[논문]스팀 터빈용 중공 분할형 노즐 정익의 후판 성형을 위한 금형 설계 및 해석적 검증

강병권; 곽봉석; 윤만중; 전재영; 강범수; 구태완

doi:10.5228/kstp.2016.25.6.379

문제 정의

이를 토대로 구성된 총 21개의 유한요소 해석 모델을 각각 구성하였으며, ABAQUS Explicit를 이용한 유한요소 해석을 수행하였다. 그리고, 본 연구에서 다루고 있는 금형 형상과 관련된 기하학적 공정 변수들의 조합에 따른 후판 성형 공정의 적합성을 판단하기 위해 초기 두께가 5.00mm인 SUS409L 후판 소재가 가지는 극한강도(ultimate strength, 약 572.11MPa)와 변형 형상 측면에서의 적절성을 고려하였으며, 총 21개의 공정 변수 조합 중에서 유효한 기하학적 금형 형상을 도출하고자 하였다.
본 연구에서는 대면적의 3차원 곡면을 가지는 상부 곡판 분할품의 후판 성형을 위한 금형 설계와 해석적 연구를 수행하였다. 상부 곡판의 3차원적 형상 비대칭성으로 인해 금형 내부에서 후판 블랭크의 위치를 적절하게 유도하고 미끄러짐(sliding) 발생에 따른 성형 불량을 방지하기 위한 방안으로 상부 및 하부 금형의 어깨각(shoulder angle)을 주된 공정 변수로 선정하였다.
본 연구에서는 우선 3차원 곡면의 형상이 복잡하고 두께가 상대적으로 얇은 상부 곡판의 후판 성형 공정에 대한 해석적 연구를 수행하였다. 상부 곡판은 5.
본 연구에서는 화력 및 원자력 발전소의 스팀 터빈(steam turbine) 시스템에 사용되는 기존의 일체형 노즐 정익(solid-type turbine nozzle stator)을 중공 분할형(hollow-partitioned)으로 대체하기 위한 일환으로 초기 두께 5.00mm인 SUS409L 후판 소재를 대곡면의 3차원 곡판으로 성형하기 위한 금형 설계 과정을 소개하였다. 특히, 40"(40 inch)급의 대형 후곡판을 목적 형상에 부합하도록 성형하기 위해서 초기 블랭크에 대한 형상 설계를 수행하였다.
즉, 초기 블랭크가 금형 내에서 한쪽으로 치우쳐지는 미끄러짐 현상이 발생할 가능성이 매우 높다. 이러한 기하학적 특성을 고려하기 위해 본 연구에서는 Fig. 10에서와 같이 펀치와 하부 다이의 어깨각을 적절히 설정함에 의해 블랭크의 원활한 성형이 이루어질 수 있는 방안을 모색하였다. 즉, 펀치의 어깨각(θ_P)와 하부 다이의 어깨각(θ_D)를 공정 변수로 설정하여, 성형과정에서 블랭크를 기하학적으로 지지할 수 있도록 하였다.
00mm의 후판을 사용하는 하부 곡판(lower plate)에 있어서, 중공 분할형 터빈 노즐 블레이드 상부 곡판의 후판 성형 공정에 대한 유한요소 해석을 수행하였다. 즉, 별도의 블랭크 지지구조가 없는 상태에서 펀치와 다이의 길이 방향으로 양단 모서리(앞전과 뒷전)에 어깨각(shoulder angle)이 부여함에 따른 금형 내부에서의 블랭크 변형 거동과 성형 과정에서의 블랭크 미끄러짐(sliding)에 따른 성형 불량이 발생하는지를 해석적으로 분석하고자 하였다. 이를 위해 초기 두께 5.

