해양구조용 형강의 파괴인성 예측에 관한 연구

Fracture Toughness Estimate of H-Section Steel for Offshore Structure

Article information

J Weld Join. 2024;42(5):521-529

Publication date (electronic) : 2024 October 31

doi : https://doi.org/10.5781/JWJ.2024.42.5.9

Gyubaek An ^*

, Jiseung Lee ^*

, Wonjun Jo ^*

, Chiung Sun ^*, Jeongung Park ^**^,

안규백^*

, 이지승^*

, 조원준^*

, 선치웅^*, 박정웅^**^,

* 조선대학교 선박해양공학과

* Department of Naval Architecture & Ocean Engineering, Chosun University, Gwangju, 61452, Korea

** 조선대학교 토목공학과

** Department of civil Engineering, Chosun University, Gwangju, 61452, Korea

†Corresponding author: jupark@chosun.ac.kr

Received 2024 August 14; Revised 2024 September 19; Accepted 2024 September 30.

Abstract

In this study, a novel estimating equation based on the WES2808 standard was proposed to predict fracture toughness through the transition temperature of Charpy impact toughness and CTOD (Crack Tip Opening Displacement) fracture toughness. This equation was specifically developed for 460MPa class H-section steel materials used in marine structures, including the base material (BM), heat-affected zone (HAZ), and weld metal (WM). The experimental results confirmed that the proposed estimation equation accurately predicted the fracture toughness across these different material regions. These findings demonstrate the reliability and applicability of the proposed equation in estimated fracture toughness for marine structure materials, thereby contributing to improved safety and performance in harsh environmental conditions.

Keywords: H-section steel; Charpy impact test; Fracture toughness; Critical CTOD (crack tip opening displacement); CGHAZ (coarse grain heat affected zone); SCHAZ (subcritical heat affected zone)

1. 서 론

일반적으로 600-780 MPa급 고강도 구조용 형강은 TMCP(thermomechanical controlled process) 제조공정을 사용하여 생산된다1). 해양구조물용 형강은 주로 조선 및 해양플랜트 구조물 제작에 사용되며, 해양 구조물 설계는 일반적으로 성능이 우수한 고강도강의 적용이 요구된다2,3). 최근에는 육상 및 해상 에너지 자원의 고갈로 인해 극지방 및 심해 지역으로의 에너지 탐사가 활발해지면서, 해양플랜트 제작에 적용되는 강재의 수요가 급증하고 있으며, 해양구조물은 극한환경에서 구조물의 수명 동안 사용되기 때문에 극한조건을 견딜 수 있는 파괴인성의 확보와 같은 성능이 추가적으로 요구된다. 또한, 해양 구조물은 해수에 노출되므로 부식의 영향을 고려해야 되며, 부식은 구조물에 적용되는 강재의 두께가 감소되기 때문에 요구강도를 저하시킴에 따라서 피로수명 및 파괴강도를 감소시켜 구조물의 안전성에 악영향을 미치게 된다2,4-8). 이러한 구조물의 파괴안정성을 향상시키기 위한 연구는 파괴인성 평가의 대표적인 파라메타인 CTOD (crack tip opening displacement) 평가를 통하여 설계에서 요구되는 값을 제시하는 등 꾸준하게 진행되었고, 해양구조물의 설계에서 파괴인성이 반드시 요구되고 있다9-17). 해양구조물에 사용되는 형강은 특수하게 적용되고 있는데, 강재와 동일하게 파괴인성의 확보가 중요하며, 사용온도에서 CTOD값의 보증이 요구되고 있다. 형강의 경우는 flange와 web이 각각 용접되며, 일반적으로 flange가 두껍게 제작된다. 따라서 해양구조물의 구조적 안정성을 확보하기 위해서 용접부(HAZ)의 파괴인성을 확보는 필수적이며, 저온에서 해양구조물의 파괴인성 평가를 위한 다양한 코드와 표준이 존재하며, 이러한 규격에 의해서 평가가 이루어지고 있다18-23). 하지만, 형강의 경우는 소재의 두께가 판재에 비하여 비교적 얇은 두께가 적용되고, flange기준 최대30mm 이하의 두께가 적용되고 있다. 일반적으로 구조물에 사용되는 강재의 전두께에 대한 파괴인성의 평가가 이루어져야 하지만, 파괴인성(CTOD) 평가에 많은 시간과 비용을 필요로하기 때문에 비교적 평가가 쉬운 충격인성을 통하여 CTOD를 예측하고자 하는 노력이 진행되었다24). 충격인성 시험결과를 통하여 파괴인성값을 예측하는 간이 평가 방법이 제안되어서 특정 소재에 대해서 비교적 잘 예측이 되는 것으로 알려져 있다24).

