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문제 정의
- 따라서 본 연구에서는 유한요소해석을 사용하여 가압경수로 노즐 맞대기 이종금속용접부의 작용하는 일반적인 잔류응력 분포를 제시하고자 한다. 이를 위해 몇 가지 형상변수를 도입하여 노즐 맞대기 이종금속용접부의 단순화 형상을 제시하고 형상변수의 변화에 따른 이종금속용접부의 잔류응력분포의 변화를 관찰하였다.
- 본 논문에서는 유한요소해석을 통하여 일반적으로 적용할 수 있는 가압경수로 이종금속용접부의 용접부 잔류응력 분포식을 제시하였다. 복잡한 노즐 용접부 형상을 단순화하여 두께, 반경, 안전단의 길이에 변화에 따른 잔류응력분포 변화를 살펴 보았으며 기존 배관 맞대기 용접부 잔류응력 예측 식과의 결과를 비교하고 개선된 식을 제시하였다.
- 용접 공정 방식에 따라 노즐 및 안전단의 경계조건이 변하며 이에 따라 잔류응력 분포 역시 근소하게 변하게 된다. 본 연구에서는 이종/동종금속용접 시 노즐부의 롤러 구속 조건 이외에 안전단과 배관을 자유롭게 풀어주는 것이 실제 용접조건과 가장 유사하다고 보고 위와 같이 구속조건을 부여하였다.
가설 설정
- (2) 두께 변화에 따른 잔류응력 변화는 미미하다. 반면, 안전단의 길이는 용접부 내면 잔류응력 분포에 영향을 미치며, 길이가 짧을수록 내면의 잔류응력이 증가한다.
제안 방법
- XI, APT 579, R6 에서는 austenitic stainless steel 계열의 배관 맞대기 용접부(pipe butt weld)에 작용하는 용접잔류응력 분포 식을 제시하고 있다.(10~12) 위 세 개의 상용 코드들은 두께 방향에 대하여 몇 가지 형상변수에 따른 축 방향 잔류응력(axial residual stress)과 원주 방향 잔류응력 (hoop residual stress)의 분포 식을 제시하였다. 세 가지 상용코드 모두 배관 두께(tp)를 변수로 삼고 있으며, R6 level3 에서는 입열양(E)을 변수로 지정하여 식을 제시하였다.
- (1~4) 이와 유사한 예로 1980 년대 비등경수로(Boiling Water Reactor)에 발생하는 입계 응력부식균열(Inter Granular Stress Corrosion Cracking)을 평가하기 위해서 여러 연구 기관에서는 실험과 유한요소해석을 통해 오스테나이트계 배관 맞대기 용접부(Butt Weld)의 잔류응력 분포에 대한 연구를 수행하였다. 이에 대한 결과 물로 여러 상용코드에서는 배관 맞대기 용접부에 작용하는 잔류응력분포에 대한 식을 제시하고 있다.
- (5) 용접잔류응력 해석은 열 해석과 응력 해석으로 나누어 수행하였다. 먼저 열 해석을 통해 각 절점에서의 시간에 따른 온도이력을 구하고, 여기서 얻어진 과도 온도 데이터를 바탕으로 응력 해석을 수행한다.
- 그래프의 y 축을 살펴보면 축 방향 잔류응력은 모재 (parent material)의 1.0% 항복강도(proof strength), σ1.0p 로 정규화(normalizing)를 하였고, 원주 방향 잔류응력은 용접재(weld material)의 1.0% 항복강도, σ1.0w 로 정규화를 하였다.
- 냉각 시간은 용접절차시방서(WPS)에서 제시하는 최대 층간 온도(Maximum inter-pass temperature)를 넘지 않도록 설정하였다.
- 2 는 가압경수로에 있는 여러 노즐 맞대기 이종금속용접부의 축 대칭 단면도이다. 노즐 맞대기 이종금속용접부는 그 형상과 크기가 다양하기 때문에 이를 수치적으로 정량화를 하기 위하여 형상변수를 내경(ri), 안전단의 두께(tSE), 안전단의 길이(wSE)으로 지정하고 Table 1 에 정리하였다.
- 또한 20mm≤tSE≤80mm 에서는 두께의 변화에 따른 잔류응력의 변화가 적기 때문에 기존 R6 level3 식을 개선하여 가압경수로 이종 금속용접부에 일반적으로 적용할 수 있는 식을 제시하였다.
- 본 연구에서 수행한 유한요소해석 결과의 타당성을 검증하기 위해 두 단계의 검증절차를 통해 신뢰성을 확인하였다. 먼저 기존 문헌에서 제시하고 있는 유한요소 해석 결과와 이를 단순화한 모델의 유한요소해석 결과를 비교하였으며, 두 번째로 이종금속용접부를 포함한 서지 노즐(surge nozzle)에 대한 실제 형상과 단순화 형상의 유한요소해석 결과를 비교하였다. 이는 유한요소해석의 타당성과 함께 모델 단순화의 유용성을 동시에 검증하기 위함이다.