제안 방법

(2) 본 연구에서의 40"급 스팀 터빈용 상부 곡판은 3차원적으로 복잡한 곡면 형상을 가지고 있기 때문에 금형의 성형면을 적절히 결정하는 것이 중요하였으며, 이를 위해 본 연구에서는 기준 평면(π-plane) 개념을 도입하여 금형의 성형면을 일정한 기준에 따라 적절히 위치시킬 수 있도록 하였다.
(3) 대곡면을 가지는 후곡판을 별도의 지지구조 없이 금형 자체의 기하학적 형상(다이 및 펀치의 어깨각)만으로 성형하기 위해 총 21가지의 공정 변수 조합을 도출하였으며, 유한요소 해석을 통한 적합성을 검토하였다.
또한, 블랭크는 목표 형상에 대한 해석적 후판 평탄화(analytical plate flattening) 과정을 통해 도출하였다. ABAQUS Explicit를 이용한 해석적 검증에 있어서, 상부 펀치(upper punch)와 하부 다이(lower die)의 어깨각(shoulder angle)에 대한 다양한 조합에 대해서 검토하였으며, 적절한 변수 조합을 도출하였다.
그리고, 노즐 정익 상부 곡판의 기하학적 형상을 고려하여, 4가지의 펀치 어깨각(30°, 45°, 60°, 90°)과 2가지의 하부 다이 어깨각(30°, 45°) 등을 각각의 공정 변수로 설정하였으며, Table 4에서와 같이 총 7가지의 공정 변수 조합을 도출하였다.
그리고, 노즐 정익 상부 곡판의 기하학적 형상을 고려하여, 4가지의 펀치 어깨각(30°, 45°, 60°, 90°)과 2가지의 하부 다이 어깨각(30°, 45°) 등을 각각의 공정 변수로 설정하였으며, Table 4에서와 같이 총 7가지의 공정 변수 조합을 도출하였다. 또한, 각각의 공정 변수 조합에 있어서 이방성 변형 거동을 분석하기 위해 초기 블랭크의 방향(RD, DD, TD)을 추가적으로 총 21가지의 유한요소 해석 모델을 구성하였다.
00mm인 SUS409L 후판재를 이용하여 단축인장 및 이방성 관련 물성시험을 실시하였고, 이를 유한요소 해석에 적용하였다. 또한, 블랭크는 목표 형상에 대한 해석적 후판 평탄화(analytical plate flattening) 과정을 통해 도출하였다. ABAQUS Explicit를 이용한 해석적 검증에 있어서, 상부 펀치(upper punch)와 하부 다이(lower die)의 어깨각(shoulder angle)에 대한 다양한 조합에 대해서 검토하였으며, 적절한 변수 조합을 도출하였다.
상부 곡판의 3차원적 형상 비대칭성으로 인해 금형 내부에서 후판 블랭크의 위치를 적절하게 유도하고 미끄러짐(sliding) 발생에 따른 성형 불량을 방지하기 위한 방안으로 상부 및 하부 금형의 어깨각(shoulder angle)을 주된 공정 변수로 선정하였다. 또한, 초기 두께가 5.00mm인 SUS409L 후판재를 이용하여 단축인장 및 이방성 관련 물성시험을 실시하였고, 이를 유한요소 해석에 적용하였다. 또한, 블랭크는 목표 형상에 대한 해석적 후판 평탄화(analytical plate flattening) 과정을 통해 도출하였다.
본 연구에서 다루고자 하는 중공 분할형 노즐의 경우에는 Fig. 8에서와 같이 최종 성형품이 가지는 4개의 꼭지점(A, B, C, D)을 이용하여 3차원 공간상에 존재하는 하나의 평면을 구성할 수 있는 최소의 꼭지점 3개(A, B, C)를 선택하여 기준 평면(π-plane)을 설정하였으며, 기준 평면에서 선분 AB가 회전 중심축이 되는 회전각(φ) 그리고 선분 BC가 또 다른 회전 중심축이 되는 회전각(θ)을 적절히 조합함에 따라 금형면과 블랭크 사이의 간섭에 따른 언더-컷 현상뿐만 아니라 성형면의 높이를 유효하게 조절할 수 있게 된다.
본 연구에서는 Fig. 2에 도시된 바와 같이 초기 두께가 5.00mm인 SUS409 후판을 적용하는 상부 곡판(upper plate)과 10.00mm의 후판을 사용하는 하부 곡판(lower plate)에 있어서, 중공 분할형 터빈 노즐 블레이드 상부 곡판의 후판 성형 공정에 대한 유한요소 해석을 수행하였다. 즉, 별도의 블랭크 지지구조가 없는 상태에서 펀치와 다이의 길이 방향으로 양단 모서리(앞전과 뒷전)에 어깨각(shoulder angle)이 부여함에 따른 금형 내부에서의 블랭크 변형 거동과 성형 과정에서의 블랭크 미끄러짐(sliding)에 따른 성형 불량이 발생하는지를 해석적으로 분석하고자 하였다.
적절한 초기 블랭크 설계는 성형 후에 추가적으로 수행되는 후가공에 의해 제거되는 스크랩(scrap)의 양을 줄일 수 있어 원가 절감 효과를 유도할 수 있을 뿐만 아니라 성형 과정에서 발생할 수 있는 잉여소재의 간섭에 의한 파단이나 주름 등의 성형 불량 발생 가능성을 줄여 줄 수 있다[7]. 본 연구에서는 설계된 노즐 정익 상부 곡판의 3차원 형상을 기준으로 Fig. 4에서와 같이 상부와 하부에 평편한 다이를 가정하여 강제적으로 압착하는 해석적 후판 평탄화(analytic plate flattening) 기법을 이용하여 초기 블랭크를 예측하였다. 특히, 설계된 노즐 정익 상부 곡판의 3차원 형상에 있어서, 앞서 언급한 SUS409L 후판재의 기계적 물성과 소성 이방성 특성을 고려하였다.
