Journal of Welding and Joining

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용접배관 절단 및 원주용접을 고려한 잔류응력 재분포 특성 연구

용접배관 절단 및 원주용접을 고려한 잔류응력 재분포 특성 연구

노지선*, 이명수**, 박중구*, 김명현***,

A Study on the Residual Stress of Seam Pipe Cutting and Girth Welding

Ji-Sun Roh*, Myung-Su Yi**, Jung-Goo Park*, Myung-Hyun Kim***,
Received January 30, 2024       Revised February 6, 2024       Accepted February 8, 2024
ABSTRACT
Seam pipes are easier to manufacture and cheaper than seamless pipes, and are widely used in the manufacture of pipe spools for marine plant facilities. The manufacturing and assembly of seam pipes involve welding and cutting. The localized heating and cooling that occur during these processes may change the existing residual stress and cause deformation. Uncontrolled deformation can accumulate as assembly errors at the next step, potentially delaying the entire process and causing economic losses. Therefore, characteristics of residual stress redistribution caused by cutting and girth welding of seam pipes need to be studied further. In this study, we performed thermo-mechanical analysis of the manufacturing, cutting, and girth welding processes of seam pipes using the commercial finite element analysis (FEA) software MSC Marc and analyzed the characteristics of residual stress. Furthermore, we measured the residual stress in each process using the hole drilling method, analyzed the characteristics of redistributed residual stress, and ensured reliability. Based on the results of FEA and measured residual stress redistribution, we can provide a basis for reasonable mitigation when performing structural integrity evaluation if there is a defect in the weld of the pipe.
1. 서 론
1. 서 론
자동차, 항공기, 선박 등의 기계 구조물 제작에는 간단한 공정 및 접합 효율의 우수성으로 용접 공정이 매우 광범위하게 적용되고 있다. 그러나 용접은 국부적인 곳에 집중적으로 열이 가해져 불균일한 온도 분포를 갖게 되며, 이로 인하여 열 응력이 발생한다. 온도에 따른 재료의 물성의 변화 및 주위의 구속으로 인해 열응력은 용접이 종료된 후에도 소성변형 및 잔류응력으로 존재하게 된다. 하기 Fig. 1은 판재의 용접부에 대한 잔류응력의 일반적인 분포에 대한 모식도를 나타낸 것이다. (+) 분포는 인장 잔류응력을 의미하고, (-) 부호는 압축 잔류응력을 의미한다. 용접부 근처에는 모재의 항복강도 수준의 인장응력이 필연적으로 존재한다. 이러한 인장 잔류응력은 외부 하중과 중첩되어 낮은 하중 범위에서도 피로나 균열생성 및 취성파괴를 발생시키므로 용접 구조물의 강도와 피로 수명을 감소시키는 주요한 원인이 된다. 반면에 구조물의 압축 잔류응력은 일반적으로 인장잔류응력으로 인하여 나타나는 문제를 감쇄하므로 유익하게 작용될 때가 많다1).
Fig. 1
Schematic illustration of the typical distribution of longitudinal and transverse residual stress in a butt weld1)
jwj-42-1-27-g001.tif
해양플랜트 설비를 제작하는데 우수한 품질의 seam- less 배관이 주로 사용된다. 하지만 제작비용이 비싸고 대구경(외경 600~700 mm) 배관의 제작이 어려워 용접배관이 널리 활용되고 있다. 용접배관은 판재를 말아 seam 용접을 수행하여 제작되는데, 이렇게 용접배관을 제작할 경우에도 역시 잔류응력이 발생하며, 이로 인한 용접 변형 및 피로 수명 저하 요인이 발생하게 된다. Fig. 2는 배관재 제작 업체에서 용접배관을 제작하는 과정에서 진원도 유지를 위해 막대나 파이프를 임시로 고정하는 추가 작업을 수행한 것이다. 제작된 배관으로 해양플랜트 설비의 배관 스풀(Pipe spool)을 제작하기 위해 톱 또는 가스 절단을 하는 경우, Fig. 3과 같이 육안으로 확인될 정도의 진원도 변형이 발생한다. 절단된 배관으로 스풀을 조립 과정에서 발생하는 girth 용접 또는 flange 체결 시, 이로 인한 배관의 단차가 발생하고 누적된 오차는 블록 간의 대조립 공정에서 더 큰 부작용을 초래한다. 따라서 용접배관의 잔류응력 예측과 변형 제어는 매우 중요한 사항이다.
