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세경 성
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1 48 연구논문 국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 이세환 * * 한국원자력연구소 Fatigue Assessment of Reactor Vessel Outlet Nozzle Weld Considering the LBZ and Welding Residual Stress Effects Se-Hwan Lee* *Korea Atomic Energy Research Institute, P.O Box 15, Yuseong Daejeon, 35-6, Korea Abstract The fatigue strength of the welds is affected by such factors as the weld geometry, microstructures, tensile properties and residual stresses caused by fabrication. It is very important to evaluate the structural integrity of the welds in nuclear power plant because the weldment undergoes the most of damage and failure mechanisms. In this study, the fatigue assessments for a reactor vessel outlet nozzle with the weldment to the piping system are performed considering the welding residual stresses as well as the effect of local brittle zone in the vicinity of the weld fusion line. The analytical approaches employed are the microstructure and mechanical properties prediction by semi-analytical method, the thermal and stress analysis including the welding residual stress analysis by finite element method, the fatigue life assessment by following the ASME Code rules. The calculated results of cumulative usage factors(cuf) are compared for cases of the elastic and elasto-plastic analysis, and with or without residual stress and local brittle zone effects, respectively. Finally, the fatigue life of reactor vessel outlet nozzle weld is slightly affected by the local brittle zone and welding residual stresses. *Corresponding author : sehlee@kaeri.re.kr (Received September 16, 25) Key Words : Fatigue assessment, Reactor vessel outlet nozzle, Welding residual stress, Local brittle zone 1. 서론 원전설비를포함한기존산업구조물들은다수의용접부를포함하고있다. 이러한용접부는구조물의구조건전성, 특히피로강도측면에서취약한부위로널리알려져있다. 이러한원인은용접부의고유특성으로용접공정의특성상발생하는용접결함과용접잔류응력의영향으로균열의생성및성장가능성이높기때문이다. 또한주로저합금강의다층용접 (multi-pass welding) 시재료의미세구조의변화로생성되는국부 취화부 (local brittle zone: LBZ) 가존재하게된다 1). 이러한취성영역의위치는용착금속이용융되어지는경계 (Fusion line) 로부터최대 5mm 정도로아주작으며용접열영향부 (Heat Affected Zone) 내에존재하게되며재료의인장강도와파괴인성치등이비정상적으로낮아지는성질을갖는다 2). 이러한재료의국부적인인장강도저하효과는구조물의재료측면의불연속성에의한노치효과 (notch effect) 로표현되며구조물에응력집중을발생시킬수있다. 특히저주기피로 (low cycle fatigue) 범위에서는 LBZ 를제외한용접부가적은소성변형을가져오더 156 Journal of KWS, Vol. 24, No. 2, April, 26

국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 49 라도 LBZ 에서는국부적인큰반복소성을일으킬수있다 3). 그러나기존설계과정에는피로측면에서 LBZ 와잔류응력을고려하지않고있다. 그러므로본연구에서는원전용접부의용접잔류응력효과와용접부의국부취화효과를고려하여피로강도평가를수행하였다.