본 연구에서는, (1) 해양구조물용 형강에 대한 모재 및 용접부(HAZ)의 충격인성과 파괴인성을 온도의 변화에 따라서 평가하고, (2) 충격인성을 통하여 파괴인성을 예측할 수 있는 방법을 제안하였다. 제안된 예측 방법은 WES 2808을 기반으로 하며, 종래의 예측식을 본 연구에 적용하여 해양구조용 형강의 모재 및 용접부(HAZ)의 파괴인성 예측에 적합하도록 새로운 예측식을 제안하였다.

2. 적용 강재 및 시험방법

2.1 적용 강재의 화학조성 및 기계적 성질

본 연구에 사용된 소재는 TMCP방법에 의해서 제조된 해양구조물용 460MPa급 형강이다. 본 시험에 사용한 형강의 화학적 조성과 기계적 특성을 Table 1과 2에 나타냈다. 시험에 사용된 형강은 flange 두께가 15 mm, web이 10mm인 형강이다. 본 연구에서는 형강을 구성하는 web과 flange 중 비교적 두꺼운 flange를 대상으로 평가하였으며, 용접이음부 제작을 위하여 편면 45° 개선각을 적용하였고, 개략도는 Fig. 1에 나타냈다. 형강의 모재(BM)는 항복 강도 460MPa, 인장 강도 720 MPa, 연신율 17%의 기계적 성질을 갖고, 샤르피 충격에너지는 -40°C에서 평균 약 360J 정도의 성능을 나타냈다. 시험편 제작은 해양구조물의 용접에 폭넓게 적용되고 있는 FCAW(flux cored arc welding)이 적용되었고, 용접조건과 용접재료의 화학조성 및 기계적 성질을 Table 3과 Table 4에 나타냈다. 용접조건은 Table 5에 나타냈으며, 전압, 전류는 각각 270A, 30V 가 적용되었고, 용접속도는 32 cm/min로 진행되어 15 kJ/cm의 입열량이 적용되었다. Fig. 2에 용접부의 마크로 단면을 나타냈으며, 그림에서와 같이 본 연구에서는 모재, 열영향부, 용접금속에 대한 파괴인성을 평가하였다

Table 1

Chemical composition of H-section steel (wt. %)

Table 2

Mechanical properties of H-section steel

Fig. 1

Dimensions and groove shape of H-section steel flange

Table 3

Chemical composition of welding consumable (AWS A5.29 E91T1) (wt. %)

Table 4

Mechanical properties of the welding consumable (AWS A5.29 E91T1)

Table 5

Welding conditions used.

Fig. 2

Marco section of flange weld joint

2.2 파괴인성 시험법

본 연구에서는 형강의 모재 및 용접부의 파괴인성 평가를 위하여 3점굽힘 파괴인성시험(CTOD)을 실시하였다. 시험에 사용한 CTOD 시험편은 Fig. 3과 같이 두께 15mm, 폭 30mm, 길이 138mm의 B(두께)ⅹ2B(폭) 시험편으로 제작하였다21). 기계 노치길이 (a_m)와 폭 (W)의 비 a_m/W는 0.45로 규격에서 규정하고 있는 표준으로 제작하여 13.5mm 기계노치를 삽입하였다. CTOD 시험은 국제규격인 ISO 12135/15653에 의해서 수행하였다21). Fig. 3에서와 같이 파괴인성시험은, 시험속도 1mm/min, 시험온도 -10°C, -30°C, -50°C, -70°C, -90°C 에서 실시하였다. 시험에 사용한 시험기는 100kN의 만능시험기를 적용하였다. 시험온도는 T-타입 열전대를 이용하여 ±2°C로 관리하였고, 시험온도에 도달 후 ISO 12135 규격에 따라 시험편 두께당 1분 동안 유지 후(총 15분) 시험을 실시하였다. 한편, CTOD 값 계산은 ISO 12135의 식 (1)에 의해서 계산되었다21). 또한, 충격인성의 평가를 위하여 500J 용량의 샤르피 충격시험기를 이용하여 상온(25°C) ~ -196°C의 범위에서 충격시험을 실시하여 천이온도와 각 온도에서의 충격흡수에너지를 도출하였다.

