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1 1 특집 : 용접부잔류응력및피로평가를위한해석기술 유한요소해석을이용한 Arc 용접부의온도분포예측표준화 Standardization for Temperature Distribution Prediction of the Arc Weld using FEA Commission of Design, Analyses and Structural Strength of Welded Structures 1. 서론 1990년대부터고강도강의사용이증가함에따라선체용접부의피로파괴발생빈도가증가하고, 최근한계상태 (limit state) 즉, 최종종강도 (ultimate longitudinal strength) 평가시잔류응력 (residual stress) 및변형 (distortion) 등의 initial imperfection을고려한설계에대한요구가점차증가하고있다. 이러한잔류응력을고려한정 동적설계는선박뿐아니라, 석유정제설비및대형보일러그리고, 해양구조물등모든용접구조물의설계및제작시반드시고려하도록요구되고있으며, 이러한경향은효율향상을위한사용및운전조건의가혹화, 그리고환경문제등에기인하여점점더강화될것으로보인다. 지난 1996년부터 IIW(International Institute of Welding) 의 Commission X "structural performance of welded joints : fracture avoidance" 와 Commission XV "design analysis and fabrication of welded structures" 는 joint working group(x/xv-rsdp, residual stress and distortion prediction) 을결성하고, phase 1에서축대칭요소를이용한 girth 용접부의잔류응력예측에대한 round-robin test를수행하였으며, 현재용접구조물의조립시잔류응력및변형측정에관한 2차 round-robin test를진행중인것으로알려져있다. 그러나 IIW round-robin test phase 1에서참여기관간의온도분포해석결과에서큰차이가발생하였으며, 이로인해최종잔류응력예측결과에도큰차이가발생하였다 1-3). P. Dong 등은 IIW의 round-robin phase 1에서각참여기관별잔류응력의발생원인으로부적절한입열모델에기인한용접부온도분포의차이와용접부의소성거동및용융 / 재융융에따른역학적고려의부족을지적한바있다 [4]. 이는용접부의잔류응력에대한수치해석을 이용하여정량적으로예측하기위해서는먼저용접부의온도분포에대한표준화가선행되어야함을의미한다. 대한용접학회 (KWS) 산하에서는유한요소해석을이용한용접잔류응력평가시평가자에따른오차를가급적줄이고신뢰성높은결과를얻기위한유한요소해석방법을정하기위한첫단계로위원회산하각기관이참여하는아크용접부온도분포예측을위한 round-robin을 2003년 4월부터 3차례에걸쳐수행하였으며, 각참여기관별해석결과를토대로유한요소해석을이용한용접부온도분포의예측을위한합리적인해석방법에관한지침을제정하였다. 2. Round Robin Test 유한요소해석을이용한아크용접의온도분포예측을위한지침서를마련하기위하여본위원회에서는총 3회에걸쳐 4가지해석모델에대하여 round-robin test( 이하 RR test) 를수행하였으며, 본고에서는 3차 RR test에서사용된평가모델중 Fig. 1의 FCA (flux cored arc)-sa(submerged arc) 다층용접부에대한내용만을다루고자한다. 이는 Fig. 1의해석모델의경우 Table 1과같이본위원회에서평가한용접 process 를모두포함하고있으며, 다층용접에따른효과를검토할수있는참고자료로도활용이가능하기때문이다. 3차 RR test에서는각기관에서온도분포해석시참여기관별로발생할수있는오차를최소화하기위하 Fig. 1 3 차 RR test 의 FC-SA 다층용접부모델의형상및주요치수 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 497

