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1 42 연구논문 상변태를고려한 HY- 강용접부의수축및잔류응력예측에관한연구 이희태 * 신상범 * * 현대중공업 ( 주 ) 기술개발본부산업기술연구소 A Study on the Prediction of Shrinkage and Residual Stress for the HY- Weldment Considering the Phase Transformation Hee-Tae Lee* and Sang-Beom Shin** *Industrial Research Institute, Hyundai Heavy Industries Co., Ltd., Ulsan , Korea **Industrial Research Institute, Hyundai Heavy Industries Co., Ltd./Ulsan Univ., Ulsan , Korea Abstract For high performance and structural stability, application of high strength steel has continuously increased. However, the change of the base metal gives rise to problems with the accuracy management of the welded structure. It is attributed to the martensite phase transformation of the high strength low alloy steel weldment. The purpose of this study is to establish the predictive equation of transverse shrinkage and residual stress for the HY- weldment. In order to do it, high speed quenching dilatometer tests were performed to define a coefficient of thermal expansion (CTE) at the heating and cooling stage of HY- with various cooling rates. Uncoupled thermal-mechanical finite element (FE) models with CTE were proposed to evaluate the effect of the martensite phase transformation on transverse shrinkage and residual stresses at the weldment. results were verified by comparing with experimental results. Based on the results of extensive and experiments, the predictive equation of transverse shrinkage and longitudinal shrinkage force at the HY- weldment were formulated as the function of welding heat input/in-plane rigidity and welding heat input respectively. * Corresponding author : hiteace@hhi.co.kr (Received October 26, 6) Key Words: HY-, Phase transformation, Transverse shrinkage, Residual stress, Heat intensity, Finite element analysis () 1. 서론 용접공정은급열, 급냉과정을동반하기때문에용접부에서는열변형이발생하며, 이들열변형은소성변형을유발한다 1). 열변형에의해단위용접부에서발생하는응력들은각변형, 좌굴변형, 그리고횡및종수축변형을유발시킨다. 이러한단위용접부에서의변형량이중첩되어전체용접구조물의정도를떨어뜨리기때문에단위용접부의잔류응력과변형제어가용접 구조물의정도를향상시키는데아주중요하다. 이런이유로 193년대이후부터용접변형에대한연구가지속적으로이루어져왔다 2). 하지만지금까지의대부분의연구결과는탄소강이나일반구조용강의용접부에집중되어고강도강, 저온용강등과같이비교적최근에개발된고기능성강재의용접변형및잔류응력에대한연구결과는매우제한적이다. 따라서대부분의산업현장에서는경험하지못한강재를이용한용접구조물의제작시 mock-up 제작을통하여선정된정도관리방안에의존하고있다. 그러나이러한접근방법은동 42 Journal of KWJS, Vol. 2, No. 1, February, 7

