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효영 두
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1 8 ISSN Online ISSN 박정웅 * 안규백 **, 양승현 *** * 조선대학교토목공학과 ** 조선대학교선박해양공학과 *** 우영기술단 Prediction and Welding Sequence of Minimum Welding Deformation in Large Steel Block Welding Jeong-ung Park*, Gyubaek An**,, and Seung-hyun Yang*** *Dept. of Civil Engineering, Chosun University, Gwang-ju, 6452, Korea **Dept. of Naval Architecture and Ocean Engineering, Chosun University, Gwang-ju, 6452, Korea ***Wooyoung Engineering Inc., Gwang-ju, 62022, Korea Corresponding author : gyubaekan@chosun.ac.kr (Received November 0, 207 ; Revised November 28, 207 ; Accepted December 5, 207) Abstract In order to minimize the effect of weld deformation on the preceding equipment during Pre-erection joint welding, the optimal welding sequence by unit load method was derived. And the weld deformation was predicted by the equivalent load method considering the constraint according to the derived welding sequence. For this purpose, the restraint coefficient was derived by conducting experiments and elastic FEM analysis on various welded specimens in order to derive the restraint of butt welds. In addition, the welding sequence that can minimize the welding deformation was derived by calculating the constraint by the unit load method in steel block structure. According to the derived welding procedure, the welding deformation near the preceding equipment during the pre-erection joint welding was predicted within 4 mm by using the equivalent load method considering the constraint. Specifically, the deformation in the lower part with the block supports occurred about 2 mm, and the deformation of 3~4 mm occurred at the upper part of block. Key Words : Angular deformation, Equivalent load, Constraint coefficients, Elastic FEM. 서론 대형조선소에서도크건조시간을단축시켜생산성을높이기위해블록의대형화가이루어지고있다. 또한의장품의선행화를통해이러한건조시간의단축은가속화되고있다. 특히, LNG 선박과같은특수선의의장품의선행화를위해서는탑재용접시블록간용접과내부재용접시용접변형을최소화시켜의장품의손상을방지해야한다. 이를위해서는용접변형을최소화시키기위한용접순서를도출하고, 그때의용접변형을예측하여관리하는것이매우중요하다. 강구조물제작시용접부근방에서는용접열원에의해급속가열 급속냉각의열사이클을받으며, 열원의이동과함께온도장이변화하여용접부에불균일한온도분포가생성된다 ). 이러한불균일한온도분포에의한용접부근방의열팽창 수축을용접부로부터떨어져있는저온상태의부재가이를구속하여결과적으로용접변형과잔류응력이발생한다. 또한그크기는용접조건과내적 외적구속의정도에따라다르게나타난다. 용접변형, 잔류응력은구조물의제작시의조립정도, 미관, 좌굴강도, 피로강도 2) 등에악영향을미치는요인이되고있다. 특히교량과같은대형강구조물제작시각조립단계에서발생한용접변형 3) 이구조물의치수를변 Journal of Welding and Joining, Vol.35 No.6(207) pp8-4