2 국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 49 라도 LBZ 에서는국부적인큰반복소성을일으킬수있다 3). 그러나기존설계과정에는피로측면에서 LBZ 와잔류응력을고려하지않고있다. 그러므로본연구에서는원전용접부의용접잔류응력효과와용접부의국부취화효과를고려하여피로강도평가를수행하였다. 연구대상원전용접부는원자로압력용기출구노즐배관용접부로선정하였으며용접잔류응력의계산은비정상열 / 탄소성유한요소해석을통하여수행하였다. 국부취화부의인장물성치저하는기존연구결과를 2) 사용하여예측하고피로강도평가에적용하였다. 용접잔류응력을고려한피로강도의평가는기본적으로 ASME B&PV Code, Section III의평가절차를따르며, 용접잔류응력의영향은수정식을사용하여고려하여평가하였다. 2. 용접잔류응력해석 2.1 해석모델및해석절차 본연구에서는해석대상으로한국표준형원전 (KSNP) 에사용된원자로압력용기출구노즐의배관용접부를선정하였다. Fig. 1에원자로압력용기출구노즐부위와배관분위를그치수와함께표시하였다. 노즐및배관에사용된재질은각각 SA58 Gr.3, Cl.1 Fig. 2 FE mesh generation and boundary conditions with weldment details 및 SA58 Gr.1a 이며 Table 1에용가재 (filler metal) 와함께각재료의화학조성을나타내었다. 전체해석에사용된유한요소의형상은 Fig.2 와같으며온도구배가심한용접부부분은정확한해석을위하여보다조밀한요소형태로상세그림과같이구성하였으며, 4 절점요소를사용하였다. 절점 (node) 수는 1164 개, 요소 (element) 수는 165 개로구성하였다. 온도분포해석및응력해석에사용된모델은같으며, 이차원축대칭모델을사용하였다. 용접잔류응력분포를구하기위한해석절차는용접열원에의한가열및냉각을포함하는온도분포해석을먼저수행하고그온도분포결과를이용하여응력을구하는열 / 탄소성해석을수행하였다. 2.2 온도분포해석 Unit: mm Fig. 1 Shape and size of the reactor vessel outlet nozzle for KSNP Table 1 Chemical composition of materials (Unit: Weight %) Comp. C Mn P S Si Ni Cr Mo V Mat l SA Gr.3,Cl.1 max -1.5 max max max -.6 max SA Gr.1a max max max -.4 max max max max E 재료물성치및경계조건노즐및배관그리고용가재로사용된각재료의열적인재료물성치는실제거의동일하며배관모재인 SA58 Gr3. Cl.1 의재료물성치로가정하였다 4-5). 온도분포해석및응력해석에사용된재료물성은온도에따라변화하는값을사용하여재료물성변화의비선형성을고려하였다. 온도해석에사용된물성치는 Fig. 3 과같다. 해석시간및계산의효율성을위하여열전도 Lumped pass 모델을사용하였다 6). 또한각패스의용입은요소추가및제거 (element birth and death) 기능을이용하여모델링하였다 7). Fig. 3에나타낸바와같이전체용접부는 6개의각용접패스로구분하였으며초기온도는 25 로용접패스의용접가열온도는용융온도로가정하고입력하였다. 또한용접예열및층간온도조건도해석에반영하였으며그조건은 Table 2 와같다. 용접부열적경계조건은 Fig. 3에나타낸것과같이배관부끝단및노즐헤드부 1/4 끝단은단열 大韓熔接學會誌第 24 卷第 2 號, 26 年 4 月 157

3 5 이세환 Specific heat [J/kg ] Specific heat 2 Thermal conductivity Temperature[ ] 8.E-6 (a) Specific heat and conductivity Thermal conductivity [W/m ] Temperature[ ] Node 486 Node Time[sec] Fig. 4 Temperature vs. time history at nodes Density [kg/mm^3] 7.8E-6 7.6E-6 7.4E-6 7.2E-6 7.E-6 6.8E-6 6.6E-6 6.4E-6 6.2E-6 Density Temperature [ ] (b) Density Fig. 3 Thermal properties for temperature analysis Table 2 Specifications of welding parameters Welding Process Voltage (V) Current (A) Parameters Speed (Cm/min) Pre-heat temp. (C) Inter-pass Temp. (C) SMAW ~18 6~ min. 25 max. 조건을적용하였고용접부근처와그외나머지부분은다음 (1) 식과같이대류조건을적용하였다. at inner and outer surface at pipe end and 1/4 nozzle end(1) 여기서 k는열전도도, h는대류열전달계수, n은표면에서의수직방향벡터이고외부온도 T a 는 25 로가정하였다 온도분포계산결과 Fig. 4는 Fig. 3의상세그림에표시된여섯번째용접패스근처의두절점에서의온도분포이력을나타 내고있다. 가로축은해석시간을나타내고세로축은온도를표시하며, 첫번째용접패스의용입부터마지막여섯번째용접패스가용입되고냉각될때까지전체용접시간에대한온도분포이력을나타낸다. 결과는다층패스용접의결과로생긴가열과냉각을반복하는결과를나타냄을알수있다. 기존다층용접 (multi-pass welding) 에서볼수있는전형적인톱니형태의온도분포경향을나타내고있다 8). 2.3 잔류응력해석 재료물성치및경계조건잔류응력해석은온도분포해석결과를이용하여탄 / 소성응력해석을수행하였다. 온도분포해석과마찬가지로용접부, 노즐및배관재료에대한기계적재료물성치는 SA58 Gr.3 Cl.1 으로동일한값으로가정하였으며온도변화에따른각물성치는 Fig. 5에나타내었으며 4-5) 포와송비 (Poisson ratio) 는동일하게.29 로가정하였다. 재료의탄소성거동을모사하기위해사용된모델은재료의항복개시조건에 von Mises 항복기준을사용하였고, 소성거동의유동법칙 (flow rule) 은온도에따른항복응력과소성변형률로정의되는 linear kinematic hardening 모델을사용하였다. 경계조건의적용은 Fig.3 에나타낸바와같이배관부끝단에서 y방향으로고정하고, 노즐부하단에서는단면에수직한방향, 즉 y 방향으로고정함으로써강체운동을구속하였다. 이러한경계조건은잔류응력해석및천이응력해석에동일하게적용하였다 잔류응력해석결과용접부잔류응력해석은상용유한요소패키지인 ABAQUS 를사용하였다. 2차원의축대칭요소를사용하고열탄소성해석방법을이용하여용접잔류응력해 158 Journal of KWS, Vol. 24, No. 2, April, 26