2 상변태를고려한 HY- 강용접부의수축및잔류응력예측에관한연구 43 일제품의대량생산에있어서는매우효과적이지만재료와용접공정이변경될경우여러번의시행착오를반드시수반하게된다. 특히, HY- 강과같이기계적물성을향상시키기위하여다수의합금원소들이첨가된고강도강의경우용접부의역학특성에미치는상변태의영향이매우크므로 3-) 정도관리방안을확보하기위해서는이를고려한정량적인변형예측기법의개발이요구된다. 따라서, 본연구에서는용접시발생하는상변태를고려한 HY- 강용접부역학특성평가기법을정립하고, 이를토대로용접부의횡수축및잔류응력예측기법을제안하고자하였다. 이를위하여균일분포의체적열원을이용하여용접부의냉각속도를평가하고, high speed quenching dilatometer로측정한열변형거동특성결과를토대로상변태를고려한유한요소해석기법을정립하고자한다. 그리고제안된해석기법을통하여 HY- 강의횡수축과종수축을유발하는잔류응력거동을평가하고, 이결과를토대로변형및응력에의한종수축하중예측기법을제안하고자하였다. 2.1 실험 2. 실험및해석방법 Table 1은본연구에서사용한 HY- 강의화학조성을나타내고있다. Table 1에서 HY- 강의탄소함량은.168wt% 수준이지만은강도와인성향상을위해첨가된합금원소에의해탄소당량은.786으로비교적높은수준이다. HY-강의마르텐사이트변태에의한부피팽창정도및실제용접조건에따른냉각속도별마르텐사이트분율을측정하기위해냉각속도를달리하며 high speed quenching dilatometer 실험을수행하였다. Table 2는본실험에서사용된 dilatometer 실험장치의제원을나타낸것이다. 실험시사용된냉각속도는 HY- 강의용접조건에대한용접부열전달해석을통해평가된용접부의최소및최대냉각속도범위로부터결정하였으며, HY- 강의온도에따른열팽 Table 1 Chemical compositions of HY- steel (unit : wt%) C Si Mn P S Mo Cu Ni Cr Al Table 2 Specification of high speed quenching dilatometer Max. Heating Temp. [ ] Max. rate [ /min] Heating Cooling Specimen Size mm Table 3 Welding conditions and dimension of the test specimen Welding Condition Specimen Size Current Voltage Speed Heat Intensity Width Length Thickness 6A 29V 7mm/min 14.7kJ/cm 4mm mm 14.mm 창계수 (coefficient of thermal expansion, CTE) 를계산하였다. 이상의결과를바탕으로 HY- 강용접부의용접변형및잔류응력을해석할수있는유한요소해석모델을개발하고 Table 3의용접조건및시험편에서의잔류응력거동을 hole drilling method (ASTM E837) 를이용하여평가함으로써개발된모델의타당성을검증하였다. 2.2 유한요소해석 냉각속도및용접부역학특성평가를위한용접부의온도구배는준정상상태조건 6) 을가정하여 2차원열전달해석을이용하여평가하였으며, 용접아크에의한열하중조건으로체적열원 (body heat flux) 을적용하였다. 그리고융점 (14 ) 이상으로가열되는영역에서는고상에서액상으로천이되는상변화를고려하기위하여잠열효과를도입하였으며 7), 액상용착금속의유동에따른열전달효과는유효열전달계수를도입하여고려하였다. 변형및잔류응력을위한비선형열탄소성해석은용접선방향으로의변위를제어하는 generalized plane strain condition을적용하였으며, 용접부재의하부표면에위치한절점에서잔류각변형과역방향의변형을유발하는자유도를구속하였다 8). 그리고모재의기계적물성은등방성이고, 온도에의존하며, 항복개시는 von-mises 항복조건을적용하였다. 또한, HY- 강의상변태모델을구현하기위해 USDFLD 와 UEXPAN으로명명되는 2개의 ABAQUS용 user subroutine 을개발하였다 9). 본고에서개발한 subroutine 중 USDFLD 는열전달해석을통해구한온도이력데 大韓熔接 接合學會誌第 2 卷第 1 號, 7 年 2 月 43

3 44 이희태 신상범 이터를이용하여가열및냉각시발생하는상분율을결정하기위하여적용되었으며, UEXPAN은 USDFLD 를통해결정된각상의분율과각요소의온도이력을통해가열및냉각시열팽창율을결정하는데적용되었다. 3. HY- 강의용접부해석모델개발 3.1 용접입열모델 HY-강의 high speed quenching dilatometer 실험시적용할냉각속도를결정하기위해서는용접부의온도구배에대한정량적인평가가선행되어야한다. 이에, 본연구에서는용접부온도이력에대한용접실험결과및체적열속을적용한해석결과를비교함으로써입열모델의타당성을평가하였다. Fig. 1은 HY-강의 SA butt 용접부에서온도이력에대한실험및해석결과를도시한것이다. 용접부에부착된열전대를통해측정된온도이력은해석결과와비교적잘일치하고있음을알수있다. 이는본연구에서사용한체적열원을이용한각용접조건별냉각속도결정방법 ) 이타당함을의미한다. 3.2 상변태해석모델 HY-강의상변태모델의개발에앞서 dilatometer 실험을위한냉각속도조건은전절의용접입열모델과 HY-강의용접조건을이용한용접부온도이력평가를통해결정하였다. Fig. 2는 1mm 두께의 HY- 강 bead-on 용접부에서 22kJ/cm을적용한경우용접부의각위치에서온도이력을 HY-강의연속냉각곡선에도시한것이다. Fig. 2에서용접입열량이 22kJ/cm인경우용접부의최소냉각속도는약 4 /min (7 /sec) 로 Temperature[ ] 4 3 Experiment Thermocouple. 