23 연구논문 신상범 * 이동주 * 이주성 ** * 현대중공업산업기술연구소 ** 울산대학교조선해양공학부 Evaluation of Buckling Distortion for the Thin Panel ed Structure According to ing Processes Sang-Beom Shin*, Dong-Ju Lee* and Joo-sung Lee** *Hyundai Heavy Industries Co., Ltd **School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Univ., of Ulsan *Corresponding author : str@hhi.co.kr (Received Novermber 16, 2007 ; Revised January 29, 2008 ; Accepted March 24, 2008) Abstract The purpose of this study is to propose the proper fillet welding process for preventing the buckling distortion in thin panel welded structure. In order to do it, a heat input model for laser hybrid welding process was developed using FEA and experiment. The principal factors controlling the angular distortion and longitudinal shrinkage force caused by FCA and laser hybrid welding were identified as the welding heat input and weld rigidity using FEA. The predictive equations of angular distortion and longitudinal shrinkage force for each welding process were formulated as a function of the principal factors proposed. With the predictive equations, the buckling distortion at the thin panel welded structure with welding process was evaluated and compared using nonlinear buckling analysis and STEM(simplified thermo elastic method). Based on the results, the best way to prevent the buckling distortion at the given welded panel structures was identified as an intermittent FCA welding. Key Words : Laser hybrid welding, FCAW, Angular distortion, Longitudinal shrinkage force, Buckling distortion 1. 서론 최근선체의대형화및고속화와함께선체구조적안전성을확보하고, 재료비절감및운항시경제성을확보하기위한일환으로선체상갑판 (upper deck) 의두께감소및고강도강 (high strength steel) 의사용량이점차증가하고있다. 그러나이러한박판사용량의증가는생산현장에서과다변형 (excessive distortion) 에의한교정공수를유발하고, 공기를지연시킴으로써생산성향상의저해요소로작용하고있다 1). 특히, 박판용접부에발생하는좌굴변형 (buckling distortion) 의경우변형량이매우클뿐아니라, 변형모드 (distortion mode) 가매우복잡하여선상가열과같은일반적인교정작업을이용하여교정하는것은매우어렵다. 따라서여러연구기관을중심으로설계및생산초기단계에서박판용접부의좌굴변형을효과적으로제어하기위한방안에대한연구가활발히수행되어왔다. TWI(The ing Institute) 의 Guan등은가열및냉각기법을이용하여용접시용접부의균일한온도구배를야기함으로써좌굴변형의주인자인용접수축하중 (shrinkage force) 을감소시키기위하여 LSDN (Low Stress No Distortion) 법을제안하였으며 2), 가와사키중공업에서는열및기계적하중을이용하여용 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 237
