6 특집 : 용접부강도, 변형그리고건전성평가 원전설비이종금속용접부건전성평가연구 A Sudy on he Sucual Inegiy Aemen of Diimila Weld on Nuclea Powe Plan ong-sung Kim, Tae-Eun in, Yun-ae Kim and Chang-Heui ang. 서론 응력부식균열 (SCC : e cooion cack) 이발생하기위한필요조건은세가지주요인자들 ( 인장응력, 민감한재질, 부식환경 ) 이동시에만족하는경우이다 ). 원자로 CRDM 관통노즐용접부, 가압기분무노즐-안전단용접부등과같이경수로원자력발전소의 차측원전설비에다수존재한다 ). 이러한이종금속용접부는 SCC 에민감한 Alloy 6 계열재질로제작되어있고용접후열처리미실시에따라인장잔류응력이존재할뿐만아니라고온고압수화학부식환경하에서운전되고있으므로상기필요조건을만족한다. 이러한특성에기인하여일차수응력부식균열 (PWSCC : imay wae e cooion cacking) 의발생잠재성이높을뿐만아니라실제몇몇이종금속용접부에서 PWSCC 이발생되고있다 3). 설계수명또는계속운전동안이종금속용접부를가지는원전설비의신뢰성을보장하기위해서는 PWSCC 측면에서구조건전성, 즉 PWSCC 발생민감도와성장속도를평가하여야한다. 특히, PWSCC 발생민감도와성장속도를효율적으로평가하기위해서는잔류응력및파괴역학매개변수의평가를포함하는공학적평가시스템이필요하다. 그러나, 기존의공학적평가시스템은공학적잔류응력분포식의부재, 이종금속용접부특성을적절히반영하지못한파괴역학매개변수식등원전설비이종금속용접부에대해충분하지못하다. 따라서본연구의목적은 PWSCC 측면에서이종금속용접부의건전성을평가하는공학적평가시스템을개발하는데있다. 특히, 유한요소해석을통해원전설비이종금속용접부의잔류응력분포와파괴역학매개변수에대한신뢰성있는공학적평가식을개발하는데중점을둘것이다. 이러한연구목적달성을위해첫번째로, 인장시험을통해이종금속용접부의국부물성이측정된다 4). 두번째, 탄소성유한요소 aameic udy 를 통해공학적잔류응력분포식을도출한다 5). 마지막으로파괴역학매개변수에대한공학적평가식이탄소성유한요소 aameic udy 를통해개발된다 6).. 공학적평가시스템의체계 Fig. 은본연구를통해개발한원전설비이종금속용접부에대한공학적평가시스템의체계를보여주고있다. Fig. 에서보이는바와같이, 크게 4가지부분으로구성된다. 첫번째부분은국내경수로원전 차측설비의이종금속용접부의설계사양을확인하고인장시험을통해설계사양별용접부의국부인장물성을확보하여최종적으로국부물성 DB를구축하는것이다. 두번째부분은탄소성유한요소 aameic udy 를수행하여잔류응력에미치는기하학적변수와강도불일치의효과를고찰하고이를근거로공학적잔류응력분포식을개발하는것이다. 세번째부분은균열거동에미치는강도불일치와잔류응력의효과를고찰하기위해파괴역학매개변수에대한공학적평가식을탄소성유한요소 aameic udy 를통해개발하는것이다. 네번째는통합적인부분으로서국부물성 DB, 잔류응력분포식, 파괴역학매개변수식과기존설계 / 가동중기술기준을이용하여 PWSCC 발생민감도, 성장속도, Fig. Engineeing aemen yem fo diimila weld of nuclea comonen 3 ounal of KWS, ol. 6, No. 3, une, 8
원전설비이종금속용접부건전성평가연구 7 균열파손여부등을평가하여최종적으로이종금속용접부의건전성을평가하는부분이다. 국부재료물성은공학적잔류응력분포식개발, 파괴역학매개변수개발및 PWSCC 측면에서의건전성평가시입력자료로서이용된다. 잔류응력분포식은파괴역학매개변수개발및 PWSCC 건전성평가시입력및참조자료로활용된다. 파괴역학매개변수식은 PWSCC 건전성평가시파괴역학매개변수를결정하는데활용된다. 본논문에서는네번째부분을제외하고 ~3 번째부분에대해제시하고자한다. (a) mall-ize ecimen 3. 국부인장물성평가 3. 재료및용접절차 이종금속용접부를구성하는모재들은저합금강 SA58 G.3와오스테나이트스테인리스강 TP36 이다. 두재료모두 ASME B&P Code, Sec.II에정해진사양에따라용접이전에단조와열처리되어지며 4mm 두께의판재로공급된다. 판재는실제원전설비노즐의이종금속용접부에적용되는용접절차사양서 (WPS : welding ocedue ecificaion) 에따라수동으로용접된다. 용접부형상은 Fig. 에제시되고있다. 그림에서보듯이, SA58 G.3 판재의가공면을 패스의버터링 (bueing) 용접한후, 65 o C에서용접후열처리된다. -그루브 (goove) 의초층 -3 패스는 Alloy 8 용접와이어를이용하여 GTAW 용접되며나머지패스들은 Alloy 8 용접봉으로 SMAW 로용착된다. (b) mini-ize ecimen Fig. 3 Tenile e ecimen (a) mall-ize ecimen R T 3. 