4 국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 51 Elastic modulus [MPa] Thermal expansion coefficient(mean)[m/m ] 2.5E+5 2.E+5 1.5E+5 1.E+5 5.E+4.E+ 2.5E-5 2.E-5 1.5E-5 1.E-5 5.E-6.E Temperature [ ] Elastic modulus Yield strength (a) Elastic modulus and yield stress Expansion coefficient Temperature [ ] (b) Thermal expansion coefficient Fig. 5 Mechanical material properties for stress analysis 석을수행한결과는다음과같다. Fig. 6은 Fig. 3의상세그림에나타낸용접중심선에서의잔류응력분포를나타내고있다. 대부분의응력성분들이다층용접에의한응력구배의영향으로구부러진분포를보인다. 그러나전체적인경향은용접중심선을따라배관부내면에서는압축응력이작용하고외면에서는항복응력을초과하는큰인장잔류응력을갖는굽힘형태의잔류응력분포를나타내었다. 축방향응력 (axial stress: σ yy ) 은내면에서압축잔류응력을가지다배관두께의절반 5 Yield strength [MPa] 이후부터인장을보이다평형을이루는거동을보였다. 또한두께방향응력 (radial stress: σ xx ) 은크기가상대적으로작으며외경부분에서는원주방향응력 (hoop stress: σ zz) 이가장큰응력성분으로나타났다. 배관외경부위에서의잔류응력분포의한예는 Fig. 7에나타내고있다. Fig. 3의상세그림에표시한것처럼외경부용접중심선으로부터 B방향으로일정거리까지의잔류응력분포를나타내고있으며, 용접부중심에서원주방향응력 (σ zz ) 이항복강도이상존재하며중심선으로부터거리가멀어지면그크기가영 (zero) 에가깝게줄어들었다. 두께방향응력성분은용접부중심선에서와마찬가지로상대적으로그크기가작게분포하였다. 축방향의응력은주어진구간에서모두인장을나타내며항복강도이상의크기를나타내고있다. 3. 국부취화부예측 3.1 미세조직예측 원자로압력용기노즐및배관에사용된 SA58 Gr.3 Cl.1 의온도에따른평형상태도는 Fig. 8에나타낸것과같이계산되어진다 9). 용접부와모재의경계선 (fusion line) 으로부터일정부분떨어진크기에존재하는열영향부 (HAZ) 의결정립의크기 (grain size) 를고려하고결정립의성장결과를이용한 TTT 선도를이용하여 SA58 Gr.3, Cl.1 재료에대한 CCT 선도를 Fig. 9와같이예측하였다 1,11). 3.2기계적강도예측재료의기계적강도의예측은석출상의체적률을이용한경험식 12,13) 에근거하고, Vickers 경도로부터항복강도 (σ y) 와인장강도 (σ u) 를예측하는다음식 (2) 를 Residual stress [MPa] Inside Outside σxx(radial) σyy(axial) -2 σzz(hoop) Mises -3 Distance from I.D at weld center line [mm] Fig. 6 Residual stress distributions at the weld center line (section A-A'in Fig.3) Residual Stress [MPa] σxx(radial) σyy(axial) -2 σzz(hoop) Mises -3 Distance from weld center at O.D [mm] Fig. 7 Residual stress distributions at the outer diameter from weld center line (direction B in Fig. 3) 大韓熔接學會誌第 24 卷第 2 號, 26 年 4 月 159

$52 이세환 Mole fraction of phases 1-1 -.1 -.1 1E-4 1:BCC 2:FCC 3:Ksi_Carbide 4:M3C 5:M7C3 6:M2C 7:MC 1E-54 3 6 9 12 Temperature(Celsius) Fig. 8 Equilibrium phase diagram of SA58 Gr.3, Cl.1 Fig.$ 8mm from FL Ms = 387 3 1.E+ 1.E+1 1.E+2 1.E+3 1.E+4 1.E+5 1.E+6 Time (sec) Fig. 9 CCT diagram of SA58 Gr.3, Cl.

