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용융방사 PET 섬유의 역학특성에 대한 노즐경의 영향
(SEN'I GAKKAISHI Vol.65, No.4(2009)
增田正人(마스다 마사또) 외 2인/東京공업대학 대학원
1. 서언
폴리에틸렌 텔레프탈레이트(PET) 등의 범용수지로부터 섬유의 고강도화에 관해서는 고분자량을 중심으로 오래전부터 다양한 검토가 이루어져, 고강도화를 달성한 예도 몇 몇 보고되고 있으나, 시판되고 있는 PET 섬유의 강도는 현재에도 이론강도의 약 4% 정도에 머물고 있다. 일반적으로 합성섬유를 고강도화 하기 위해서는 원료의 고분자량화 및 분자쇄의 고배향도화가 필요하다고 알려져 있다. 그러나 단순히 고분자량 수지를 제조해 섬유화를 행해도 방사성과 연신성 등이 저하해 고강도 섬유를 얻는 것은 쉽지 않다.
이러한 배경 하에서 우리는 용융방사에 있어서의 방사 파라메타의 제어를 통해 연신공정을 거친 후에 고강도화 하는 잠재적 능력을 갖는 미연신 섬유를 개발한다는 관점으로부터 PET 섬유의 고강도화에 관한 검토를 행하고 있다. PET 미연신 섬유는 일반적으로 저배향 비결정 구조를 갖는 구조의 제어성은 낮을 것으로 생각되나, 여기서는 분자쇄의 얽힘상태의 변화 등의 유동이력에 의존하는 긴 완화시간의 구조를 제어한다고 하는 새로운 관점을 도입, 「용융구조제어」라 부르기로 하였다. 여기서 방사방법을 용융방사법에 한정하는 것은 공업적 관점으로부터 제조코스트를 중시하기 위한 것이다.
용융방사에는 섬유형성과정 및 그 결과로 가능한 섬유의 형태와 물성을 결정하는 많은 파라메타가 존재하나, 본 연구에서는 구금 하의 파라메타에 큰 영향을 미치는 인자의 하나로 노즐경(토출선속도)에 주목하였다. 용융방사에 있어서 노즐경 변경의 영향에 대해서는 용융연신비(=방사속도/토출속도)가 고속방사 PET 섬유의 구조에 미치는 효과와, 용융연신비가 방사선의 공기저항 및 열전달특성에 미치는 효과 등에 관한 보고가 있다.
또 용융방사에 관한 많은 기초적 보고로 섬유의 고차구조형성에 미치는 주요 파라메타로서 방사속도 대신 용융연신비가 이용되고 있으나, 이들 보고에 “용융구조제어”의 개념은 포함되어 있지 않다. 한편 우리는 용융방사과정으로부터 채취한 시료의 해석을 통해 토출구 부근의 유동장이 얽힘구조에 영향을 미친다고 하는 측정결과를 보고하고, 또 초 대구경 노즐과 금속 와이어를 삽입한 특수 노즐을 이용한 용융방사를 행해 토출구 부근의 유동장 제어가 어떠한 용융체의 구조변화를 통해서 고속 용융방사 과정에 있어서의 배향결정화 거동에 영향을 미치는 가라는 실험결과를 보고한바 있다. 본 연구에서는 노즐경의 변경에 의한 방사선상의 용융폴리머의 온도와 왜곡속도 이력의 변화가 PET의 섬유물성에 미치는 영향에 대해, 특히 얽힘구조의 변화에 주목해 검토를 행하였다.
2. 실험
본 연구에서 이용한 용융방사장치(旭화성 엔지니어링)의 개요는 그림 1로, 또 주 방사조건을 표1에 나타내었다.
고분자량의 PET 수지(東洋紡주식회사, 펠릿형상, 고유점조(Ⅳ)1.0 이/kg)을 호퍼에 투입, feeder에 의해 계량하면서 2축 스크루 압출기 중에 투입하였다.