Fig. 3

CTOD test condition and SEB specimens dimension

(1)δ=[(SW)F(B·BN·W)0.5×f1(a0W)]2[(1−v2mRp0.2E)] +τ·0.43(W−a0)Vp0.43(W−a0)+a0

여기서, S: 3점굽힘표점거리, W: 시험편 폭, F: 부가하중, B: 시험편 두께, B_N: side groove가 있는 경우 시험편 두께, a₀: 총균열길이, ν: 프와송비, E: 탄성계수, m: 4.9 - 3.5(R_p0.2/R_m), τ: [-1.4(R_p0.2/R_m)2+2.8 (R_p0.2/R_m)-0.35]{0.8+0.2exp[-0.019(B-25)]}, V_p: 균열개구변위, R_p0.2: 0.2% 오프셋항복응력, R_m: 인장강도

3. 형강의 충격인성 및 파괴인성 시험결과 및 고찰

3.1 모재 및 용접부 충격시험 결과

460MPa급 형강의 flange부 모재의 샤르피 충격인성 시험은 ISO 148-122)에 의해서 15mm두께의 중심에서 시험편을 채취하여, -196°C ~ 25°C의 온도 범위에서 수행하였다. Flange 모재의 샤르피 충격인성 결과는 Fig. 4에 나타냈다. 시험온도에 따라서 충격인성에 차이를 보였지만, -40°C까지는 upper shelf 구간을 나타냈고 거의 100% 연성 파면을 확인할 수 있었다. 한편, -120°C 이후에서는 low shelf 에너지를 나타냈고 파면 또한 거의 100% 취성 파면을 확인하였다. 연성-취성 천이온도 (DBTT: ductile to brittle transition temperature)는 약 -70°C로 파악되었다. 샤르피 흡수에너지 천이곡선은 각온도의 값의 평균값을 연결하여 근사적으로 도출하였으며, 흡수에너지의 마스터커브는 식 (2)에 의해서 도출하였다.

Fig. 4

Charpy impact test results for the H-section-flange base metal

(2)vE(T)=vEshelf exp{−Ka·(T−vTE)}+1

여기서 : vE(T)온도 T에서의 흡수에너지(°C),vE_shelf: upper-shelf 에너지 (J), K_a: 재료상수, vT_E: 천이온도(°C)

Fig. 5, Fig. 6에는 SCHAZ 및 CGHAZ의 샤르피 충격인성 결과를 나타냈다. 용접부의 특성상 동일온도에서의 충격인성값에 편차가 다소 크게 나타났으며, 천이온도 또한 상승하였다. SCHAZ 및 CGHAZ의 천이 온도는 –55°C, -40°C 으로 거의 유사하였지만, CGHAZ가 더욱 높은 천이온도를 나타냈다. 천이온도에서는 모재와 차이를 보였지만, upper shelf 에너지 값은 큰 차이를 보이지 않았다. Fig. 7에는 용접금속 (WM)의 샤르피 충격시험 결과를 나타냈다. 용접금속은 모재 및 HAZ와 다르게 upper shelf 에너지 값이 낮게 나타났고, 천이온도는 -35°C를 나타냈다. BM, CGHAZ, SCHAZ, WM의 흡수에너지의 마스터커브는 식 (2)에 의해서 도출되었으며, 각각의vE_shelf의 값은 412J, 350J, 370J, 186J이었고, vT_E는 -70°C, -55°C, -35°C, -40°C 로 평가되었다. 또한 재료상수, Ka는 BM과 HAZ의 경우는 동일한 0.08을 적용하였고, 용접금속은 0.05를 적용하였다. 이 값은 WES2808(The Japan Welding Engineering Society 2808)24)에서 형강에 대하여 제안하고 있는 동일한 값을 사용하였다.