24 신상범 이동주 이주성 접수축하중을이완시킴으로써좌굴변형을제어하는방안을등을제안한바있다 3). 그러나이러한제어방안을실작업현장에적용하기위해서는과다한설비투자가필연적으로수반된다. 따라서대량생산체제가요구되는조선업체에서는이의대안으로고밀도에너지즉, 레이저나플라즈마를이용한용접기법의적용을적극적으로검토하고있다. 고밀도에너지를이용한용접의경우용접변형제어는물론용접의고속화를통하여생산성을증가시킬수있으며, 고밀도에너지용접기법의단점으로제시된용접갭의대응력에관한문제또한고밀도에너지와아크용접을동시에적용하는하이브리드 (hybrid) 용접기법이최근개발됨으로써이의적용영역은점차증가할것으로기대된다. 그러나이러한하이브리드용접의경우과다한초기설비투자비가소요되므로생산설비의경제성및합리화를위해서는무엇보다도하이브리드용접적용시변형제어효과가규명되어야한다. 따라서, 본연구에서는 FCA와레이저하이브리드용접기법에따른박판용접부의좌굴변형거동특성을평가하고이결과를토대로좌굴변형제어를위한적정용접기법을제안하고자한다. 이를위하여레이저하이브리드용접입열모델을유한요소해석과실험을이용하여개발하고자하였다. 그리고개발된입열모델과유한요소해석을이용하여용접기법별변형거동특성을평가하고이결과를토대로용접기법별용접변형과용접수축하중에대한예측기법을제안하고좌굴변형거동특성을비교평가하였다. 2. 레이저하이브리드용접입열모델 용접부의잔류응력해석프로토콜의제정을위하여수행된기존의라운드로빈평가결과에의하면각참여기관별잔류응력해석결과의차이로부적절한용접입열모델의이해및적용을주요인으로제기하였다 4,5). 따라서본연구에서는 Fig. 1의 GMA 와 Nd: YAG 레이저하이브리드용접부의역학특성을보다정량적으로평가하기위하여용접부의온도구배및용융지의형상에대한유한요소해석및실험결과를토대로레이저하이브리드용접입열모델을개발하였다. 여기서, 용접부의온도구배를평가하기위하여부착된 K type 의열전대위치는 Fig. 2와같다. GMA 와레이저하이브리드용접부의온도본포및용융지크기평가를위한해석시 GMA 와 Nd:YAG 레이저열원은각각가우시안 (Gaussian) 분포의표면열속과원통형 Fig. 1 GMAW and laser hybrid welding Fig. 2 Locations of K type thermo-couples attached (cylinder type) 의체적열원으로가정하였다. 이때, GMA 용접이레이저열원을선행하면서, 1개의용융지를형성하므로본연구에서는실용접열원간의거리를고려하여순차적으로피가열재에각열원이작용하는것으로가정하였다. 이때, GMA와레이저용접조건은각각 Table 1, 2에나타내었으며, 사용된보강재와모재의두께는각각 8mm 와 6mm 이다. Fig. 3은 GMA와레이저하이브리드용접부의용융지에대한계측및유한요소해석결과를비교하여도시한것이다. 여기서하이브리드용접시 GMA 용접효율은기존의연구결과를토대로 0.7로일정한것으로가정하였다 5). Fig. 3과같이하이브리드용접시레이저용 Table 1 Laser welding conditions Power ing Speed Shielding [kw] [mm/min] Gas 3 2000 80%Ar +CO 2 Table 2 Pulsed GMA ing conditions Voltage Current Pulse per Pulse Width [V] [A] Second [ms] 30* 466* 158 2.9* * Peak value 238 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008
25 Y-Location[mm] 15.00 5.00 Exp FEA (0.85) FEA (0.9) FEA (0.95) FEA (1.0) 5.00 15.00 X-Location[mm] Fig. 3 Comparison of shapes of molten pool obtained by both FEA and experiment (efficiency of GMAW = 0.7) 접효율이증가함에따라계측된용융지의형상에근접하지만, 레이저용접효율이 1.0 인경우에도해석결과는계측결과를다소과소평가하고있음을알수있다. 이는하이브리드용접특성즉, 두용접프로세스가단일용융풀의형성시발생하는아크플라즈마와레이저의상호작용에기인한것으로레이저용접효율이증가하기때문인것으로판단된다. 따라서기존의단일용접효율에대한효율평가를위한방안즉, 용융지형상및크기만을이용한효율평가방안이하이브리드용접에는적합하지않음을알수있다. 이에본연구에서는하이브리드용접부의효율을정의하고자용접부의온도분포를평가하고이를 Fig. 4에도시하였다. Fig. 4는 Table 1과 2의용접조건하에서 GMA 와 40 30 Nd:YAG 레이저하이브리드용접시 GMA 와레이저용접입열효율이각각 0.75 와 0.95 인경우 Fig. 2에도시한용접부의각위치에서가열및냉각시간에따른온도거동에대한유한요소해석및실험결과를비교하여도시한것이다. Fig. 4 와같이효율이 0.95 인경우용접부에인접한 G1에서두결과간에약 70 o C의오차가발생하고있다, 그러나, 시간에따른각위치에서의온도구배그리고, 일정시간이경과한후각용접부의평균온도측면에서해석및실험결과가매우잘일치하고있음을알수있다. 