8 특집 : 용접부잔류응력및피로평가를위한해석기술 용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 김종성 박준수 진태은 Review on the International Joint Researches for Evaluation of Welding Residual Stresses Jong-Sung Kim, June-Soo Park and Tae-Eun Jin 1. 서론 구조물을용접할때용접변수, 재료의고온거동, 국부적가열, 냉각수축및구속조건등의상호작용에의해발생되는잔류응력은구조물의건전성및수명을저하시킨다고알려져있다. 따라서용접구조물의건전성및수명을정확하게예측하기위해서는주요인자인잔류응력을보다정확하게평가하여야만한다. 이러한필요성에기인하여용접잔류응력을보다정확하게해석하거나측정하려는국내외많은연구들이수행되어왔다. 이러한연구들중해석의경우는주로유한요소법 (FEM : finite element method) 에근거하여수행되었으며측정은천공법, 절단법, X-선회절법, 중성자회절법등다양한측정법이적용되어왔다. 또한준해석적방법으로 Contour Method 가일부적용되었다. 국내기관에서용접잔류응력평가업무를계획하거나수행할때잔류응력해석및측정과관련된국제공동연구의최신동향을파악하는것은치밀한계획수립및원활한업무수행에도움이될수있다. 본특집논문에서는잔류응력평가와관련된최신국제공동연구를 IIW(International Institute of Welding) 주관연구, 미국의 PVRC(Pressure Vessel Research Council) 주관연구및 EU(European Union) 에서수행된연구로구분하여요약제시하였다. 2. IIW 주관연구프로그램 용접동안소성변형을모델링하는데있어서적용되는다양한기법들의영향을확인하기위해, IIW 의 Commission X( 용접부의구조적성능-파괴방지 ) 와 XV( 용접구조물설계 / 해석 / 제작 ) 는잔류응력과변형예측연구를위한연합워킹그룹 (Joint Working Group) 을 1996 년에구성하여 X/XV RSDP(Residual Stress and Distortion Prediction) Round Robin Phase I을 1996 년부터 4년간 11 개기관들 (EWI, TWI, British Energy, British Steel, Paton Institute, TU-Braunschweig, TU-Graz, SAQ Kontroll AB, Institut of Applied Mechanics-BRNO, Institut de Soudure, Ohio State University) 이참여하여수행하였다. 그러나, 11 개기관에서도출한결과들의산포도가커서 Commission XIII( 용접기기 / 구조물의피로 ) 까지포함된 X/XIII/ XV RSDP Round Robin Phase II를 2001년부터 20 여개기관들 (CETIM Senlis, ILL, National Physics Laboratory, University of Bristol, TU-Braunschweig, Mechanik Freiburg, University Stuttgart, TU- Graz, GKSS, Paton Institute, Monash University, University of Maribor, TWI, BMI, Fraunhofer- Institut, Osaka University, etc.) 이참여하여수행하고있다. 2.1 RSDP Round Robin Phase 1 X/XV RSDP Round Robin Phase I의해석대상은탄소강원주방향 (Girth) 용접부로서 EWI(Edison Welding Institute) 에서주도적으로아래와같이수행하였다 1). Fig. 1은축대칭유한요소모델을이용하여해석된원주방향용접부를나타내고있다. Fig. 2와 3은 3-패스 (Pass) 용접부에대한대표적인 Round Robin 결과이다. Fig. 2에서보이는바와같이참가기관별로큰온도차이를보임을알수있으며이러한이유는주어진입열변수들을이용하여축대칭모델의입열량을결 Fig. 1 FE model for IIW round robin phase I 504 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005