Fig. 2
Fixed with steel pipes at both ends of welded pipe
jwj-42-1-27-g002.tif
Fig. 3
Common circumferential deformation in seam pipe
jwj-42-1-27-g003.tif
용접에 의한 잔류응력을 예측하고 변형을 제어하기 위해 다양한 실험과 해석적인 방법으로 연구가 진행되어 왔다. 그러나 용접된 강재의 절단 및 원주용접에 의해 발생하는 잔류응력의 재분포에 대한 연구는 부족한 실정이다. 재분포된 잔류응력은 절단면의 변형과 관련이 있고 그 후의 공정과 직결되는 문제이므로 이에 따라 해당 잔류응력 및 절단에 따른 변형을 예측하는 것이 필요하다.
Fig. 4와 같이 배관 스풀의 제작 과정을 각 단계별로 나누어 분석하였다. 첫 번째 단계는 배관 제작을 위해 판재를 말아 seam 용접을 수행한 조건이다. 두 번째 단계는 배관 활용을 위해 가스 절단을 수행한 조건이다. 마지막은 절단된 배관을 다른 배관과 연결 용접을 수행하는 조건이다.
Fig. 4
Assessment procedure
jwj-42-1-27-g004.tif
배관의 잔류응력 분포를 예측하는 방법으로는 열탄소성해석 및 홀 드릴링 기법(Hole drilling method)을 이용한 잔류응력 계측을 동시에 수행하여 그 신뢰성을 확보하였다. 유한요소해석은 상용프로그램인 MSC Mental/ Marc 2014를 활용하였고 잔류응력 측정은 정확도가 높은 파괴적인 방법의 대표적인 홀 드릴링 기법을 적용하였다.
Seam 용접부 또는 다른 배관과 연결된 원주 용접부에 결함이 존재하는 경우, BS 79102)에 근거하여 TWI (The welding institute, UK)에서 제작한 Crack- WISE 6.0 프로그램을 이용한 구조건전성평가가 수행된다. 이때, 기존에는 모재 및 용접재의 항복응력 수준이었던 잔류응력이 완화되면서 2차 응력(Secondary stress)이 감소하고 결함 끝 단의 응력확대계수(KI, Stress intensity factor)가 감소한다3). 따라서 본 연구는 구조건전선평가의 합리적인 보수성 완화를 위하여 실제 공정을 고려한 잔류응력의 재분포에 대한 해석 및 실험적 검증을 수행하였다.
2. 배경 및 문헌 검토
2. 배경 및 문헌 검토
용접 잔류응력에 대한 실험적인 연구와 유한요소해석4-20)이 이뤄져 왔고 용접 변형의 예측21-25) 뿐만 아니라 절단 시 발생하는 변형에 대한 문제의 해결을 위해 유한요소해석을 이용한 절단 공정 묘사에 대한 연구가 다수 이뤄지고 있다. L. Lindgren et al.26)의 연구에서 화염 절단 공정은 절단면에서 높은 인장 잔류응력이 발생한다고 보고하였고 절단면의 높은 잔류응력은 균열 발생을 가속화 한다고 주장하였다. T. Jokiaho et al.27)는 상용유한요소해석 프로그램인 Abaqus를 사용하여 두꺼운 판의 화염 절단을 모델링하였으며 절단 공정에 있어서 강재의 두께, 절단 속도, 예열과 같은 조건에 차이를 두어 내부 응력을 평가했다.
