1. 서 론
개발되지 않은 전 세계 원유 및 가스의 13%와 30% 정도가 북극에 매장되어 있는 것으로 보고되고 있다(Oxford Institutes for Energy Studies, 2014; Wilson Center, 2015). 지구 온난화는 북극의 해빙을 가속화 시키고, 따라서 북극 자원 탐사/개발 및 북극 항로 이용이 향후 가속화 될 것으로 예측된다. 급격한 북극 해빙은 특히 세계 에너지 산업의 변화도 동반할 것으로 예측된다. 석유 자원 탐사, 개발, 생산에 관련한 상류 섹터 (Upstream sector)의 많은 석유 관련 다국적 기업(Global oil company)과 국영 기업(National oil company)들은 이미 이러한 기후 변화에 따른 북극 자원의 선점을 준비하고 있다.
반면 해상 운송 섹터(Marine transportation sector)에서도 북극 항로 즉 북극해 항로(NSR, Northern Sea Route)과 북서 항로(Northwest Passage)를 통한 수송 원가 절감 및 연중 교역 기간 증가를 기대하고 있다.
사실 북극 항로를 이용하는 것은 교토 의정서(Kyoto protocol)의 온실 가스 감축(Greenhouse gas reduction)을 위한 매우 확실한 방법으로 간주되기도 한다. 특히 공동 이행 제도(Joint implementation, JI)나 배출권 거래 제도(Emission trading, ET)와 같은 교토 의정서의 다양한 이행 체계(Kyoto mechanism)는 선진국이 북극해 해로에 관심을 가지는 동기가 되어왔다.
따라서 조선소는 향후 북극 항로를 연중 운항할 수 있는 쇄빙가능 선박의 발주가 활성화될 것으로 예측하고 있다. NSR은 운항 거리를 35-60%정도 단축할 수 있는 것으로 알려져 있기 때문에, 조선소는 특히 쇄빙 상선(Icebreaking commercial vessel)의 수요가 증가할 것으로 예측하고 있다.
이러한 항로를 운항하는 선박은 필연적으로 소규모 유빙(Growler)나 중규모 유빙(Bergy-bit) 등과의 잦은 충돌이 발생할 것이다. 선박과 유빙의 충돌(Ship-to-ice collision)은 선박의 흘수선 부근 선수부에서 발생하지만, 선측부의 충돌도 자주 발생하는 것으로 알려져 있다(Min, 2011). 북극 항로 중의 대기 온도를 감안한다면, 흘수선 이상에서 외기에 노출된 선측 외판에도 얼음과의 충돌로 인한 충격력이 가해지는 상황을 예측할 수 있다. 따라서 쇄빙선과 같은 극한지 선박에 사용되는 강재는 고강도이어야 하고, 저온 내충격성(Crashworthiness)이 높아야 하고, 인성(Toughness)도 상온 대비 변동성이 적어야 한다.
일본의 한 철강 회사는 항복 강도(Yield stresngth) 500MPa급 극지용 고장력강의 개발 사례를 발표한바 있다(Terada et al., 2003; Nagai et al., 2004). 그들은 극지용 고장력강을 개발하면서, 균열 선단 개구 변위(CTOD, Crack tip opening displacement)를 향상시키는데 주력하였다.
인성은 CVN(Charpy V-notch) 실험과 CTOD 실험을 통하여 평가된다. 통상 CVN 실험을 통하여 얻어지는 인성은 동하중에 대한 인성으로서 충격 인성(Impact toughness)으로 불리며, 저온 강재의 저온 충격 인성은 산업 규격이 요구하는 요구 충격인성에 비하여 큰 여유를 가진다. CVN 충격 인성 기준으로 분류한 E 등급 및 F 등급 강재는 대표적인 극한지용 강재이며 저온에서 높은 충격 인성을 가진다(DNV, 2009). 반면 CTOD 실험을 통하여 얻어지는 인성은 동하중에 대한 인성으로서 파괴 인성(Fracture toughness)으로 불리며, CTOD 값은 균열 진전 평가를 위한 피로 물성치로 사용되기도 한다.