인장시험및인장물성의변이 용접판재로부터가공된소형라운드바 (ound ba) 인장시편와미소 (mini-ized) 판재인장시편이 Fig. 3 에제시되고있다. Fig. 3에나타낸바와같이시편들은 SA58 저합금강영역, Alloy 8/8 용접금속영 Fig. Schemaic of he diimila weld wih ingle -Goove deign (b) mini-ize ecimen Fig. 4 Locaion of he enile ecimen aken fom he diimila weld 역과오스테나이트스테인리스강영역에서용접방향에따라채취된다. 부가적으로 6개의소형인장시편들이용접방향에수직인횡방향으로채취된다. 시편들은변형률속도 5-4 /ec 로상온에서 ASTM Sandad 에따라시험된다. Fig. 5는시편채취위치와방향에따라약간다른물성치를보이는소형인장시편시험결과를제시하고있다. 전체적으로 SA58 모재는 Alloy 8/8 와 TP36 보다높은항복강도를보여준다. 평균적으로, SA58의항복강도는약 45MPa, Alloy 8/8의항복강도는 35MPa 이다. 그러나, Alloy 8/8 의 L 大韓熔接 接合學會誌第 6 卷第 3 號, 8 年 6 月 3
8 Se, MPa (BOTTOM)(MIDDEL) (TOP) 6 4 6 4 6 4 SA58 G.3 WELD TP36-5-45-4-35-3-5-5-5 5 5 5 3 35 4 45 5 Poiion(mm) YS UTS Room Tem. HAZ Fig. 5 aiaion of enile oeie aco he diimila weld uing mall ize ecimen Se, MPa (BOTTOM)(MIDDEL) (TOP) 6 4 6 4 6 4 4 6 Poiion(mm) 8 YS UTS Room Tem. HAZ Fig. 6 aiaion of enile oeie aco he diimila weld uing mini-ize ecimen 인장강도는 SA58 과 TP36 모재의인장강도와유사하다. Fig. 6은미소판재인장시편의시험결과이다. 그림에서보이는바와같디미소판재시편으로부터측정된인장물성의전체적인값들은소형라운드바인장시편을이용한시험결과와유사함을알수있다. 또한, SA58, Alloy 8/8, TP36 사이의인장강도차이는용접부의상단부에서보다크며용접루트부 ( 하단부 ) 에서작게됨을알수있다. 4. 공학적잔류응력분포식 4. 잔류응력해석 원전 차측설비이종금속용접부들중가장대표적인가압기분무노즐이종금속용접부에대한유한요소 (FE : finie elemen) 모델을 Fig. 7에나타내고있다. 가압기분무노즐이종금속용접부는 SA58 G.3, SA54 G.3, SA8 F36/TP36, Alloy 8/8 로구성된다. Fig. 7에제시된유한요소모델의요소수와절점수는각각 53 과 687 이다. 온도와잔류응력 <Weld beween afe end & iing> Bueing <Weld beween bueing & afe end> Fig. 7 Finie elemen model fo FE analyi.5.5 -.5 =.64mm =7.69mm =5.7mm =3.86mm =5.55mm Diance fom inne uface along welding CL/Thickne.5.5 -.5 (a) axial eidual e =7.69mm =5.7mm =3.86mm =5.55mm =.64mm..4.6.8. Diance fom inne uface along welding CL/Thickne (b) hoo eidual e Fig. 8 aiaion of eidual e diibuion wih hickne inceae 해석을위해 8절점축대칭요소가사용된다. Fig. 8은일정두께비 (R i /=4) 하에서두께증가에따른무차원화된잔류응력응력분포의변화를제시하고있다. 여기서무차원화된잔류응력분포는 Alloy 8/ 8 용접중앙선을따른잔류응력분포를 Alloy 8/8 용접금속의항복강도로무차원화한것이다. 그림에제시된바와같이축방향잔류응력분포는두께증가에따라전체굽힘형태에서국부굽힘형태 7) 로변화된다. 내부와외부표면에서의원환잔류응력은두께증가시각각더작아지고커진다. Fig. 9는고정된두께 (=5.7mm) 에서두께비증가에따른무차원화된잔류응력분포의변화를제시하고있다. Fig. 9에보이는바와같이, 내부와외부표면에서의축방향잔류응력은두께비증가에따라증가한다. 또한, 내표면근처의원환잔류응력은두께비증가시상당히증가한다. 3 ounal of KWS, ol. 6, No. 3, une, 8