본 연구에서는 대면적의 3차원 곡면을 가지는 상부 곡판 분할품의 후판 성형을 위한 금형 설계와 해석적 연구를 수행하였다. 상부 곡판의 3차원적 형상 비대칭성으로 인해 금형 내부에서 후판 블랭크의 위치를 적절하게 유도하고 미끄러짐(sliding) 발생에 따른 성형 불량을 방지하기 위한 방안으로 상부 및 하부 금형의 어깨각(shoulder angle)을 주된 공정 변수로 선정하였다. 또한, 초기 두께가 5.
3에 제시한 이방성 변형 거동에 따른 초기 블랭크의 외곽 형상을 반영하여 모델링하였다. 상부 펀치와 하부 다이는 강체 쉘(rigid shell) 요소로 구성하였으나, 초기 블랭크의 경우에 있어서 성형과정에서의 금형면과의 접촉과 비선형적 변형 거동에 대한 고려를 위해 외연적(explicit) 유한요소 해석을 고려하였다. 초기 블랭크의 요소 구성은 8-절점 육면체 요소(C3D8R)로 정의하였으며, 두께 방향으로 총 4개의 격자층(4-Layers)를 배열하였다.
스팀 터빈용 중공 분할형 노즐 블레이드 상부 곡판에 대한 후판 성형에 있어서, 금형과 관련된 공정 변수들의 영향을 우선적으로 파악하기 위해 탄성회복을 고려하지 않고 외연적 유한요소 해석을 수행하였다. 즉, Fig.
스팀 터빈용 중공형 노즐 블레이드를 구성하는 상부 곡판에 대한 블랭크에 대한 별도의 지지구조 없이 금형이 가지는 형상에 의해 후판 성형이 원활히 수행될 수 있는 금형 구조를 도출하기 위해 Fig. 10에서와 같이 기하학적 공정 변수들을 조합하여 총 21개의 검토 모델들을 도출하였다. 이를 토대로 구성된 총 21개의 유한요소 해석 모델을 각각 구성하였으며, ABAQUS Explicit를 이용한 유한요소 해석을 수행하였다.
10과 같으며, 이때 상부 펀치의 어깨각(θ_P)와 하부 다이의 어깨각(θ_D)의 조합을 Table 4에서와 같이 총 21개의 유한요소 해석 모델로 구성하였다. 유한요소 해석 모델의 기본적인 구성 요소로는 상부 펀치 및 하부 다이 그리고 초기 블랭크이며, 초기 블랭크의 경우 Fig. 3에 제시한 이방성 변형 거동에 따른 초기 블랭크의 외곽 형상을 반영하여 모델링하였다. 상부 펀치와 하부 다이는 강체 쉘(rigid shell) 요소로 구성하였으나, 초기 블랭크의 경우에 있어서 성형과정에서의 금형면과의 접촉과 비선형적 변형 거동에 대한 고려를 위해 외연적(explicit) 유한요소 해석을 고려하였다.
10에서와 같이 기하학적 공정 변수들을 조합하여 총 21개의 검토 모델들을 도출하였다. 이를 토대로 구성된 총 21개의 유한요소 해석 모델을 각각 구성하였으며, ABAQUS Explicit를 이용한 유한요소 해석을 수행하였다. 그리고, 본 연구에서 다루고 있는 금형 형상과 관련된 기하학적 공정 변수들의 조합에 따른 후판 성형 공정의 적합성을 판단하기 위해 초기 두께가 5.
1절에서 총 21개의 공정 변수 조합에 따른 후판 성형 공정에 대한 해석적 검토 결과, SUS409L 후판재의 극한강도를 기준으로 CASE 4-TD 모델과 CASE 7-TD 모델이 후판 성형 과정에서의 예측된 최대유효응력 및 변형 형상 측면에서 적절한 변수 조합임이 도출되었다. 이에, 해당 변수 모델에 대한 세부적인 해석적 연구 결과를 분석하였다. Fig.
특히, 40"(40 inch)급의 대형 후곡판을 목적 형상에 부합하도록 성형하기 위해서 초기 블랭크에 대한 형상 설계를 수행하였다. 이와 더불어 목적 형상의 비대칭성에 기인하는 금형 내부에서 발생할 수 있는 블랭크의 미끄러짐(sliding) 등에 의한 성형 불량을 억제할 수 있는 금형 어깨각에 대한 공정 변수화 연구를 수행하였다. 본 연구를 통해 도출된 결과를 요약하면 다음과 같다.
즉, 펀치의 어깨각(θP)와 하부 다이의 어깨각(θD)를 공정 변수로 설정하여, 성형과정에서 블랭크를 기하학적으로 지지할 수 있도록 하였다.
초기 두께가 5.00mm인 SUS409L 후판재가 가지는 극한강도(약 572.11MPa)를 기준으로 총 21개의 유한 요소 모델들에 대한 해석적으로 예측된 최대유효응력(Maximum Effective Stress)을 Fig. 13에서와 같이 나타내었다. 이때, 최대유효응력은 블랭크의 방향이 압연 방향(RD)을 기준으로 90°일 경우(TD)에 상대적으로 낮은 수준을 보임을 알 수 있었다.
SUS409L 후판재의 화학적 성분을 Table 1에 나타내었으며, Ti의 첨가로 용접성 및 가공성 그리고 내부식성이 우수하다는 장점이 있다. 초기 후판재의 기계적 물성을 파악하기 위해 ASTM E8/E8M 규격을 참조하여 단순인장시험을 실시하였으며, 재료적 소성 이방성(plastic strain ratio) 특성에 대한 실험은 ASTM E51700 규격을 참조하여 공칭 변형률 20%에서 수행하였고, 그 결과를 Table 2에 요약하여 나타내었다. 두께약 5.
특히, 40"(40 inch)급의 대형 후곡판을 목적 형상에 부합하도록 성형하기 위해서 초기 블랭크에 대한 형상 설계를 수행하였다.