이상의해석및실험결과를토대로본고에서사용한레이저하이브리드용접시 GMA 와레이저용접입열효율을각각 0.75 와 0.95 로정의하였다. 참고로기존의아크용접즉, FCA (Flux Cored Arc) 용접과 GMA(Gas Metal Arc) 용접입열모델은대한용접학회용접강도위원회에서제안한입열모델중 0.7의효율을가진균일체적열원을적용하였다 5). 3. 단위용접부변형특성 3.1 해석모델및방법 GMAW와 Nd:YAG 레이저하이브리드필렛용접부의변형및잔류응력특성을평가하기위하여비선형과도열전달해석및열탄소성해석을수행하였다. 개발된입열모델을이용한용접부의온도구배를평가하기위한열전달해석시준정상상태조건 (quasi-steady state condition) 을이용하여 3차원열전달문제를 2 차원열전달문제로단순화하였다. 그리고용접부에서의상변화및용융지내에서의 stirring 효과등용융지내의물리적특성은용접학회강도위원회가제안한아크용접부온도분포해석규정에준하여평가하였다 5). 변형및잔류응력해석을위한열탄소성해석시용접선방향의구속효과와가열시모재의팽창에의한역변형을방지하기위하여 Fig. 5와같이 on-die 조건 Temp[ ] 20 10 Compression Tension Efficiency=0.95 5 10 15 20 Time[sec] Fig. 4 Changes of temperature distribution of laser hybrid fillet weld (efficiency: 0,75 for GMA, 0.95 for Laser) Spring Element Stiffness Fig. 5 Analysis model and boundary condition 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 239
26 신상범 이동주 이주성 을적용하였다. 이때, 용접부하부의스프링요소의강성 (stiffness) 은수렴성과가열중발생하는역변형량이 0.01mm 를초과하지않도록가정하였다. 그리고사용된모재는두께가 6mm ~ 10mm인일반선급용 A grade 강재로열적기계적물성은등방성이고, 온도에의존하는것으로가정하였다. 여기서사용된항복개시조건은 von-mises 조건이다. 3.2 해석결과및고찰 Fig. 6은 GMA와 Nd:YAG 레이저의하이브리드필렛용접부에서유효용접입열량 (Qe) 과용접부주판의굽힘강성 (Db) 의비에따른각변형거동을도시한것이다. 여기서, 는용접부가위치한주판에서각변형을 No 는용접부가없는주판의각변형을나타내며, 용접부의굽힘강성 (Db) 은 t 1.5 이다. Fig. 6과같이하이브리드필렛용접부의각변형은본고의용접입열조건하에서모두용접입열량과효율로정의되는유효입열량 (Qe) 에대한굽힘강성 (Db) 의비에따라거의선형적으로증가하며, 용접부가위치한주판의각변형이더크게발생함을알수있다. Fig. 7은일면 FCA 용접과레이저하이브리드용접부의각변형량을비교하여도시한것이다. Fig. 7과같이용접부가위치한영역에서레이저하이브리드용접부의각변형은일면 FCA 필렛용접부와유사한각변형거동을보이는반면에용접부가위치하지않은영역에서의각변형은다소상이하다. 이는용접부가인접하지않은주판에서의각변형은보강재의각변형과중첩되어나타나는데일면 FCA 용접시용접입열량이증가함에따라보강재에서두께방향의온도차가감소함으로써 Angular distortion [rad 10E-3] 5 4 3 5.00 15.00 25 Qe/Db No No Hybrid Fig. 6 Variation of the angular distortion with Qe/Db in the laser hybrid fillet weldment Angular distortion [rad 10E-3] 5 4 3 Hybrid No 3.00 6.00 9.00 12.00 15.00 18.00 Qe/Db FCA No No (FCA & Hybrid) Fig. 7 Comparison of angular distortion of one side fillet weld caused by laser hybrid welding and FCAW shrinkage force[kgf] 3000 2000 1000 Hybrid FCA(One) 15 30 45 Qe Fig. 8 Comparison of longitudinal shrinkage force of one side fillet weld caused by laser hybrid welding and FCAW 각변형이감소하기때문이다. 이상의결과를토대로용접기법에따른필렛용접부의각변형을식 (1) 과같이용접유효입열량 (Qe) 및굽힘강성 (Db) 의비로정의하였다. Φ = f ( Qe Db ) (1) Fig. 8은일면 FCA 와레이저하이브리드필렛용접부에서용접선방향의수축하중거동을비교하여도시한것이다. Fig. 8과같이용접선방향의수축하중 (SF) 은용접기법에관계없이모두용접유효입열량이증가함에따라선형적으로증가함을알수있으므로식 (2) 와같이정의하였다. 240 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008