용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 9 Fig. 4는해석대상의형상을나타내고있으며 Fig. 5는각각의용접패스용착후용융부형상이다. Fig. 6 은 3차원유한요소해석과열전대측정을통해도출한결과로서첫번째용접패스용착후시간에따른온도변화를보여주고있다. 참고로 Fig. 6의결과는온도상승시점을일치시키지않았음을명심하여야한다. Fig. 6에서보이는바와같이, 참여자 (Partner) 1의경우균일체적열유속접근법을사용하여피크응력값 Fig. 2 Temperature histories for 3-pass weld (a) 1-Pass weld (b)1-pass weld Fig. 5 Macrograph of the each deposit Fig. 3 Transverse residual stresses for 3-pass weld 정하는방법에큰차이가존재하였기때문이다. 이러한온도예측차이는 Fig. 3에서보이는바와같이참가기관별로잔류응력예측에도큰차이를야기시켰다. (a) T1 2.2 RSDP Round Robin Phase 2 X/XIII/XV RSDP Round Robin Phase II의해석대상은 GTAW 로 2-패스용접된오스테나이트스테인리스강판의맞대기 (Butt) 용접부로서측정은 TU- Braunschweig 에서, 해석은 BMI(Battelle Memorial Institute) 에서주도적으로아래와같이수행하였다 2). (b) T2 (c) T3 Fig. 4 Geometry of the plate Fig. 6 Temperature histories for 1-pass weld 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 505
10 김종성 박준수 진태은 에차이를보이나, 다른참여자들의경우에는측정치와근사한값을보인다. 특히, 참여자 3과 6의경우측정치와거의일치하는값을보인다. Fig. 7은 X-선회절법을이용한측정치와 3차원유한요소잔류응력해석치를비교제시하고있다. 여기서 Sxx 는용접방향에수직인응력성분을, Szz 는용접방향으로의응력성분을의미한다. Fig. 7에서보이는바와같이해석치또는측정치들사이에는합리적으로일치하고있으나용접금속영역을제외하고는해석치와측정치사이에는큰차이를보이고있음을알수있다. 이와관련하여추가적인연구가수행될예정이다. 3. PVRC 연구프로그램 용접현상의복잡성에기인하여잔류응력해석절차는매우복잡한수치해석기법에서부터최종잔류응력분포의중요한몇몇특징만을평가할수있는효율적인절차까지변화되어질수있다. 또한, 잔류응력완화및연성 / 인성회복을위해수행되는용접후열처리 (PWHT : post-weld heat treatment) 와관련된기술기준 3) 에의하면대상기기의두께가두꺼워질수록장시간의후열처리유지시간을요구하고있으나만약열처리초기단계에서잔류응력이급격히제거된다면장시간의열처리는비효율적일수있다. 아울러, 기술기준상에는국부후열처리시가열부와비가열부사이의온도구배를완만하게유지하도록규정하고있으나이를위해사용 되는히팅밴드 (Heating Band) 와보온재 (Insulation) 의폭에대한구체적인지침은제시되지않고있는실정이다. 따라서 PVRC 주관하에 2000 년부터 2년간 10 개기관 (Korea Power Engineering Company, Caterpillar, British Energy, BWX, Chevron, DuPond, UOP, ExxonMobil, M&ME, BMI) 이참여하여 BMI 가주도적으로사용적합성 (FFS : fitness-for-service) 평가측면에서의잔류응력해석절차를개발하였고후열처리시유지시간에따른잔류응력완화정도와국부후열처리시히팅밴드 / 보온재폭이잔류응력완화에미치는영향을평가하였다 4). 3.1 FFS 평가용잔류응력해석절차응력확대계수 (SIF : stress intensity factor) 에대한잔류응력의영향을고찰하여사용적합성평가목적을위한잔류응력해석절차를제시하고자한다. 3.1.1 잔류응력에의한응력확대계수계산두께에따른잔류응력분포 σ r (x) 는표면으로부터의깊이 x의함수로표시될수있으며, 균열크기 a에대한응력확대계수 K를얻기위해가중함수법 (Weight Function Method) 이이용된다. a K(a) = σ r (x)w(a,x)dx (1) 0 여기서 w( a, x) 는가중함수로서다양한용접부형상들에대하여개발되어져있다. 상세한유한요소잔류응력해석으로부터얻어진잔류응력분포 σ r (x) 는응력확대계수의용이한계산을위해막응력 (Membrane Stress) 성분 σ r, 굽힘응력 m (a) Sxx along line 3 (Bending Stress) 성분 σ r 와자기평형응력 (Selfb Equilibrating Stress) 성분 σ r 로분리할수있 s.e 다. 세가지응력성분들은다음아래와같이수식들로표현된다. (b) Szz along line 3 Fig. 7 Comparison of residual stress analysis re sults with experimental results t σ r m = 1 σ t r (x)dx 0 σ r b = 6 t σ t r (x)( t 0 2 - x)dx (2) σ r s.e. = σ r (x)- σ r m - σ r b (1-2x ) t 식 (1) 의응력확대계수는식 (2) 를통해얻어진잔류응력성분들과단순판에대한가중함수 w p (a,x) 를 506 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005