충격 인성과 파괴 인성과 더불어 저온에서 유동 응력 곡선(Flow stress curve)도 소재 차원에서 내충격 능력을 결정하는 소재 물성치 중의 하나이다. 여기서 유동 응력 곡선이라 함은 진 항복 강도, 진 인장 강도(True tensile strength), 소성 변형률 경화 지수(Plastic strain hardening exponent), 강도 계수(Strength coefficient) 등을 종합적으로 지칭한다. 또한 유동 응력 곡선은 준정적(Quasi static) 뿐만 아니라 빠른 인장 속도에서의 변형률 속도 효과(Strain rate effect)를 포함한 항복 응력 곡선을 의미한다.
최근 국내의 한 철강 회사는 항복 강도 기준 315MPa 및 CVN 인성 기준 F 등급의 극지용 고장력강을 개발한 바 있다. 본 논문에서는 이 강재를 대상으로 수행된 소재 차원의 연구(파괴 인성 및 유동 응력 특성)와 구조 차원의 연구(낙하 충격 실험)에 대한 실험적 연구를 소개하고자 한다. 실험 내용의 방대함으로 인하여 제1부에서는 소재 차원의 실험 연구를 주로 소개하며, 2부에서는 구조 차원의 실험 및 수치 해석적 연구가 설명될 것이다.
2. 강재 물성치 도출
2.1 CVN 실험 및 결과
항복 강도 기준 315MPa 및 충격 인성 기준 E 등급 강재(이하 EH32로 통칭)와 항복 강도 기준 315MPa 및 충격 인성 기준 F등급 강재(이하 FH32로 통칭)의 두가지가 CVN 실험을 위하여 사용되었다. 원판의 두께는 모두 12mm였으며, 시편의 길이 방향이 원판의 가공 방향으로 배치되었다(파괴 방향은 원판 가공 직교 방향). Fig. 1에 보인 바와 같이 산업 규격(ASTM, 2012)에 의거하여 CVN 시편을 설계 및 제작하였다. 강재별로 제작 시편의 개수는 15개였다.
CVN 시편을 냉장고에 보관 후 진자형 CVN 실험기에 장착하고 충격을 가함으로서 CVN 실험이 이루어 졌다. 상온(약 25℃), -20℃, -40℃, -60℃, -80℃의 5개 실험 온도 수준에서 실험이 수행되었다. 25℃, -20℃, -40℃의 경우 2개의 성공적인 반복 실험이 수행되었다. -60℃, -80℃의 경우 4개의 성공적인 반복 실험을 목표로 하였으나, EH32의 -60℃ 실험의 경우 시편 부족으로 3개의 성공적인 반복 실험이 실시되었다.
실험 결과를 Fig. 2에 요약하여 나타내었다. FH32의 경우 모든 온도 수준에서 평균치와 최소치가 산업 규격(DNV-OS-B101) (DNV, 2009)의 –60℃ 최소 요구값인 31J(ASTM, 2014)의 경우 최소 요구값은 34J)을 훨씬 상회하는 결과를 얻을 수 있었다. EH32의 경우에도 –60℃까지는 충격 에너지가 급격하게 저하하는 현상을 관찰할 수 없었다. 그러나 –80℃에서는 충격 에너지의 평균이 25J로서 EH32의 경우 –60 ~ –80℃ 사이에서 급격하게 취성 재료로 천이하였다는 증거이다. 따라서 EH32의 경우 –60℃를 초과하는 온도에서 운용될 수 없다.
2.2 준정적 인장 실험 및 결과
준정적 인장실험을 실시하기 위하여 ASTM(2015)에 근거하여, Figure 3 (a)와 같은 형상의 시편을 설계하였다. 설계된 시편을 가공하기 위하여 CVN 시편을 제작한 두께 12mm 원판에서 가공 직교 방향으로 두께 3mm 시편을 절단 가공하였다. 가공으로 인한 발열과 박판의 열변형을 방지하기 위하여 수냉식와이어 커팅(Wire cutting)을 실시하였다. Fig. 3 (b) 및 (c)에 EH32 및 FH32 시편의 사진을 나타내었다. 각 시편별 목표 두께는 모두 3.0mm였으며, 실측된 시편의 두께도 3.0mm를 거의 벗어나지 않았다.