27 1.20 0.80 δ / δ IF CF 0.40 Plate [mm] 3000(L) x 5880(W) x 6t Stiffener [mm] 125 x 75 x 7t UA 0.40 0.80 1.20 Lw/Ls Fig. 9 Variation of dimensionless parameter of shrinkage force at the intermittent fillet weldment with Lw/Ls using experiment Fig. 10 Schematic diagram and dimension of analysis model used for buckling distortion analysis Table 3 ing conditions for buckling analysis SF = f (Qe) (2) Leg Length [mm] Heat Input [cal/mm] Laser Hybrid FCA Fig. 9는웨브 (web) 와플랜지 (flange) 가각각 200 13mm, 75 13mm 이고, 길이가 4000mm 의 BLT(Builtup T bar) 에 FCA 단속용접을적용한경우용접선의길이 (Lw) 와용접부의간격 (Ls) 의비에따른최대굽힘변형량의비 (δ IF /δ CF ) 를도시한것이다. 여기서, δ IF 는 BLT 에단속용접시최대굽힘변형량이며, δ IF 는연속용접을적용한경우최대굽힘변형량이다. Fig. 9와같이 Lw/Ls 가증가함에따라단속및연속용접에이한굽힘변형량의비는거의선형적으로증가하고있음을알수있다. BLT 의굽힘변형이용접수축하중에선형적으로비례하므로단속필렛용접부의수축하중 (SF IF ) 은식 (3) 과같이용접선길이와용접부간격의비 (Lw/Ls) 와연속용접부의수축하중 (SF CF )) 의선형적인비례함수로정의할수있음을알수있다. SF IF = f ( Lw Ls,SF CF) = f ( Lw Ls,Qe ) (3) 4. 박판패널용접변형특성비교 용접기법에따른좌굴변형거동특성을평가하기위하여사용한해석모델은 Fig. 10과같이주판두께가 6mm이고보강재의간격이 840mm인 panel 용접부이며, 사용된용접조건은 Table 3과같다. Panel 용접부의용접기법에따른좌굴변형거동은먼저용접기법에따른각변형거동을평가하고이를비선형좌굴해석을위한모델의초기부정 (initial imper- 4.5 84.2 193.2 fection) 으로가정하였다. 이러한가정은각변형이용접부의가열후수초내에최대가되는반면에좌굴변형을유발하는수축하중은용접부가상온으로냉각된후최대가된다는점에서충분한타당성을가진다. 이때, 용접부에서발생하는각변형은식 (1) 과 STEM (simplified thermal elastic method) 을이용하여평가하였으며 6), 용접선방향의종수축하중은용접선의길이를고려하여식 (2) 와 (3) 을이용하여정의하였다. Fig. 11은 Fig. 10의패널 (panel) 제작시필렛용접각장이 4.5mm 인경우일면레이저하이브리드에의한필렛용접과 FCAW 을이용하여일면및양면연속그리고단속 (intermittent) 용접이적용된경우각변형분포를비교하여도시한것이다. 여기서단속용접부의용접선의길이 (Lw) 와간격 (Ls) 의비는 0.25이다. Fig. 11과같이용접시주판의각변형은 FCA 에의한단속필렛용접, 하이브리드편면용접, FCA 편면그리고, 양면용접의순으로증가한다. 이는 Table 4와같이동일용접각장을위하여주판에유입된유효입열량의차이에기인한것이다. Fig. 12는 Fig. 11의각변형이초기변형으로 panel 용접부에존재하는경우용접선방향으로작용하는용접수축하중에의하여추가적으로주판의두께방향으로유발되는변형거동을도시한것이다. 여기서, 단위길이당용접수축하중은각필렛용접부에작용하는용접선방향수축하중의합을 panel 용접부의폭으로나눈값이다. 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 241