Fig. 5

Charpy impact test results for the H-section-flange SCHAZ

Fig. 6

Charpy impact test results for the H-section-flange CGHAZ

Fig. 7

Charpy impact test results for the H-section-flange weld metal

3.2 모재 및 용접부 파괴인성 평가 결과

형강의 파괴인성을 확인하기 위한 CTOD 평가는 3점 굽힘 시험을 적용하여 평가되었다. 3점굽힘시험편의 기계 가공된 균열길이(a)와 시험편폭(W)의 비(a/W)를 0.50로 하여 모든 시험편에 동일하게 적용하였다. CTOD 시험은 용접부의 경우 용접잔류응력의 재분포를 위하여 ISO 1565321)에서 규정한 조건으로 잔류응력 재분포 처리 후 피로예비균열을 삽입하였다. 피로예비균열 삽입후 a₀/W(a₀는 초기 균열 길이, W는 시편 폭)는 0.54~0.57로 비교적 유사한 값을 확보하였다. 파괴인성을 평가를 위한 CTOD 시험의 하중속도는 1 mm/min, 균열의 개구변위 측정을 위하여 10mm의 CMOD(crack mouse opening displacement) 게이지를 사용하였다. 저온에서의 시험온도는 냉각 챔버를 사용하여 액체질소를 이용하여 시험온도 조건을 만들었으며, 시험온도 도달 후 동일조건에서 분당 1mm의 조건으로 유지 후 시험을 실시하였다. CTOD 평가 후 ISO 1213521)에 제시된 식 (3)을 사용하여 CTOD 값을 계산하였다.

(3)δ=[(SW)F(BBNW)0.5g1(a0W)]2(1−v2)mRp0.2E+τ0.4(W−a0)Vp0.6a0+0.4W+a0

여기서,τ=[−1.4(Rp0.2Rm)2+2.8(Rp0.2Rm)−0.35]{0.8+0.2exp[−0.019(B−25)]},, m=4.9−3.5Rp0.2Rm, F: 하중; S: span거리; W: 시험편 폭, a₀: 균열길이(기계노치길이+피로균열길이), ν: 프와송의비, E: 탄성계수, R_p0.2: 0.2% 오프셋 항복응력, V_p: 균열개구변위

CTOD 평가는 -90°C ~ -10°C의 온도 범위에서 수행되었다. CTOD값은 ISO 12135에 따라 계산되었으며, 각 온도에서의 CTOD값을 도출하여 임계 CTOD값을 결정하였다. Fig. 8 에는 해양구조용 형강에서 요구되는 조건인 -10°C에서 CTOD, δ≥0.25mm의 만족 여부를 평가한 결과를 나타냈다. BM, CGHAZ, SCGHAZ, WM 모두 매우 우수한 파괴인성을 나타냈고, 설계요구 파괴인성값인 δ≥0.25mm를 만족시켰으며, 파괴모드 또한 연성파괴 모드인 δ₆ 모드를 나타냈다. 모재의 CTOD 온도 의존성을 Fig. 9에 나타냈다. CTOD 임계천이 곡선은 WES 2808을 적용하였으며, 식 (4)을 이용하여 임계 CTOD의 천이곡선을 도출하였다. 본 연구에서는 한계 CTOD 값으로 종래의 연구결과25-30)를 적용하여 완전한 취성파괴가 발생할 때의 값으로 0.1mm를 적용하였다. 형강 flange 모재의 CTOD값이 0.1mm을 만족시키는 온도는 약 -96°C였으며, 설계요구조건인 0.25mm를 만족시키는 온도는 약 -82°C 로 나타났다. 모재의 경우는 충분한 안정성이 확보된 것을 확인하였다.