2 9 화시켜이를수정하는데많은시간과경비가소요되어생산성저하의원인이되고있다. 따라서이러한문제점을방지하기위해설계단계에서경험및실측DATA 를이용하여용접에의한수축마진을적용하고있으나용접방법, 용접재료그리고구조물형상의변화에대해서는대처하지못하는것이현실이다. 최근대형강구조물의용접변형에관한연구는 Nomoto 등 4), Murakawa 등 5-7) 그리고 Seo 와 Jang 등 8) 에의해발표되고있으며이들은기존변형Data 및고유변형도법으로부터등가하중을예측하여탄성FEM 해석법을이용하고있다. Nomoto등은기존 Bead On Plate용접에의한변형Data 로부터등가하중을계산하여조립순서에의한용접변형을예측하고자하였으나용접변형량에미치는구속에대한영향을고려하지않아정확한변형량을예측하기어렵다. 한편 Murakawa 등 5-7) 은고유변형도에상응하는잔류소성변형의생성기구및분포를밝힘과함께고유변형도의주요지배인자인최고도달온도와구속도로부터용접변형및잔류응력을예측하고자하였다. 그러나구속도계산에있어서단순부재의열탄소성해석결과와실험결과에의존함으로써복잡한부재의용접변형을예측하는데한계가있었다. 반면 Seo 와 Jang은 Murakawa 가제시한고유변형도법을기초로하며외적구속에대한영향을단위하중법을이용한탄성해석을통해용접변형을예측하였다. 그러나고유변형도계산시두께방향으로분할된단면에서각층을하나의봉으로가정함으로써고유변형도를예측하는데한계를보였다. 등가하중법을이용한대형강구조물의변형예측에적용함에있어서구속도를고려하지않은경우실제변형량과많이차이가발생한다. 이러한예측의한계를벗어나서구조물의외적구속을고려한용접변형을예측하는방법이 Park 9) 등에의해개발되었다. 이방법은실험과해석을통해용접법에따른구속도를도출하여단위하중법에의해구속도를계산하고, 구속도의크기에따른용접등가하중 0,) 을결정하여탄성해석으로용접변형을예측하였다. 이러한구속을고려한등가하중법은단위하중에의한구속도를도출함으로서용접변형을최소화시킬수있는용접순서를도출하는데도적용할수있다. 이상과같이용접변형을예측하는다양한연구결과로부터구속도를고려한등가하중법을적용하여대형강구조물의용접변형을보다정확히예측할수있다. 본연구에서는먼저탑재용접시선행의장품에미치는용접변형의영향을최소화하기위해단위하중법에의한최적의용접순서를도출하였다. 그리고도출된용접순서에따라구속도를고려한등가하중법을이용해 용접변형을예측하였다. 이때사용한등가하중은용접순서에따른구속도를단계별로계산하여순차적으로계산되었다. 2. 용접부등가하중모델링 구속이없는자유상태에있는구조물의용접변형의크기는외력에상당하는온도분포와최고온도에의해결정된다. 이러한온도분포는구조물이임계크기이상되면용접부근처의온도분포는준정상상태가형성됨으로용접변형의크기도일정한값을갖게된다. 따라서용접변형실험에의해측정한용접변형량을등가하중으로치환하여탄성FEM 해석으로용접변형을구할수있다. Fig. 은맞대기용접시발생하는횡수축과각변형을유발시키는등가하중을적용한모델이다. Fig. (a) 과같이모재, 용접금속그리고열영향부 (HAZ) 로구성되어있는실제용접부를 Fig. (b) 와같이열영향부의양끝단에등가하중을가하여변형을발생시킬수있다. 용접횡수축에관한등가하중과변형량과의관계를식 () 에, 각변형에대한등가굽힘모멘트와각변형량과의관계 4) 는식 (2) 에나타내었다. F = K δ δ = E t ( M = K θ θ = l 2 l ) δ () Et 3 2(- ν 2 ) ( l l 2 ) θ (2) 여기서 F : 등가수축력 (N), K δ : 용접부수축강성 (N mm), Y Z P/2 X 2 ㅣ 2 ㅣ (a) Weldingmetal H.A.Z P/2 P/2 P/2 2 ㅣ 2 2 ㅣ 2 (b) Fig. Mechanical model of welding 대한용접 접합학회지제 35 권제 6 호, 207 년 2 월 549