Manuel J et al.28)은 강재의 화염 절단 공정에 대한 유한요소해석 모델을 제시하였으며 공정 중 상 변화를 고려하기 위해 준정적 상태 모델을 도입하였으며, 절단 속도에 따른 절단 폭과 열영향부 시뮬레이션 모델을 정의하였다.
Na, S. J et al.29)는 절단 압력이 레이저 절단의 품질에 미치는 영향을 확인하기 위해 노즐의 압력과 거리를 변경한 실험을 진행하였다. 노즐과 절단 재료 사이의 거리가 변하여도 절단 압력이 일정하게 유지되면 동일한 절단 품질을 얻을 수 있고, 주어진 절단 압력에서 절단 가능한 속도 범위가 존재하는 것을 확인하였다.
Yang, Y. P et al.30)는 생산 환경에서 레이저 절단 시 발생하는 변형을 실험적인 방법과 유한요소해석을 통하여 변형 메커니즘을 제시하고 이러한 과정을 모사할 수 있는 모델링 절차를 개발하였다. 그리고 실험값과 유한요소해석 결과를 비교함으로써 유한요소해석 결과의 유효성을 검증하였다.
Chang, K. H. et al.31) and Yong Liu et al.32)은 평판과 파이프의 절단 후 잔류응력 특성을 파악하기 위해 3차원 열 탄소성 해석을 수행하였다. 또한, 절단 속도가 잔류응력에 미치는 영향을 명확히 하기 위해 절단 속도를 변경하고 그에 따른 잔류응력 특성을 검토하였다. 그 결과 절단 방향의 잔류응력은 절단면 근처에서 인장응력이 발생하고 절단 방향과 수직인 방향의 잔류응력은 절단면 근처에 서 압축응력이 발생하였다. 또한 절단 속도는 발생하는 잔류응력에 영향을 미치지 않음을 제시하였다. 또한 Yang, S. Y. et al.33)은 톱 절단 공정에 의한 잔류응력 재분포 메커니즘을 평가하였다. 절단공정에 따른 구조물의 잔류응력 재분포로인한 피로수명을 정확하게 예측하기 위하여 유한요소해석을 사용하여 잔류응력 특성을 파악하였다. 용접 열응력 해석이 완료된 모델에 요소 소멸법(Element deactivation)을 사용하여 톱 절단 시뮬레이션을 수행하고 절단 순서의 영향을 확인하기 위해 11회 절단을 순차적으로 수행하였다. 그 결과 용접선 방향과 수직인 방향으로 절단하여 용접선 방향의 최대 잔류응력을 크게 감소시키는 것을 확인하고 절단 순서는 영향을 미치지 않음을 확인했다.
Satish K., V et al.34)은 배관의 길이 방향 및 원주 방향 맞대기 용접(Butt weld) 후, 잔류응력 및 변형 검토를 위하여 유한요소해석 및 실험적 검증을 수행하였다. 실험적 검증은 용접 중에 열전대를 부착하여 계측된 온도와 입열량을 유한요소해석과 비교하였고 XRD(X-ray diffraction) 기법을 이용하여 배관 표면의 잔류응력을 측정하였다. 예측된 잔류응력 분포를 유한요소해석 결과와 비교 분석하였다. 그 결과로 원주 방향 용접보다 길이 방향의 용접으로 발생하는 잔류응력이 약 2배 더 크고 피로 수명이 낮은 것을 확인하였다.
Liu, Y. et al.35,36)은 2 mm 두께의 STS (Stainless steel) 배관의 용접 시, 외부 구속 조건에 의한 잔류응력 및 변형 양상에 대한 연구를 수행하였다. Abaqus를 이용하여 경계조건에 따른 유한요소해석을 진행하였고 XRD 기법을 이용하여 실제 배관의 잔류응력을 측정하여 그 결과를 비교분석 하였다. 또한, 배관의 절단에 대한 시뮬레이션도 진행하였는데, 요소 소멸법을 이용하였고 절단 전과 후의 길이 방향, 원주 방향 응력의 재분포를 비교 분석하였다. 그 결과 외부 구속이 있는 경우, 최대 잔류응력이 30% 정도 감소하는 것을 확인하였다.