실험을 실시하기 위한 온도는 CVN 실험과 동일한 상온(약 20℃), -20℃, -40℃, -60℃, -80℃였다. 단 준정적 인장 실험 시기가 CVN 실험 시기와 달라서 준정적 인장 실험 당시 상온은 약 20℃정도였다. 각 온도 수준 별로 2개씩의 시편이 가공되었고, 실험의 오류나 실패를 감안하여 5개의 시편을 추가 가공하였다(강재당 15개 가공).
MTS사의 25톤 만능 인장 실험기(Universal tensile test machine)의 유압식 지그(Jig)에 시편을 장착하고 시편과 지그를 감싸는 환경 챔버를 설치하였다. 액화 질소를 이용하여 환경 챔버 내부 온도를 강하시킨 후 준정적 저온 인장 실험을 실시하였다. FH32 강재를 대상으로 상온 및 저온(-80℃) 실험을 실시하는 사진을 예시적으로 Fig. 4 (a) 및 (b)에 각각 나타내었다.
유압식 지그에 의하여 고정된 시편의 표면에 50mm 신률계를 장착하여 시편 평행부 변위를 측정하였다. 대부분의 실험은 2회의 성공적인 데이터를 얻을 때까지 반복 수행이 되었으나 FH32 강재에 대한 –60℃ 실험의 경우 파단까지 실험이 진행되지 못하고 인장 강도에 상응하는 변형률을 초과한 후 신률계의 미끌림이 발생하였다. 이후 시편 부족으로 더 이상의 반복 실험이 진행되지 못하였다. 그러나 네킹 이후 미끌림이 발생하였기 때문에 식 (3)에 나타낸 n(소성 변형률 경화 지수, Plastic hardening strain exponent) 및 K(강도 계수, Strength coefficient)를 이용하여 네킹 이후의 준정적 유동 응력도 정상적으로 확보할 수 있었다.
Fig. 5 (a)와 (b)에 두 강재에 대한 s-et 선도(공칭 응력, Engineering stress - 공칭 전 변형률, Engineeing total strain 선도)를 비교하여 나타내었다. 2회의 반복 실험 결과를 가지고 있었지만, 두 실험의 재현성이 우수하여 반복 실험의 평균치를 산정하지 않고 첫 번째 시편의 공칭 응력 선도만을 나타내었다. Fig. 5 레전드(Legend)에서 “EH32”등은 강재 종류(EH32 강재)를, "LT20" 등은 실험 온도(-20℃)를 의미한다. 네킹 발생 이전까지 유효한 균일 진 응력(Uniform true stress)과 균일 진 전변형률(Uniform true total strain)은 각각 식 (2) 및 식 (3)을 이용하여 계산되었다.
ASTM(2007)에 의거하여 σuni - εt,uni선도를 식 (1)을 이용하여 선형 회귀 분석(linear regression analysis)하여 n과 K를 얻을 수 있었다. 강재의 탄성 계수(Elastic modulus)를 206GPa로 가정하고, 이 기울기를 가지는 직선을 공칭 전 변형률 축상에서 0.2% 이동(옵셋)한 후 직선과 공칭 응력과의 교점을 s0 (공칭 항복 강도, Engineering yield strength)로 결정하였다. 이 s0를 식 (2)에 대입하여 σ0 (진 항복 응력, true yield strength)를 얻을 수 있었다. 이에 상응하는 εt,uni를 소성 변형률(Plastic strain, εp,uni )의 시작점으로 네킹 이전까지 σuni - εt,uni 선도를 작성한 후 네킹 이후에는 식 (1)을 이용하여 σ-εp 선도를 작성하여 연결하면 Fig. 6과 같은 진 응력-진 소성 변형률 선도를 얻을 수 있다. 이 선도가 내충격 해석에 사용할 구조물용 강재의 준정적 유동 응력이다.
Fig. 5 또는 Fig. 6으로부터 EH32의 강도가 FH32에 약간 높은 것으로 보이지만, EH32가 FH32보다 우수한 강재라고 말할 수는 없다. 왜냐하면, 예를 들어 AH36의 실제 항복 강도를 측정해보면 EH36에 비하여 높은 경우도 많이 있지만, AH36이 EH36보다 우수한 강재라고 말할 수 없는 것과 같은 논리이기 때문이다.