3 0 박정웅 안규백 양승현 δ : 수축량 (mm), M : 등가굽힘모멘트 (N mm), K θ : 용접부굽힘강성 (N mm), θ: 각변형량 (radian), E: 영계수 (N/mm 2 ), t : 두께 (mm) 이와같이구속이없는자유상태의구조물인경우실험에서구한변형량으로부터등가하중을구해용접에의한변형을재현할수있다. 그러나실제구조물은다양한영향인자가용접변형에영향을미친다. 자유상태의경우용접열과야금학적인자에대해서는충분히고려되어있으나대형용접구조물에있어서크기, 형상및용접순서에따라외적구속이다양하게변화하므로이에대한고려가필요하다. 따라서실제구조물의용접변형을예측시외적구속에따른등가모멘트의크기를예측하는방법이요구되고있다. 본연구에서는임의의구속상태의구속정도를고려한등가모멘트의크기를결정하는구속계수를실험과탄성FEM 해석을통해유도하였다. 3. 구속계수및등가하중법적용방법 저자들 9) 은맞대기용접부와필렛용접부에대해구속도를변형하여실험과탄성 FEM 해석을실시하여단위하중을가하여구한변형량으로부터구속계수를유도하였다. 여기서구속계수란자유상태의용접변형량을기준으로용접변형을해석하고자하는구조물이어느정 δc / δf Butt Joint Experiment Fitting δuc / δuf Fig. 2 Constraint coefficient of the butt welding. here, δc : the value of transverse shrinkage in constraint specimen (mm) δf : the value of transverse shrinkage in free specimen (mm) δuc : one when unit transverse force is given on ending boundary of H.A.Z in constraint model at Fig. (mm) δuf : one when unit transverse force is given in free model from Eq. () (mm) 도구속을받고있는지를나타내는구속정도를의미한다. Fig. 2는맞대기용접에서의구속계수를보여주고있다. 동일시험편에대해종축은구속상태의시험편에서측정한횡수축량 (δc) 을자유상태의시험편에서측정한횡수축량 (δf) 으로나눈값이고, 횡축은동일구속시험편을모델링하여용접부에단위하중을가해수치해석해서구한횡수축량 (δuc) 을식 () 에의해구한자유상태의단위하중에의한횡수축량 (δuf) 으로나눈값이다. 모든시험편에대해동일한방법으로종축과횡축을구한후서로만나는점들을최소자승법에의해구속계수를구했다. 한편종 횡축이 (0,0) 인경우완전구속으로용접변형이발생하지않으며, 종 횡축이 (,) 인경우구속이없는자유상태을의미한다. Fig. 3은등가하중적용방법과구속계수의물리적의미를고찰하기위해모식적으로나타낸구속계수이다. 실험에의한횡수축과용접부에단위하중을가하여구한횡수축량으로부터구속계수가그래프 을따르는경우, 자유상태의시험편을용접하여측정한횡수축량으로부터구한등가하중을구속상태의구조물에적용하여도횡수축량을예측할수있다는것을의미한다. 이것은 Table 에서보여주고있는내적구속2에포함되어있는외적구속이용접부의열탄소성거동에영향을주지않고순수한외적구속의영향만이존재하여탄성 y = a-f(a) δc δf a F(a) 0 X = 2 δuc δuf a Fig. 3 Schematic diagram for constraint coefficient of welding Table Relation of equivalent force and constraint Restraint Free condition internal restraint (Temperature cycle) Constraint condition internal restraint2 (Temperature cycle + External restraint) External restraint Equivalent Force F f F c (< F f ) Deformation δ f δ c (< δ f ) 550 Journal of Welding and Joining, Vol. 35, No. 6, 207

해석과같기때문이다. 실제용접구조물의구속계수는다소크기의차이는있으나그래프2와같은형태를따른다. 이것은용접시발생하는내적구속2( 용접부근방의온도이력과외적구속에의해열탄소성거동의영향 ) 와외적구속의영향을받기때문이다. 따라서그래프2의경우실제등가하중 (F c ) 는 x=a 인경우 a-f(a) 가구속에의한영향이므로다음과같이얻어진다.

2에서구한구속계수와구조물제작시사용하는용접형상에따른자유상태의횡수축량 (δf) 을데이터베이스화한다. 다음변형을예측하고자하는구조물을모델링하여용접부에단위하중을가하여 δuc 를구한다. 자유상태의단위하중에의한횡수축량 (δuf) 은식 () 에의해구한다. 이상으로부터구한횡수축량 으로부터식 (4) 과 Mf를계산할수있다.

