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문제 정의
- (2003)은 ISSC 2003 최종강도 분과에서 알루미늄 보강패널의 최종강도 수치해석에 대한 비교분석 결과를 연구하였다. 연구의 목적은 비선형 유한요소 모델을 검증하는 것이며, HAZ의 크기, 초기 처짐의 크기, 잔류응력, 판 두께, 항복 응력을 변경한 시리즈해석을 수행하였으며, 최종강도 변화율은 HAZ의 변화율과 선형관계는 아님을 증명하였다. 본 연구를 통해 검토된 각종 변수의 영향을 고려한 경험식 개발에 대한 필요성도 언급하였다.
- 알루미늄 재료에서는 용접가공 시 발생하게 되는 열영향부의 범위가 일반 강재와 비교하면 널리 분포하며, 이러한 열영향부의 범위에 따라서 최종강도 분포는 다르게 나타난다. 특히, 참고문헌(Aalberg et al., 2001)의 실험에서 사용된 알루미늄 패널 부재의 조립 시 사용된 MIG 용접과정 중에 발생한 용접 잔류응력은 일반적인 강재 부재에 비해서 작으므로, 본 연구에서는 잔류응력에 대해 고려를 하지 않았다. MIG 용접에 의한 열영향부가 좌굴 거동에 미치는 영향을 고려하기 위하여, HAZ 범위를 15, 25, 35 mm로 설정하였고, 상대적으로 면내 강성이 강한 횡 프레임(F1-F4)에서는 그 영향을 고려하지 않았다.
가설 설정
- 여기에서, a는 횡 프레임과 횡 프레임 사이 판의 길이, b는 보강재와 보강재 사이의 폭을 나타낸다. 용접은 보강재와 판의 경계부위에 양쪽 필렛(fillet)용접이며, MIG 용접을 용접절차서에 따라서 적용하는 것을 가정하였다. 사용된 알루미늄 합금의 물성값 정보는 Table 3과 같다.
제안 방법
- Fig. 7에서 나타낸 바와 같이 유한요소해석 시 열영향부를 고려하기 위하여, 지정된 영역만큼을 별도로 세분화하여 요소를 나누고, 그 영역은 원래의 항복 응력의 50%(130 MPa) 만큼 재료적인 손상을 주어서 열영향부의 효과를 고려하였다. 연구에서 계측한 열원 시편에서의 기계적 물성값은 참고문헌((BS EN 1999-1-1, 2009)에서 제시하는 최소 항복 응력을 약 30 % 상회하였으며, 보수적인 구조 강도 평가를 위해서 항복 응력은 260 MPa을 일괄 적용하였다.
- , 2001)의 실험에서 사용된 알루미늄 패널 부재의 조립 시 사용된 MIG 용접과정 중에 발생한 용접 잔류응력은 일반적인 강재 부재에 비해서 작으므로, 본 연구에서는 잔류응력에 대해 고려를 하지 않았다. MIG 용접에 의한 열영향부가 좌굴 거동에 미치는 영향을 고려하기 위하여, HAZ 범위를 15, 25, 35 mm로 설정하였고, 상대적으로 면내 강성이 강한 횡 프레임(F1-F4)에서는 그 영향을 고려하지 않았다. 열영향부 결정 근거는 참고문헌(Pedram and Khedmati, 2014)에서 계측한 25 mm를 기준으로 용접 각장 10 mm 변화 시 열영향부 변화를 각각 15 mm와 35 mm 설정하였다.
- 또한, 압축 붕괴 실험을 통하여 용접으로 인하여 발생한 초기 처짐 형상과 잔류응력 분포특성을 정리하였다. 다양한 수치해석 결과 및 실험결과를 바탕으로 하여 판과 보강판의 압축붕괴 상태에 대해서 5가지로 분류하였다.
- (2004; 2005; 2006; 2007)은 비선형 유한요소해석 프로그램인 ANSYS를 적용하여, 알루미늄판과 보강판에 대한 최종강도 추정식을 개발하였고, 각 선급의 규정과 비교 평가하였다. 또한, 압축 붕괴 실험을 통하여 용접으로 인하여 발생한 초기 처짐 형상과 잔류응력 분포특성을 정리하였다. 다양한 수치해석 결과 및 실험결과를 바탕으로 하여 판과 보강판의 압축붕괴 상태에 대해서 5가지로 분류하였다.