8mm from FL Ms = 387 3 1.E+ 1.E+1 1.E+2 1.E+3 1.E+4 1.E+5 1.E+6 Time (sec) Fig. 9 CCT diagram of SA58 Gr.3, Cl.

5 52 이세환 Mole fraction of phases E-4 1:BCC 2:FCC 3:Ksi_Carbide 4:M3C 5:M7C3 6:M2C 7:MC 1E Temperature(Celsius) Fig. 8 Equilibrium phase diagram of SA58 Gr.3, Cl.1 Fig. 1 Defined interesting section, point, HAZ and LBZ 16 Temp. (C) 9 Ae 8 3 = 8 Ferrite 1% 7 Ae 1 = 688 Pearlite 1% Cooling curves Bs = Bainite 1% Bainite 99% 5 G=4.4, 5.mm from FL G=1.7, 1.8mm from FL Ms = E+ 1.E+1 1.E+2 1.E+3 1.E+4 1.E+5 1.E+6 Time (sec) Fig. 9 CCT diagram of SA58 Gr.3, Cl.1 Tensile strength(mpa) Present-as welded Present-PWHT Distance from fusion line(mm) Fig. 11 Tensile strength distributions along the line C-C shown in Fig. 1 이용하여압력용기배관용접부의기계적강도를예측하였다. 여기서, H V 는비커스경도 (Vickers hardness) 를의미하고 t 8/5 은 8 와 5 사이의냉각시간을나타낸다. 인장강도예측시필요한 H V 후즉비커스경도는석출상의분율과석출상에대한경도의혼합법칙식을통하여계산하였다 2,14). 용접경계선으로부터 Fig. 1에나타낸 C-C' 선을따라각경우의인장강도결과를나타내면 Fig. 11과같으며참고문헌 2,15) 의결과와도거의동일한결과를나타내었다. 열처리경우와처리를하지않은경우의인장강도분포차이를나타내고있으며, 약 5mm 부근에서최소의인장강도를나타내고있음을알수있다. 이와같은결과로부터, 본해석에서는용융선으로부터 (2) 약 5mm 부근까지를 LBZ 로정의하고 (Fig.1-11 참조 ) 인장강도의저하를모재항복강도의 7% 와 5% 로가정하여강도저하를고려하였다. 4. 천이해석및피로평가 천이해석 (transient analysis) 은실제원전가동시운전조건에의해구조물에발생하는응력상태를구하기위하여수행한다. 천이해석과정은실제가동중원전의열수력 (thermal-hydraulic) 데이터를기초로하여온도분포해석을먼저수행하고그에상응하는열응력및하중조건에의한응력해석으로구성된다. 열 / 탄소성해석모델은용접잔류응력해석의경우와동일한절차와방법을사용하였다. 4.1 천이온도및응력해석천이온도해석은해당열수력데이터를참조하여각천이조건별온도, 압력및유량이력을 Fig. 12에나타낸것과같이보수적으로단순하게재구성하여천이 16 Journal of KWS, Vol. 24, No. 2, April, 26

국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 53 Pressure(MPa) 3 T/H Analysis 25 Assumption 2 15 1 5 5 1 15 2 25 3 TIme(sec) (a) Pressure T/H Analysis 은탄성해석과탄소성해석에의한응력해석결과, A 점에서의주응력차이는 Fig.

Table 4에는아래 (3) 식과같이응력차로부터구한반복응력강도 (alternating stress intensity) 의최대값을각해석방법에대하여나타내고있다. 여기서는피로수명에영향을미치는주요천이경우 4가지에대해나타내고있다. Temperature( ) 35 3 25 Assumption (3) 여기서, 는응력차 ( ) 의절대크기이며 의최대값을 라한다.