- 먼저 맞대기 용접부의 열 해석에 사용된 입열 변수의 타당성을 확인하기 위해 용접에 의한 열영향부(heat affected zone, HAZ) 크기를 확인하였다. 참고문헌(6,7)에 따르면 이종금속용접부 주위의 열 영향부 크기는 일반적으로 용접부에서 2~3mm 만큼 떨어져 있는 것으로 알려져 있다.
- (5) 용접잔류응력 해석은 열 해석과 응력 해석으로 나누어 수행하였다. 먼저 열 해석을 통해 각 절점에서의 시간에 따른 온도이력을 구하고, 여기서 얻어진 과도 온도 데이터를 바탕으로 응력 해석을 수행한다. 이때 각 절점에서의 얻어진 온도 구배에 의해 열응력이 발생하게 된다.
- 본 논문에서는 유한요소해석을 통하여 일반적으로 적용할 수 있는 가압경수로 이종금속용접부의 용접부 잔류응력 분포식을 제시하였다. 복잡한 노즐 용접부 형상을 단순화하여 두께, 반경, 안전단의 길이에 변화에 따른 잔류응력분포 변화를 살펴 보았으며 기존 배관 맞대기 용접부 잔류응력 예측 식과의 결과를 비교하고 개선된 식을 제시하였다. 결과를 요약하면 다음과 같다.
- 하지만 이는 동종금속용접의 영 향과 반경비를 고려하지 않은 결과이다. 본 연구 에서는 이러한 부분을 반영하여 R6 level 3 식을 수 정, 가압경수로 이종금속용접부에 작용하는 잔류 응력 분포 개선식을 제시하였다.
- 본 연구에서 수행한 유한요소해석 결과의 타당성을 검증하기 위해 두 단계의 검증절차를 통해 신뢰성을 확인하였다. 먼저 기존 문헌에서 제시하고 있는 유한요소 해석 결과와 이를 단순화한 모델의 유한요소해석 결과를 비교하였으며, 두 번째로 이종금속용접부를 포함한 서지 노즐(surge nozzle)에 대한 실제 형상과 단순화 형상의 유한요소해석 결과를 비교하였다.
- 본 연구에서는 Fig. 2 와 같이 형상과 크기가 다양한 노즐 맞대기 이종금속용접부에 대한 일반화 된 잔류응력분포 경향을 분석하기 위해 이상화 모델 형상을 Fig. 3 과 같이 제시하였다. 이상화한 모델 형상이 실제 형상의 용접잔류응력을 잘 예측하고 있는지 확인하기 위해 Fig.
- 본 연구에서는 가압경수로의 여러 노즐 맞대기 이종금속용접부에 일반적으로 적용할 수 있는 잔류응력 분포도를 제시하기 위하여 Fig. 1(b)의 복잡한 노즐 용접부 형상을 Fig. 3 과 같이 배관 용접부 형상으로 단순화하였다. 이 때, 다양한 종류의 노즐을 고려하기 위해 안전단의 두께(tSE)는 20, 40, 80mm 를 고려하였으며, 반경비(ri /tSE)는 1, 5 를 고려하였다.
- 본 연구에서는 상용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS 를 사용하여 용접잔류응력 해석을 수행하였다.(5) 용접잔류응력 해석은 열 해석과 응력 해석으로 나누어 수행하였다.
- 실제 용접과정을 모사하기 위해 ABAQUS 에서 제공하는 “MODEL CHANGE”옵션을 사용하여 용접비드에 해당하는 요소들을 비활성화한 수 순차적으로 비드를 생성시켰다.
- 열 해석을 통해 얻어진 온도해석 결과를 바탕으로 동일한 형상에 대해 응력 해석을 수행하였다. 이를 통해 얻어진 용접부 잔류응력 결과를 기존 연구결과와 비교를 통해 해석결과의 타당성을 확인하였다.
- 용접에 따른 입열량은 체적 열 유속(body flux)을 통해 구현하였다. 최적 열유속 Q(W/m3)은 다음 식을 통해 산출할 수 있다.
- 응력 해석은 열 해석을 통해 구해진 각 절점의 온도이력을 입력 값으로 사용하여 열 응력을 계산하였다. 응력 해석 시 재료경화모델은 등방성 경화 모델(isotropic hardening model)을 사용하였으며, 상 변태를 고려하지 않음으로써 인장잔류응력을 보수적으로 구하였다.
- 3 과 같이 배관 용접부 형상으로 단순화하였다. 이 때, 다양한 종류의 노즐을 고려하기 위해 안전단의 두께(tSE)는 20, 40, 80mm 를 고려하였으며, 반경비(ri /tSE)는 1, 5 를 고려하였다. 안전단 길이에 대한 영향을 살펴보기 위해 wSE/tSE=0.