22 kj/cm 3 4 Time [sec] Fig. 1 Comparison of temperature changes of and experiment at the SA butt weldment Temperature[ ] Time [sec] Fig. 2 Temperature changes at the butt weld when heat input is 22kJ/cm and CCT diagram of HY- steel 마르텐사이트변태가발생하는냉각속도인 2 /min (3. /sec) 보다빠름을알수있다. 일반적으로용접부의냉각속도는입열량과주판의두께가증가함에따라감소하기때문에 HY- 강용접부에서의냉각속도는 4 /min 보다클것으로예측할수있다. 따라서본연구에서는 Fig. 2의결과를바탕으로 dilatometer 실험시냉각속도기준을 24~1 /min (4~ /sec) 로선정하였다 Fig. 3의 (a) 와 (b) 는각각최소및최대냉각속도에대한 dilatometer 실험결과를나타내고있다. Fig. 3과같이최소및최대냉각속도에따른열변형율의변화는거의유사함을알수있으며, 마르텐사이트변태개시온도 (Ms) 와종결온도 (Mf) 는 39와 27 이다. 여기서, 냉각속도의차에따른열변형율의유사성은본고에서선정된냉각속도조건하에 HY-강용접부의마르텐사이트생성율이거의유사함을의미하는것이다. 열변형율과상변태에의해발생하는변형율이등방성이고재료가저합금강일경우, dilatometer 실험결과를통해평가된상변태구간에서의열변형율과재료의격자상수들을이용해상변태영역에서온도에따른상분율을계산할수있다 11). Fig. 4는각냉각속도별상변태온도영역에서의마르텐사이트상분율의변화를도시한것이다. Fig. 4와같이각냉각속도조건에서온도에따른마르텐사이트생성률은거의유사하며, 냉각종료시마르텐사이트분율은모두.9를초과함을알수있다. Fig. 는모재의냉각속도가각각 24, 66, 그리고 1 o C/min 인경우 dilatometer 시편의경도치와 44 Journal of KWJS, Vol. 2, No. 1, February, 7

4 상변태를고려한 HY- 강용접부의수축및잔류응력예측에관한연구 Heating Cooling Strain( -3 ) 1 Hardnessp[Hv] (a) 24 /min (4 /sec) Heating Cooling Base Metal Cooling rate[ /min] Fig. Results of Vikers hardness test and microstructure of HY- after dilatometer ex- periment Strain( -3 ) (b) 1 /min ( /sec) Fig. 3 Behaviors of thermal strain of HY- steel with c ooling rate using dilatometer test Martensite volume fraction Koistinen-Marburger Model Cooling Rate 24 /min 48 /min 66 /min 84 /min /min 1 /min 3 4 Fig. 4 Comparison of martensite volume fraction at various cooling rate 각경도치에해당하는시편의조직사진을도시한것이다. Fig. 에서 dilatometer 시편들의경도는모재경도에비해크게증가한다. 그러나선정된냉각속도하에서거의일정한값을가지며, 미세조직또한매우 유사하다. 이상의결과로부터본고의해석조건즉, 용접입열량이 22kJ/cm이하이고용접부의두께가 1mm 이상인경우 HY-강의 SA butt 용접부에서는 % 마르텐사이트변태가발생함을알수있다. 마르텐사이트변태영역에서상변태에의한상분율의변화는식 (1) 의율속 (kinetics) 모델을이용하여평가하였다 12). (1) 여기서, m은마르텐사이트분율, Ms는마르텐사이트변태개시온도, T는분율계산온도그리고, 상수 K 는 Fig. 4의상변태온도영역에서의온도에따른마르텐사이트상분율의거동을회귀분석을통하여결정된상수이다. 이상의 HY- 강용접부의상변태거동특성평가결과와 2.2에서기술한상변태를위한유한요소해석모델의타당성을평가하기위하여 dilatometer 실험조건과사용된시편에대하여온도에따른열변형률의거동을평가하고이를실험결과와비교하였다. Dilatometer 실험시사용된시편이 3 mm 의중실원통형이므로해석시축대칭요소를사용하여실제모델의 1/4의단면에대해서만요소망을구성하였다. Fig. 6은 dilatometer 실험에대한유한요소해석및실험결과의비교를도시하고있다. Fig. 6에서온도에따른변형량에대한유한요소해석결과 ( ) 와실험결과는매우잘일치하고있음을알수있다. 따라서 HY- 강의상변태거동을평가하기위해본연구에서개발된해석모델은타당함을알수있다. 大韓熔接 接合學會誌第 2 卷第 1 號, 7 年 2 月 4