대상 데이터

또한, 항복응력비는 식 (2)를 이용하여 다음의 식 (3)과 같이 나타낼 수 있으며, 이를 통해 항복응력비를 얻을 수 있다. 본 연구에서 사용한 두께 5.00mm인 SUS409L 후판재의 항복응력비를 Table 3에 나타내었다[6].
이를 위해 초기 두께 5.00mm의 후판재를 이용한 기본적인 유한요소 모델은 Fig. 10과 같으며, 이때 상부 펀치의 어깨각(θP)와 하부 다이의 어깨각(θD)의 조합을 Table 4에서와 같이 총 21개의 유한요소 해석 모델로 구성하였다.
중공 분할형 상부 곡판의 소재로는 초기 두께가 약 5.00mm인 SUS409L 후판재를 사용하였다. SUS409L 후판재의 화학적 성분을 Table 1에 나타내었으며, Ti의 첨가로 용접성 및 가공성 그리고 내부식성이 우수하다는 장점이 있다.
4에서와 같이 상부와 하부에 평편한 다이를 가정하여 강제적으로 압착하는 해석적 후판 평탄화(analytic plate flattening) 기법을 이용하여 초기 블랭크를 예측하였다. 특히, 설계된 노즐 정익 상부 곡판의 3차원 형상에 있어서, 앞서 언급한 SUS409L 후판재의 기계적 물성과 소성 이방성 특성을 고려하였다.