Feeder 및 압출기의 회전수는 스크루 선단 수지 압으로 제어하고, 노즐을 통과해 토출된 수지 량은 기어펌프로 계량, 규정 토출량을 유지하였다. 또 토출기로부터 공급된 수지 중 규정토출량을 초과하는 분은 압출기와 기어펌프 사이로부터 갈라진 배출유로를 통해 토출시켰다.
여기서 노즐로부터 토출량을 일정하게 한 경우 토출기로부터 토출속도를 올려 배출유로에 흘러드는 수지 비율을 증가하면 토출기 내의 수지 체류시간이 짧아지기 때문에 분자량 저하를 억제할 수 있다.
본 연구에 사용한 구금의 개요는 그림 2와 같다. 노즐 길이와 직경 비(L/D)는 2.0으로 고정, 노즐 경운 Φ0.3~3.0mm 범위에서 단계적으로 변경하였다. 단 노즐경이 Φ3.0mm의 것은 배면압 부족에 의해 토출계량성 불안정화 우려되기 때문에 토출공 상부에 계량공(Φ1.0mm, L/D=0.2)을 설계하였다. 이들 노즐로부터 토출된 폴리머는 공기 중을 주행함으로서 냉각 고화하고, 롤러를 통해 규정 속도로 감긴다.
2.1 연신
노즐경을 변경해 얻은 미연신사(방사속도 0.5km/min)에 대해 횡형 연신기(旭화성 엔지니어링)을 이용해 2단 연색을 행하였다. 주 연신조건은 표1과 같다. 미연신사는 feed roller(FR)이 구비되어 있는 nip roller와 FR 표면에 의해 일정속도가 유지되며 공급 된다. 제1롤러(1R)에 공급된 미연신사는 1R 위에서 가열되어 1R-2R 사이에서 1단 째 연신, 이어 2R-3R 사이에서의 두 번째 연신을 통해 draw roller로 이끌린 후 장력 제어형 권취기에 감긴다.
2.2 섬유 물성평가
2.2.1 역학특성
인장시험기(島津제작소, AUTOGRAPH)를 이용, 미연신사의 경우는 시료길이 50mm, 연신사의 경우는 시료길이 100mm로, 인장속도는 모두 100%/min으로 측정한 응력-왜곡선으로부터 파단점에 있어서의 응력 및 歪(왜)값을 읽어 인장강도 및 파단신도를 환산하였다.
2.2.2 열수축율
다발상 섬유를 비등수 중(98℃)에서 10분간 처리하고, 처리 전후의 길이 변화에 따라 다음의 식으로 열수축율 Sb(%)를 구하였다.
(1).
은 비등수중 처리 전후의 시료 길이이다.
2.2.3 복굴절
BELEC식(式) compensator를 장착한 편광현미경(올림푸스, BH-2)에 의해 복굴절을 측정하였다.
2.2.4 밀도
취화 나트륨 수용액으로 제작해 밀도구배관을 이용해 밀도를 측정하였다.
2.2.5 열수축 응력
열수축응력 측정장치(카네보 엔지니어링, Type KE-2S)를 이용해 초기응력 0.01cN/dtex, 승온속도 1.25℃/s로 측정하였다. 얻어진 응력프로필로부터 80℃ 부근의 열수축응력을 최대로 한 점을 피크열수축응력으로 측정하였다.
2.3 방사 시뮬레이션
이하에 제시한 정상상태의 용융방사과정을 기술하는 기초방정식에 준해 수치해석을 행하였다. 해석법 등의 상세는 참고자료 [15].
이 방사선의 직선 D는 토출량 W, 밀도ρ을 미리 알고 있다면 물질 收支(수지)식을 이용해 속도 v로부터 직접 구할 수 있다. 운동량 수지식 중 공기저항응력τf는 Reynolds 수의 상관계수, 즉 방사 선속도와 직경과의 상관계수이고, g는 중력가속도이다. 또 열수축식 중의 열전달계수 h는 Nusslet number의 상관계수이고, Cp는 재료의 비열, Ta는 분위기온도이다. 또 η은 신장 점도이고 Newton 유체의 경우는 온도만의 상관계수로 제공된다. 실제 계산에 도입된 정수는 g : 9.8 m/s2 공기밀도 : 1.2 kg/㎥ 공기 동점도 : 1.5㎡/ms이다. 또 신장점도 η, 용융밀도 ρ 및 비열 Cp는 다음과 같은 식으로 계산하였다. 여기서 T는 켈빈온도이다.