4 해석과같기때문이다. 실제용접구조물의구속계수는다소크기의차이는있으나그래프2와같은형태를따른다. 이것은용접시발생하는내적구속2( 용접부근방의온도이력과외적구속에의해열탄소성거동의영향 ) 와외적구속의영향을받기때문이다. 따라서그래프2의경우실제등가하중 (F c ) 는 x=a 인경우 a-f(a) 가구속에의한영향이므로다음과같이얻어진다. β (3) 여기서, β는구속에의한등가하중수정계수구속에의한등가하중수정계수 (β) 는그래프이등가하중의변화가없는경계선이기때문에임의의 x값 x=a 에대해 y=a일때를기준으로하여다음과같은비례식에의해얻어진다. a : f(a) = Ff : βx Ff β= f(a) / a (4) Fig. 4는용접변형을예측하기위한해석흐름을보여주고있다. 먼저 Fig. 2에서구한구속계수와구조물제작시사용하는용접형상에따른자유상태의횡수축량 (δf) 을데이터베이스화한다. 다음변형을예측하고자하는구조물을모델링하여용접부에단위하중을가하여 δuc 를구한다. 자유상태의단위하중에의한횡수축량 (δuf) 은식 () 에의해구한다. 이상으로부터구한횡수축량 으로부터식 (4) 과 Mf를계산할수있다. 최종적으로등가하중으로적용되는 Fc를식 (3) 에의해구하여이를하중으로하는탄성FEM 해석을수행하여횡수축량을예측한다. 4. 해석대상모델 해석모델은 Fig. 5에도시한 LNG CARRIER 에화물창을대상으로하였다. 그리고본화물창은선행공정에서 Insulation 되어있는상태에서대형블록으로제작되어탑재되는상태로가정하였다. 블록의선미방향의경계는탑재가완료된부분이므로구속경계조건을부여하였고, 블록의선수방향의경계는단위하중법에의해용접순서를도출하고등가하중법을적용해야함으로메쉬사이즈를조밀하게하여등가하중해석을하였다. 블록의바닥부분의경계조건은블록의자중이받침목에작용하고있으므로구속조건으로하고, 나머지는용접에의해변형이발생하도록하였다. Fig. 6에본논문에서사용한메쉬의전체블록모습을나타내었으며대칭성을고려하여전체화물창의 /2 만모델링하였다. 본논문에서는화물창과화물창이결합되는 Cofferdam 에서블록끼리의조인트를하게되고이때발생하는용접변형에의하여 2차적으로 BHD 에발생하는변형량을계산하였다. BHD 는용접이진행되는부분과가까이있고 BHD 의보강재자체도용접의대상이기때문에변형유발의가능성이가장크기때문이다. Anchoring bar 의명칭은화물창내부벽면을기준으로 Fig. 7와 Fig. 8에보인바와같이배정하였다. BHD 의전체적인변형 START Input geometry Input welding condition Calculate δuc by FE analysis Fig. 5 Analysis region Calculate δuf by Eq. () Determination of equivalent force (Fc) Coeff. of constraint Experiment D/B for δf Calculate welding deformation by FE analysis End Fig. 4 Flow chart of welding deformation analysis. Fig. 6 Finite element model 대한용접 접합학회지제 35 권제 6 호, 207 년 2 월 55

5 박 정 웅 안 규 백 양 승 현 2 (a) Full deformation Fig. 7 Classify the wall in cargo tank (b) Deformation of BHD Fig. 9 Deformation of block at applying at side shell with forced displacement, mm (a) Cofferdam bulkhead (b) Cargo tank Fig. 8 Numbering of anchoring bar 보다 Back bracket 사이에서 발생하는 국부적인 변형 을 계측하게 되므로 본 연구에서도 Back bracket간격 마다 번호를 부여하여 구분하였다. 5. 해석 결과 5. 용접순서 도출을 위한 해석 Fig. 0 Constraint degree of block at applying at side shell with forced displacement, mm 하였다. 이때 구속응력(Fig. 0)을 보면 5.53kgf/mm2으 용접순서를 결정하기 위해 용접변형에 크게 영향을 주는 로 매우 작아 하부는 자유 상태의 용접수축의 70% 정 2가지 용접 ①Side Shell 및 Inner Shell의 용접 ② 도, 상부는 거의 자유상태의 용접수축이 발생되리라 판 BHD(bulkhead) 내부재(수직재, 수평재)의 용접에 대 단된다. 이와 같이 inner shell과 BHD의 내부재에 대 한 용접순서를 결정하기 위한 해석을 실시하였다. 해서도 같은 방법으로 단위 강제변위를 재하시키고 변 먼저 용접변형에 대한 민감도로부터 용접순서를 결정 형량을 측정한 결과를 Table 2에 정리하였다. 