Fig. 7은 온도 강하에 따른 기계적 물성치 변화를 상온의 물성치로 무차원화하여 나타낸 도표이다. EH32의 경우 항복 강도와 인장 강도는 온도의 감소에 따라 선형적으로 증가하지만, ef (파단 연신률, Percentage elongation), n, 그리고 K의 경우 온도의 감소에 따른 기계적 물성치의 경향성이 잘 나타나지 않았다. 반면 FH32의 경우 ef를 제외한 나머지 모든 물성치에서 선형적 증가세를 볼 수 있었다.
내충격과 같이 비선형적인 구조 거동에 관한 문제에서는 비선형 유한 요소 해석에 의존하는 경우가 대부분인데, 비선형 유한 요소 해석은 설계의 검증 또는 설계의 피드백 차원에서 실시되기 때문에 결과의 정량성이 매우 중요하다. 결과의 정량성을 담보하기 위해서는 온도에 따른 소재의 기계적 물성치의 변화를 비선형 유한 요소 해석의 입력 데이터로 정의해야 하지만, 통계적으로 유의미한 충분한 실험이 동반되어야 할 것이다. 또한 대부분의 선급 규칙(Rules of classification societies)이나 유관 산업 규격은 아직도 저온 물성치의 변화에 대한 확실한 근거를 제시하지 못한다.
2.3 고속 인장 실험 및 결과
고속 인장 실험을 실시하기 위해서는 시편의 규격을 결정해야 하는데, 이에 대한 산업 규격은 별도로 존재하지 않는다. ASM Handbook(ASM, 2000)이 가장 상세하게 고속 인장 실험에 대한 정보를 제공하고 있지만, 여기서도 시편의 규격에 대한 정의는 찾을 수 없다. 고속 인장 실험에서는 시편 평행부에 동일한 인장 속도(등속도)가 유지되어야 하며, 따라서 지그가 등 속도에 도달하전까지 시편에 인장력이 전달되어서는 안된다. 이는 시편에 인장력이 전달되는 순간 상당한 충격력이 시편에 가해진다는 것을 의미한다. 이를 관성력 효과라고 하는데, 하중-변위 데이터에 관성력 효과가 가급적 적게 포함된 실험이 양질의 실험으로 간주된다. 또한 충격력은 관성력 뿐만 아니라 응력파를 유발하는데, 생성된 응력파의 대부분은 충격이 시작된 지그의 반대편으로 방향으로 시편을 통하여 반대편 지그로 전파되어 간다. 이는 응력파의 영향이 로드셀에도 미친다는 것을 의미하므로 응력파 영향이 최소화 되도록 설계하는 것이 중요하다. 이러한 이유로 고속 인장 실험을 위한 지그의 설계나 시편의 설계는 연구자마다 다르게 수행되어오고 있다(Zhu et al., 2010; Zhu et al., 2011; Schobig et al., 2008; Silva et al., 2010; Fitoussi et al., 2005; Othman et al., 2009; Zrida et al., 2010).
본 연구에서는 Choung et al.(2015)에서 사용한 장비를 이용하여 고속 인장 실험을 실시하였다. Fig. 8 (a)와 같은 형상의 시편을 설계하였다. 고속 인장 실험은 FH32 강재에 한하여 실시되었다. CVN 실험 시편 및 준정적 인장 실험 시편의 제작에 사용된 FH32 강재 원판으로부터 두께 3mm 시편을 절단 가공하였다. 준정적 인장 실험과 마찬가지로 가공 열변형을 최소화하기 위하여 수냉식 와이어 커팅을 실시하였다. Fig. 8 (b)에 FH32 시편의 사진을 나타내었다. 각 온도와 변형률 속도 수준 별로 2개씩의 시편이 가공되었고, 실험의 오류나 실패를 감안하여 20여 개의 시편을 추가 가공하였다.
준정적 인장 실험과 달리 고속 인장 실험은 실험 수율이 매우 낮은 편이다. 전술한 바와 같이 충격력으로 인하여 하중이나 변 위의 계측에 대한 변동성이 높기 때문이다. 또한 시편 변위의 계측을 위하여 고속 촬영 카메라를 사용하는데, 챔버 내부에 액 화 질소 투입시 다량의 수증기가 생성되어 양질의 촬영에 장애요인으로 작용하는 것도 낮은 수율의 원인이다.