용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 11 이용하여다음아래와같이표현할수있다. 또는 a K(a) = { σ r m + σ r b (1-2x/t)+ σ r s.e. (x)} 0 w p (a,x)dx (3) K(a) = K m (a/t)+k b (a/t)+k s.e. (a/t) (4) 3.1.2 응력확대계수에대한잔류응력의영향응력확대계수를계산하기위해실험으로검증된실제적인굽힘형태의배관축방향잔류응력분포 (5) 가작용하는원주방향용접부에전원주균열이존재하는경우가고려되었다. 식 (2) 에표현된잔류응력성분분리절차를통해 A-A 선상의잔류응력분포는막응력, 굽힘응력및자기평형응력성분들로 Fig. 8(a) 와같이분리될수있다. 막응력성분 σ r 에의한응력확대 m 계수는무시할만한크기이므로 Fig.8(b) 에나타내지않았다. 모재의항복응력 255.11MPa 보다큰최대응력을가지는굽힘응력성분 σ r 가지배적인성분이며 b 내부표면에서최대값이발생한다. 또한자기평형성분 은 35MPa 보다작은최대응력을가진다. 굽힘과자기평형응력성분들에기인하는응력확대계수는식 (3) 을이용하여 Fig. 8(b) 와같이 a/t 의함수로서도출되었다. Fig. 8(b) 에서보이는바와같이, 응력확대계수에대한자기평형성분의영향은미약하며응력확대계수에대한굽힘응력성분의영향이지배적임을알수있다. 운전하중과잔류응력사이의상호작용을증명하기위해, 68.95MPa 의균등한막응력이배관축방향을따라작용한다고가정하였다. Fig. 8(b) 에 68.95MPa 의운전막응력이작용하는경우의응력확대계수를제시하고있다. 전체응력확대계수 ( 운전하중과잔류응력에의한응력확대계수의합 ) 와운전하중에의한응력확대계수의비교를통해 a/t<0.5 의균열깊이범위에걸쳐서전체응력확대계수에미치는잔류응력의영향이중요함을알수있다. 3.1.3 잔류응력해석요구조건잔류응력에대한깊이있는이해와정확한평가를위해상세한용융형상, 미세조직과변태소성 (Transformation Plasticity) 및템퍼링효과 (Tempering Effect) 등을고려해야하나, 굽힘형태의잔류응력분포의경우사용적합성평가를위해서는응력확대계수에미약한영향을미치는자기평형성분을야기시키는상세평가를굳이수행할필요는없다. 따라서사용적합성평가용잔류응력해석절차는매우간소화되어질수있으며복잡한용접현상의해석을가능케해준다. 사용적합성평가를위해서는다음아래와같은잔류응력해석시요구조건들이용접구조물재질과형상에대해적절히적용되어야한다. (a) Decomposition of axial residual stress (b) SIFs Fig. 8 Residual stress decomposition for SS girth weld 굽힘형태의잔류응력분포에대해잔류응력해석절차는 1차함수꼴인굽힘응력성분을도출할수있기만하면된다. 해석절차가정밀해질수록상세한패스간상호작용, 즉, 국부적물성치변화와미세조직효과등은작은크기를가지는자기평형성분에대해보다높은차수변이를야기시킬뿐이다. Fig.8 로부터자기평형성분은응력확대계수에큰영향을미치지않음을명확하게알수있다. 자기평형형태의잔류응력분포의경우에도, 각응력성분들이적절히분리되어지기만한다면자기평형성분의 2차함수가정은타당하다. 이러한가정의타당성을증명하기위해실험으로검증된원주방향용접부의잔류응력분포 (6) 가 Fig. 9(a) 와같이이용되었다. Fig. 9(b) 에서보이는바와같이자기평형형태의잔류응력분포의경우에자기평형성분의 2차함수가정을통해충분한신뢰성을가지는응력확대계수를계산할수있다. 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 507
12 김종성 박준수 진태은 (a) Axial residual stress for SS girth weld 리프법칙 7) 을사용하였다. Fig. 12(a) 는용접잔류응력해석결과를제시한것으로용접후용융부표면에는원주방향으로약 600MPa 의인장잔류응력이발생되었다. Fig. 12(b) 는크리프거동을고려하지않고후열처리해석을수행한결과로, 그림에서보듯이기발생된용접잔류응력이거의줄어들지않음을알수있다. 반면에크리프거동을고려하여해석한결과인 Fig. 12(c) 의경우용융부표면의원주방향잔류응력이약 180MPa로용접잔류응력이초기값보다약 70% 감소되었음을알수있다. 