구속도 계 하기 위해 Side Shell 및 Inner Shell에 대해 각각 산결과에 의하면 구속도가 제일 큰 부재는 수직재와 out mm의 강제변위를 발생시켜 BHD에 발생하는 변형량 shell 부재이고 다음으로 inner shell로 나타났다. 따 의 크기로부터 용접순서를 결정하였다. Fig. 9은 Side 라서 용접변형을 최소화하여 BHD의 단면형상을 유지 Shell에 mm강제변위를 재하했을 때 전체변형(a)과 BHD 하기 위한 용접순서는 ① BHD 내부재의 가용접 ② 의 변형(b)을 보여주고 있다. 결과에 의하면 BHD 변형은 Side shell용접 ③ Side와 Inner Shell 사이의 Floor 블록의 상부가 변형이 발생하면서 약 mm의 변형이 발생 용접 ④Inner Shell용접 ⑤ BHD용접 순으로 결정하였다. 552 Journal of Welding and Joining, Vol. 35, No. 6, 207

6 3 Table 2 Constrained stress and deformation according to analysis conditions Analysis condition according to welding sequence Constraint degree (kgf/mm 2 ) Maximum deformation of BHD(mm) ) Forced disp.(mm) at out shell ) Forced disp.(mm) at inner shell ) Forced disp.(mm) at inner shell after outshell welding ) Forced disp.(mm) at vertical stiffener of BHD ) Forced disp.(mm) at vertical stiffener of BHD after horizontal stiffener welding ) Forced disp.(mm) at horizontal stiffener of BHD ) Forced disp.(mm) at horizontal stiffener of BHD after vertical stiffener welding 등가하중법에의한변형예측결과최소용접변형이발생되는용접순서를결정하고이를등가하중법에의해용접변형을예측하였다. 용접순서에의해기용접된부재는용접선직각방향을구속하였다. 구속을고려한등가하중의결정은 Fig. 4의순서에의해단위하중법에의해해당용접부의구속도를계산하고구속도계수로부터실등가하중을계산하였다. 구속도는용접순서에따라단계별로계산하여용접순서에의해용접된부분의구속을고려하였다. Fig. 은용접순서중 BHD 내부재용접에관한변형으로서 (a) 는구속응력으로부터실제용접변형량을계산하고이를등가하중으로재하하여구한블록전체용접변형, (b) 는등가하중에의해발생한용접변형중에서 BHD 단면의변형량만을보여주고있다. 내부재는수직과수평부재가포함되어있고내부재가포함된단면내부의변형은위치에따라큰차이가없으나, shell 부재의용접변형은상부shell 부분에서더큰변형을발생되는것을알수있다. 이것은내부재의용접에의해 shell 부재가변형에영향을받는것을알수있다. Fig. 2은 BHD 의외각으로부터 300mm 떨어진곳 의위치와위치번호, 방향을보여주고있다. 최종용접완료후 Fig. 3의위치에서의선박종방향의용접수축량을번호순서에따라보여주고있다. 용접변형량은최대 4.0mm, 최소 2.0mm 로나타났다. 용접변형이작게나타난곳은 5,4 번으로블록하부와하부측면으로블록의하부에받침에의해구속효과에의해작은변형이발생한것으로판단된다 Fig. 2 Measuring position of deformation from out shell (a) Full deformation (b) Deformation of section of BHD Fig. Deformation of block after vertical and horizontal stiffeners welding 대한용접 접합학회지제 35 권제 6 호, 207 년 2 월 553

7 4 박정웅 안규백 양승현 Deformation (mm) Position 300mm from out shell Location Location 2 Location 3 Location 4 Location Distance (mm) Fig. 3 Deformation of position 300mm from outshell 6. 결론 구속도를고려한등가하중법과단위하중을통한최소용접변형이발생하는용접순서를도출하여탑재용접시선행의장품에미치는용접변형을탄성FEM 해석한결과다음과같은결론을얻을수있었다. ) 용접순서및강구조물의형상에의한외적구속을고려한등가하중법을적용하기위해, 맞대기용접부에대해구속도를도출하기위해다양한용접시험편으로부터변형실험과탄성 FEM 해석을실시하여구속계수를유도하였다. 