6 국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 53 Pressure(MPa) 3 T/H Analysis 25 Assumption TIme(sec) (a) Pressure T/H Analysis 은탄성해석과탄소성해석에의한응력해석결과, A 점에서의주응력차이는 Fig. 13(a) 와 (b) 와같이나타난다. 상단의숫자는 Table 3에나타낸천이조건의그룹숫자를나타낸다. 그림으로부터응력해석결과탄성해석의경우응력차이가탄소성해석의경우보다크게나타남을알수있고이는소성에의한응력완화가고려되었기때문으로유추할수있다. Table 4에는아래 (3) 식과같이응력차로부터구한반복응력강도 (alternating stress intensity) 의최대값을각해석방법에대하여나타내고있다. 여기서는피로수명에영향을미치는주요천이경우 4가지에대해나타내고있다. Temperature( ) Assumption (3) 여기서, 는응력차 ( ) 의절대크기이며 의최대값을 라한다 TIme(sec) (b) Temperature Fig. 12 Thermal and hydraulic data 온도해석을수행하였다. 천이온도해석시경계조건은노즐부내면에서유한요소모델에포함되지않은클래딩 (cladding) 부분을등가열전달계수 (equivalent heat transfer coefficient) 를이용하여고려하였고외경부위에서는단열조건으로열전달해석을수행하였다. 천이응력해석은앞에서얻어진온도분포결과를이용하여열응력해석과동시에, 하중및경계조건을적용하여최종응력해석을동시에수행하였다. 해석에사용된천이조건은초기 21개에서그룹화를거쳐최종 15개의천이상태에대해해석을수행하였다. Table 3에는최종그룹화된 15개의천이상태의종류와 4년설계수명동안의발생횟수를나타내고있다. 천이응력해석은탄성, 탄소성그리고 Fig. 1에정의한 LBZ 의인장강도저하를재료의항복강도값의저하로고려하여각각모재항복강도의 7% 와 5% 로가정하고구분하여응력해석을수행하였다. 응력해석의고찰은국부취화부를포함하고응력해석결과주응력의차이가가장큰부위로 Fig. 1 나타낸 A점으로결정하였다. 4.2 응력해석결과먼저잔류응력과국부취화부의효과를고려하지않 결과로부터탄성해석에의한응력강도가탄소성해석에의한값보다전반적으로크게나타났다. 또한국부취화부를고려한해석에서는강도저하를모재항복강도의 5% 로가정한경우가 7% 로가정한경우보다더크게나타남을알수있었다. 이와같은결과로부터국부취화부의강도저하는피로수명에영향을미치고있음을확인할수있다. Stress(MPa) TIme(sec) (a) Elastic analysis TIme(sec) (b) Elastic-plastic analysis Fig. 13 Stress changes for various transients conditions (at point A shown in Fig. 1) Stress(MPa) 大韓熔接學會誌第 24 卷第 2 號, 26 年 4 月 161

7 54 이세환 Table 3 List of combined transients employed in the fatigue analysis Type Transients Group No. Name Occurrence (4 yrs) Remark Steady State Operation (Increasing) 1 N1A 1 Group No. 1: Steady State Operation (Decreasing) 1 N1B 1 N1A+N1B Normal Upset Daily load follow cycle (1-5%) 2 N2A 15 Group No. 2: Daily load follow cycle (5-1%) 2 N2B 15 N2A+N2B Turbine step load change (+1%) 3 N3A Turbine step load change (-1%) 3 N3B Large turbine load step decrease 3 N3C 18 Group No. 3: N3A+N3B+N3C Turbine ramp load change-increase 4 N4A 17 Group No. 4: Turbine ramp load change-decrease 4 N4B 174 N4A+N4B Non-load change events (Planned) 5 N5 9 Group No. 5 Non-load change events (Unplanned) 6 N6 2 Group No. 6 Plant events below power operation 7 N7 458 Group No. 7 Plant heat up 8 N8 5 Group No. 8 Plant cool down 9 N9 5 Group No. 9 Increase in heat removal by the secondary system 1 U1 7 Group No. 1 Decrease in heat removal by the secondary system 11 U2 1 Group No. 11 Decrease in R.C.S. flow rate 12 U3 3 Group No. 12 Reactivity and power distribution Anomalies 13 U4 4 Group No. 13 Increase in R.C.S. inventory 14 U5 3 Group No. 14 Decrease in R.C.S. inventory 15 U6 2 Group No. 15 Table 4 Calculated results of alternating stresses at point A by elastic and elastic-plastic stress analysis S a (MPa) Group No. Transient name Elastic Elasto-plastic LBZ (7% yield) LBZ (5% yield) 8 N N U U 누적손상평가결과본해석에사용한기본적인피로강도평가방법은 ASME B&PV Code Sec.III NB의절차에따라응력해석결과를이용하여누적사용계수 (Cumulative Usage Factor: CUF) 값을계산하여피로수명을평가하였다. 위에제시한코드에서는각재료별설계피로수명곡선 (design fatigue curve) 을제시하고평가하고자하는기기의설계수명을그래프로부터계산한다. 각천이조건의 S a 를위식 (3) 으로부터결정하고각 S a 에대한 해당설계피로선도를사용하여각천이조건의최대허용반복횟수 (N) 를결정한다. 각천이조건의사용계수 (usage factor) 는기기의수명기간동안응력범위별반복되는유형의사이클을중첩을고려하여중첩결과얻어진사이클유형 (n) 을허용반복횟수 (N) 로나눈값으로계산되어진다. 이러한각유형의응력사이클에대해각각의사용계수를구하여합한값이누적사용계수 (CUF: U) 로계산되어지며그값이 1 이상일경우설계를변경하거나다른해석방법등으로평가하도록규정하고있다 16). Table 5에는각해석방법에따른 CUF 계산결과 162 Journal of KWS, Vol. 24, No. 2, April, 26