2.4 엉킴 구조평가
고분자재료가 나타내는 점탄성적 특성은 분자쇄의 엉킴점을 유사적인 가교점으로 구성하고 있는 엉킴(네트워크) 구조를 상정해 이해할 수 있었다.
Ward 등은 인장시험 결과로부터 얻어진 진 응력-진 왜(True stress-True strain, TS-TS) 곡선의 자연 연식영역으로부터 왜 경화영역에 미치는 거동은 네트워크 구조의 신장을 반영한다고 생각되어, 제사조건(방사속도, 연시배율 등)이 다른 섬유의 TS-TS 곡선을 진왜축방향으로 전이해 중합에 필요한 전이량으로부터 상대적 네트워크 연신비(λrel)을 추정함으로서 네트워크 구조의 절대적 연신배율에 상당하는 네트워크 연신비(λnet)를 식 10에 의해 산출할 수 있다. 오히려 기준시료로서는 열수축율 측정시의 결정화 영향을 피하기 위해 저배향도의 비결정섬유를 선택할 필요가 있다.
 (9) λnet = λrel λs (10)
또한 열수축응력 측정결과를 이용하면 네트워크 연신비를 미리 알고 있기 때문에 다음에 제시한 고전적 고무탄성의 이론식에 준해 엉킴점 밀도 N을 산출할 수 있다.
여기서 σ는 열수축 피크 응력, k는 볼쯔만 정수, T는 켈빈온도이다.
3. 결과 및 고찰
3.1 미연신사 물성
토출량을 3.0g/min으로 정하고, 노즐 경을 φ0.3~3.0mm의 범위, 방사 속도를 0.5~4.0km/min의 범위로 단계적으로 변경해 미연신사를 얻었다. 오히려 φ0.3mm 공경의 노즐을 사용한 경우에는 4.0km/min로 안정한 방사가 가능한 것에 반해 φ1.0mm에서 안정하게 방사할 수 있는 최대 방사속도는 3.3km/min, φ3.0mm에서는 2.0km/min이었다. 각 노즐 경에서의 방사에 대해 방사속도의 증가에 따라 미연신사의 파단강도 및 파단신도의 변화는 그림 3과 4와 같다.
모든 노즐경에 있어서도 방사속도의 증가에 따라 강도는 증가하고 신도는 저하하나, 같은 방사속도에서 비교하면 강도는 특히 고속감으로 노즐경이 큰 쪽이 높게 나타내고, 신도는 모든 속도영역에서 노즐경이 큰 쪽이 낮게 나타내고 있다.
미연신사의 강도와 신도의 관계는 그림5와 같다. 일반적으로 방사속도의 증가에 따라 합성섬유의 신도는 감소하고 강도는 증가한다. 그러나 섬유의 파단에 요하는 에너지(응력-왜곡선의 면적으로부터 계산된 toughness)에 큰 변화는 일어나지 않고, 양쪽 관계는 그림 중의 파선으로 나타낸바와 같이, 소위 toughness line을 묘사하였다. 그림 5에서부터 노즐경 축소에 다른 toughness가 그림중의 우상 방향으로 이동하고 있어 toughness 가 본질적으로 증가하는 경향을 보였다.
미연신사의 밀도와 복굴절 관계는 그림6과 같다. 밀도는 복굴절이 있는 임계값을 초월하면 급격히 증가하나, 이 임계값은 노즐경 축소에 다라 높은 복굴절 측으로 이동한다는 것을 알 수 있다. 이는 노즐경의 변화가 방사 선상에 있어서의 배향결정화 거동에 영향을 받아, 노즐경이 클수록 낮은 복굴절로 배향결정화가 일어나는 것을 의미하는 결과이다. 우리는 超대공경 노즐과 와이어 삽입 노즐을 이용한 PET의 고속방사에 있어서의 방사 선상의 미세화 개시점의 직경이 크고 온도가 낮을 때 보다 낮은 복굴절로 배향결정화가 시작된다는 것을 이미 보고(참고자료 13, 14)하였고, 본보고의 결과도 이런 결과에 대응하고 있다.
