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문제 정의
- 따라서 균열발생 원인 규명을 위해서는 실제 발전소 운전 환경조건에서의 응력상태 확인이 중요하다. 이에 본 논문에서는 가압경수로형 원전에서 운전온도가 가장 높아서 일차수응력부식균열 발생 가능성이 높은 가압기 안전노즐의 이종용접부를 대상으로 용접 잔류응력을 평가한 후, 이후 수압시험과 운전조건에 의해서 용접부의 응력이 어떻게 변화하는지를 유한요소 해석을 통해 고찰하고자 하였다.
제안 방법
- 5에 모델링 과정을 나타내었다. 노즐제작공정에 따라서 탄소강 노즐에 버터링을 수행하고 버터링과 스테인리스강 안전단(SE)사이에 이종용접(DMW)을 수행하며 이후 스테인리스강 안전단과 스테인리스강 배관 사이를 동종용접(SMW)하는 과정을 모사하였다. 버터링 부위는 형상과 재료물성만을 반영하고 버터링 용접해석은 수행하지 않음으로써 후열처리효과를 모사하였다.
- 노즐제작공정에 따라서 탄소강 노즐에 버터링을 수행하고 버터링과 스테인리스강 안전단(SE)사이에 이종용접(DMW)을 수행하며 이후 스테인리스강 안전단과 스테인리스강 배관 사이를 동종용접(SMW)하는 과정을 모사하였다. 버터링 부위는 형상과 재료물성만을 반영하고 버터링 용접해석은 수행하지 않음으로써 후열처리효과를 모사하였다.
- 용접해석을 수행한 후, 동일한 모델에 수압시험조건과 운전조건을 적용하여 반복해석을 수행하였다. 수압시험과 운전상태의 구속조건으로서 노즐측 끝단은 구속상태를, 배관측 끝단은 End-cap 하중조건을 적용하였다. 정상운전조건 부가 시 상온에서 정상운전온도까지 도달하는 시간은 48시간을 적용하였다.
- 응력해석은 온도해석결과를 바탕으로 수행하였고 등방경화(isotropic hardening) 구성방정식을 적용하였다. 어닐링 온도는 SA508은 1,501℃, Alloy 82/182는 1,454℃, F316/TP304는 1,460℃를 적용하였다. 용접해석을 수행한 후, 동일한 모델에 수압시험조건과 운전조건을 적용하여 반복해석을 수행하였다.
- 용접금속의 부착은 ABAQUS의 모델변경(Model Change) 기능을 사용하여 모사하였다. 열해석시 2,000℃의 온도로 용접금속이 용착된 후 용착부위로부터 주변으로 열유속이 가해져 현실적인 용용부 형상이 형성되도록 설정하였고, 노즐 및 안전단 등의 외부 표면을 자연대류 조건 (20℃, 10 W/m2℃) 을 적용하였다. 용접금속이 용착된후 3,600초가 경과한 후 후속 비드가 용착되도록 하였다.
- 2, 3, 4에 각각 나타내었다6). 용접부에 대한 용접조건은 발전소에서 사용하는 용접절차서를 적용하였다.
- 어닐링 온도는 SA508은 1,501℃, Alloy 82/182는 1,454℃, F316/TP304는 1,460℃를 적용하였다. 용접해석을 수행한 후, 동일한 모델에 수압시험조건과 운전조건을 적용하여 반복해석을 수행하였다. 수압시험과 운전상태의 구속조건으로서 노즐측 끝단은 구속상태를, 배관측 끝단은 End-cap 하중조건을 적용하였다.
대상 데이터
- 용접부에 대한 모델링은 실제 용접부의 용접비드수와 형상에 가깝게 수행하였다. 버터링 부위은 11층, 이종용접부는 15층, 동종용접부는 11층의 비드를 적층하였다.
- 본 연구에서 고찰한 원전의 가압기 안전노즐은 SA 508 Gr.3 탄소강, 노즐의 버터링은 Alloy182, 버터링과 안전단 사이 용접금속은 용접부 초층에서 3번째 비드까지는 Alloy182, 이후 용접에서는 Alloy82, 안전 단은 SA182 F316 스테인리스강, 안전단과 배관사이 용접부 용접금속은 ER316L, 배관은 SA376 TP304 스테인리스강으로 구성되어 있다. 본 연구에서 사용한 모델의 재료 및 치수는 Fig.