2) 각용접부에강제변위를부가하여구속도를계산한결과용접변형을최소화시킬수있는용접순서는 BHD 내부재의가용접 2Side shell용접 3 Side와 Inner Shell 사이의 Floor 용접 4Inner Shell 용접 5 BHD 용접순으로결정할수있었다. 3) 탑재용접시내부의장품에미치는용접변형을구속도를고려한등가하중법으로예측한결과모두 4mm 이내로발생하였다. 구체적으로는블록받침이있는하부에서의변형은약 2mm 발생했고, 상부로올라감에따라 3-4mm 의변형이발생하였다. 후 기 이논문은 206 년도정부 ( 교육부 ) 의재원으로한국연구재단의지원을받아수행된기초연구사업임 (NRF- 206RDAB00442). ORCID: Jeongung Park : ORCID: Gyubaek An : Reference. M.Watanabe, K. Satoh, Welding Mechanics and Its Application, Asakura-shuppan, (965), K.Satoh, Handbook of Welding Structures, Kuroki- shuppan, (988), Masubuchi K., Analysis of Welded Structures, Pergamon Press, (980), Nomoto, T., Takechi, S. and Aoyama, K., Basic Studies on Accuracy Management System Based on Estimating of Weld Deformations, Journal of the Society of Naval Architects of Japan, 8 (997), Murakawa, H. and Luo, Y. and Ueda, Y., Prediction of Welding Deformation and Residual Stress by Elastic FEM Based on Inherent Strain (First Report) Mechanism of Inherent Strain Production, Journal of the Society of Naval Architects of Japan, 80 (996), Murakawa, H. and Luo, Y. and Ueda, Y., Prediction of Welding Deformation and Residual Stress by Elastic FEM Based on Inherent Strain (Second Report) Deformation and Residual Stress under Multiple Thermal Cycles, Journal of the Society of Naval Architects of Japan, 82 (997), Murakawa, H. and Luo, Y. and Ueda, Y., Prediction of Welding Deformation and Residual Stress by Elastic FEM Based on Inherent Strain (Third Report) Deformation and Residual Stress in Narrow Gap Welding, Journal of the Society of Naval Architects of Japan, 83 (998), Seo, S.I. and Jang, C.D., A Study on the Prediction of Deformations of Welded Ship Structures, Journal of Ship Production, 5(2) (999), Park, J.U., Lee, H.W., and Bang,H.S., Effects of mechanical constraints on angular distortion of welding joints, Sci. Tech. Weld. Join., 7(4) (2002), Jeong-Ung Park, and Hae-Woo Lee, the effects of welding length on the angular distortion, Journal of KWS, 23(4) (2005), Jeong-Ung Park, Gyubaek An, Hae-Woo Lee, Efeect of external load on angular distortion in fillet welding, Materials and design, 42 (202), Journal of Welding and Joining, Vol. 35, No. 6, 207

12(4) 10.fm

12(4) 10.fm KIGAS Vol. 12, No. 4, December, 2008 (Journal of the Korean Institute of Gas) l x CNG» v m s w ½ Á y w» œw (2008 9 30, 2008 12 10, 2008 12 10 k) Numerical Analysis for Temperature Distribution and Thermal