Fig. 8

P-V curve and fracture surface of CTOD test at -10°C with BM, WM, SCHAZ, CGHAZ of flange

Fig. 9

Temperature dependence of critical CTOD of flange base metal

(4)δc,3P(T)=δshelfexp{kb(T−Tδ)}+1

여기서, δ_c,3p(T) : 온도 T에서의 한계 CTOD, δ_shelf: 최대 CTOD값, k_b: 재료상수, T: 온도, T_δ : 최대 CTOD값의 1/2이 되는 온도.

Fig. 10, 11에는 CGHAZ, SCHAZ의 파괴인성 평가결과와 마스터커브를 나타냈다. CGHAZ의 경우, 형강 CTOD값이 0.1mm을 만족시키는 온도는 약 -62°C였으며, 설계요구조건인 0.25mm를 만족시키는 온도는 약 -45°C 로 나타났다. SCHAZ의 경우, 형강 CTOD값이 0.1mm을 만족시키는 온도는 약 -79°C였으며, 설계요구조건인 0.25mm를 만족시키는 온도는 약 -62°C 로 나타났다. CGHAZ, SCHAZ모두 -10°C에서 요구되는 파괴인성은 충분하게 만족시켰다. 또한 WM에 대하여 수행한 파괴인성 평가결과를 Fig. 12에 나타냈다. WM의 CTOD 값이 0.1mm을 만족시키는 온도는 약 -99°C였으며, 설계요구조건인 0.25mm를 만족시키는 온도는 약 -78°C 로 모재와 유사한 파괴인성을 나타냈다. BM, CGHAZ, SCHAZ, WM의 파괴인성 마스터커브는 식 (4)에 의해서 도출되었으며, 각각의 δ_shelf의 값은 2.13mm, 1.46mm, 1.15mm, 1.16mm이었고, T_δ 는 -51°C, -15°C, -40°C, -47°C 로 평가되었다. 또한 재료상수, Ka는 BM과 HAZ의 경우는 동일한 0.06을 적용하였고, 용접금속은 0.05를 적용하였다. 이 값은 WES2808 형강의 파괴인성 마스터커브 도출 시 제안된 동일한 값을 적용하였다.

Fig. 10

Temperature dependence of critical CTOD of CGHAZ

Fig. 11

Temperature dependence of critical CTOD of SGHAZ

Fig. 12

Temperature dependence of critical CTOD of WM

3.3 충격인성과 파괴인성의 상관성

샤르피 충격인성으로부터 파괴인성을 예측하고자 하는 노력은 많이 이루어졌으며, 규격 등에서도 일부 공개 되어있다24). 이러한 규격을 적용하기 위해서는 파괴역학 파라미터인 CTOD에 대하여 평가대상 강재의 한계 CDOD를 이용하는 것이 요구된다. 하지만 대부분의 구조용 강재는 샤르피 흡수에너지에 의해서 평가되고 있는 것이 일반적이다. 본 연구에서 제안하고자 하는 샤르피 충격에너지를 통하여 대표적인 파괴인성 파라메타인 CTOD값을 예측하기 위해서는 샤르피 흡수에너지와 한계 CTOD의 상관성을 규명할 필요가 있다. 샤르피 흡수에너지와 한계 CTOD의 상관관계는 종래의 여러 강종에 대해서 제안되었지만, 최근의 구조용 강을 포함하기에는 부족한 부분이 많이 있다. 따라서 본 연구에서는 해양구조용 형강 소재를 대상으로 샤르피 흡수에너지와 한계 CTOD의 상관관계 도출을 통하여 요구되는 온도에서의 파괴인성 값을 추정하고자 하였다.