- 반면 R6 level3 는 유한요소해석 결과와 잘 일치하는 것을 확인할 수 있다. 이를 근거로 이종 및 동종금속용접부가 존재하는 가압경수로 노즐 맞대기 용접부에서의 유한요소해석결과를 R6 level3 식과 비교하여 5.2 절에서 논하고자 한다. 또한 R6 level3 식을 수정하여 가압경수로 노즐 맞대기 이종금속용접부에 적용이 가능한 일반적인 용접부 잔류응력분포 식을 5.
- 따라서 본 연구에서는 유한요소해석을 사용하여 가압경수로 노즐 맞대기 이종금속용접부의 작용하는 일반적인 잔류응력 분포를 제시하고자 한다. 이를 위해 몇 가지 형상변수를 도입하여 노즐 맞대기 이종금속용접부의 단순화 형상을 제시하고 형상변수의 변화에 따른 이종금속용접부의 잔류응력분포의 변화를 관찰하였다.
- 3 과 같이 제시하였다. 이상화한 모델 형상이 실제 형상의 용접잔류응력을 잘 예측하고 있는지 확인하기 위해 Fig. 8 과 같이 실제 서지 노즐 용접부에서의 용접잔류응력을 비교해 보았다.
대상 데이터
- 4 는 용접잔류응력 해석에서 사용된 유한요소모델이다. 2D 축 대칭 모델을 사용하였으며, 요소는 1차 열 전달 요소인 DCAX4 를 사용하였다. 실제 용접과정을 모사하기 위해 ABAQUS 에서 제공하는 “MODEL CHANGE”옵션을 사용하여 용접비드에 해당하는 요소들을 비활성화한 수 순차적으로 비드를 생성시켰다.
- 가압경수로 노즐 맞대기 용접부는 몇 가지 재료로 구성된다. 노즐부는 저합금강(low allow steel)인 SA508 재료로 구성되며, 버터링 용접부(buttering weld)와 이종금속용접부는 니켈 기저합금(Ni-based alloy)인 Alloy 82/182 용접재로 구성되어있다. 또한 배관과 안전단 그리고 동종금속용접부는 오스테나이트(austenitic) stainless steels 계열인 TP304 또는 F316 재료로 구성되어 있다.
- 노즐부는 저합금강(low allow steel)인 SA508 재료로 구성되며, 버터링 용접부(buttering weld)와 이종금속용접부는 니켈 기저합금(Ni-based alloy)인 Alloy 82/182 용접재로 구성되어있다. 또한 배관과 안전단 그리고 동종금속용접부는 오스테나이트(austenitic) stainless steels 계열인 TP304 또는 F316 재료로 구성되어 있다. 제작사에 따라 각 부위에 사용된 재료는 미소하게 다르지만 같은 계열의 재료가 사용된다.
이론/모형
- 응력 해석은 열 해석을 통해 구해진 각 절점의 온도이력을 입력 값으로 사용하여 열 응력을 계산하였다. 응력 해석 시 재료경화모델은 등방성 경화 모델(isotropic hardening model)을 사용하였으며, 상 변태를 고려하지 않음으로써 인장잔류응력을 보수적으로 구하였다.(18)
성능/효과
- (1) 이종금속용접부의 축 방향 잔류응력분포는 사인 곡선의 형태이며, 내면에서 약한 인장잔류응 력 또는 압축잔류응력이 작용하며 외면으로 갈수록 강한 인장잔류응력이 발생한다. 원주 방향 잔 류응력의 경우 내면에서 약한 인장잔류응력 또는 압축잔류응력이 작용하고 외면으로 갈수록 서서히 증가한다.
- (3) 유한요소해석 결과는 R6 level 3 와 그 경향이 잘 일치한다. 하지만 이는 동종금속용접의 영 향과 반경비를 고려하지 않은 결과이다.
- 9 에 나타내었다. 결과를 살펴보면 이종금속용접부 내면에서 근소한 차이는 있지만 보수적이며 전체적인 경향이 연구에서 제시한 이상화 형상에 대한 용접잔류응력은 실제 가압경수로 이종금속용접부에 적용할 수 있음을 확인하였다.
- 11 의 결과와 비교해 볼 때 축 방향 잔류응력은 내면에서 감소 하였으며, 원주 방향 응력은 큰 차이 없이 거의 비슷하지만 전체적으로 감소하는 경향을 확인하였다. 두께 및 안전단 길이에 대한 잔류응력 변화도 크지 않음을 확인하였다. Fig.
- 7 은 pate A 에서 추출한 축 방향 응력과 원주 방향 응력 분포를 비교한 결과 근소한 차이는 있으나 경향이 잘 일치하는 것을 확인할 수 있다. 따라서 본 연구에서 수행된 유한요소해석은 맞대기 용접을 적절히 모사함을 알 수 있다.
- 마지막으로 Fig. 11 과 Fig. 12 의 결과에서 반경 비(ri /tSE)에 따른 잔류응력 변화를 살펴보면 두께에 관계없이 반경비가 작아질수록(ri /tSE=5→1) 내면에 서의 축 방향 및 원주 방향 잔류응력은 모두 감소하였다.
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