3.2 분자쇄 엉킴구조
지금까지 기술한 용융방사 PET 섬유의 역학특성과 배향결정화 거동의 노즐경 의존성은, 기존 방사이론과 응력-광학측에 준한 배향형성 및 배향에 의존한 배향결정화 특성이라고 하는 도식으로는 반드시 설명할 수 있는 것은 아니다. 여기서 이들 거동은 노즐 근방의 유동상태의 영향을 받아 분자쇄가 구성하는 엉킴 구조에 차이를 나타내도록 한다는 데에 가설을 두고, 이것을 검증하기 위해 네트워크 연신비 해석에 준한 엉킴구조의 평가를 행하였다.
3.2.1 Master curve
앞서 기술한 데로 다양한 제사조건으로 얻어진 폴리에스터 섬유의 TS-TS 곡선은 眞歪軸(진왜축)방향으로 이동함으로서 상호 중접될 가능성이 있어, master curve를 묘사할 수 있는 것으로 보고되고 있다(참고자료 18). 이는 분자쇄의 엉킴구조를 상정할 경우 방사속도와 같은 방사조건의 변화는 용융방사 단계에서 정해진 엉킴구조에는 거의 영향을 미치지 않고, 또한 이러한 엉킴구조의 본질걱적인 성질은 다음의 연신공정(인장시험 포함)을 통해도 유지된다는 것을 의미한다.
각 노즐경에 대해 방사속도를 바꿔 얻어진 섬유의 TS-TS 곡선의 중첩에 의해 master curve를 작성, master curve의 노즐경 의존성에 대해 검토한 결과를 그림7에 제시하였다. 오히려 TS-TS 곡선을 중첩시켰을 때에 각 노즐경에 대해 방사속도 0.5km/min에서 얻어진 섬유를 기준시료로 하였다. 표2에서 보듯이 모든 노즐경에 대해서도 기준시료는 저배향도의 비결정 섬유로 간주할 수 있다. 또 그림 7에서는 기준시료의 TS-TS 곡선을 그 열수축율에 따라 진왜축 방향으로 이동시킨 후에 중첩시켰기 때문에 이들 master curve는 각각 네트워크 연신비가 1인 경우의 TS-TS 곡선에 상당한다. 여기서 주목해야 하는 것은, 노즐경의 적은 쪽이 낮은 네트워크 연신비로부터 歪硬化(왜경화)가 시작되고 있고, 각각의 master curve의 모양이 현저히 달라진다는 점이다. 그 결과 노즐경을 바꿔 방사를 행하는 것이 얻어진 섬유의 본질적 엉킴구조의 변화로 이어진다는 것을 의미한다. 또 미연신사의 인장시험에서 네트워크 변형에 따라 나타나는 자연연신영역의 종단(자연 연신비, NDR)에서 엉킴구조가 늘어나 절단된다고 생각하면, 노즐경이 클 경우에 master curve의 NDR이 크다는 것은 네트워크 구조의 엉킴점간 분자량이 크다는 것을 의미하고 있다.
그림8에 이상의 방법으로 구한 네트워크 연신비의 방사속도 의존성을 제시한다. 방사속도의 증가에 따라 네트워크 연신비가 증가하고 있으나, 동일 방사속도에 비교하면 노즐경이 작을수록 네트워크 연신비가 저하하고 있다.
3.2.2 네트워크 구조의 엉킴점 밀도
식 11에 제시한 고무탄성의 이론식에 준해,
에 대해 열수축응력 피크값을 찍은 것이 그림9이다.
모든 노즐경으로 방사한 섬유도 네트워크 연신비의 증가에 따라 열수축응력의 피크값은 증가하였고, 양쪽 모두의 관계는 거의 원점을 통과하는 직선으로 표시할 수 있다. 이는 고무탄성이론을 적용할 수 있음을 의미하고 있다. 또 노즐경의 감소에 다라 직선 경향이 증가해 엉킴점 밀도가 증가한다. 이런 경향을 기준으로 식11에 의해 산출한 엉킴점 밀도는 표3과 같다.
