) low ductility and (b) high ductility metal sheets

4. 결과 및 고찰

4.1 저연성 소재용 전단시편 최적화

Fig. 5 는 Fig. 4(a)의 모델에 AA7075-T6 물성을 적용한 유한요소해석 결과이다. Fig. 5(a)-(c)는 식 (7)의 손상값 분포로서, 화살표로 표시된 부위에서 손상값이 1 에 도달하여 파단 시작이 예측된 순간의 결과를 Fig. 5 에 나타냈다. Fig. 5(d)-(f)는 등가변형률equivalent strain) 분포이다. 이 그림들에서 확인할 수 있드시, 시편 A1-A3 모두 상하 노치 사이 주요 변형부에 소성변형이 잘 집중된 것을 확인할 수 있다. 특이할 점은 노치가 완전 정렬된 A1 의 경우 변형집중선이 약간 오른쪽으로 틀어져 있고, 노치 사이 거리가 가장 큰 (0.8 mm) A3 의 경우 그 반대인 오른쪽으로 틀어져 있다. 반면 노치 사이 거리가 0.4 mm 로 중간인 A2 는 변형집중선이 수직임을 확인할 수 있다. 이러한 미세한 차이는 응력상에도 영향을 미쳤다.

Fig. 5 Sensitivity test results using shear specimen shapes of A1 to A3 for low ductility sheet metals

Fig. 5(g)-(i)의 삼축응력비 분포는 세 시편 모두 주요변형부에서 그 값이 0 으로 전단응력 상태가 인가되었음을 보여준다. 그러나 Fig. 5(a)-(c)에 표시된 위치에서 가져온 등가변형율-삼축응력비 이력은 약간의 차이가 있음을 나타낸다. Fig. 6 의 삼축응력비 이력은 상하 노치 사이 거리가 커질수록 파단예측지점의 응력상태가 인장에서 압축으로 이동하였음을 보여준다. 즉 형상 A2 는 항복부터 파단직전까지 평균적으로 전단응력 상태가 잘 인가된 반면, 형상 A1 은 항복 후 초반 응력상태가 압축 상태로, 형상 A3 는 시험 중후반에서 인장 상태로 치우쳐 있다. 이는 Fig. 5(d)-(f)에서 확인되는 바와 같이 형상 A2 는 주요변형부가 수직으로 파단직전까지 잘 유지된 반면, A1 과 A3 는 미세하게 우 또는 좌측 방향으로 회전한 것과 일치하는 결과이다.

Fig. 6 Stress triaxiality histories of the shear specimens for low ductility sheet metals at the fracture initiation prediction points

즉, 응력상태 이력을 고려하였을 때 저연신 소재를 위한 전단시편 형상은 노치 사이 거리 D 0.4 mm인 A2 가 최적 시편이다.

4.2 저연성용 소재용 전단시편의 한계

4.1 절에서 최적화된 저연성 소재용 전단시편 형상인 형상 A2 시편에 AA7075-T6 대비 큰 연성을 가진 DP590 물성을 적용하여 유한요소해석을 수행하였으며, Fig. 7 은 그 결과를 도시한 것이다. 앞선 분석처럼 Fig. 7(a)에 도시된 손상값 분포를 통해 파단 시작 예측 지점과 및 시점을 확인하였다. 또한 해당 지점에서 등가변형률-삼축응력비 이력을 Fig. 7(b)에 나타냈다. 그림에서 확인 되는 바와 같이, 형상 A2 시편에 DP590 물성을 적용하였을 경우 파단 예측 지점에 응력상태가 최초 항복 시 전단응력 상태로 부터 지속적으로 인장 상태로 변하는 것을 볼 수 있다. 즉, 저연성 소재용 전단시편 디자인은 고연성 소재 실험에 적합하지 아니하였다.

Fig. 7 Finite element analysis results when DP590 material properties are applied to the specimen shape A2 in Figs. 3(a) and 4(a)

이에 대한 원인 파악 및 고연성 소재용 인장시편 디자인을 위해 응력상태 및 등가변형률 분포 변화를 분석하였다. Fig. 7(b)에 표시된 가상시험 초반(1), 중반(2), 파단직전(3) 시점에서 삼축응력비 분포와 등가변형률 분포를 각각 Fig. 7(c)-(e)와 (f)-(h)에 도시하였다. 시험 초기 삼축응력비는 상하 노치 사이에 넓은 영역에 0에 가깝다. 그러나 시험 중반과 후반으로 갈수록 주요변형부에 삼축응력비 값이 커지는 것을 볼 수 있다. 특히 파단 직전은 전체적인 응력 상태가 인장에 가깝다. 이는 변형이 진행되면서 노치부가 대각선 방향으로 늘어나 인장이 인가된 것으로 보인다.