460MPa급 형강 모재의 샤르피 충격인성 천이 곡선과 CTOD 파괴인성 천이 곡선을 Fig. 13에 나타냈다. 일반적으로 샤르피 천이 곡선은 CTOD 파괴인성 천이곡선보다 낮은 천이 온도를 나타낸다31). 본 연구에서도 형강 460MPa급 모재의 결과도 유사한 경향을 나타냈다. WES2808에서 샤르피 충격흡수 에너지의 천이온도 (vE(T))에 대한 마스터 커브의 방정식은 식(4)로 정의하고, 임계 CTOD 천이온도에(δ_c,3p(T)) 대한 마스터커브의 방정식을 식 (5)로 정의하였다. 본 연구에서 사용된 천이온도에 대한 마스터커브는 WES2808에서 제공하고 있는 기본 방정식의 인장강도가 400MPa ~590MPa에 적합하기 때문에 본 시험에 사용한 형강(인장강도: 740MPa)에 적합하도록 식을 수정하였다. 식(3)과 (4)를 통하여 도출된 마스터커브에 의하여 천이곡선을 구하였고, 샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도는 각각 -70°C 및 -51°C 로 평가되었다. 샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도 차이, ΔT는 19°C였으며, 충격인성의 천이온도와 ΔT를 이용하여 요구되는 온도에서의 파괴인성, CTOD의 추정이 가능하다. WES2808에서 제안하고 있는 파괴인성 추정식과 온도차 계산식을 적용하였으나, 본 연구에서 사용한 소재는 최근의 소재이므로 종래의 추정식의 적용에 어려움이 있어서 식 (5)와 같이 종래의 식을 개선하였다. 종래에 적용되었던 식에서 상수 값을 본 연구에서 사용한 소재에 적합하도록 조정하였다.

Fig. 13

Comparison between toughness transition curves obtained by Charpy impact test and 3PB CTOD test for flange base metal

(5)δc,3P(T)=1500⋅vE(T+ΔT)ΔT=129−0.19⋅σY0−6t)

여기서, δ_c,3p(T): 시험온도 T에서의 한계 CTOD (mm), vE(T): 시험온도 T에서의 샤르피 충격흡수에너지(J), ΔT:샤르피 충격인성의 천이온도와 CTOD 파괴인성 천이온도의 차이, σ_Y0: 상온에서의 항복응력 (N/mm²), t: CTOD 시험편 두께(mm).

Fig. 13에서와 같이 시험적으로 도출된 샤르피 천이온도와 파괴인성 임계 CTOD 사이에는 19°C의 차이가 있었고, 식 (5)에 의해서 계산된 -70°C에서 임계 CTOD는 0.43mm로 추정되어서 시험에 얻어진 0.47mm 와 매우 유사한 결과를 얻을 수 있었다.

CGHAZ와 SCHAZ의 샤르피 충격인성 천이 곡선과 CTOD 파괴인성 천이곡선을 Fig. 14, Fig. 15에 나타냈다. CGHAZ는 식 (3)와 (4)를 통하여 도출된 마스터커브에 의하여 천이곡선을 구하였고, 샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도는 각각 -40°C 및 -15°C 로 평가되었다. 샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도 차이, ΔT는 25°C로 나타났다. 식(5)를 이용하여 계산된 ΔT는 18.4°C로 모재의 경우보다는 차이가 다소 발생하였지만 잘 일치하는 것으로 판단된다. 또한 천이온도에서 추정된 CTOD값은 0.33mm 로서 CTOD 천이곡선에서 얻어진 0.27mm 와 비교적 잘 일치되었다. Fig. 16의 SCHAZ의 경우도 동일한 방법으로 검토한 결과 천이온도차는 15°C이고, 계산된 ΔT는 18.4°C로 비교적 잘 일치하였다. 한편 천이온도에서 추정된 파괴인성 CTOD 값은 0.38mm 로서 0.33 mm 와 잘 일치하였다. Fig. 16 에는 WM의 샤르피 충격인성 천이곡선과 CTOD 파괴 인성 천이곡선을 나타냈다. WM의 경우는 모재 및 HAZ와 동일한 추정식으로 파괴인성의 추정에 한계가 있어서 별도의 식을 도출하였다. 모재 및 HAZ의 경우는 서로 유사하다고 할 수 있지만, WM의 경우는 전혀 다른 물성과 성분계를 갖기 때문에 파괴거동 또한 다른 거동을 하므로 추정을 위한 식도 구분이 필요하였다. 식 (6)과 같이 상수를 조정하여 WM에 적합한 추정식을 구성하였다.