그런데, 노즐경을 크게 함에 따라 나타나는 엉킴점 밀도의 저하는, 3.2.1항에서 기술한 인장시험에 있어서의 NDR로부터 측정한 엉킴점간 분자량 증가에 대응한다고 생각된다.
한편 가우스 쇄의 이론에 준해 NDR이 엉킴점간 분자량의 평방근에 비례한다고 상정하면 각 시료의 NDR로부터 상대적인 엉킴점 분자량을 측정할 수 있다. 여기서 노즐경 φ0.3mm의 엉킴점간 분자량을 기준값으로 하고, 노즐경 φ1.0mm 및 φ3.0mm의 엉킴점간 분자량의 상대값을, 수축응력과 네트워크 연신비로부터 구한 값과 NDR로부터 구한 값을 비교해 그림 3에 나타내었다. NDR로부터 구한 엉킴점간 분자량의 노즐경에 대한 변화 쪽이 상대적으로 작으나, 양쪽 모두 기본적으로 같은 경향을 나타내고 있다.
3.2.3 노즐경 변화가 방사과정에 미치는 영향과 엉킴구조 변화
여기서는, 용융방사과정의 수치해석결과에 준해 방사거동의 노즐의존성에 대해 고찰한다. 계산은 방사속도 500m/min, 토출온도 300℃, 토출량 3.0g/min에 있어서의 PET의 용융방사를 상정, 노즐경 이외의 방사조건은 모두 일정하게 하였다. 그림 10은 방사구로부터의 거리에 대한 방사 선속도와 온도해석결과를 나타낸 것이다. 방사구로부터 1m까지의 범위에서는 노즐경이 작을수록 방사선속도가 커짐에 반해, 냉각거동에 대해서는 현저한 노즐의존성은 보이지 않고, 노즐경이 적은 쪽이 약간 낮은 온도를 나타내는 정도이다. 단 이 결과는 폴리머 흐름의 냉각속도의 관점에서 보면 노즐경이 작은 만큼 급냉조건에서 섬유가 형성된다는 것을 의미한다.
그림 11은 방사선의 온도저하에 따른 신장 왜곡 속도변화 해석결과이다. 저온측 영역(노즐경 φ0.3mm과 φ1.0mm의 비교에서의 220℃ 이하)에서는 노즐경이 작은 쪽이 왜곡속도는 낮은 값을 나타내고 있다. 여기서 용융폴리머의 완화시간이 온도변화에 대해 Arrhenius형의 변화를 나타내면 완화시간도 왜 속도의 곱인 Deborah수는 노즐경이 큰 쪽이 높은 값을 나타내게 된다. 이는 용융폴리머의 성질이 변화되기 쉽다는 점, 구체적으로는, 예를 들면 엉킴점 밀도가 저하하기 쉽다는 것을 의미하고 있어, 표3에 보인 실험결과과 정성적 값에 대응하고 있다.
그런데 그림 3~8에서 보인 섬유의 물성과 엉킴구조의 노늘경 의존성에 대해서는, 노즐경을 φ0.3mm에서 φ1.0mm로 변경할 경우와 φ1.0mm에서 φ3.0mm로 변경할 경우에 대해 거의 같은 정도의 도는 후자 쪽이 현저한 효과를 보이는 것에 비해, 그림 10에 보인 수치해석 결과에서는 φ1.0mm에서 φ3.0mm 사이에 큰 변화는 보이지 않는다. 단 용융연신비(DDR=방사속도/토출선속도)의 관점으로 보면 노즐경을 φ0.3mm에서 φ1.0mm로 변경할 경우와 φ1.0mm에서 φ3.0mm로 변경할 경우에 각기 10배 정도의 변화가 있고, 또 DDR 값의 차이분에 대해서는 φ1.0mm에서 φ3.0mm 사이의 변화가 가장 크다.