원전설비이종금속용접부건전성평가연구 9.5.5 -.5.5..4.6.8..5.5 -.5.5 Diance fom inne uface along welding CL/Thickne (a) axial eidual e /= /=4 /=6 /=8 Diance fom inne uface along welding CL/Thickne (b) hoo eidual e Fig. 9 aiaion of eidual e diibuion wih hickne aio inceae.5.5 -.5.5 Diance fom inne uface along welding CL/Thickne.5.5 -.5 (a) axial eidual e % % -%..4.6.8. Diance fom inne uface along welding CL/Thickne (b) hoo eidual e Fig. aiaion of eidual e diibuion wih weld meal yield engh Fig. 은용접금속의항복강도증가에따른무차원화된잔류응력분포를제시하고있다. 그림에제시한바와같이항복강도에따라잔류응력분포는변화하나그변화는크지않음을알수있다. 또한, 잔류응력분포는용접금속의항복강도에선형적으로비례하지않음을확인할수있다. 잔류응력이용접금속의항복강도에비례하지않는이유는저합금강과오스테나이트스테인리스강모재사이의강도불일치에기인한다고추측된다. 4. 공식화및타당성검증 Paameic udy 결과를활용하고막, 굽힘및자기평형성분으로잔류응력을분해하여다음과같이 Alloy 8/8 용접중앙선에따른축방향잔류응력분포식을도출하였다. x x 6 x = + { } + A i m b i i =, () y m = {.3( ).7 +.98} Fm FYSm y, (.5 ) R i, () 3 b = {.( ) +.37.8( ) +.64} Fb FYSb (.5 ) R i, (3) 3 A = {.7.367 +.857 +.936} FA R 3 A = {.385( i ) +.9458 7.95( ) 3.6} FA + 3 A = {.3488 8.3658 + 67.95 35.8} FA 3 A3 = {.4( ) + 3.55 48.8 + 6.8} FA3 3 A4 = {.78 58.94 + 43.48 66.} FA4 3 A5 = {.44( ) + 5.398 35.55 + 696.3} FA5 3 A6 = {.86 6.97( ) + 9.98 5.} FA6 여기서 력성분,,,(4), (5), (6), (7), (8), (9), () m 는배관끝단이고정된조건하에서의막응 b 는굽힘응력성분, y 는용접금속의항복 강도, y 는참조항복강도 (=393.693 MPa), 는참조두께 (=5.7 mm), F m, Fb 와 FAi 는 / 의특정함수, F YSm 와 FYSb 는 y / y 의특정함수, x는 大韓熔接 接合學會誌第 6 卷第 3 號, 8 年 6 月 33
내표면으로부터두께방향으로의거리이다. 최종적으로, PRC IP 8) 과 API 579 9) 와같은기존연구결과들과비교하여개발된공학식의타당성을검증한다. Fig. 은기존연구들의적용결과와비교한결과를제시하고있다. 그림에서보이는바와같이, 본연구를통해개발한공학적평가식은원전설비이종금속용접부의용접중앙선을따른축방향잔류응력분포를평가하는유효하고이용가능한수단임을알수있다. 5. 공학적파괴역학매개변수식 5. -적분에대한강도불일치효과 Fig. 는이종금속용접부중앙에원주방향관통균열이존재하는이종금속용접배관이 차하중하에놓여있는경우에대한탄소성유한요소파괴역학해석결과이다. Fig. 에제시된바와같이, -적분에미치는항복강도불일치의효과는 ove-mimach 인경우에대해 5% 이내이다. 강도불일치효과를고찰한탄소성파괴역학해석결과로부터다음과같은 -적분과 COD 평가식이도출된다...8.6.4....5..5...8.6.4. M / M L (a) θ/π=.5...5..5. M / M L (b) θ/π=.5 e = COD COD e E = L ε ef 3 + L YS Eε YS ef, () Fig. -Inegal value fo he diimila ie wih hough wall cack on weld cene L M / M OR =, () M OR γ ( θ / π) M L =, (3) γ ( θ / π) =.8+.75( θ / π) +.4( θ / π). (4) 5. -적분에대한이차응력효과 Fig. 3과 4는이종금속용접부중앙에원주방향관통균열이존재하는이종금속용접배관이 차하중및 차하중 ( 열응력, 잔류응력등 ) 하에놓여있는경우 에대한탄소성유한요소파괴역학해석결과이다. 여기서 L 은한계하중에대한일차응력의비이다. Ψ는한계하중에대한이차응력의비이다. 는탄소성파괴에대한이차응력의효과를정량화하는변수이다. o 는이차하중만이작용하는경우의 값이다. Fig. 3과 4에서보이는바와같이, -적분에대한이차응력의효과는일차응력감소에따라증가한다. / o 는 L =.8 에서최대값이되며 L 이.5보다크다면영근처로접근한다. 이러한해석결과로부터 -적분과 COD 평가식이이차응력효과를고려하여다음과같이도출된다. Axial RS/YS.5.5 -.5.5..4.6.8. Fig. FEA PRC IP API 579 Peen Diance fom inne uface along welding CL/Thickne Comaion wih he eviou eul (R i/=4, =5.7mm) + + COD K Eε ef 3 YS = = ( + ) ( + L ) L YS E e CODe K εef, (5) K = +.L + ( + L )(. ) K / L, (lowe L ), = 3. L, (L <.35), (6) =.4, (L >.35), = e, (7) 34 ounal of KWS, ol. 6, No. 3, une, 8