따라서노내후열처리시소성거동은잔류응력완화에미치는영향이미미함을확인할수있다. (b) SIFs by 2nd order approx. and FEAM Fig. 11 Uniform PWHT procedure Fig. 9 Self-equilibrating dominated residual Stress and SIF using 2-Order equili-briumequivalent Approximation 3.2 후열처리에의한잔류응력완화기구 3.2.1 노내후열처리에의한잔류응력완화 Fig. 10 은노내후열처리에의한잔류응력완화기구를확인하기위해사용된 2.25Cr-Mo 강배관협개선 (Narrow Gap) 용접모델로총 19 개의용접패스로구성되어있다. 후열처리온도이력은 Fig. 11 과같다. 크리프거동의중요성을확인하기위해크리프거동을고려하지않은경우와고려한경우에대해잔류응력완화정도를평가하였고, 이때크리프재료거동은오메가크 (a) As-welded (b) After PWHT without considering creep (c) After PWHT with considering creep Fig. 10 FE model for 2.25Cr-Mo weld Fig. 12 Longitudinal residual stress distributions before and after PWHT(700 ) 508 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005
용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 13 Fig. 13 은크리프를고려한해석결과로서후열처리유지시간에따른잔류유효응력의변화거동을나타내며잔류응력은가열후 2시간정도까지는선형적으로완만히감소하였고이후후열처리목표온도에도달할때까지급격히감소하고있다. 목표온도에도달한후종료시점까지는잔류응력의변화가거의없음을알수있다. 크리프거동에대한영향을파악하기위하여 Fig. 14 와같이후열처리시간에따른크리프변형률거동을확인하였다. Fig. 14 에서보듯이가열후 2시간까지는크리프변형률이없으며이후목표온도에도달할때까지급격히증가하다가목표온도에도달한후에는거의일정한변형률값을보이고있다. Fig. 13 과 14 를종합해보면노내후열처리초기단계에서는온도증가에따른재료의항복강도저하에의해잔류응력이완화되며이후크리프거동에의해잔류응력이완화된다고설명할수있다. 또한크리프거동에의한잔류응력완화정도는후열처리목표온도에도달할때까지는매우크나그이후에는그정도가매우미약하다고할수있다. 따라서노내후열처리에의한잔류응력완화는주로크리프거동에기인하며, 잔류응력의완화가노내후열처리의주요목적이라면후열처리시간을단축하여도원하는특성을얻을수있다는사실을확인하였다. 3.2.2 국부후열처리에의한잔류응력완화 Fig. 15 는국부후열처리시사용된 2.25Cr-Mo강모델형상을나타낸것이다. 앞에서와마찬가지로크리프거동을고려하지않은경우와고려한경우에대하여히팅밴드와보온재의폭을변화시키면서잔류응력완화해석을수행하였다. Fig. 16 은후열처리이전의잔류응력해석결과로축방향잔류응력분포의경우용접부를중심으로국부적인굽힘형태를보이고있다. Fig. 17 은 Murakawa 등의연구결과 8) 에따라최소히팅밴드의폭을 3t, 보온재의폭을 5 (rt) 로설정하여국부후열처리를수행한결과를나타낸것이다. 그림에서보듯이잔류응력이매우큰폭으로감소했음을확인할수있다. 이때작용된완화기구를확인하기위해크리프거동을고려한경우와고려하지않은경우로구분하여해석하였다. 그림에서보듯이크리프를고려하지않은경우에도소성변형에의해서잔류응력이현저하게완화되므로국부후열처리에서는노내후열처리와는달리소성변형과크리프거동모두가잔류응력을완화시키는인자임을알수있다. Fig. 15 FE model for 2.25Cr-Mo weld Fig. 13 von-mises stress histories during PWHT at position B Fig. 16 As-welded residual stresses before local PWHT Fig. 14 Effective creep strain during PWHT at position B Fig. 17 Residual stresses after local PWHT : with and without considering creep 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 509