상술한 결과를 기반으로 용융방사과정에 있어서의 엉킴구조 변화는 이하와 같이 생각할 수 있다. 구금직하의 고온시에 있어서는 분자쇄의 운동성이 높고(완화시간이 짧고) 왜속도도 낮기 때문에 엉킴점은 단시간으로 출현과 소실을 반복해 본질적으로 그 상태는 변하지 않는다. 한편 방사노즐로부터의 거리의 증가에 따라 방사선의 냉각이 진행분자쇄의 운동성이 저하한다(완화시간이 길어진다)과 함께 왜속도도 커지기 때문에, Deborah 수가 충분히 커지는 조건에서는 엉킴점 밀도의 저하와 네트워크 구조의 신장이 진행된다. 단 Ward에 의한 master curve의 개념이 성립된다는 것을 고려하면 보다 저온영역(단 유리전이점 이상)에서는 엉킴점 밀도의 변화는 일어나지 않고, 네트워크 구조의 신장이 진행되는 것으로 생각된다. 즉 방사선의 중류영역으로부터 하류영역에 걸쳐서, 엉킴점 밀도의 저하와 네트워크 구조의 신장은 다소 오버랩되면서 순차적으로 진행되는 것으로 생각할 수 있다.
여기서 용융역의 거동에 대해서는 그림 1와 같이 노즐경을 φ0.3mm에서 φ1.0mm로 변경했을 때에 현저한 변화가 일어난다는 것을 예측할 수 있으나, 엉킴구조가 고정된 후의 신장변화에서의 거동은 보다 고체화 되어, 身長歪良의 영향이 지배적인 것으로 생각하면, 노즐경을 φ1.0mm에서 φ3.0mm로 변경했을 대에 일어나는 큰 섬유특성의 변화 원인으로 이해할 수 있다. 오히려 동일한 방사속도와 비교하면 노즐경이 작은 쪽이 네트워크 연신비가 낮아진다고 하는 그림 8에서 나타난 결과도 이 고착을 지지하고 있다.
3.3 연신사 물성
앞 절의 결과로부터 노즐경이 작아질수록 방사속도에 구애받지 않고 미연신사의 toughness가 향상하는 경향을 보였다. 또 노즐경이 방사선상의 용융폴리머의 변형거동에 영향을 미친다는 점을 통해, 노즐경 확대에 따라 분자쇄의 네트워크 구조에 있어서의 엉킴점 밀도가 저하한다는 것을 의미한다. 이처럼 미연신사의 역학특성의 변화 및 네트워크 구조의 변화가 연신사의 물성에 미치는 영향에 대해 조사하기 위해 방사속도 0.5k/min에서 얻어진 섬유를 출발원료로 표1에 보인 조건으로 2단연신하였다.
연신배율을 단계적으로 변경해서 제작한 연신사의 인장시험에 의해 얻어진 강도와 신도의 관계는 그림2와 같다. 동일 신도에서 비교해 보면 노즐경의 축소에 따라 강도가 증가하고 있고, 미연신사의 경우와 마찬가지로 toughness가 그림의 우상방향으로 이동된가는 것을 알 수 있다. 또 최대연신배율로 얻어진 최고강도에 대해서도, 노즐경이 가장 작은 φ0.3m에서의 최대값이 얻어지고 있다. 즉 노즐경이 작아짐으로서 미연신사의 높은 toughness화는 연신사에 있어서도 유지되고 있다는 것을 의미한다.
그런데 3.2항의 해석결과에서는 노즐경을 크게 할수록 엉킴점 밀도가 저하한다고 하는 결과가 나타나고 있다. 한편, 초 고분자량 폴리에틸렌 섬유의 겔방사․연신을 전형적인 예로, 기존 엉킴저 밀도를 낮춤으로서 연신성을 높인다고 하는 관점에서 고강도 섬유를 개발할 수 있다는 것을 고려하면, 본 연구 결과는 이와는 반대의 경향을 나타내고 있다.
