Journal of Welding and Joining

Search

Close

Warning: fopen(/home/virtual/kwjs/journal/upload/ip_log/ip_log_2024-04.txt): failed to open stream: Permission denied in /home/virtual/lib/view_data.php on line 88 Warning: fwrite() expects parameter 1 to be resource, boolean given in /home/virtual/lib/view_data.php on line 89
FLNG 탑사이드 베어링 노드 후판 맞대기 용접 및 선상 가열 시 강재 구속에 따른 변형에 관한 연구

FLNG 탑사이드 베어링 노드 후판 맞대기 용접 및 선상 가열 시 강재 구속에 따른 변형에 관한 연구

박동희*,**, 박중구*, 이제명**,

A Study on Deformation due to Steel Constraint during Butt Welding and Line Heating of Thick-Plate in FLNG Topside Bearing Node

Dong-Hee Park*,**, Jung-Goo Park*, Jae-Myung Lee**,
Received January 30, 2024       Revised February 1, 2024       Accepted February 15, 2024
ABSTRACT
Products manufactured in shipyards are predominantly steel structures, primarily fabricated through welding. There are various welding methods, all of which commonly use very high heat. Therefore, during the fabrication of steel structures, thermal deformation caused by welding occurs, resulting in dimensional deviations from the initial design. Methods to ensure dimensional accuracy include optimizing the welding sequence, predicting thermal deformation before welding and applying reverse-setting, and suppressing thermal deformation through constraints. However, the most commonly used method in the field is heat straightening. This study proposes a method to control thermal deformation caused by welding by using steel constraints during welding and line heating. Analytical verification confirmed both the effect of heat straightening and the variance in effects when steel constraints were applied. As a result, it was confirmed that line heating is effective in correcting thermal deformation, and steel constraints can maximize the effect of line heating.
1. 서 론
1. 서 론
조선소가 제작하는 대부분의 제품은 강구조물이다. 강구조물의 제조 방법은 여러가지가 있으나 조선업에서는 주로 강재를 용접 결합하는 방식을 통해 제조된다. 용접의 방식은 다양하나 공통적으로 매우 높은 열을 이용해 강재 또는 강재와 용가재를 용융시켜 접합한다. 용접을 통한 강구조물의 제조 방법은 통상 타 제조 방법보다 수밀성, 기밀성, 강도가 우수하나, 용접 시 발생하는 높은 열은 강구조물에 열변형을 유발하여 초기 설계 대비 오차를 유발한다1). Fig. 1은 필렛 용접 후 3차원 스캐닝을 통해 계측한 변형 데이터이며, 용접 후 변형이 발생한 것을 확인할 수 있다.
Fig. 1
Welding and 3D scanning data after welding1)
jwj-42-1-18-g001.tif
치수 정도 확보를 위한 방법으로 용접 순서를 최적화하는 방법2,3), 열변형을 미리 예측하여 용접 전에 역변형을 적용하는 방법 (역세팅)4), 구속을 통한 열변형을 억제하는 방법 등이 있으나 현업에서 가장 널리 쓰이는 방법은 곡직이다.
곡직은 가스를 이용한 가열을 통해 용접 구조물의 잔류응력 완화, 변형의 교정을 목적으로 하며 현업에서는 주로 후자의 목적으로 사용된다1). 변형 교정의 경우 구조물의 어긋남, 간섭 등을 도면에서 요구하는 치수 대로 가공하는 작업 또는 용접에 의한 변형을 교정하기 위한 역변형을 유발하기 위해 수행되며, 선상 가열 (연속형, 단속형), 십자형 가열, 격자 가열, 점 가열 등의 방법이 있다. 특히 현업에서 가장 널리 사용되는 방법은 선상 가열이다.