14 김종성 박준수 진태은 Fig. 18은보온재의폭은 5 (rt) 로고정한상태에서히팅밴드의폭을 3t, 10t 로변화시켜국부후열처리해석을수행한결과를제시하였다. 그림과같이국부후열처리를수행함에따라상부에는압축응력이지배적이고하부에는인장응력이지배적인굽힘형태의잔류응력분포를보인다. 또한히팅밴드의폭이증가할수록용접부에서떨어진지점에서압축과인장응력이발생하고있다. Fig. 19 는히팅밴드의폭은 14t 로고정한상태에서보온재폭을 5 (rt), 10 (rt) 로변화시켜국부열처리해석을수행한결과와노내후열처리해석을수행한결과를나타낸것이다. 그림에서보듯이노내후열처리결과만큼효과적이진못하나보온재폭이커질수록압축및인장잔류응력정도가점차줄어듬을알수있다. 따라서국부후열처리시보온재폭을증가시켜유익한온도구배를형성시키는것이효과적인잔류응력완화측면에서중요함을확인할수있다. Fig. 18 Residual stresses after simulated treatment with various local PWHT parameters for global bending type of residual stresses 기간주제참여기관비고 BIMET(structural integrity of bi-metallic components) '97. 2. ~ '00. 1. 배관이종재용접부의외부원주균열에대한해석방법개발, 검증 ( 잔류응력해석및잔류응력이균열체의건전성에미치는영향고찰 ) EdF 주도, 7 개기관 (Technical Research Centre of Finland, AEA Technology, TWI, GKSS, Framatome, Commissariate àŀenergie Atomique, EdF) EU 4th Famework ADIMEW(assessment of aged piping dissimilar metal weld integrity) '00.11. BIMET 의후속과제로서동 ~ 일주제를다룸. '03.10. EdF 주도, 9 개기관 (BIMET 참가기관들중 GKSS 제외, Serco Assurance, IE, Bay Zoltan Foundation for Applied Research 추가 ) EU 5th Framework ENPOWER(management of nuclear plant operation by optimising weld repairs) '01.12. ~ '04.11 4. EU 연구프로그램 EU CEN(Comité Européen de Normalisation) 또는 JRC(Joint Research Center) IE (Institute for Energy) 주관하에 EU내다양한기관들과공동으로표 1과같은국제공동연구들이수행되어져왔다. 이러한연구들중현재진행중인연구이며잔류응력해석및측정을주업무로하는 NET 에대해요약제시하고자한다. 4.1 NET NET 는다음아래와같이세가지 TG(Task 표 1. International Joint Researches in EU 보수시간경감과잔류응력완화를위한보수용접절차와후열처리대안을개발 Institute de Sou- dure 주도, 6개기관 (Mitsui Babcock Energy, IE, British Energy, Framatome ANP, Industeel France SA, University of Bristol) EU 5th Framework INTERWELD(irradiation effects on the evolution of the microstructure, properties and residual stresses in the HAZ of stainless steel welds) '00. 9. ~ '05. 1. 중성자조사취화응력부식균열평가를위한미세조직, 재료물성, 잔류응력, 균열개시 / 성장특성측정 NRG 주도, 7 개기관 (Ministerio, Ciemat, AREVA, PSI, IE, SCK CEN, NRG) EU 5th Framework Fig. 19 Insulation band size effects on axial residual stress distributions-global bending type NET(network on neutron techniques standardization) '02. 5. ~ 현재 중성자회절법의표준화 ( 잔류응력및미세조직측정 ) IE 주도, 37 개기관 (HMI, GKSS, Imperial College, TU Berlin, Open Univ., Univ. of Bristol, EdF, British Energy, Korea Power Engineering Company, IE, etc.) JRC Driven European Nuclear Networks 510 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005