5 46 이희태 신상범 Strain( -3 ) 1 Mild Steel HY- Dilatometer 1.mm mm Fig. 6 Comparison of thermal strain obtained from a nd dilatometer test Longitudinal residual stress[kgf/mm 2 ] WM Experiment HAZ Results w/o Phase transformation with Phase transformation Distance Weld Metal HAZ Distance from center[mm] 14.mm Fig. 8 Comparison of longitudinal residual stress distributi on at the SA bead-on weldment of HY- usin g and experiment 4. HY-강용접부의잔류응력및수축량 4.1 HY-강의 SA 용접부잔류응력 Fig. 7은주판의두께가 1mm 인 HY-강 beadon SA 용접부의중심에서상변태고려유무와가열및냉각시온도에따른용접선방향의잔류응력의변화를나타내고있다. 가열초기용접부는압축응력을받으나온도상승에따라항복응력의감소로인해압축응력이감소함을알수있다. 또한, 오스테나이트변태구간에서의상변태에따른응력의변화는보이지않는데, 이는용접중발생하는전체변형률이탄성변형률, 소성변형률, 온도증가에따른열팽창률, 그리고변태에따른변태팽창률의합으로나타나는데변태에따른변태수축률이온도증가에따른열팽창률에비하여매우작기때문이다. 용접부의냉각시용접부의수축이모재의구속에기인하여인장응력이유발되며, 온도가감소함에따라모재의항복응력과비례하여증가한다. 그러나, 용접부에마르텐사이트상변태가발생하는경우상변태에의한체적팽창으로인해압축응력이작용함으로써용접부중심에서인장잔류응력이감소함을알수있다. Fig. 8은 HY- 강용접선방향으로발생한잔류응력에대한용접부의마르텐사이트상변태를고려한유한요소해석과 HDM을이용한계측결과를비교하여도시한것이다. 일반적으로용접선방향의잔류응력은용접선근처에서항복응력수준으로크게나타나지만, HY- 강용접부에대한해석및실험결과에서는용접선중심에서모재항복응력의절반수준의인장잔류응력이발생하고있음을알수있다. 이는전술한바와같이 HY-강용접부에서의마르텐사이트변태에의한체적팽창으로인해발생한압축응력에기인한것이며, 해석결과는실험결과를비교적잘예측하고있음을알수있다. Longitudinal stress[kgf/mm 2 ] Fig Cooling with Phase transformation w/o Phase transformation Heating Changes of the longitudinal residual stress at the center of the bead-on SA weldments of HY- with and without phase trans- formation 4.2 HY-강 SA 용접부의수축 Fig. 9는용접입열량 (Q) 와용접부의면내강성 (Di) 의비에따른 HY- 강의 bead-on SA 용접부의횡수축량 (δ) 의거동에대한유한요소해석및실험결과를도시한것이다. Fig. 9와같이횡수축량은모재에관계없이면내강성 (Di) 에대한입열량 (Q) 의비가증가함에따라선형적으로증가함을알수있으나, 마르텐사이트상변태에따른체적팽창을수반하는 HY- 강 SA 용접부의횡수축량은일반탄소강 SA 용접부의변형량 13) 에비하여다소낮은수준임을알수있다. 그리고, HY- 강 SA용접부의해석결과는실험결과를비교적잘예측하고있음을알수있다. 이상의실험및해석결과를토대로본연구에서는 HY강 46 Journal of KWJS, Vol. 2, No. 1, February, 7

6 상변태를고려한 HY- 강용접부의수축및잔류응력예측에관한연구 47 Transverse shrinkage[mm] Mild Steel 12) Predictive Eqn. HY- Experiment Predictive Eqn. 하면 HY-강의항복강도대비수축하중은연강에비해매우작음을알수있다. 이는전술한바와같이 HY- 강의마르텐사이트변태로인한체적팽창에기인하여인장잔류응력크기가감소하기때문이다. 이상의해석결과를토대로 HY강의 SA 용접부의종수축하중 (SF L) 을식 (3) 과같이용접입열량 (Q) 의선형함수로정의하였다. SF L = f (Q) (3) 3 Q/Di Fig. 9 Variation of transverse shrinkage obtained from FEM and experiments with Q/Di in the HY- weldment Shrinkage force[ 3 kgf] 3 HY- Mild Steel 12) Q[cal/mm] Fig. Variations of longitudinal shrinkage force with heat input(q) at the SA butt weldment 의 SA 용접부의횡수축량 (δ) 을식 (2) 와같이용접입열량 (Q) 과면내강성 (Di) 의선형함수로정의하였다.. 결론 상변태를고려한 HY- 강 SA 용접부의수축량및잔류응력특성을유한요소해석및실험을이용하여평가하고다음과같은결론을얻었다. 1) HY-강에대한열변형율실험결과를토대로계산된열팽창계수와유한요소해석기법을토대로 HY- 강의상변태를고려한용접변형및잔류응력평가기법을정립하고, 실험결과와비교함으로써타당성을검증하였다. 