Fig. 2는 선상 가열 후 측정한 3차원 스캐닝 데이터로서 전반적으로 변형이 상쇄된 것을 확인할 수 있다.
Fig. 2
Line heating and 3D scanning data after line heating1)
jwj-42-1-18-g002.tif
이러한 용접 교정 작업은 작업자의 기량에 따라 결과물이 상이할 수 있으며 추가적인 공수와 비용이 발생하기 때문에 용접 변형을 작게 유발하는 것이 중요하다. 특히 발주처 또는 강종에 따라 곡직 횟수에 제한을 두는 경우가 있으므로 용접 교정 작업을 피할 수 없다면 초기 열변형을 최소화하여 곡직 횟수를 최소화하여야 한다.
본 연구에서는 용접 및 선상 가열 시 강재 구속을 통해 열변형을 최소화할 수 있는 방법을 제시하고, 강재 구속에 따른 열변형 거동에 대해 알아본다.
2. 평가 개요
2. 평가 개요
2.1 평가 대상
2.1 평가 대상
본 연구는 Fig. 3과 같은 해양 프로젝트에 적용되는 탑 사이드 모듈 베어링 노드 (Topside module bearing node)의 제작 변형을 검토하기 위해 선행된 연구를 기반으로 하였다1). 베어링 노드는 해양 탑 사이드 모듈을 통해 전해지는 자중과 환경 하중을 지지하고, 탑 사이드 모듈의 위치를 고정하기 위해 TMS (Topside Module Supporter)와 탑 사이드 모듈 사이에 위치하는 구조물로 일반 상선에 적용되는 강재보다 두꺼운 후판이 사용된다.
Fig. 3
Bearing node and TMS
jwj-42-1-18-g003.tif
강재 용접 시 용착 불량을 막고 용접 결함을 최소화하여 용접 구조물의 신뢰성을 향상시키기 위해 용접 이음부에 Fig. 4와 같은 개선 (groove)을 적용할 수 있는데, 그 목적에 따라 적절한 개선을 적용할 수 있다.
Fig. 4
Types of welding groove
jwj-42-1-18-g004.tif
일반적으로 조선소에서 가장 많이 적용되는 개선 형상은 I형, V형, Bevel형, Double V (X)형, Double bevel (K)형이라고 할 수 있다.
I형 개선은 가공이 비교적 쉽고 루트 간격이 좁아 용착 금속의 양도 적어 경제적으로 우수하다. 하지만 판의 두께가 두꺼워지면 이음부를 완전하게 용융시킬 수가 없으므로 수동 용접에서는 통상 판의 두께가 6 mm 이하인 경우에 적용가능하다.
V형 개선은 한쪽 방향에서 용착 금속의 완전한 용입을 얻기 위해 적용한다. 개선 가공은 비교적 쉽지만 판의 두께가 두꺼워지면 용착 금속의 양이 늘어나 과도한 열변형이 생길 수 있으므로, 너무 두꺼운 판에 적용하는 것은 부적절하다.
Bevel형 개선은 V형 개선과 유사하나 한쪽 이음부에만 적용하므로 개선 준비 작업이 더 쉽고, 용착 금속의 양도 더 적어 경제적이다. 하지만 이 개선 형상은 루트 부의 용입 부족을 유의하여 적절한 개선각 적용이 요구되며, 맞대기 용접에서는 통상 19 mm (3/4 inch) 이하 두께에 적용이 적절하다. 실질적으로 조선 해양 분야에서 이 방법은 맞대기 용접보다는 필렛 용접에서 웹의 두께가 적정 이상일 때 적용한다.
X형, K형 개선은 V형, Bevel형 개선과 유사하나 더 두꺼운 판에 대해 양쪽에서 완전한 용입을 얻기 위해 적용한다. 두배의 개선 가공 작업이 요구되나, 동일한 두께에 대해 V형, Bevel형 보다 적은 양의 용착 금속이 사용되어 경제적이며, 열변형도 작아 후판 용접에 적합하다.
Fig. 5는 베어링 노드의 구성과 배치를 보여준다.
Fig. 5
Configuration of bearing node
jwj-42-1-18-g005.tif
베어링 노드 제작의 첫 번째 공정인 상/하 주판은 맞대기 용접으로 제작되며, 그 두께가 50 mm에 달한다. 후속 공정인 웹 플레이트 설치, quarter pipe 설치, Mid. 플레이트 설치 등이 순조롭게 진행되기 위해서는 가장 첫 공정인 상/하 주판 제작 시 변형 발생을 최소화하여야 한다.
용접으로 인한 변형을 해결하기 위해 앞서 언급한 용접 순서 최적화, 역세팅, 강재 구속, 곡직 등의 방법을 제작 단계에 적용할 수 있다.
이러한 방법 중 강재 구속과 곡직을 이용해 베어링 노드의 제작 효율을 올리고 열변형을 제어할 수 있는 방안을 제시하고자 한다. Fig. 6은 본 연구에 적용된 열변형을 구속할 수 있는 치구의 사용 예로써 기존의 강재 피스를 정반에 용접하는 방식과 달리 기계적 체결을 통해 제품 제작 완료 전/후 필요 시점에 설치 및 제거가 가능하며, 기존의 용접형 구속 치구 사용 시 턴-오버나 이동을 위해 치구를 절단 시 발생하는 스프링 백 현상을 방지할 수 있어 제품 제작 완료 전까지 열변형 구속 효과를 유지할 수 있다.
Fig. 6
Deformation constraint tool1)
jwj-42-1-18-g006.tif
2.2 열변형 평가 방법
2.2 열변형 평가 방법
열변형 평가는 3차원 솔리드 요소를 적용한 열탄소성법 (TEP, thermo-elastic-plastic method)으로 진행하였으며, 범용 비선형 유한요소 코드인 MSC Marc를 사용하였다.