용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 15 Group) 들로구분하여수행하고있는데본논문에서는잔류응력과관련이있는 TG1과 TG2에대해서만제시하고자한다 (9-11). TG1 : 단일비드용접부잔류응력평가 TG2 : 보수용접부의후열처리시잔류응력완화평가 TG3 : 주조오스테나이트강의열취화평가 4.1.1 단일비드용접부잔류응력평가시편은스테인리스강 316 판재에단일비드를 GMAW 방법으로 MB(Mitsusi Babcock) 에서용접하였으며 Fig. 20에기하학적형상을제시하고있다. 중성자회절, X-선회절, Deep Hole Drilling 등측정, FEM 을이용한해석및 Contour 방법등기타방법으로잔류응력을평가하였다. FEM 을이용한해석의경우열적해석및기계적해석을구분하여 Protocol 을작성하고이에따라수행하였다. 각기관별적용방법을살펴보면다음과같다. 력분포에대한결과들과측정한결과를비교제시하고있다. Fig. 22로부터해석방법들간또는해석-측정결과사이에다소차이가존재하나, 비교적잘일치함을알수있다. 각기관별적용한세부방법들을확인한결과, 상기의결과들에서해석결과들간, 또는측정결과들간의차이는열적경계조건설정등세부해석기법의차이에기인하는것으로판단된다. 현재이에대한추가적인분석연구를수행하고있으며분석결과를토대로새로운 Round Robin Phase II를준비중에있다. 4.1.2 보수용접부의후열처리시잔류응력완화평가시편은중앙부에폭넓은그루브 (Groove) 를가지는 CrMo 강판재로서 Belleli 에서용접하였으며 Fig. 23 에기하학적형상을제시하고있다. Fig. 24는횡단면의비드용융부형상을제시하고있으며 Fig. 25는적용되는다양한후열처리선도들중대표적인선도를보여주고있다. 중성자회절법 : CEA/LLB, HMI, ISIS, IE, GKSS, NPI, NCSR X- 선회절법 : TU-Berlin, Open University, ENSAM Deep Hole Drilling 법 : University of Bristol FEM 해석 : Bristich Energy, MB, Univeristy of West England, Korea Power Engineering Company, Serco Assurance, Imperial College, IE, UP Contour 방법 : Open University Fig. 21은중앙부에위치한열영향부에서의온도이력에대한결과들과열전대를설치하여측정한결과를비교제시하고있다. Fig. 21로부터해석방법들간또는해석-측정결과사이에다소차이가존재하나, 비교적잘일치함을알수있다. Fig. 22는단일비드용접선을따른횡방향잔류응 Fig. 21 Temperature histories of HAZ located on weld centerline Fig. 20 Schematic of bead-on plate weld Fig. 22 Transverse residual stress distributions along welding line 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 511
16 김종성 박준수 진태은 중성자회절, X-선회절, 전자기방법등측정및 FEM 을이용한해석으로잔류응력을평가하고있다. 각기관별적용방법을살펴보면다음과같다. 중성자회절법 : IE X-선회절법 : ENSAM 전자기방법 : IzfP FEM 해석 : Univ. of West England, Korea Power Engineering Company, UP, Serco Assurance Fig. 26은 X-선회절법을통해측정한시편중앙부의횡단선을따른잔류변형률분포의예비결과를제시하고있다. Fig.26 에서보이는바와같이, 후열처리이후잔류변형률은감소하며후열처리온도 / 시간이높고길수록중앙부의잔류변형률은더감소함을알수있다. Fig. 27은 2차원평면응력상태이며열영향부에서마르텐사이트가석출된다고가정하고유한요소해석을수행한예비적인잔류응력분포를제시하고있다. 그림에서 mht 는후열처리온도가 300 인중간후열처리를, pwht 는후열처리온도가 620 인본후열처리를의미한다. Fig. 27로부터후열처리이후잔류응력이감소하나, 후열처리온도가 300 인중간후열처리경우잔류응력감소분이미미함을알수있다. 아직모든기관들이측정이나해석을수행하지못하여결과를비교하지못한상태로서향후각기관별측정및해석을수행할예정이다. 특히, 본평가대상을 3차원유한요소해석시현실적인어려움때문에용접 Fig. 26 Residual strain distributions along transverse line on surface of specimen center part Fig. 23 Schematic of repair weld (a) Transverse residual stresses Fig. 24 Macrograph of repair weld Fig. 25 PWHT curve for repair weld (b) von-mises effective residual stresses Fig. 27 Residual stress distributions along thickness directional line on welding center surface 512 Journal of KWS, Vol. 23, No. 6, December, 2005