- 해석에 적용된 하중 조건은 모델의 길이 방향 끝단을 고정하고 한쪽 면에서 부재가 견딜 수 있는 최대하중(항복 응력 x 두께)를 각각 적용하였다. 메가 요트에 사용되는 연속 보강판 구조 거동 효과를 부여하기 위하여, 비압축 변(Y축)의 가장자리는 면내 직선을 유지하는 탄성 커플링 조건 및 횡 방향(Y) 대칭 경계 조건을 적용하였다. 해석에 사용된 경계 조건은 Fig.
- 참고문헌(BS EN, 2009)에서는 알루미늄 합금 재료별로 MIG 용접에 의한 열영향부에 의한 항복 응력 감소 비율을 제시하고 있으며, 연구에 사용된 합금은 48 %를 저감 시키도록 권고하고 있다. 본 연구에서는 T-bar 시편을 이용하여, MIG 용접 시 발생하는 열영향부를 포함한 상태에서의 인장 시편의 2 % 변형률에서의 하중 감소 비율인 50 %를 감소 영향으로 반영하였다.
- 본 연구에서는 열영향부에 따른 압축 하중에 대한 좌굴 및 최종강도 거동 특성을 비교하였으며, 용접작업에 의해서 발생하는 초기 처짐은 아래와 같이 판의 길이와 폭을 변수로 하여 표현하였다.
- 마지막으로, 일정한 크기의 보강패널을 횡 방향으로 접합시키는 방법이다. 본 연구에서는 일반적으로 가장 보편적으로 사용되는 첫 번째 용접 때문에 발생하게 되는 열영향부 조건을 고려하였으며, 열영향부의 면적을 주요변수로 설정하여 압축 하중에 의한 좌굴 및 붕괴 거동에 대해서 유한요소해석을 통하여 정량적으로 검토하였다.
- 용접 입열량 및 용접속도에 따른 열영향부의 미세경도를 확인하였으며, 용접속도가 증가하여 입열량이 감소 될수록 내부 잔류 경도는 증가하는 현상을 나타냈다. 연구결과로서 같은 두께의 주재료를 용접할 경우, 열영향부의 내부 경도 저하가 크게 발생하지 않도록 하기 위해서는 높은 전류로 고속 용접하는 방법을 제안하였다.
- 7에서 나타낸 바와 같이 유한요소해석 시 열영향부를 고려하기 위하여, 지정된 영역만큼을 별도로 세분화하여 요소를 나누고, 그 영역은 원래의 항복 응력의 50%(130 MPa) 만큼 재료적인 손상을 주어서 열영향부의 효과를 고려하였다. 연구에서 계측한 열원 시편에서의 기계적 물성값은 참고문헌((BS EN 1999-1-1, 2009)에서 제시하는 최소 항복 응력을 약 30 % 상회하였으며, 보수적인 구조 강도 평가를 위해서 항복 응력은 260 MPa을 일괄 적용하였다.
- MIG 용접에 의한 열영향부가 좌굴 거동에 미치는 영향을 고려하기 위하여, HAZ 범위를 15, 25, 35 mm로 설정하였고, 상대적으로 면내 강성이 강한 횡 프레임(F1-F4)에서는 그 영향을 고려하지 않았다. 열영향부 결정 근거는 참고문헌(Pedram and Khedmati, 2014)에서 계측한 25 mm를 기준으로 용접 각장 10 mm 변화 시 열영향부 변화를 각각 15 mm와 35 mm 설정하였다.
- frame) 위치에서는 Z 방향으로 구속되어있으며, X 방향 회전구속이 적용되었다. 종방향 보강재(Longi. stiffener)와 횡 프레임(Trans. frame)과 만나는 높이 방향으로는 Y 방향 변위구속을 적용하여, 압축 하중 작용 시, 상대적으로 면내 강성이 작은 종방향 보강재에서 좌굴이 발생하도록 고려하였다. 이러한 설정은 실제의 실험에서의 좌굴 붕괴 거동과도 잘 일치하는 조건이다.
- 이 요소는 4 절점이 절점마다 6자 유도(변위 u,v,w : 회전 θx, θy, θz)를 가지고 있으며, 대변형, 대회전, 대변형률을 포함한 비선형 해석을 하는데 적합하다(ANSYS, 2016). 해석모델의 비선형 재료 특성은 실험에서 계측된 변위-응력 데이터를 이용하여, 실제의 비선형 구조 거동 응답이 가능하도록 설정하였다. 압축하중이 증가함에 따라 해석모델의 항복 도달 여부는 등가 응력인 식(1)의 본 미세스 응력(Von-mises stress)으로서 평가하였다.
- 해석에 사용될 열원 모델의 검증을 위하여 Fig. 1의 시편 크기를 갖는 시험체를 제작하여, 시편 단위 테스트를 수행하였다. 실제 제작구조물에 적용되는 용접절차서(GHI WPS, 2018) 기준으로 작업을 진행하였으며, 필렛(fillet) 용접의 경우 용접 각장 7 ~ 8 mm 수준으로 절차서의 수준과 유사한 값을 확인하였다.