여기서 “노즐경의 축소에 의한 toughness 증가”로부터 “노즐경 확대에 의한 toughness 저하”라는 관점을 이행해 의론을 진행한다는 것이다. 미연신사, 연신사의 toughness가 노즐경의 확대에 의해 저하한다는 것은 계중의 분자쇄의 역학적 자극에 대한 이용효율이 저하한다는 것을 의미하고 있다. 이것은 系중의 분자쇄가 응력을 균등하게 두담하지 않는 상태로 말을 바꿀 수 있다. 그 하나의 요인으로, 엉킴점 밀도의 축소에 따르는 엉킴점 분자량 분포의 확대가 열거된다.
즉 노즐경이 큰 경우의 쪽이 방사선상의 신장 유동하에서 보다 현저히 엉킴점 밀도의 저하가 진행되나, 이 때 운동성이 높은 분자쇄 말단에 비해 운동성이 낮은 분자쇄의 중앙부근의 엉킴점 밀도가 집중적으로 저하하고, 그 결과로 엉킴점간 분자량 분포가 넓어질 가능성이 있다.
이러한 현상은 PET 레이저 가열방사를 상정해 행한, 용융방사 과정의 수치해석과 분자쇄의 엉킴상태의 변화를 해석하는 거칠기 가시화 분자 동력학계산[20]을 조합한 해석에 의해 예측되고 있다. 이 예측결과를 고려하면, 엉킴점간 분자량 분포가 넓은 상태에서 구조가 동력되어 형성된 섬유에 인장응력 또는 변형을 가할 경우, 엉킴점간 분자량이 작은 부분에 선택적으로 응력이 집중, 이것이 섬유의 tougheness와 강도의 저하에 이어지는 것으로 생각할 수 있다.
4. 결론
고 분자량 PET의 용융방사에 있어서 노즐경의 변화가 얻어지는 섬유의 구조와 물성에 미치는 영향에 대해 검토하였다.
일반적으로 방사속도의 증가에 따라 미연신사의 강조는 증가하고 신도는 저하하나, 이 신도와 강도의 관계 plot는 노즐경의 축소에 따른 우상 방향으로 쉬프트, 미연신사의 toughness가 향상한다는 것이 밝혀지게 되었다. 미연신사의 인장시험에 의해 얻어진 眞 응력-眞왜곡선의 중첩에 의해 master curve를 제작함과 함께 각 섬유의 네트워크 연신비를 구하였다. Master curve 중의 歪硬化(왜경화)의 개시점은 노즐경의 확대에 따라 높은 왜측으로 이동하였다. 한편 고무탄성론에 준해 열수축응력과 네트워크 연색비로부터 구한 엉킴점 밀도는 노즐경의 확대에 따라 현저히 저하하였다.
용융방사과정의 수치해석 결과로부터는 노즐경의 확대에 따라 최대 신장왜속도와 Deborah 수가 증가한다는 예측을 얻었다. 한편 노즐경의 확대는 동시에 용융연신비의 증대로 이어지나, 이들 두 개의 파라메타가 용융방사 과정에 있어서의 엉킴구조변화를 지배하는 중요한 인자가 되는 것으로 고찰되었다. 노즐경을 변화시켜 얻어진 미연신섬유에 2단 연신을 가한 결과 연신사에 대해서도 노즐경의 축소에 따라 toughness가 증가, 방사단계에서 얻어진 toughness의 향상이 연신 후에도 보존된다는 것이 밝혀졌다.
단 3.2항에서 행한 엉킴점 밀도에 관한 2종류의 해석결과는 어디까지나 평균값으로, 상술한 바와 같은 엉킴점간 분자량분포의 개념을 도입하는 경우는 해석결과가 분자량분포의 어떠한 평균값을 대표하고 있는가에 대해 검토할 필요가 있다. 이론적 고찰을 포함해, 이 점에 대해서는 장래의 과제로 하고 싶다.
본 연구에서는 신에너지, 산업기술총합연구기구(NEDO)의 위탁에 의해 실시하고 있는 “재료 나노테크놀로지 프로그램, 정밀 고분자기술 프로젝트”의 고강도 섬유분과회에서 행해지고 있는 것이다.
참고문헌
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