용접잔류응력평가에관한최근의국제공동연구동향 17 패스를 3-패스로하는보조 Round Robin 시편을제작하고있으며향후이에대한평가를수행하고결과를상호비교할예정이다. 5. 결론 본특집논문에서는용접잔류응력에대한평가결과의신뢰성및일관성을향상시키는한편, 각기관별방법및결과의차이에대한보다체계적인이해를향상시키고자하는목적으로수행되었거나수행중인대표적인국제공동연구들의내용을개략적으로검토제시하였다. 이러한검토결과는국내기관에서용접잔류응력평가업무를계획하거나수행하고자할때치밀한계획수립및원활한업무수행에도움이되는기초자료로활용될수있을것으로판단된다. 후 기 본특집논문은대한용접학회산하용접강도연구위원회의공동연구활동의일환으로준비되었으며참여해주신기관들의지원에감사드립니다. 참고문헌 1.K.C. Koppenhoefer and J.R. Gordan : IIW Round Robin on Residual Stress and Distortion: Phase I Results, IIW, 2000 Results, IIW, 2000 2. J.J. Janosch : Round Robin Phase II - 3D Modelling Updated Results, IIW-X/XIII/XV-RSDP-114-05, 2005 3. ASME B&PV Committee : ASME B&PV Code, Sec.VIII, Div.1&2, Rules for Construction of Pressure Vessels, 1998 4. BMI : Investigation of Weld Residual Stresses and Local Post-Weld Heat Treatment, PVRC, June, 2002. 5. P. Dong and F.W. Burst : Welding Residual Stressess and Effects on Fracture in Pressure Vessel and Piping Components: a Millenium Review and Beyond, Trans. of ASME, J. of Pressure Vessel Technology, 122-3, (2000), 329-338 6. J. Zhang, P. Dong, F.W. Burst, J.S. Shack, M.E. Mayfield, and M. McNeil : Modeling of Weld Residual Stresses in Core Shroud Structures, Nuclear Engineering and Design, 195, (1999), 171-187 7. M. Prager, Omega Method - An Engineering Approach to Life Assessment, Trans. of ASME, J. of Pressure Vessel Technology, 122, (2000) 8. H. Murakawa, et al., Suitable Heating Conditions in Local Post Weld Heat Treatment, WRC Bulletin, No. 485, 2004 9. J. Bouchard : Task Group 1 - A Comprehensive Presentation on the Numerical Round Robin and Its Results Overview, 6th NET Steering Committee Meeting, December 2004 10. C. Ohms : Task Group 2 - Stress Relief Heat Treatment in Welded Steel Plates, Management Overview, 7th NET Steering Committee Meeting, June 2005 11.J.S. Kim and T.E. Jin : Task Group 2 - Preliminary Study on Repair Weld in CrMo Steel, 6th NET Steering Committee Meeting, December 2004 김종성 ( 金種聖 ) 1968년생 한전기술재료기술연구그룹 구조 / 응력해석, 피로파괴 e-mail : kimjs@kopec.co.kr 진태은 ( 陳泰殷 ) 1957년생 한전기술재료기술연구그룹 피로파괴, 수명평가 / 관리 e-mail : jinte@kopec.co.kr 박준수 ( 朴俊洙 ) 1954년생 한전기술기계설계처 구조해석, 원전기기용접구조설계 e-mail : js_park@kopec.co.kr 大韓熔接學會誌第 23 卷第 6 號, 2005 年 12 月 513