원전설비이종금속용접부건전성평가연구 /.6.4...8.6.4....5..5 L (=M / M L ) Fig. 3 aiaion of / v. L fo he diimila ie wih cene cack (global bending) /.6.4...8.6.4....5..5 L (=M / M L ) Fig. 4 aiaion of / v. L fo he diimila ie wih cene cack (global bending/ anvee loading) K Ψ = K / L. (8) 3) -적분과 COD 평가식이 aameic udy 결과를토대로강도불일치와이차응력효과를고려하여도출됨 참고문헌. h://www.meal.o.k/college/m_uface/cooion/ m_cooion7.hml. EPRI : MRP6, Geneic Guidance fo Alloy 6 Managemen Pogam, 4 3. USNRC : NUREG83, U.S. Plan Exeience wih Alloy 6 Cacking and Boic Acid Cooion of Ligh-Wae Reaco Peue eel Maeial, 5 4..H. Lee, C.H. ang,.s. Kim, and T.E. in : Saial aiaion of Mechanical Poeie in Alloy 8/8 Diimila Meal Weld, Poceeding of ASINCO 6, 6 5..S. Kim and T.E. in : Develomen of Engineeing Fomula fo Welding Reidual Se Diibuion of Diimila Weld on Nozzle in Nuclea Comonen, Poceeding of ASME PP 7, 7 6. C.K. Oho, T.K. Song, Y.. Kim,.S. Kim, and T.E. in : Develomen of Deign and Lifeime Evaluaion Technologie fo Diimila Weld on Nuclea Piing, he nd Yea Reo, 7 7. Baelle : Ciical Aemen, alidaion, and Recommendaion on Reidual Se Eimae fo Fine fo Sevice Aemen, PRC Reidual Se and Local PWHT IP, Tak Reo, 8. Baelle : Inveigaion of Welding Reidual See and Local Po-Weld Hea Teamen, Final PRC Reidual Se and Local PWHT IP, Final Reo, 9. P. Dong and Z. Cao : Mechanic Bai of Reidual Se Pofile fo New API 579 Aendix E, Poceeding of ASME PP 6, 6 6. 결론 원전설비이종금속용접부의구조건전성평가와관련된연구가인장시험과유한요소해석을통해수행되었다. 본연구로부터다음과같은주요한결론을도출하였다. ) SA58 모재는 Alloy 8/8 용접금속과 TP36 보다높은항복강도를가지는반면 Alloy 8/8 의인장강도는 SA58 과 TP36 모재의인장강도와유사함 ) 공학적축방향잔류응력분포식이 aameic udy 결과를토대로개발되었고원전설비이종금속용접부중앙선을따른잔류응력분포를평가하는유효하고이용가능한수단임을확인함 김종성 ( 金種聖 ) 968년생 순천대학교기계우주항공공학부 용접부손상평가, 구조해석, 피로파괴 e-mail : kimjba@unchon.ac.k 진태은 ( 陳泰殷 ) 957년생 한전기술재료기술연구그룹 수명연장, 주기적안전성평가 email : jine@koec.co.k 大韓熔接 接合學會誌第 6 卷第 3 號, 8 年 6 月 35
김윤재 96년생 고려대학교기계공학과 탄소성파괴역학 email : kimy38@koea.ac.k 장창희 964년생 KAIST 원자력및양자공학과 물성평가, 경년열화평가 email : chjang@kai.ac.k 36 ounal of KWS, ol. 6, No. 3, une, 8