2) HY- 강 SA 용접부에서발생하는최대잔류응력은냉각시마르텐사이트상변태에의한체적팽창의효과로모재항복강도의 1/2 수준이며, 용접수축량은용접입열량이증가함에따라선형적으로증가한다. 3) HY-강 SA용접부에서발생하는횡수축량및종수축하중은각각용접입열량 (Q) 과면내강성 (Di) 의비와용접입열량 (Q) 에대한선형함수로부터계산할수있다. 참고문헌 δ = f ( Q Di ) (2) Fig. 은 HY- 강의 bead-on SA 용접부의용접일열량 (Q) 에따른용접선방향의잔류응력을이용하여평가된종수축하중 (SF L) 에대한유한요소해석결과를도시한것이다. Fig. 과같이연강 13) 과 HY- 강의용접선방향의종수축하중 (SF L) 은모두용접입열량에따라선형적으로증가하는양상을보이고있으나, HY- 강 SA 용접부의종수축하중은연강의 SA 용접부의종수축하중에비해작음을알수있다. 또한, HY-강의항복응력 (7kgf/mm 2 ) 이연강의항복응력 (24kgf/mm 2 ) 의약 3배임을고려 1. K. Masubuchi : Analysis of Welded Structure(1st Edition), Pergamon Press, Okerblom, N. O. : The Calculation of Deformations of Welded Metal Structures, Her Majesty's Stationery 3. R. I. Karlsson and B. L. Josefson : Three- Dimensional Finite Element Analysis of Temperature and Stresses in a Single-Pass Butt-Welded Pipe, J. Pressure vessel technol, Trans. ASME, (1989), V. J. Papazoglow and K. Masubushin : Numerical Analysis of Thermal Stresses During Welding Including Phase Transformation Effects, J. Pressure vessel technol., Trans. ASME, 4-3 (1981), A. B. Andersson : Thermal Stresses in a Submerged- Arc Welded Joint Considering Phase Transformations, Trans. of ASME, - (1978), Yukio Ueda and Taketo Yamakawa : Analysis of thermal elastic-plastic stress and strain during welding by finite 大韓熔接 接合學會誌第 2 卷第 1 號, 7 年 2 月 47

7 48 이희태 신상범 element analysis, Trans. of JWS, 2-2 (1971), E. Friedman : Thermo-mechanical analysis of the welding process using the finite element method, J. Pressure vessel technol, Trans. ASME, 97-3 (197), Satoh K., Terasaki T. : Effect of welding conditions on welding deformations in welded structural materials, Trans. of JWS, 4-4 (1976), HKS Inc. : ABAQUS User's Manual, Version 6.3., HKS Inc., 3. Commission of Design, Analyses and Structural Strength of Welded Structures : Standardization for Temperature Distribution Prediction of the Arc Weld using, Journal of KWS, 23-6 (), 1-7 (in Korean) 11. S.-J. Lee, M.T. Lusk and Y.-K. Lee : Conversional Model of Transformation Strain to Phase Fraction in Low Alloy Steels, Acta Materialia, (7), D. P. Koistinen and R. E. Marburger : General Equation Prescribing the Extent of the Austenite- Martensite transformation in Pure Iron-Carbon Irons and Carbon Steels, Acta Metallurgica, 7 (199), S.B Shin and D.J. Lee : A Study on the Prediction of Shrinkage during the Manufacturing of a Deckhouse of RIG, the 13th annual conference of ISOPE, (3) using, Journal of KWS, 23-6 (), 1-7 (in Korean) 48 Journal of KWJS, Vol. 2, No. 1, February, 7