이와 같이 배관의 용접 또는 절단에 의한 잔류응력 분포에 대한 검토는 활발하게 이루어져 왔으나 배관의 제작부터 절단 후, 재조립하는 전체 공정에 대한 잔류응력을 분석하고 계측한 시도는 없었다. 또한, 완화된 잔류응력을 바탕으로 2차 응력이 얼마나 완화되고 그에 따른 결함의 응력확대계수가 얼마나 감소하는지에 대한 분석도 전무하다. 본 연구는 결함이 있는 구조물에 대한 파괴평가 또는 파괴 및 피로평가에서 재분포된 잔류응력이 얼마나 합리적인 보수성을 제공하는지에 대해 제안한다.
3. 실험 및 계측
3. 실험 및 계측
3.1 Hole-drilling 방법을 이용한 잔류응력 계측
3.1 Hole-drilling 방법을 이용한 잔류응력 계측
현재 가장 널리 사용되고 있는 잔류응력 측정 방법으로는 스트레인 게이지(Strain gage) 부착을 통한 홀 드릴링 기법과 비파괴적 측정 방법인 XRD 기법 및 photo- elastic 등이 있다. 본 연구에서는 ASTM E837 규격에 근거하여 홀 드릴링 기법을 적용하였다37). 홀 드릴링 기법은 재료의 국부적인 기계 물성이 상이한 용접부에서도 잔류응력 측정이 가능하다. Fig. 5와 같이 재료의 표면에 부착된 스트레인 게이지를 이용하여 표면을 점차적으로 제거함으로써 완화되는 탄성변형률을 측정하는 방법이다. Fig. 5의 (b)와 같이 재료에 구멍을 뚫는 치공구를 고속으로 회전시키거나, 기계적 드릴링이 가능한 장비를 부착하여 재료의 표면에 원형의 구멍을 0.2 mm씩 10회에 걸쳐 2 mm까지 점차적으로 뚫게 된다.
Fig. 5
Hole drilling method
jwj-42-1-27-g005.tif
측정 위치에 부착한 rosette 형 스트레인 게이지의 중심부 소재를 제거하면서 발생하는 탄성변형률을 3축 방향에서 측정하고 하기 (1) 식을 이용하여 잔류응력이 존재하는 주응력(Principal stress)의 크기와 주응력의 방향을 결정한다38,39). 각 방향의 스트레인 게이지에서 얻을 수 있는 변형률 ε1, ε2, ε3와 소재의 물성에 따라 상이한 A와 B로 나타낼 수 있다. 실험에 사용된 스트레인 게이지의 제원은 Table 1과 같다.
(1)
σresidualmax=ε1+ε34A+14B(ε3ε1)2+(ε1+ε32ε2)2
Table 1
Specification of strain gage
Gage pattern Type Gage length [mm] Gage width [mm] Backing length [mm] Resistance [Ω] Gage center diameter [mm]
jwj-42-1-27-g006.tif FRS-2-11 1.5 1.3 9.5 120 5.14
홀 드릴링 기법의 단점으로는 재료의 표면을 가공할 때, 가공된 영역 주변에 불균일한 소성변형이 발생하여 구멍을 뚫을 때 평가되는 탄성변형량의 데이터에 신뢰성이 저하될 수 있다는 것이다. 특히, 배관이나 실제 사용 중인 구조물의 표면은 평평한 상태가 아니기 때문에, 스트레인 게이지에서 확보할 수 있는 탄성변형량의 정확도가 떨어질 수 있으므로 유의하여 실험을 수행하였다. Fig. 6는 배관 내부의 원주 방향으로 잔류응력을 측정하기 위해 홀 드릴링 장비를 설치하여 스트레인 게이지와 인디케이터(Indicator)가 연결된 것이다. 각 단계에서 strain gauge 위치를 2 mm씩 옮겨가며 각 단계에서 발생하는 잔류응력을 계측하였다.