2 2 용접 Pass Table 1 FC-SA 다층용접부모델의용접조건 기법 초기온도. [ ] 전류 [A] 용접조건 전압 [V] 속도 [mm/min] 1 FCA ( 1.4) SA ( 4.8) (700*) (32*) (325*) Fig. 2 FC-SA 다층용접부모델의온도분포측정위치 여 Fig. 2에나타낸용접부의각위치에서 K type 열전대를이용하여계측된온도분포결과와 1, 2차 RR test를통하여제정된해석 guide line을함께제공하였다. 2.1 해석 Guide Line 1) 요소망 Fig. 1의해석모델에대한요소망 (finite element mesh) 은 Fig. 3과같이각용접 pass에대해제공된용접부의형상치수를토대로각기관별로생성하였다. 이때, 용착금속과용접부근방즉, 열영향부에서용접부의요소크기는평균적으로 mm 가되도록 (a) 1st Pass (FCA) 하였으며, 단계적인적층을수행하기위하여용착금속내의모든요소는생성후최초해석모델로부터제거된후각 pass에해당하는입열이가해지는시점에순차적으로재생성되는기법을적용하도록하였다. 2) 용접열전달해석조건 열전달해석시사용된물리적상수및재료의열적특성치의기준은 Table 2, Fig. 4와같으며, 대부분의재료물성을참여기관에서저탄소강또는연강에적합한값을적용하는것을원칙으로하였다. RR test의참여기관별열적특성치의차이는별도의조사결과미미한것으로판별되었다. 3) 수치계산조건 용접개시의초기온도는상온이며, 다층용접에서적층에따른용접입열로인한해석모델의가열및냉각에따른천이온도변화를정상상태에도달하기까지계산하였다. 여기서정상상태는단위시간당온도변화가 /sec보다작을때달성된것으로가정하였다. 4) 용접입열모델 용접부단면 2차원해석모델에적용이가능한다양한용접입열모델을참여기관에서자율적으로선택하여 물리적상수 열적특성치 Table 2 열전달해석시사용된재료특성값 모재및용접재 Mild Steel 초기및층간온도 [ ] 20 고상온도 [ ] 1440 액상온도 [ ] 1510 잠열 [J/kg] 밀도 [kg/m 3 ] Fig.4 또는 비열 [J/kg ] 참여기관 열전도도 [W/m ] 결정 대류열전달계수 [W/m 2 ] 복사 참여기관결정 (b) 2nd Pass (c) 3rd Pass Fig. 3 Model I 의용접부단면정보 Fig. 4 온도에따른연강의열적물성치의거동 498 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005

3 유한요소해석을이용한 Arc 용접부의온도분포예측표준화 3 사용하도록제안하였으며, 시간에따른열속의 amplitude 변화가일정속도를갖는이동용접열원을합리적으로반영하도록하였다. 각참여기관에서사용한입열모델은다음과같다. 1 균일분포체적열속 (Uniform Body Heat Flux, UBHF ) 2 균일분포표면열속 (Uniform Surface Heat Flux, USHF) 3 균일분포체적 + 표면열플럭스 (Combined Uniform Heat Flux, CUHF) 4 가우시안열플럭스모델 (Gaussian distribution of Heat Flux, GHF) 5) 아크효율용접열전달해석에서아크효율 (arc efficiency) 은천이온도분포의차이를유발하는주변수중하나이다. 1, 2차 RR test 결과준정상상태조건 (quasisteady state condition) 과 2차원해석모델을이용한용접부의온도분포해석시용접부의용융지형상과각위치에서최고온도분포및천이온도구간예측시가정하여적용한아크효율값이참여기관에따라상당히큰차가있었으며, 기존의 3차원해석및계측을통하여제안된아크효율의타당성에대한의문이제기되었다. 이는 IIW에서수행한용접잔류응력해석을위한 RR test의 1 단계에서제기된문제와동일하다 4). 따라서, 3차 RR test에서는각용접기법별아크효율의범위를 Table 3과같이제안하였다. 6) 용융지내의 Stirring 효과액상의용착금속의유동으로인한 convection 효과를고려하고용융지의최고온도가용착금속의기화 (vaporization) 온도를초과하는것을방지하기위하여재료의융점이상의온도에서열전달계수를가상으로높여주는수치해석상의기법이사용된다. 각참여기관에서는용융지내의최고온도가 3000 를초과하지않는제약조건을만족하도록융점 (1510 ) 이상의온도에서의열전달계수값을임의로조정하여사용하도록하였다. line을토대로각참여기관에서사용한해석조건은 Table 4, Fig. 5와같다. Table 4와같이참여기관 A 와 B 는균일분포체적열속 (UBHF) 과균일분포체적및표면열속 (CUHF) 을사용하였으며, 참여기관 C 는균일분포체적열속과가우시안분포의표면열속 (GHF) 의혼합열속을함께적용하였다. 그리고용접부에서의열손실은모든참여기관에서온도의존성을고려한자연대류에의한열손실이발생하는것으로가정하였다. 각기관에서생성한요소망은전술한제약조건을모두충족하고있었으며 Fig. 6과같이용접부의두께방향의각위치에서 groove line과 fusion line을따른입열영역에따라크게 2가지로구분되었다. Table 4 참여기관별해석조건 참여기관 A B C D Keff *1 [W/m ] UBHF 입열모델 UBHF CUHF +GHF 아크효율 *1 K eff : 용융온도이상에서열전달계수 (a) INST-A (b) INST-B, D Fig. 5 참여기관별열속 amplitude (q: 열속, t: 가열시간 ) 2.2 참여기관별해석조건 (a) INST-A, C, D 전절에기술한 3 차 RR test 를위한해석 guide Table 3 RR test 를위한용접 process 별아크효율 용접기법 아크효율 FCA SA (b) INST-B Fig. 6 참여기관별요소망 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 499