28 신상범 이동주 이주성 Distortion[mm] 3 Both side(fca) One side(fca) One side(hybrid) Int.(75-300, FCA) Distance 형량이주판두께를초과함을알수있다. 이는일면및양면 FCA 연속용접에서좌굴변형이발생하였음을의미하는것이다. 이상의해석결과로부터 Fig. 10의박판 panel 제작시 FCA 를이용한일면단속용접및레이저하이브리드용접을적용하는경우효과적으로좌굴변형을제어할수있음을알수있다. 5. 결론 200 400 600 Distance[mm] Fig. 11 Deformation profiles of the welded thin panel as afunction of welding processes Shrinkage force[kgf] 16.0 12.0 8.0 4.0 Buckling Distortion Both side(fca) One side(fca) One side(hybrid) Int.(75-300, FCA) 0.0-5.0 0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 Additional distortion by shrinkage force [mm] Fig. 12 Variation of the additional distortion in the welded thin panel as a function of welding processes Fig. 12와같이용접수축하중에의하여발생하는최대추가변형량은 FCA 를이용한단속필렛용접, 레이저하이브리드일면필렛용접그리고, FCA 를이용한일면및양면연속용접의순으로증가한다, 그리고, 단속 FCA 용접및하이브리드용접부의경우용접수축하중이증가함에따라변형량이거의선형적으로증가하지만, 일면및양면 FCA 용접부에서는용접수축하중에도달하기전에판두께방향으로변형량이급격히증가하는영역이존재하고, 최종단계에서추가변 박판패널의용접부에서발생하는좌굴변형을제어하기위하여용접기법별변형거동특성을유한요소해석을이용하여평가하고다음과같은결론을얻었다. 1) GMA와 Nd:YAG 레이저의하이브리드용접부에서계측된온도구배와용융지형상을이용하여평가한 GMA 와레이저용접기법의입열효율은각각 0.75 와 0.95 이며, 이는개별용접기법의용접효율에비하여높은수준이다. 2) 단순필렛용접부의각변형은용접시모재로유입되는유효입열량 (Qe) 및용접부의굽힘강성 (Db) 에의존하며용접선방향의수축하중 (SF) 은용접시용접부로유입되는유효입열량 (Qe) 에비례하여증가한다. 그리고, 단속용접부의수축하중은유효용접입열량과용접장 (Lw) 과용접부의간격 (Ls) 의비에비례하였다. 이상의용접부의변형거동특성을고려하여레이저하이브리드와 FCA 필렛용접부의각변형및용접선방향의수축하중예측기법을제안하였다. 3) 개발된변형예측기법과비선형좌굴해석을이용하여박판 panel 용접구조물의용접기법및시공방안에따른좌굴변형거동특성을평가하였다. 본연구에서사용한박판용접부에대하여하이브리드용접기법을적용하는경우 FCA 를이용한일면연속필렛용접기법에비하여용접입열량이 1/2 수준으로감소하므로용접수축하중의제어를통한좌굴변형제어효과를기대할수있다. 또한용접수축하중은단속용접시용접장 (Lw) 과용접부간격 (Ls) 의비에선형적으로비례하여감소하므로단속용접이적용가능한영역에서는이를이용한좌굴변형제어또한매우효과적임을확인할수있었다. 참고문헌 1. S.B Shin, J. G. Yoon: A Study on the Distortion Caused by Spot Heating with Air Cooling, Int. Journal of KWS, 5-1, 35-43, 2004 242 Journal of KWJS, Vol. 26, No. 3, June, 2008
29 2. Guan Q, Brown K. W. and Guo D:Method of apparatus for low stress non distortion welding of thin welded of thin-walled structural elements, International Patent Application No. PCT/GB88/ 00136, 1989 3 K. Masubuchi: Analysis of ed Structure, Pergamon Press, 1980 4. P. Dong and Janosch: Residual Stress Compendium Compilation: Draft Protocol and Call for Participation, IIW Doc. IIW-X-XII-XV-RSDP-43-02, 2002.01 5. 용접강도연구위원회 :FEA 를이용한 Arc 용접부의온도분포예측표준, 23-6, 497-508, 2005 6. S. B. Shin, J. G. Yoon: Effects of internal and external restraint on welding distortion, Proceeding of KWS, 165-168, 2001 大韓熔接 接合學會誌第 26 卷第 3 號, 2008 年 6 月 243