용접 변형 해석은 판 두께와 용접 각장의 길이에 따른 용접 각변형량의 실험 계측 데이터를 토대로 유한요소해석에서 가상의 온도와 가상의 열수축율을 이용하여 실제의 용접 변형을 구현하는 방법인 변형률 경계법5-10)을 통해 진행할 수도 있으나, 이 방법은 최종 열변형에 대한 결과만을 제공하므로 용접과 냉각을 포함한 전체 공정의 거동을 시점별로 확인하기에 어려움이 있다.
열탄소성법은 열전도 방정식과 온도 차에 의한 열변형도로부터 탄소성 해석을 수행하는 방법으로 용접 속도, 순서, 방향, 아크 형상 및 전도를 통한 열전달, 대류를 통한 열 손실 등을 고려할 수 있는 현실에 가까운 해석법이다1).
열탄소성 해석은 Fig. 7의 V형 개선을 적용한 모델을 사용하였다. 앞서 언급한 바와 후판 맞대기 시 V형 개선은 과도한 열변형이 발생할 수 있으나, 구속을 통한 각변형 제어 효과의 극적인 비교를 위해 V형 개선을 적용하였다. 또한 비드의 생성도 실제처럼 다층 용접을 고려하지 않고, 용접의 진행에 따라 전체 용접 단면을 한번에 생성시킴으로써 실제보다 더 큰 입열 조건을 적용하여 더욱 과도한 각변형을 유도하였다.
Fig. 7
TEP FE model
jwj-42-1-18-g007.tif
강재 구속 조건은 해석 효율성을 위해 경계 조건으로 처리하였다. 강재 구속 방식은 구조물의 크기, 용접과 곡직의 간섭 등을 고려하여 변경이 가능하다.
용접 입열 조건은 현업에서 제공하는 용접절차시방서 (WPS, welding procedure specification)를 따랐으며, 곡직 입열 조건은 Fig. 8과 같이 현업에서 수행한 실험을 기반으로 곡직부를 선정하였다.
Fig. 8
Test result of line heating
jwj-42-1-18-g008.tif
금속의 상(phase)은 온도에 따라 달라지는데, 통상 낮은 탄소 당량의 영역에서 (0.02~0.025 wt% C) 약 725~910℃ (AC2) 이하 영역은 페라이트 상 (α- phase) 만이 존재한다. 그 이상의 탄소 당량 영역에서는 상의 조성이 다소 달라지며, 약 725℃ (AC1)를 기준으로 상변태가 발생한다.
상변태 기준 온도를 초과하여 상변태가 발생하면 제철소에서 보장하는 강의 특성이 변경될 수 있어 인장 강도 또는 저온 충격 인성 등의 기계 물성 저하가 발생할 수 있다. 따라서 현업에서는 상변태 온도 이하로 가열하거나, 상변태 이상의 온도로 가열 시 기계 물성이 선급 규정을 만족하는지 사전에 확인하는 과정을 거친다.
본 연구에서는 현업에서 적용하고 있는 곡직 표준 온도인 650~1,000℃ 이내이며, AC1 온도에 근접한 750℃를 곡직 영역에 균일하게 적용하였다.
열발산 조건은 자연 대류 상태의 대류 계수 (10 W/m2K)를 적용하였다. Table 1은 대류 상태에 따른 대류 계수를 나타낸다.
Table 1
Approximate values of heat transfer coefficient11)
Conditions of heat transfer W/(m2K)
Gases in free convection 5 - 37
Water in free convection 100 - 1,200
Oil under free convection 50 - 350
Gas flow in tubes and between tubes 10 - 350
Water flowing in tubes 500 - 1,,200
Oil flowing in tubes 300 - 1,700
Molten metals flowing in tubes 2,000 - 45,000
Water nucleate boiling 2,000 - 45,000
Water film boiling 100 - 200
Film-type condensation of water vapor 4,000 - 17,000
Dropsize condensation of water vapor 30,000 - 140,000
Condensation of organic liquids 500 - 2,300
해석은 용접, 용접 후 냉각, 곡직, 곡직 후 냉각의 단계를 따르며, 구속 여부에 따라 Table 2와 같은 시나리오에 대해 평가를 하였다.
Table 2
Constraint scenarios for each step
Scenario Condition Welding Weld cooling Intercooling w/o const. Heating Heat cooling Final cooling w/o const.
1 Welding & heating w/o const. O O - O O -
2 Welding & heating with const. O O - O O O
3 Welding only with const. O O - - - O
4 Heating only w/o const. - - - O O -
5 (add) Welding with const. & heating w/o const. O O O O O -
6 (add) Heating only with const. - - - O O O
평가 시나리오에 대해 다시 정리하면 아래와 같으며, 강재 구속이 적용된 시나리오에 대해서는 강재 구속을 제거한 상태에서 추가 냉각을 실시 하였다.
  • ① SC1: 용접 & 곡직 중 강재 구속 미적용