성능/효과

(1) 최종 목적 형상에 대한 해석적 평탄화 과정을 통해 초기 블랭크의 형상을 예측한 결과, 후판재의 이방성 효과가 블랭크 설계시에 고려되어져야 함을 알 수 있었다.
(4) 금형의 기하학적 형상 변수로써 다이와 펀치의 어깨각이(30°, 90°) 및 (45°, 90°) 그리고 블랭크의 방향이 90°(압연 방향 기준)일 때, SUS409L 소재의 극한강도를 기준으로 가장 유효한 해석적 결과를 보임을 알 수 있었다.
Fig. 11에서와 같이 다이 어깨각(θD)이 30° 일때의 해석 결과를 살펴보면, 상부 펀치의 어깨각이 증가할수록 블레이드의 앞전(leading edge)부 블랭크의 플랜지(flange)가 펀치의 금형면을 따라 적절히 성형됨을 알 수 있으며, 블랭크의 방향 측면에서는 압연 방향(0°)일 경우에 앞전 부위에 과도한 응력이 발생하며, 90° 방향일 경우에는 외측(outer) 부위에 응력이 집중됨을 알 수 있었다.
또한, Fig. 15에서와 같이 다이 어깨각이 45°이고 펀치 어깨각이 90°이며 블랭크 각이 90°인 경우(CASE 7-TD)에 대한 유한요소해석 결과를 살펴보면, 최대유효응력과 최대유효 변형률은 약 535MPa 및 약 0.2521 수준으로 나타났다.
또한, 다이 어깨각이 45°일 경우에는 블랭크의 방향이 0° 및 45°일 경우에 극한강도 이상의 최대유효응력이 발생하지만, 블랭크의 방향이 90°이고 펀치 어깨각이 60° 및 90°인 경우에는 극한강도 이하의 최대유효응력이 예측됨을 알 수 있었다(CASE 6-TD 및 CASE 7-TD).
앞서 5.1절에서 총 21개의 공정 변수 조합에 따른 후판 성형 공정에 대한 해석적 검토 결과, SUS409L 후판재의 극한강도를 기준으로 CASE 4-TD 모델과 CASE 7-TD 모델이 후판 성형 과정에서의 예측된 최대유효응력 및 변형 형상 측면에서 적절한 변수 조합임이 도출되었다. 이에, 해당 변수 모델에 대한 세부적인 해석적 연구 결과를 분석하였다.
이러한 극한강도를 기준으로 최대유효응력 분포를 고려해 보면, 다이 어깨각과 펀치 어깨각이 각각(30°, 90°)일 때와 (45°, 90°)일 때 최대 유효응력이 극한강도 이하에서 발생함을 알 수 있었다.
이와 더불어, 다이 어깨각이 30°일 경우에는 유한요소 해석으로부터 얻어진 대부분의 최대유효응력이 극한강도를 초과하는 것으로 나타났으나(CASE1~CASE4), 펀치 어깨각이 90인 경우에서 최대유효응력이 극한강도보다 낮은 수준을 보임을 알 수 있었다(CASE 4-TD).
즉, 본 연구에서 금형 어깨각에 대한 총 21개의 기하학적 공정 변수 조합에 있어서, 다이 어깨각은 30° 및 45°가 적절한 기하학적 설계 변수라 할 수 있었으며, 동시에 펀치 어깨각의 경우에는 90°가 유효한 설계 인자라고 할 수 있었으며, 초기 후판재 블랭크의 방향은 압연 방향을 기준으로 90°(TD 방향)가 우선적으로 고려되어야 할 공정 변수라 할 수 있었다.
5에서와 같이 알 수 있었다. 해석적 후판 평탄화 과정을 통해 예측된 초기 블랭크의 형상을 비교해 보면, 블랭크의 크기는 미미한 수준의 차이를 보임을 알 수 있었으며, 본 연구에서 사용된 후판재를 등방성 조건보다는 이방성 조건을 고려하는 것이 바람직한 것으로 조사되었다. 결과적으로 예측된 초기 블랭크의 크기는 Fig.