- 해석에 적용된 하중 조건은 모델의 길이 방향 끝단을 고정하고 한쪽 면에서 부재가 견딜 수 있는 최대하중(항복 응력 x 두께)를 각각 적용하였다. 메가 요트에 사용되는 연속 보강판 구조 거동 효과를 부여하기 위하여, 비압축 변(Y축)의 가장자리는 면내 직선을 유지하는 탄성 커플링 조건 및 횡 방향(Y) 대칭 경계 조건을 적용하였다.
대상 데이터
- 용접에 의한 변형 및 강도 손실 최소화를 위하여, 횡 프레임의 간격도 짧은 특징이 있다. 계산에 사용된 해석모델은 종강도 부재이면서 헐(hull)의 압축 하중에 의한 좌굴을 방지하기 위한 lower deck를 선정하였다.
- 8 mm이다. 보강재의 단면형태는 플랜지가 있는 앵글 바(angle-bar)이며, 보강재와 보강재 사이의 폭(b)은 252.5 mm, 웹 높이(hw)는 67.1 mm, 웹 두께(tw)는 3.0 mm, 플랜지 폭(bf)은 15.0 mm, 플랜지 두께(tf)는 4.4 mm, 판의 두께(tp)는 5.0 mm이다.
- 알루미늄 보강판 모델은 3개의 판넬로 구성된 모델(three span model)로서 1개의 판넬 간격은 각각 2,050 mm이고, 4개의 횡 프레임과 5개의 종방향 보강재로 구성되어 있다. Fig.
이론/모형
- (2009; 2010)은 알루미늄 보강패널의 보강재 형상이 T-bar, Flat-bar 모델의 비선형 시리즈해석을 통하여, 압축 최종강도 및 조합 하중(압축+횡하중) 최종강도 경험식을 개발하였다. 경험식은 보강재의 세장비와 판의 세장비 함수를 이용하였고, 기본적인 형식은 참고문헌(Paik, 2007)을 활용하였다. 면내 압축 하중 작용 시, 최종강도 예측 식은 유한 요소해석 결과보다 보수적인 평가를 하고 있으며, DNV-GL 제안식과 비교 시에는 잘 일치함을 확인하였다.
- 비선형 수치해석 방법은 하중 증가에 따른 변위 계산 과정에서 해의 수렴의 안정성을 높이기 위하여 하중과 변위를 단순히 제어시키지 않고, 호의 반지름을 변화시켜가면서 그 교차점을 제어하는 비선형 수치해석 기법 중 한 가지인 아크 길이 방법(arc-length method)을 사용하였다. 매 증분 구간 별로 이전 단계의 호의 반지름 방향과 직각 방향에 해를 찾고, 탐색 된 해는 미리 설정된 하중과 모멘트 수렴기준과 비교하여, 범위 내 만족한 결과만을 인정하게 된다.
- 비선형 최종강도 붕괴 거동 해석은 범용유한요소해석 프로그램인 ANSYS Multiphysics V18.0(2016)을 사용하였으며, 기하학적 비선형과 재료의 비선형을 동시에 고려한 Shell 181번 요소를 적용하였다. 이 요소는 4 절점이 절점마다 6자 유도(변위 u,v,w : 회전 θx, θy, θz)를 가지고 있으며, 대변형, 대회전, 대변형률을 포함한 비선형 해석을 하는데 적합하다(ANSYS, 2016).
- 1의 시편 크기를 갖는 시험체를 제작하여, 시편 단위 테스트를 수행하였다. 실제 제작구조물에 적용되는 용접절차서(GHI WPS, 2018) 기준으로 작업을 진행하였으며, 필렛(fillet) 용접의 경우 용접 각장 7 ~ 8 mm 수준으로 절차서의 수준과 유사한 값을 확인하였다. 상세 비교사항은 Table 1과 같다.
- 해석모델의 비선형 재료 특성은 실험에서 계측된 변위-응력 데이터를 이용하여, 실제의 비선형 구조 거동 응답이 가능하도록 설정하였다. 압축하중이 증가함에 따라 해석모델의 항복 도달 여부는 등가 응력인 식(1)의 본 미세스 응력(Von-mises stress)으로서 평가하였다. 주로 연성재료(ductile material)의 경우에 사용되고 있는 항복 기준이다.
성능/효과
- (1) 열영향부 범위 15 mm에서는 최종강도 위치에서 두 가지 붕괴패턴(트리핑, 웹 좌굴)을 나타내며, 용접부에서부터 항복이 발생한다.