Fig. 6
Set up for measuring on inside weld seam
jwj-42-1-27-g007.tif
3.2 시험편 및 계측 위치
3.2 시험편 및 계측 위치
잔류응력의 추적 계측 대상인 탄소 용접배관의 치수 및 기하학적인 형상은 Fig. 7Table 2에 상세히 나타내었다. 실험에 사용된 탄소 강관은 ERW (Electro- resistance welding)로 제작되었고 seam 용접의 상세 형상은 Fig. 8에 나타내었다.
Fig. 7
Test specimen
jwj-42-1-27-g008.tif
Table 2
Dimension of test specimen
Nominal pipe size (DN) Schedule (SCH) O. D. Thickness Length
300 A 40S 318.5 mm 9.53 mm 3,000 mm
Fig. 8
Dimension of weld beads
jwj-42-1-27-g009.tif
Fig. 9는 각 단계에서 배관의 잔류응력 측정 위치에 대한 자세한 정보를 명시한 것이다. 절단면을 기준으로 길이 방향 및 원주 방향의 잔류응력을 계측하였다. Fig. 9 (a)의 길이 방향의 경우, 절단면의 반대쪽인 용접 시작점으로부터 40, 80, 120, 160 mm 4개 지점의 외부 용접 토우(Weld toe)에서 계측하였다. 내부는 공간 및 시간 제약으로 (b)의 원주 방향을 측정하는데 중복되는 토우 1개 지점의 데이터를 확보하였다. (b)의 원주 방향 계측 지점은 용접부 중심과 토우 그리고 45, 90, 135, 180도의 외부 6개 및 내부 6개 지점에 대하여 측정하였다.
홀 드릴링 기법은 파괴적인 방법이므로 한번 계측하면 구멍이 생겨 동일한 위치에서 재측정이 불가능하다. 따라서 배관 제작에서 절단 및 원주용접 단계로 갈수록 약 2 mm 떨어진 지점을 계측하였다.
Fig. 9
Measuring points of residual stress
jwj-42-1-27-g010.tif
3.3 원주용접 공정 (Girth welding process)
3.3 원주용접 공정 (Girth welding process)
가스 절단된 배관의 표면을 Fig. 10과 같이 개선 가공하여 배관의 원주 방향으로 원주용접을 수행하였다. V-groove이며 개선각은 60도, root gap은 2 mm이다. 용접공법은 후면 비드(Back bead) 생성을 위해 처음 2pass는 FCAW(Flux core arc welding)이고 나머지 3pass는 GTAW(Gas tungsten arc welding)를 적용하였다. 용접 자세는 5G(전자세, Horizontal fixed position)이다. 배관을 정반위에 수평하게 두고 회전하지 않도록 고정하여 용접하였다. 관련 용접 절차는 Table 3에 상세히 정리되었다.
Fig. 10
Girth weld bead detail
jwj-42-1-27-g011.tif
Table 3
Welding conditions of girth weld
Process Weld pass Current [A] Volts [V] Length [mm] Time [s] Velocity [mm/s] Temp. [℃]
FCAW 1 100.7 11.66 940.9 730 1.3 24.5
2 132.3 11.74 955.8 522 1.8 105.2
GTAW 3 173.1 13.96 970.8 604 1.6 180
4 189.6 14.53 985.7 475 2.1 184.3
5 182.7 15.56 1000.6 566 1.8 230.8
4. 수치 해석
4. 수치 해석
4.1 재료 및 물성
4.1 재료 및 물성
상온에서 기계적 물성치는 Table 4와 같다. STPG370 강재의 온도와 관련된 재료적 물성은 Table 5와 같이 온도에 따라 나타내었고 온도에 따른 기계적 물성은 Table 6에 나타내었다. 일반적인 금속과 마찬가지로 온도가 증가하면 탄성계수 및 항복강도가 감소하는 전형적인 경향을 보인다. 반면에 열팽창계수 및 비열, 열전도의 경우 온도 증가에 따라서 상승하는 경향을 보이다 약 500~600도 사이에서 그 기울기가 감소하는 경향을 보인다. 1,500도 이상에서 고상-액상 상변화에 따른 열팽창계수의 급격한 증가가 예상되지만 본 연구에서는 1,500도 이상에서 하기 값이 유지된다고 가정하였다.