Fig. 14

Comparison between toughness transition curves obtained by Charpy impact test and 3PB CTOD test for CGHAZ

Fig. 15

Comparison between toughness transition curves obtained by Charpy impact test and 3PB CTOD test for SCHAZ

Fig. 16

Comparison between toughness transition curves obtained by Charpy impact test and 3PB CTOD test for WM

(6)δc,3P(T)=1100⋅vE(T+ΔT)ΔT=123−0.19⋅σY0−6t)

샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도는 각각 -35°C 및 -47°C 로 평가되었다. 샤르피 충격인성과 CTOD 파괴인성의 천이온도 차이, ΔT는 12°C였으며, 식 (6)를 이용하여 계산된 ΔT는 12.4°C로 매일 잘 일치 함을 알 수 있다. 또한, 천이온도에서 추정된 CTOD 값은 0.93mm이고, 시험적으로 얻어진 값은 0.98mm 로 잘 일치함을 알 수 있다.

해양구조물의 설계에 형강의 적용을 위해서는 요구되는 파괴인성을 만족시키는 설계온도의 검토가 중요하다. 일반적으로 해양구조물의 설계에서 요구되는 파괴인성, δ는 0.25mm 로 알려져 있다. 또한 완전한 취성파괴를 발생시키는 한계 CTOD 값은 0.1mm 로 알려져 있다. 이러한 설계요구기준과 한계 CTOD를 만족시키는 온도의 추정은 설계에 있어서 매우 중요하다. Fig. 17에는 BM, HAZ, WM에 대한 요구되는 파괴인성인 0.25mm와 한계 CTOD 값인 0.1mm를 만족시키는 설계온도를 도출하였다. 설계요구인성인 δ≥0.25mm를 만족시키는 BM, SCHAZ, CGHAZ, WM의 온도는 각각 -82°C, -62°C, -42°C, -77°C이고, 한계 CTOD 0.1mm 를 만족시키는 BM, SCHAZ, CGHAZ, WM의 온도는 각각 -97°C, -78°C, -58°C, -98°C 로 평가되었다.

Fig. 17

Temperature dependence of critical CTOD of base metal, weld metal and HAZ

본 연구에서 적용된 해양구조용 형강은 충분하게 설계요구조건인 파괴인성을 만족시키는 것으로 평가되었으며, 충격인성을 통하여 도출된 천이온도를 통하여 파괴인성의 추정이 가능하였다. 파괴인성의 추정은 종래의 WES2808을 기반으로 본 연구에 적용한 소재에 적합하도록 조정되었다. 새로운 소재에 대한 적용 여부에 대해서 향후 더욱 많은 연구가 필요할 것으로 판단된다.

4. 결 론

본 연구에서는 샤르피 충격인성의 천이온도와 파괴인성 CTOD의 천이온도를 통하여 파괴인성의 추정 가능한 WES2808에 기초하여 새로운 식을 식 (6)과 같이 제안하였다. 본 연구에서는 해양구조용 형강에 대한 모재 및 HAZ, 용접금속에 대한 파괴인성을 추정하기 위하여, 본 연구에 사용된 소재에 적합한 새로운 추정식을 제안하였으며, 시험 결과 추정된 결과가 잘 일치함을 확인하였다. 충격에너지의 천이온도는 샤르피 충격시험을 이용하여 도출하였으며, 온도변화에 따른 한계 CTOD의 온도 변화량을 BM, HAZ, WM에 대하여 정량적으로 평가하였다. 모재의 경우 연성-취성 천이온도는 -70°C이고, 한계 CTOD 천이온도는 -51°C이다. 또한, 한계 CTOD를 만족하는 BM, SCHAZ, CGHAZ, WM의 온도는 각각 -97°C, -78°C, -58°C, -98°C이며, CGHAZ가 가장 높은 온도를 나타냈다.

후 기

본 과제(결과물)는 2024년도 교육부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 지자체-대학 협력기반 지역혁신 사업의 결과입니다. (과제관리번호: 2021RIS- 002)

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