- (2) 열영향부의 범위가 넓을수록 낮은 응력 수준에서 초기 좌굴 및 초기항복이 발생하며, 초기항복 이후 면내 강성 감소가 크게 발생한다.
- (3) 열영향부의 범위가 25 mm 이상에서는 최종강도 위치에서의 변형형상과 응력분포는 크게 변하지 않는다.
- (4) 열영향부의 범위가 넓으면(25 mm 이상) 초기항복 이후 붕괴형태가 바뀌는 현상이 발생한다. 이는 열영향 범위와 보강재의 크기와 밀접하게 관련되어 있다.
- (5) 최대용접각장 10 mm를 고려한 경우, 용접에 의한 열영향부는 35 mm까지 고려 가능하며, 열영향부의 넓이가 넓을수록 좌굴, 최종강도는 감소한다. 따라서, 알루미늄 구조의 용접 각장을 최소화할 방안도 추가적으로 검토가 필요하다.
- 경험식은 보강재의 세장비와 판의 세장비 함수를 이용하였고, 기본적인 형식은 참고문헌(Paik, 2007)을 활용하였다. 면내 압축 하중 작용 시, 최종강도 예측 식은 유한 요소해석 결과보다 보수적인 평가를 하고 있으며, DNV-GL 제안식과 비교 시에는 잘 일치함을 확인하였다.
- 열영향부 범위가 15 mm부터는 보강재의 트리핑 좌굴 이후 면내 강성 감소가 크게 나타났으며, 25 mm 이상 조건에서는 항복요소 분포와 처짐 형상은 큰 차이를 보이지 않았으나 전체 구조 강성 결과는 차이를 나타내고 있다. 상대적으로 용접에 의한 열변형에 취약한 알루미늄 재료의 특성으로 인하여, 필연적으로 고려해야 하는 열영향부의 강성 감소 현상에 대한 적절한 대안이 필요함을 확인할 수 있다. 대안으로서는 용접 시 입열량을 최소화하고, 고속용접이 될 수 있는 용접절차서 개발 그리고 변형이 최소화될 수 있는 지그와 구조 배치 등을 고려할 수 있다.
- (2011)은 알루미늄 합금 6082-T6에 대한 MIG 용접부의 연화 특성 및 강도특성에 영향을 미치는 용접 변수를 찾기 위하여, 다양한 시편 모델을 활용하여 계측 데이터 기반 연구를 수행하였다. 용접 입열량 및 용접속도에 따른 열영향부의 미세경도를 확인하였으며, 용접속도가 증가하여 입열량이 감소 될수록 내부 잔류 경도는 증가하는 현상을 나타냈다. 연구결과로서 같은 두께의 주재료를 용접할 경우, 열영향부의 내부 경도 저하가 크게 발생하지 않도록 하기 위해서는 높은 전류로 고속 용접하는 방법을 제안하였다.
후속연구
- 상대적으로 용접에 의한 열변형에 취약한 알루미늄 재료의 특성으로 인하여, 필연적으로 고려해야 하는 열영향부의 강성 감소 현상에 대한 적절한 대안이 필요함을 확인할 수 있다. 대안으로서는 용접 시 입열량을 최소화하고, 고속용접이 될 수 있는 용접절차서 개발 그리고 변형이 최소화될 수 있는 지그와 구조 배치 등을 고려할 수 있다.
- 알루미늄 합금 재료는 일반적으로 사용되고 있는 강재에 비해서, 많은 장점이 있으며, 이러한 장점을 이용하고, 단점을 보완하기 위해서는 재료적인 특성을 고려한 구조설계가 필수적이라고 할 수 있다. 선박에 주로 사용 중인 강재(저탄소강과 고장력강)의 특성에 대한 각종 실험 및 유한요소법을 적용한 연구를 중심으로 다양하게 진행됐으나, 알루미늄 합금 재료에 대한 거동 특성 및 구조설계에 관한 적용성에 대해서는 향후 더 많은 연구가 필요하다. 일반적으로, 알루미늄 합금 재료는 구조용 강과 다르게 뚜렷한 항복점을 찾기가 힘들고, 탄성 비례한도를 넘어서 소성변형 이 시작되는 초기 단계부터 큰 가공경화를 나타내는 재료적인 특성을 보인다(Paik et al.
- 향후 연구과제로서는 카타마란 및 메가 요트 구조에서 사용하고 있는 다양한 보강패널에 대한 비선형 시리즈해석을 통하여 좌굴 및 최종강도 평가식을 개발하는 것이다.
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