Table 4
Material properties at room temperature
Material Yield strength [MPa] Tensile strength [MPa] Young’s modulus [GPa] Poisson’s ratio
STPG370 Min. 216 Min. 370 207 0.3
Table 5
STPG370 thermal properties for the welding and cutting operation40)
Temperature [°C] Specific heat capacity [J/g·°C] Conductivity [J/mm・°C・s]
0 0.451 0.0416
100 0.496 0.0432
200 0.533 0.0429
300 0.568 0.0412
400 0.611 0.0391
500 0.677 0.0366
600 0.778 0.0341
1,200 0.778 0.0341
1,300 0.778 0.0341
1,500 0.778 0.0341
Table 6
STPG370 mechanical properties for the welding and cutting operation40)
Temperature [°C] Yield strength [MPa] Young’s modulus [GPa] Thermal expansion [10-5/°C]
0 250 213 1.16
100 240 207 1.30
200 180 199 1.40
300 175 192 1.50
400 163 184 1.59
500 160 175 1.66
600 150 164 1.64
1,200 25 106.5 1.64
1,300 20 97.4 1.64
1,500 12 73.8 1.64
4.2 해석 모델
4.2 해석 모델
배관의 제작 및 절단, 원주용접에 의한 잔류응력 재분포를 평가하기 위해 사용된 모델의 상세 치수는 Fig. 11에 나타내었다. 해석에 사용되는 물리적인 시간을 줄이고자 잔류응력 평가의 대상인 절단부를 제외한 반대쪽의 배관의 길이를 3 m 또는 1 m에서 400 mm로 줄여 해석을 진행하였다. 용접 및 절단 후 잔류응력 계산을 위하여 비선형 유한요소해석 프로그램인 MSC Marc (2014)41)를 사용하였다. 해당 프로그램은 열탄소성 해석 기법을 사용하여 열의 입력에 대하여 기계적인 반응을 동시에 계산할 수 있는 coupling 기능을 보유하고 있다. MSC Marc의 data library의 solid 요소 중 4절점 solid 3차원 요소를 선택하였다.
Fig. 11
FE 3D mesh
jwj-42-1-27-g012.tif
4.3 용접 열원 (Heat source)
4.3 용접 열원 (Heat source)
용접의 열원모델은 용접 열입력 매개 변수의 수학적 모델링을 결정하기 때문에 잔류응력 분석에서 중요한 입력 값이다. 본 연구에서 열원은 Goldak의 이중 타원 모델을 사용하였다. 이 열원모델의 형태는 Fig. 12와 같으며 정확도가 높아 다양한 용접공정42,43)에서 많은 연구자들에 의해 널리 사용되고 있다.
Fig. 12
Goldak’s double ellipsoidal heat flux distribution42,43)
jwj-42-1-27-g013.tif
이중 타원 열원 모델의 공식은 다음과 같이 수식 (2), (3)로 표현할 수 있다. 해당 열원은 앞, 뒤 2개의 타원모델 식으로 표현된다. qf(x,y,z)는 용접 아크의 전면에 위치한 첫 번째 반 타원형 내부 영역의 열유속(Heat flux)을 나타낸다. ff는 전면부의 열 입력의 비율, Q는 아크의 열유속 a,b,cf,는 기하학적 매개 변수이다. QIU로 계산되며, η는 아크의 효율, I는 전류, U는 전압이다. 그리고 x,y,z는 용접 표면에서 위치를 나타내는 좌표이다. ERW의 아크 효율은 0.8 이며, 원주용접을 위한 GTAW는 0.75로 가정하였다.