Fig. 7(f)-(h)의 등가변형율 분포는 이러한 현상을 더 명확히 보여준다. 이해를 돕기 위하여 변형집중선의 방위(orientation)을 점선으로, 이에 따른 하중 방향을 흰색 화살표로 표시하였다. 시험 초기 변형 집중선은 수직하며, 따라서 전단 변형이 잘 인가된다. 그러나 시험이 진행될수록 노치 사이가 대각선 방향으로 인장이 되고, 이에 따라 변형집중선의 방위는 점차 시편 하중 방향에 수직한 방향으로 회전하여 주요변형부에 응력 상태가 지속적으로 인장으로 변화한다.

즉, 고연신 소재를 위한 전단 시편 디자인은 노치 형상을 최적화하여 주요변형부의 대각선 인장 및 변형집중선의 시편 하중 방향에 수직한 방향으로의 회전을 억제해야 한다. 따라서 고연신 소재용 전단 시편은 Fig. 3(b) 및 Fig. 4(b)의 형상 B 와 같이 노치 형상을 Fig. 7의 파단 직전 변형된 노치 형상과 반대되는 방향으로 뾰족하게 설계하고, 그 뾰족한 정도를 달리하여 민감도 분석을 수행하였다.

4.3 고연성 소재용 전단시편 최적화

Fig. 8 은 고연성 소재용 전단시편 형상 B1-B3 에 대한 유한요소해석 결과이다. 앞선 Fig. 5 와 같이, Fig. 8(a)-(c)의 손상값 분포를 확인, 파단 발생 예측지점과 시점을 확인하였다. Fig. 8(d)-(f)와 (g)-(i)는 각각 파단 예측 시점에서 형상 B1-B3 의 등가변형률 분포와 삼축응력비 분포를 도시한 것이다. Fig. 8(d)-(f)는 형상 B1 에서 B3 로 갈수록, 즉 노치 형상이 뾰족할수록 주요변형선 방위가 수직에 가까움을 보여준다. 즉, 형상 B3 의 경우 초기 노치형상이 변형될 노치 형상과 반대 방향으로 뾰족하고, 이에 따라 주요변형선의 방위가 시편 하중 방향에 수직하게 회전하는 현상이 효과적으로 억제되었다. 이로 인하여 Fig. 8(g)-(i)의 삼축응력비 분포는 노치 형상이 덜 뾰족할수록 파단 직전 인장응력 상태가 인가되었고, 가장 뾰족한 노치 형상을 가진 B3 의 경우 상하 노치 사이 중앙부에 파단 시점까지 전단에 가까운 응력 상태를 보임을 확인할 수 있다.

Fig. 8 Sensitivity test results using shear specimen shapes of A1 to A3 for high ductility sheet metals

이러한 시편 형상 별 응력상태의 차이는 Fig. 9 에서 더 분명하게 나타난다. Fig. 9 는 Fig. 8(a)-(c)에 표시된 파단 시작 예측 지점에서 얻은 등가변형률-삼축응력비 이력을 도시한 것이다. 형상 B1 과 B2 의 경우 파단 시작지점의 응력이 지속적으로 인장으로 변화하여 파단 시 삼축응력비가 0.1 이상으로 커졌다. 반면 가장 뾰족한 노치 형상인 형상 C1 의 경우, 비록 삼축응력비값이 중반후반까지 커지나, 뾰족한 노치 형상의 효과로 후반부에서 그 변화가 삼축응력비가 0.1 을 넘지 않도록 억제됨을 확인할 수 있다.

Fig. 9 Stress triaxiality histories of the shear specimens for high ductility sheet metals at the fracture initiation prediction points

따라서 고연신 금속 판재를 위한 전단 시편은 형상 B3 가 최적 조건이다.

5. 결론

본 연구에서는 저연신 및 고연신 금속 소재의 전단 파단 측정을 위한 시편형상을 유한요소해석을 기반으로 디자인하였다. 저연신 소재로는 AA7075-T6 를, 고연신 소재로 DP590 물성을 활용하여 해석을 진행하였다. 본 연구의 주요 결론은 다음과 같다.

(1) 저연신 소재의 전단변형 인가는 단순한 원형 노치 형상으로도 용이하며, 상하 노치 중심 사이 거리가 노치 반지름의 1/2 만큼 이격되어 있을 때 전단응력응력이 가장 잘 인가되었다.

(2) 고연신 소재의 경우 비규격 인장실험 기반 전단의 특성 상 인장 후반부로 갈수록 변형집중부가 시편 전체 하중 방향에 수직한 방향.으로 회전하는 경향을 보인다.

(3) 고연신 소재 전단 시편의 노치를 변형될 형상과 반대 방향으로 뾰족하게 했을 때, 파단직전 시험 후반부의 변형집중부의 회전 및 응력상태의 인장으로의 변화를 억제할 수 있다.

후기

본 연구는 한국재료연구원 주요 사업 (PNK9460)의 지원을 받아 수행되었다.