  • ② SC2: 용접 & 곡직 중 강재 구속 적용

  • ③ SC3: 용접 중 강재 구속 적용

  • ④ SC4: 곡직 중 강재 구속 미적용

상기 시나리오 1과 2를 통해 용접과 곡직 중 강재 구속 적용 유무에 따른 효과를 확인하였으며, 시나리오 1과 3을 통해 곡직 없이 용접만 수행 시 강재 구속 효과를 확인하였다. 또한 시나리오 1의 용접 후 냉각 시점 결과와 시나리오 4의 결과의 산술적 합이 시나리오 1의 최종 냉각 후의 결과와 유사한지 비교하였다.
위 시나리오들의 결과를 비교한 결과, 용접 중에는 강재를 구속하여 Fig. 7 상에서 상부로 발생하는 변형을 억제하고 곡직 중에는 강재 구속을 제거하여 반대 방향으로 자유롭게 변형이 발생하도록 하는 것이 각변형 제어 측면에서 가장 효과가 좋을 것으로 예상하여 다음과 같은 시나리오 5가 도출되었다.
⑤ SC5: 용접 중 강재 구속 적용 & 곡직 중 강재 구속 미적용
하지만, 곡직 중 강재 구속을 제거한 시나리오 5에서 모든 단계에서 강재 구속을 적용한 시나리오 2보다 미소하지만 초기 대비 큰 각변형이 확인되어, 곡직 중 강재 구속의 효과를 검토하기 위해 아래의 시나리오 6을 추가 검토하였다.
⑥ SC6: 곡직 중 강재 구속 적용
3. 해석 결과 및 고찰
3. 해석 결과 및 고찰
열탄소성 해석을 통한 여섯 가지 시나리오의 최종 변형 양상을 Fig. 9에 나타내었다.
Fig. 9
Final deformation behavior for each scenario (Scale factor = 10)
jwj-42-1-18-g009.tif
좀 더 면밀한 비교를 위해 앞서 언급된 비교군들과 추가 검토된 시나리오들에 대해 각변형 양상을 그래프로 나타내었다.
Fig. 10은 시나리오 1의 결과로써 강재 구속을 하지 않은 상태에서 곡직에 의해 각변형이 완화된 것을 확인할 수 있다.
Fig. 10
Angular distortion behavior for each stage of scenario 1
jwj-42-1-18-g010.tif
Fig. 11은 시나리오 2의 결과로써 용접과 곡직 중 강재 구속을 적용하는 것이 각변형을 대폭 완화하는 것을 확인할 수 있다. 곡직 후 냉각 단계 이후 강재 구속 제거 시 각변형이 다시 커지는 것을 알 수 있는데, 이는 강재 구속에 의해 높은 상태로 유지되던 잔류 응력이 재분포하면서 발생하는 현상이다. 하지만 다시 커진 각변형의 크기가 강재 구속이 없는 시나리오 1에 비해 현저히 작다는 것을 Fig. 12를 통해 알 수 있다. 이로써 강재 구속의 효과는 입증되었다고 할 수 있다.
Fig. 11
Angular distortion behavior for each stage of scenario 2
jwj-42-1-18-g011.tif
Fig. 12
Comparison of angular distortion behavior in scenario 1 & 2
jwj-42-1-18-g012.tif
Fig. 13은 시나리오 1의 용접 후 냉각 시점의 각변형과 시나리오 3의 최종 각변형을 비교한 것으로 용접만 실시한 경우에 대한 강재 구속 적용 유무 효과를 비교한다. 곡직까지 실시한 경우보다 각변형 크기가 크지만 강재 구속 적용이 각변형 억제에 효과가 있음을 알 수 있다.
Fig. 13
Comparison of angular distortion behavior in scenario 1 & 3
jwj-42-1-18-g013.tif