본 연구에서는 FH32 강재의 최소 요구 온도가 –60℃라는 점을 감안하여 상온(20℃)과 저온(-60℃)에 대하여 실험을 실시하였다. 소성 변형률 속도의 수준을 1s-1 및 100s-1으로 결정하였 는데, 100s-1은 쇄빙선이 얼음과의 충격에서 발생할 수 있는 최대 수준에 상응한다고 판단하였다. 제2부에서 논의될 낙하 충격 굽힘 실험의 시뮬레이션으로부터 소성 변형률의 최대값이 결정되었지만, 상세한 내용에 대하여 제2부를 참고한다.
S사의 10톤 고속 인장 실험기(High speed tensile test machine)의 기계식 지그에 시편을 볼트 너트로 고정하고, 시편과 지그를 감싸는 환경 챔버를 설치하였다. 액화 질소를 이용하여 환경 챔버 내부 온도를 강하시킨 후 고속 인장 실험을 실시하였다. FH32 강재를 대상으로 저온(-60℃) 실험을 실시하는 사진을 Fig. 9 (a)에 나타내었다. 고속 인장 실험은 준정적 실험과 달리 고속 카메라의 시편 촬영과 촬영 영상의 이미지 분석을 통한 변위 계측이 필요하다. Fig. 9 (b)는 고속 카메라 촬영 영상의 표점 거리의 변위를 계측하는 사진을 나타낸다.
Fig. 10 (a)와 (b)는 각각 상온(20℃)과 저온(-60℃)에서 실시된 고속 인장 실험 결과(진 응력 - 진 소성 변형률 선도)를 나타낸다. Fig. 10 범례(Legend)의 “SR000”, “SR001”, “SR100”은 각각 준정적, 1s-1 , 100s-1의 변형률 속도를 나타낸다. Fig. 10은 균일 진 응력을 의미하므로 최대값(인장 강도)까지 나타내는 것이 타당하나 변형률 속도의 증가에 따라 진동 신호가 포함되어 최대값을 결정하는 것이 어려우며 따라서 고속 인장 실험(SR001 및 SR100)의 경우 네킹 이후의 신호를 모두 표시하였다. 변형률 속도가 증가할수록 유동 응력이 증가하는 것을 Fig. 10으로부터 관찰할 수 있으며, 1s-1의 변형률 속도에도 상당한 유동 응력 증가가 관찰되었다. 저온 1s-1 실험(LT60-SR001)의 경우 낮은 변형률 속도에서 높은 유동 응력의 증가가 관찰되는데, 이는 정상적인 신호라기 보다는 실험 자체에 기인한 공진이나 잡음성 진동에 기인한 것으로 사료된다. 좀더 정확한 신호를 얻기 위하여 반복 실험이 수행되었지만, 양질의 실험 데이터를 얻을 수 없었다.
전술한 바와 같이 고속 인장 실험의 경우 많은 불확실성이 존재하여, 실험으로부터 완벽한 고속 인장 실험 데이터를 얻어내는 것이 매우 어려운 실정이다. 이러한 이유로 Cowper-Symonds(1957) 구성 방정식과 Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)에 의하여 제안된 실험식을 이용하여 유동 응력의 증가를 관찰하여 보았다. 준정적 유동 응력은 변형률 속도 효과로 인하여 DHF(Dynamic hardening factor)배 만큼 유동 응력이 증가하는 것으로 알려져 있다. Cowper-Symonds(1957)는 DHF를 식 (4)와 같이 제안하였다. 식 (4)는 소성 변형률 속도 (
)의 함수이며, 재료 상수 D와 p를 실험적으로 구할 경우 유동 응력의 증가를 알 수 있다. Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)은 고속 인장 상태에서 유동 응력의 증가는 소성 변형률 속도의 함수일뿐만 아니라 소성 변형률의 함수라는 점을 실험적으로 발견하였고, 선형 회귀 분석을 통하여 D를 결정하기 위한 식 (5)를 제안하였다. 이때 재료 상수 p는 5.0으로 가정한다. 식 (5)의 재료 상수 α와 β는 강재와 온도에 따라서 결정된다. Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)은 상온과 저온(-40℃)에서 EH36 강재의 α와 β를 각각 α=372264.70 s-1과 β=9397325.23s-1 그리고 α=89453.56s-1 및 β=32937522.26s-1 으로 제시하였다. 저온의 경우 -60℃에서의 상수가 제시되지 않았기 때문에 -40℃에 상응하는 상수를 그대로 적용하였다.