8 국부취화부와용접잔류응력효과를고려한원자로출구노즐용접부의피로강도평가 55 Case No. Analysis Type CUF 1 Elastic Elasto-plastic Elasto-plastic with LBZ (7%-Yield Stress) Elasto-plastic with LBZ (5%-Yield Stress) Elastic with residual stress (no mean stress) Elasto-plastic with LBZ (7%-Yield Stress) and weld residual stress (no mean stress) Elasto-plastic with LBZ (5%-Yield Stress) and weld residual stress (no mean stress) Elastic with residual stress (mean stress) Table 5 Compared results of CUF values at point A for various cases Elasto-plastic with LBZ (7%-Yield Stress) and weld residual stress (mean stress) Elasto-plastic with LBZ (5%-Yield Stress) and weld residual stress (mean stress) 를나타내고있다. 탄성해석의경우 CUF 값이탄소성효과를고려한경우보다 2배가량증가함을알수있다. 마찬가지로, 탄소성효과와동시에국부취화부의강도저하를고려한경우의응력분포는국부취화부를고려하지않은탄소성해석결과보다약 7% 이상그크기가증가하여나타남을알수있다. 이러한결과는강도저하로인한누적손상의효과가반영되어 CUF 가증가함을알수있었다. 항복강도의변화에의한국부취화부의 CUF 계산결과는항복강도가 7% 에서 5% 로떨어지게되면약 5% 정도증가하였다. 잔류응력을고려한경우, 탄성, 탄소성및국부취화부를고려한해석의경우 1% 내외의응력강도의증가를보였으며 CUF 결과에반영되어나타났다 (Table 5 참조 ). 그러나주응력차이로평가하는기존응력강도방법은평균응력의효과가고려되지않기때문에그효과를고려하기위하여아래와같은수정 Goodman 식 (4) 를이용하여평균응력 (mean stress) 으로잔류응력효과를고려하였다 17). (4) 여기서, 이고 로정의되며 σ u 는인장강도를나타낸다. 일반적으로용접잔류응력은후열처리후에도존재하는것이대부분이지만본해석의경우전체천이사이클을 1회거친후거의소멸되는것으로판명되었다. 따라서, CUF 계산시처음1회사이클에서는잔류응력에의한평균응력을고려하고나머지사이클은잔류응력에의한효과를배제하였다. 그결과잔류응력효과를고려하지않은탄성해석시의결과보다 5% 이상증가함을알수있었다. 각경우의 CUF 계산결과는 Table 5에비교하여나타내고있다. 4. 결론 실제원전용접부에존재하는국부취화부의기계적강도저하와용접에의한잔류응력이피로수명에미치는영향을예측하였다. 국부취화부의미세조직과인장강도를기존예측방법에의하여계산하였고용접에의한잔류응력해석은열 / 탄소성유한요소해석방법을이용하여수행하였으며, 피로강도평가는기존 ASME Code 방법에추가적으로탄소성해석및국부취화부의인장강도저하성질을고려하였고잔류응력의효과를동시에고려하여평가한결과다음과같은결론을얻었다. 1) 유한요소해석결과잔류응력은최대값이항복강도이상의크기로일정분포를가지며존재하였다. 이러한잔류응력분포는수정 Goodman 식을사용하여평균응력효과로피로수명평가에고려한결과피로수명에적지만영향을미치게됨을알수있었다. 2) 탄소성해석결과누적사용계수 (CUF) 값은기존탄성해석의경우보다약 2배이상작게나타남을알수있었으며, 이는탄성해석의보수성이과다하게적용되고있음을증명한다. 3) 탄소성효과와동시에국부취화부의강도저하를 大韓熔接學會誌第 24 卷第 2 號, 26 年 4 月 163