Fig. 14는 강재 구속 없이 곡직만 실시한 경우의 변형 양상이다. 당연하게도 용접에 의한 각변형과는 반대의 거동을 보이며, 용접보다는 입열이 낮기 때문에 각변형 크기 또한 작다. 시나리오 1의 용접 후 냉각 시점의 각변형과 시나리오 4의 각변형량의 산술적 합이 시나리오 1의 곡직 후 냉각 시점의 각변형량과 맞는지 Fig. 15에 나타내었다. 그 결과, 용접과 곡직에 의한 각변형량의 산술적 합은 용접과 곡직을 연속해서 실시했을 때의 각변형량과 라디안 기준으로 약 3% 수준의 낮은 오차율을 보이는 것을 Table 3을 통해 알 수 있다.
Fig. 14
Angular distortion behavior in scenario 4
jwj-42-1-18-g014.tif
Fig. 15
Comparison of angular distortion behavior in sequential welding & heating vs arithmetic summation
jwj-42-1-18-g015.tif
Table 3
Angular distortion comparison of sequential welding & heating vs arithmetic summation
Sequential welding & heating Arithmetic summation
θ [rad] 1.85E-02 1.79E-02
Err. 3.13%
위의 내용들을 통해, 앞서 언급한 바와 같이 용접 공정에서는 강재 구속을 적용하고 곡직 공정 중에는 강재 구속을 제거하여 용접에 의한 각변형의 반대 방향으로 변형을 더 유도하는 것이 각변형 제어 측면에서 가장 효과가 좋을 것으로 판단되어 추가 검증을 하였다. 하지만 Fig. 16에 보이는 것처럼 곡직 중에 강재 구속을 제거하는 것이 미소하지만 더 큰 각변형을 유발하는 것을 확인하였다.
Fig. 16
Comparison of angular distortion behavior in scenario 2 & 5
jwj-42-1-18-g016.tif
각변형 억제 측면에서 가장 좋을 것으로 예상되었던 시나리오 5의 각변형 심화 원인을 파악하기 위해, 곡직 공정에서의 강재 구속 적용 유무에 따른 각변형 결과를 검토하였고 Fig. 17에 나타내었다.
Fig. 17
Comparison of angular distortion behavior in scenario 4 & 6
jwj-42-1-18-g017.tif
Fig. 17의 원인을 분석한 결과 곡직 중 강재 구속을 적용할 경우, 자연스레 발생하려 하는 변형의 억제로 주판의 하부에서 폭방향 인장 응력이 더 높게 발생하였다. 충분한 냉각 후 강재 구속을 제거 시 각변형 회복과 잔류 응력 완화가 동시에 발생한다. 이때 최종적으로 발생하는 잔류 응력은 곡직 중 강재 구속에 의한 변형 억제로 더 크게 발생하였던 이전의 응력의 영향으로 강재 구속을 적용하지 않는 경우보다 미소하나마 더 크게 남아있는 것을 확인하였다. 이것이 곡직 중 강재 구속을 적용하였음에도 더 큰 변형을 유발하는 원인이라 할 수 있다.
4. 결 론
4. 결 론
본 연구에서는 후판 맞대기 용접 및 곡직 공정 시 강재 구속을 적용하고, 여러 조건들에 대한 각변형 양상을 살펴보았다.
그 목적은 용접과 곡직의 입열 및 냉각 과정이 변형에 미치는 영향을 이해하는 것과 더불어 용접 변형을 수정하는 데에 널리 쓰이는 곡직의 효과를 해석적으로 확인하고 강재 구속 유무에 따른 효과를 확인하기 위함이다.
그 결과,
  • 1) 곡직은 용접에 의해 발생한 면외 각변형을 수정하는데 효과가 있음을 해석적으로 확인하였다.

  • 2) 특히 강재 구속을 통해 면외 각변형량을 매우 효과적으로 제어할 수 있음을 확인하였다.

  • 3) 용접과 반대 방향의 변형을 유발하여 용접 각변형을 완화시키는 곡직 과정에서는 오히려 강재 구속을 제거하는 것보다 적용하는 것이 각변형 제어에 효과 있음을 확인하였다.