)의 함수이며, 재료 상수 D와 p를 실험적으로 구할 경우 유동 응력의 증가를 알 수 있다. Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)은 고속 인장 상태에서 유동 응력의 증가는 소성 변형률 속도의 함수일뿐만 아니라 소성 변형률의 함수라는 점을 실험적으로 발견하였고, 선형 회귀 분석을 통하여 D를 결정하기 위한 식 (5)를 제안하였다. 이때 재료 상수 p는 5.0으로 가정한다. 식 (5)의 재료 상수 α와 β는 강재와 온도에 따라서 결정된다. Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)은 상온과 저온(-40℃)에서 EH36 강재의 α와 β를 각각 α=372264.70 s-1과 β=9397325.23s-1 그리고 α=89453.56s-1 및 β=32937522.26s-1 으로 제시하였다. 저온의 경우 -60℃에서의 상수가 제시되지 않았기 때문에 -40℃에 상응하는 상수를 그대로 적용하였다.
Fig. 10에서 예측치(Prediction)는 식 (4)와 (5)를 이용하여 각각 1s-1과 100s-1에 대하여 추정한 유동 응력이다. 상온(RT20)의 경우 실험 결과와 상당히 일치하는 결과를 얻을 수 있었으며, 저온(LT60)의 경우에도 SR001의 데이터 신뢰성이 낮음을 감안하며 비교적 실험 결과와 일치한다고 보여진다.
3. 결 론
본 연구는 쇄빙선과 같은 극한지 선박에 사용되는 강재의 내 충격 특성을 소재 및 구조 차원에서 종합적인 검증을 수행하기 위하여 실시되었다. 본 연구의 1부에서는 소재 차원의 연구를 다루고, 2부에서는 구조 차원의 연구 내용이 소개된다.
국내 철강사에서 제조한 EH32 및 FH32의 두가지 쇄빙선용 고장력강을 대상으로 5가지 온도 수준(20℃, -20℃, -40℃, -60℃, -80℃)에 따른 충격에너지 흡수 능력의 변화를 관찰하기 위하여 샤르피 충격 실험이 실시되었다. CVN 실험 결과 EH32 강재는 -60℃미만의 온도에서 취성화되는 것으로 판명되었으나, FH32 강재는 -80℃까지 충격 흡수에너지의 차이가 크지 않을 것으로 나타났다.
동일한 두가지 강재에 대하여 준정적 인장 실험이 5가지 온도 수준에 대하여 실시되었으며, 온도의 강하에 따라 소재의 유동 응력이 증가하는 것을 관찰할 수 있었다. 또한 온도의 강하에 따른 기계적 물성치의 변화를 관찰한 결과, FH32의 경우 온도의 강하에 따라 항복 강도, 인장강도, 소성 변형률 경화 지수, 강도 계수 등의 기계적 물성치가 선형적으로 향상됨을 확인하였다.
고속 인장 실험은 실험의 불확실성에 높아진 관계로 FH32 강재에 대하여 2가지 온도 수준(20℃, -60℃)에 대하여 2가지 변형률 속도(1s-1, 100s-1)의 변형 속도로 실험이 수행되었다. 소성 변형률 속도의 증가에 따른 유동 응력의 증가세가 뚜렷하게 나타났다. Choung et al.(2011)와 Choung et al.(2013)에 의하여 제시된 실험식을 Cowper-Symonds 구성 방정식에 적용하여 변형률 속도에 따른 유동 응력의 증가를 관찰한 결과 실험 결과에 상당히 일치하는 결과를 얻을 수 있었다.
향후 연구로서 강재의 내충격 물성치 확보를 위해서 좀 더 다양한 고속 인장 실험이 실시되어야 할 것이다. 다양한 변형률 속도 수준과 다양한 온도 수준에 대한 실험적 검증이 요구된다. 극한지용 선박에 사용되는 소재는 내충격 물성치 뿐만 아니라 균열 진전(Crack propagation)에 관한 재료 물성치도 매우 중요한 의미를 가진다. 특히 컨테이너선의 쇄빙 능력 확보를 위해서는 극후판의 CTOD(Crack tip opening displacement)와 균일 전파(Crack growth rate)와 같은 소재 물성치의 확보에 대한 연구가 필수적이다.
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