9 56 이세환 고려한경우의응력분포는국부취화부를고려하지않은탄소성해석결과보다약 7% 이상그크기가증가하여나타남을알수있다. 이러한결과는강도저하로인한누적손상의효과가반영되어 CUF 가증가함을알수있었다. 4) 용접잔류응력의효과를평균응력으로고려한경우과다한보수성을가지는기존탄성해석의경우보다더큰 CUF 결과를가짐을알수있었으며이러한결과는피로강도평가시잔류응력의영향이중요함을판단할수있었다. 참고문헌 1. Kenji Ikeuchi, Jinsun Liao, Hiroki Tananbe and Fukuhisa Matsuda : Effect of Temper-bead Thermal Cycle on Thoughness of Weld ICCGHAZ of Low Alloy Steel, ISIJ International, 35-1(1995), J. S., Lee, S. G. and Jin, T. E., : Development and evaluation of predictive model for microstructures and mechanical material properties in heat affected zone of pressure vessel steel weld, Trans. of KSME, A, 26-11(22), Jaske, C. E. : Fatigue Strength Reduction and Stress Concentration Factors for Welds in Pressure Vessels and Piping, WRC Bulletin 432, (1998) 4. ASME Boiler and Pressure Vessel Codes, Sec. II, Part D, Nuclear Reactor Vessels, American Society of Mechanical Engineers, NY, Hunt, S., Gross, D., and Broussard, J. : Welding Residual Stress Models Material Properties, NRC tech. staff meeting, Dong, P., Zhang J. and Bouchard P. J. : Effects of Repair Weld Length on Residual Stress Distribution, Transaction of the ASME, 124-1(22), HKS Inc., : ABAQUS Standard User s Manual, Version 5.8., Murugan S., Gill T. P. S., Kumar P. V., Raj B. and Bose M. S. C. : Numerical Modelling of Temperature Distribution during Multipass Welding of Plates, Science and Technology of Welding and Joining, 5-4(2), Thermo-Calc AB, : Thermo-Calc User s Manual, Version M., Leblond, J.B. and Devauk, J. : A New Kinetic Model for Anisothermal Metallurgical Transformations in Steels Including Effect of Austenite Grain Size, Acta Metall, 32-1(1984), Avrami, M. : Kinetics of Phase Change. I: General Theory. J. Chem. Phys., 7(1939), Maynier, P., Jungmann, B. and Dollet, J. : Hardenability concepts with applications to steels, The Metallurgical Society of AIME, Warrendale, Pennsylvania, 1978, Svensson, L.E. : Control of Microstructures & Properties in Steel Arc Welds, CRC Press, Li, M,V., David, V., Lemmy, L.M., and David, G.A.,: A Computational Model for the prediction of Steel Hardenability, Met. and Mat. Trans. B, 29B(1998), Kang, S.Y., Kim, S.H., Oh, S.J., Kwon, S.J., Lee, S.H., Kim, J.H., and Hong, J.H. : Correlation of Microstructure and Impact Toughness of Heat Affected Zones of SA 58 Steel, J. Kor. Inst. Met. & Mater., 37-4(1999), ASME Boiler and Pressure Vessel Codes, Sec. III, Nuclear Reactor Vessels, American Society of Mechanical Engineers, NY, Dowling, N. E. : Mechanical behavior of materials, 2nd edition, Prentice Hall International, Inc., New Jersey, Journal of KWS, Vol. 24, No. 2, April, 26

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DBPIA-NURIMEDIA 32 연구논문 보수용접에따른이종금속용접부의잔류응력해석 이승건 *, 진태은 * 강성식 ** 권동일 *** * 한국전력기술 ( 주 ) ** 한국원자력안전기술원 *** 서울대학교재료공학부 Residual Stress Analysis for Repair Welding in Dissimilar Metal Weld Seung Gun Lee*,, Tae Eun Jin*,