본 연구에서는 후판 맞대기 용접과 곡직의 입열과 냉각 시 강재 구속에 따른 변형 거동에 대해 작은 단위의 샘플 모델로 분석을 진행하였다. 하지만, 동일한 두께의 판이라도 폭과 길이가 달라지면 또 다른 양상이 나타날 수 있다. 예를 들어 판의 길이가 길어지면 횡방향 각변형 뿐 아니라 유의미한 종방향 수축과 굽힘이 발생할 수 있다. 이러한 변형마저 제어하기 위해서는 추가적인 강재 구속이 필요할 것이다. 용접 길이 방향으로 모든 위치를 구속할 수 있으나, 이는 현업 적용이 어려워 현실성이 낮다. 따라서 실제와 유사한 용접에서 발생 가능한 변형을 제어하기 위한 강재 구속 간의 유효 폭과 거리에 대한 연구 또한 진행 예정이다.
당연하게도 가열에 의한 변형은 잔류 응력의 변화와 관계가 깊다. 본 연구에서 일부 거론되긴 하였으나 관련 내용은 개별 주제로 깊이 있게 다룰 예정이다.
REFERENCES
REFERENCES

References

1. D. H. Park, J. G. Park, C. W. Park, J. H. Yang, J. S. Park, J. S. Roh, M. S. Yi, D. K. Kim, and J. M Lee, A Study on Deformation According to Steel Constraints During Thick-Plate Fillet Welding and Line Heating, J. Weld. Join. 41(6) (2023) 508–518. https://doi.org/10.5781/JWJ.2023.41.6.10
[Article]
2. J. U. Park, G. B. An, and S. H. Yang, Prediction and Welding Sequence of Minimum Welding Deformation in Large Steel Block Welding, J. Weld. Join. 35(6) (2017) 8–14. http://doi.org/10.5781/JWJ.2017.35.6.2
[Article]
3. Y. S. Ha, Analytical Methodology Obtaining an Optimal Welding Sequence for Least Distortion of Welded Structure, J. Weld. Join. 31(3) (2013) 54–59. http://doi.org/10.5781/KWJS.2013.31.3.54
[Article]
4. C. W. Park, C. M. Hyun, M. S. Yi, H. G. Kim, and K. W. Doh, Development of Reverse Setting Design System Minimizing Deformation between Topside Deck and Plate Girder in Offshore Plants, Korean Soc. Mech. Eng. 44(10) (2020) 753–758. http://doi.org/10.3795/ksme-a.2020.44.10.753
[Article]
5. D. H. Park, M. S. Yi, and J. M. Lee, A Study on Welding-induced Temperature Distribution and Deformation of IMO Type C LNG Fuel Tank Support Structures, J. Weld. Join. 40(2) (2022) 118–132. https://doi.org/10.5781/JWJ.2022.40.2.3
[Article]
6. J. Y. Heo, Y. Li, and J. H. Lee, Prediction of Plate Deformation by Multi-line Heating using SDB Method, J. Weld. Join. 37(1) (2019) 40–45. https://doi.org/10.5781/JWJ.2019.37.1.5
[Article]
7. D. H. Lee, J. K. Seo, M. S. Yi, and C. M. Hyun, Welding Distortion Characteristics of Door Openings According to Changing Shape of Stiffener, J. Ocean Eng. Technol. 33(2) (2019) 153–160. https://doi.org/10.26748/KSOE.2019.011
[Article]
8. Y. S. Ha, A Study on Weldment Boundary Condition for Elasto-Plastic Thermal Distortion Analysis of Large Welded Structures, J. Weld. Join. 29(4) (2011) 48–53. http://dx.doi.org/10.5781/KWJS.2011.29.4.410
[Article]
9. Y. S. Ha and J. H. Yang, Development of Distortion Analysis Method for Multi-pass Butt-welding Based on Shell Element, J. Weld. Join. 28(1) (2010) 54–59. https://doi.org/10.5781/KWJS.2010.28.1.054
[Article]
10. Y. S. Ha, Development of Thermal Distortion Analysis Method on Large Shell Structure Using Inherent Strain as Boundary Condition, Soc. Nav. Archit. Korean. 45(1) (2008) 93–100. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/MSF.580-582.649
[Article]
11. V. A. Kurganov. Heat Transfer Coefficient. Thermopedia. (2011), https://doi.org/10.1615/AtoZ.h.heat_transfer_coefficient
[Article]

Go to Top