4 4 2.3 RR Test 결과 천이온도및최고온도분포 Fig. 7은각용접 pass에서 Fig. 2에도시한관찰위치 C 와 D 에서천이온도거동에대한참여기관별해석및실험결과를함께도시한것이다. 이때, 각참여기관에서사용한입열모델은모두균일분포체적열원, UBHF이다. Fig. 7의 (a) 와 (b) 같이 FCA 용접즉, 1, 2 pass의용접시용접부의각위치에서가열및냉각과정중온도천이거동에대한각기관의해석결과는실험결과와매우잘일치하고있다. 그리고, Fig. 7의 (c) 에도시한 SA 용접부의경우아크효 율로 0.6을적용한참여기관-D(INST-D) 를제외하고는각측정위치에서참여기관별천이온도거동에대한해석및실험결과가비교적잘일치하고있음을알수있다. 이는 3차 RR test의해석 guide line에서제시된 FCA(0.65~0.75) 와 SA (0.8~0.85) 의용접아크효율이 2차원모델을이용한유한요소해석에타당함을의미한다. 그러나 FCA의용접즉, 1, 2 pass 용접시거의전냉각과정을거치는동안해석및실험에의한용접부의천이온도거동특성이거의일치하는반면에 SA 용접이적용된경우천이온도거동에오차가발생하고있음을알수있다. 이는주변대기와의열전달에의한열손실을용접 process 에따라달리결정해야함을의미한다. Fig. 8은용접부의상 하부면을따른최고온도분포를도시한것이다. Fig. 8과같이참여기관-C의하부면 (Line_A) 결과를제외하면참여기관간의해석결과가거의일치한다. 그리고참여기관-C에서각용접 pass에서최고온도를평가하였다는점을고려하면각기관별해석결과간의오차는거의무시할수있는것으로판단된다. (a) 1st Pass (a) 하부 (Line_A) (b) 2nd Pass (c) 3rd Pass Fig. 7 FC-SA 다층용접부의용접 pass 와각측정위치에서온도천이거동 (UBHF) (b) 상부 (Line_B) Fig. 8 FC-SA 다층용접부의상 하표면에서최고온도분포 (UBHF) 500 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005

5 유한요소해석을이용한 Arc 용접부의온도분포예측표준화 5 (a) 1st Pass Fig. 10 FC-SA 다층용접부의 fusion line 에대한해석및실험비교결과 (UBHF) (b) 3rd Pass Fig. 9 FC-SA 다층용접부의용접 pass 와각측정위치에서온도천이거동 (INST-A, B : CUHF. INST-C : UBHF+GHF) Fig. 9는체적과표면열속이혼합된형태의입열모델을이용한각참여기관의해석및실험결과를상호비교하여도시한것이다. Fig. 9와같이참여기관-C (INST-C) 의해석결과를제외한타참여기관의해석결과는실험결과와매우잘일치하고있다. 그리고참여기관-C의경우혼합열속중 50% 를차지하는가우시안분포의열속모델링과정중 50% 만이용접부에작용하여발생한오차인점을감안하면기관별편차는매우미미한수준임을알수있다 용융지예측 Fig. 10은균일분포체적열원 (UBHF) 을이용한각참여기관의 3차 RR test에서의용접부온도분포해석결과로부터구한용융선 (fusion line) 과용접부 macro 단면에서계측된용융선을상호비교하여도시한것이다. 그림의결과와같이용융선의경우전절에서기술한용접부의천이온도거동과는달리참여기관별편차가클뿐아니라실험및해석결과간의차이도다소크게발생하였다. 각참여기관에서추정된용융선의차이는 Table 4와같이용접아크의효율의차 이와용접입열이가해진영역즉, Fig. 6의요소망의차이에기인한것으로판단된다. 그러나해석및예측된용융선의차이는용접부해석과관계된매우다양한인자들의상호작용에기인한것이므로이의원인을규명하기위해서는 stirring effect의적용영역및크기등다른여러개별인자들에의한상호작용을함께검토해야할것으로판단된다. 3. 용접부의냉각속도와용융지 3.1 평가모델및방법 용접부의냉각시온도분포예측및용융지형상을보다정량적으로예측하기위한지침을마련하고자 RR test에서사용된해석모델중 Fig. 11에도시한일면 SA 용접부에대한해석결과를상세히검토하였다. 시험편에대한용접조건은 Table 5와같으며, 해석시사용된입열모델은균일분포체적열원 (UBHF) 이다. 용접기법 SA With IRN Powder Fig. 11 일면 SA 용접부해석모델 Table 5 일면 SA 용접부의용접조건 초기온도 [ o C] 전류 [A] 용접조건 전압 속도 [V] [mm/min] 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 501