이론/모형
- 용접에 대한 열해석 및 응력해석을 위해 2차원 축대칭 모델을 사용하였다. 모델링 작업은 상용 소프트웨어인 PATRAN, 해석은 ABAQUS를 사용하였다. Fig.
- 열해석에는 8절점 축대칭 모델인 DCAX8을, 응력해석에는 CAX8R 모델을 사용하였다. 용접금속의 부착은 ABAQUS의 모델변경(Model Change) 기능을 사용하여 모사하였다.
- 열해석에는 8절점 축대칭 모델인 DCAX8을, 응력해석에는 CAX8R 모델을 사용하였다. 용접금속의 부착은 ABAQUS의 모델변경(Model Change) 기능을 사용하여 모사하였다. 열해석시 2,000℃의 온도로 용접금속이 용착된 후 용착부위로부터 주변으로 열유속이 가해져 현실적인 용용부 형상이 형성되도록 설정하였고, 노즐 및 안전단 등의 외부 표면을 자연대류 조건 (20℃, 10 W/m2℃) 을 적용하였다.
- 용접에 대한 열해석 및 응력해석을 위해 2차원 축대칭 모델을 사용하였다. 모델링 작업은 상용 소프트웨어인 PATRAN, 해석은 ABAQUS를 사용하였다.
- 동종 용접부에도 동일한 조건을 적용하였다. 응력해석은 온도해석결과를 바탕으로 수행하였고 등방경화(isotropic hardening) 구성방정식을 적용하였다. 어닐링 온도는 SA508은 1,501℃, Alloy 82/182는 1,454℃, F316/TP304는 1,460℃를 적용하였다.
성능/효과
- 1. 이종용접만 수행된 상태에서 용접부의 축방향응력은 두께내부에는 비교적 강한 압축응력이 형성되고 내표면과 외표면 근처에서 인장상태를 나타낸다.
- 2. 인접한 동종용접에 의해서 이종용접부 내표면의 인장응력이 크게 감소한다.
- 3. 수압시험 동안에는 인장응력이 다소 감소하나 감압 후에는 수압시험 이전과 큰 변화를 나타내지 않는다.
- 4. 상온에서 정상출력 운전조건으로의 가열에 의해 가압기 안전노즐 전 두께에 걸쳐 응력이 균등한 방향으로 재분포된다.
- 5. 정상운전조건에서 용접부 내표면에서 축방향 인장응력이 원주응력에 비해 크기 때문에 축균열보다는 원주균열 발생가능성이 더 높다.
- 6. 내부 보수용접 등 인장잔류응력 상승요인이 없다면 정상운전 중 용접부 내면의 응력값은 균열을 발생시키에는 충분하지 않은 것으로 판단된다.
- 16에 의하면 이종용접부 주변 내 표면에서는 수압시험 및 정상운전조건에 의한 축방향 응력변화는 미미하였다. 용접잔류응력이 거의 그대로 유지되는 현상을 보였으며 정상운전 중 최대인장응력은 166 MPa이었다. Fig.
- 10과 11에 이종용접과 동종용접을 수행한 후의 축응력과 원주응력의 분포를 나타내었다. 이종용접만 수행된 상태에서는 축응력은 두께 내부에 비교적 강한 압축응력이 형성되고 내표면과 외표면 근처에서 인장상태를 나타내고, 원주응력은 내표면 근처에서는 압축응력상태이고 외표면으로 갈수록 인장상태가 증가하는 경향을 보였다. 동종용접이 수행된 후에는 이종용접부 내표면 근처에서 특히 동종용접위치에 가까운 안전단 모재 및 열영향부에서 더 큰 압축응력이 형성되었다.
- 17에 의하면 이종용접부 주변 내표면에서의 원주응력은 수압시험에 의해서는 큰 변화를 나타내지 않았고 운전조건에서 다소 압축상태가 완화되는 현상을 나타내었다. 정상운전 중 최대원주응력은 버터링경계부위에서 50 MPa로서 축 방향응력보다 작은 값을 나타내었다.
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