후속연구

(5) 향후 계획으로써, 본 연구를 통해 도출된 금형의 어깨각 설계 결과를 토대로 금형 상세 설계가 수행될 예정이다. 또한, SUS409L의 후판 성형 후에 발생하는 탄성회복을 고려한 금형의 성형면 수정과 상세 설계가 수행될 것이다.
15에서는 공통적으로 외측의 앞전부에서 후판 소재의 유동(metal flow)이 다소 집중됨을 알 수 있었다. 그러나, 해당 부위의 유효응력이나 변형률 수준 그리고 금형과의 간섭 측면에서 검토해 본 결과, 최종 상부 곡판으로 사용하기 위해서는 플랜지부 절단(trimming) 공정에 의해 제거될 부분이기 때문에 본 연구에서의 후판 성형에는 큰 문제를 야기하지 않을 것으로 판단되었다.
(5) 향후 계획으로써, 본 연구를 통해 도출된 금형의 어깨각 설계 결과를 토대로 금형 상세 설계가 수행될 예정이다. 또한, SUS409L의 후판 성형 후에 발생하는 탄성회복을 고려한 금형의 성형면 수정과 상세 설계가 수행될 것이다. 이와 더불어, 40"급 중공 분할형 터빈 노즐 정익의 상부 곡판에 대한 금형 제작과 실험적 연구가 진행될 예정이다.
또한, SUS409L의 후판 성형 후에 발생하는 탄성회복을 고려한 금형의 성형면 수정과 상세 설계가 수행될 것이다. 이와 더불어, 40"급 중공 분할형 터빈 노즐 정익의 상부 곡판에 대한 금형 제작과 실험적 연구가 진행될 예정이다.

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	증기터빈은 무슨 역할을 하는가?	증기터빈(steam turbine)은 고온·고압·고속 상태의 증기가 가지고 있는 열 및 운동(압력) 에너지를 기계 적인 동력에너지로 바꾸는 역할을 하며, 저압터빈(low pressure turbine)은 전방의 고압터빈(high pressure turbine)과 후방의 발전기(generator) 사이에 동일한 터빈 축(turbine shaft)으로 연결되어 있다. 저압터빈에서의 증기는 이전 단계인 고압터빈에서의 증기보다 낮은 압력과 높은 수분 함유량을 가지게 된다.
	저압터빈의 동익은 어떻게 제조되는가?	저압터빈의 주요 구성품인 동익과 정익에 있어서, 동익은 터빈 축에 조립되어 회전하면서 스팀(steam)의 열 및 운동(압력) 에너지를 기계적 에너지로 바꾸는 역할을 하며, 회전하기 때문에 원심력에 의한 부하가 발생하고 고하중 조건하에 놓이기 때문에 주조 및 열간 단조 등의 공정을 거쳐 제조된다. 이와는 달리 정익은 노즐 블레이드 혹은 노즐 베인(vane) 등으로 불리기도 하며, 노즐 다이어프램(diaphragm)의 내측 링(ring)과 외측 링 사이에 고정되어 회전하지 않고 동익으로부터 생성된 난류(turbulent flow)를 층류(laminar flow)로 변환하여 다음 단의 동익에 알맞은 각도로 스팀이 유입될 수 있도록 하는 역할을 한다.
	저압터빈에서 낮은 압력과 높은 수분 함유량은 무엇을 야기하는가?	저압터빈에서의 증기는 이전 단계인 고압터빈에서의 증기보다 낮은 압력과 높은 수분 함유량을 가지게 된다. 이로 인해 고정된 노즐 블레이드(nozzle blade)인 정익 (stator)의 뒷전(trailing edge) 부위에서 습분이 응집되어 상대적으로 큰 직경인 약 50~800㎛ 크기의 물방울(water drop)로 성장하게 되며(Fig. 1 참조), 이러한 물방울은 저압터빈의 동익(rotor)에 충격을 주어 습분 침식(water droplet erosion) 발생과 더불어 운전 수명과 효율을 저하시키는 주된 원인으로 여겨지고 있다[1].

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