6 6 (a) D = 36mm Fig. 13 일면 SA 용접부에서 stirring effect 적용영역에따른용용지형상비교결과 (UBHF) (b) D = 50mm Fig. 12 열전달계수값에따른일면 SA 용접부의각위치에서천이온도거동 3.2 해석결과및고찰 Fig. 12는일면 SA 용접부에대한 2차원온도분포해석시적용된열전달계수의변화에따른용접부상부표면에서의온도천이에대한해석및계측결과를비교하여도시한것이다. 여기서대류에의한열손실은참여기관에서사용한대류열전달계수의평균치이다. Fig. 13과같이용접부의냉각속도는열전달계수값이증가함에따라증가하며, 복사에의한열손실 (h rad) 이고려된경우실험결과와매우유사한거동을보이고있음을알수있다. 이는용착금속의형성초기에용융지에서발생하는열손실의대부분은모재로의열전도에의해좌우되는반면에용접부가어느일정온도로냉각된후부터는전도뿐만아니라주변대기와의자연대류와복사에의한열손실도온도변화에실제적인영향을준다는것을의미한다. Fig. 13은용접부에서융점 (1510 ) 을초과하는온도구간에서용융지유동효과 (stirring effect) 를고려하기위하여열전도계수를가상으로 100배정도증가시킨 k eff 를입열영역에만적용한경우 (WM) 와입열영역과모재에함께적용한경우 (WM & BM) 의해석 Fig. 14 일면 SA 용접부에서가열영역의크기에따른용용지형상비교결과 (UBHF) 및실험결과를도시한것이다. 이때사용된입열영역은용융지의형상과같은것으로가정하였다. Fig. 13 과같이유동효과를위한 k eff 가적용된영역에따라용융지의형상에는최대 100% 이상의큰차이를보이며, 가열영역이내에만유동효과를고려한경우 (WM) 의해석결과는계측된용융선과최대약 5mm 오차범위이내에서비교적잘일치하고있음을알수있다. 그리고이러한오차는 Fig. 14와같이가열영역을용접 groove내로제한한경우약 3mm 이내로감소함을알수있다. 4. 결론 아크용접부의온도분포예측을위한 2 차원유한요소해석방법에관한지침을마련하기위하여 3 차에걸친 RR test를수행하고다음과같은결과를얻었다. 1) 3차 RR test에서규정한해석 guide line에따른각참여기관별해석결과간의편차는매우미미하였으며, 모든참여기관의해석결과는실험결과와매우잘일치하였다. 502 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005

7 유한요소해석을이용한 Arc 용접부의온도분포예측표준화 7 2) 용접입열모델에따른용접부의온도편차는매우미미하다. 그러나용접조건에따라용접부로유입되는입열량에따른온도편차는매우크다. 3) 준정상상태의 2 차원유한요소해석을이용한용접부의온도분포예측시 FCA와 SA용접아크효율의적정범위는각각 0.65~0.75, 0.8~0.85이다. 4) 용접부의천이온도분포평가시용접입열량이상대적으로작은 FCA의경우자연대류에의한열손실만을고려하여도비교적정확한예측이가능하지만, 용접입열량이상대적으로큰 SA 용접부의온도구배를예측하기위해서는복사에의한열손실을함께고려해야한다. 5) 용접부용융지의형상및크기를보다정량적으로예측하기위해서는용융지유동효과를고려하기위해가상으로높인열전도계수의적용구간을열속이주어지는가열영역이내로제한해야하며균일분포체적열원을이용한경우가열영역은용접부의비드와개선면내로제한해야한다. 후기 본건은대한용접학회산하 ( 이하위원회로칭함 ) 에서주관하고대우조선해양 ( 주 ), 삼성중공업 ( 주 ), 조선대학교, 한국원자력연구소, 한국전력기 위원회로칭함 ) 에서주관하고대우조선해양 ( 주 ), 삼성중공업 ( 주 ), 조선대학교, 한국원자력연구소, 한국전력기술 ( 주 ), 현대중공업 ( 주 ) ( 이상가나다순 ) 의연구지원및 3차의 round robin 을통한공동연구활동의결과를바탕으로정해졌으며, 현대중공업 ( 주 ) 의신상범회원, 조선대학교박정웅회원이종합하여공동집필하였다. 본건을위해참여해주신기관의지원에감사드립니다. 또한지면관계로본지침에상세히나타내지못한모든실험및해석결과와공동연구결과는추후위원회가정하는방법에따라별도배포될예정이다. 참고문헌 1. Gordon, R., IIW X/XV JWG RSDP round-robin Phase 1 : Revised Protocol, Nov., Dong, P. and Janosch, J.-J., "Residual Stress Compendium Compilation : Draft Protocol and Call for Participation", IIW Doc. IIW-X-XII-XV-RSDP , January, Gordon, R. and Koppenhoefer, K.,"Progress Update on IIW round-robin on Residual Stress and Distortion Prediction", IIW Doc. IIW-X/XV-RSDP Dong. P. and Hong. J. K.,"Analysis of IIW X/XV RSDP Phase I round-robin Residual Stress Results 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 503

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