(2)
qf(x,y,z)=63ffQabcfππexp(3x2a2)exp(3y2b2)exp(3z2cf2)
(3)
qr(x,y,z)=63frQabcrππexp(3x2a2)exp(3y2b2)exp(3z2cr2)
qf(x,y,z)는 용접 아크의 후면에 위치한 반 타원형 내부 열유속이다. 그리고 다음 수식 (4) 조건을 만족하면, ff+fr=2는 유효하다.
(4)
ff=2(1+crcf),fr=2(1+cfcr)
본 연구에서 Goldak 열원 모델의 크기는 용접 공법에 따라 하기 Table 7과 같이 정의되었고, 온도는 1,500°C이다. ERW의 경우, 용접 속도는 50 mm/s로 실제 용접 공정과 동일한 값을 참고하였다40).
Table 7
Parameters of modified Goldak heat source model
Weld process af [mm] ar [mm] b [mm] c [mm]
ERW (Seam welding) 25.0 50.0 5.0 10.0
Cutting 2.0 4.0 1.5 10.0
FCAW+TIG (Girth welding) 2.5 5.0 5.0 10.0
4.4 경계 조건
4.4 경계 조건
Fig. 13은 홀 드릴링 기법으로 잔류응력을 측정하는 3가지 단계이다. (a)는 ERW 공법으로 제작된 배관 상태 그대로이며, (b)는 배관의 활용을 위하여 200 mm 길이로 가스 절단을 실시한 것이다. (c)는 새롭게 준비된 1 m 길이의 배관이며 끝 단은 정반에 고정되어 있다. 1 m의 고정된 배관에 가스 절단된 200 mm 배관을 원주용접하는 공정을 나타내었다.
Fig. 13
Pipe fabrication process
jwj-42-1-27-g014.tif
홀 드릴링 기법을 이용한 잔류응력 계측의 3가지 단계와 비교 검토를 위하여 유한요소해석을 수행하였다. 유한요소해석의 상세한 경계조건은 Fig. 14Table 8에 표기하였다. Load case (1)은 배관을 제작할 때 ERW 공정으로 seam 용접을 적용한 것이다. 해석 시간의 감소와 편의를 위하여 기존 3 m 배관에 symmetry 조건을 적용하여 400 mm만을 모델링하였다. Seam 용접을 위해 기존 3 m 배관의 한쪽은 자유단이고 나머지 한쪽은 symmetry 조건을 적용하였다. 또한, Rigid body motion을 방지하기 위해 배관 끝단 하단부에 최소 clamping 효과를 적용하기 위하여 각각 1점씩 all fixed를 사용하였다. Rigid body motion을 예방하기 위한 물리적 경계조건은 이하 모든 load case에서 동일하게 적용된다. Load case (2)는 seam 용접 후, 상온까지 냉각 조건이다. Load case (3)은 Gas 절단을 수행한 것이고 절단 속도는 5 mm/s로 설정하였다. 절단 공정을 묘사하기 위하여 Mentat의 요소 소멸 기능을 사용하였다. 절단 영역을 해석 초기부터 지정해 두고 열원의 이동에 따라서 용융온도에 도달하게 되면 지정된 영역이 순차적으로 비활성화 되어 사라지는 것으로 절단 공정을 정의했다. 그 폭은 1 mm로 설정하였다. 그리고 절단 공정에 대한 상온까지 냉각 조건이 Load case (4)이다. 마지막 단계인 원주용접 조건은 Load case (5)이다. 실제로 잔류응력 계측하는 실험에서는 개선가공이 된 1 m의 새로운 배관을 적용하였으나 유한요소해석에서는 새로운 배관의 geometry 생성이 불가능하다. 따라서 기존 절단된 배관 2가지를 연결하는 용접을 수행하였다. 원주 방향 용접 속도는 2.5 mm/s로 설정하였다. 실험의 모든 단계에서 잔류응력의 계측은 절단된 배관 200 mm 내부에서만 수행되었으므로 원주용접되는 배관이 기존 배관인지 새로운 배관인지에 따라서는 계측하는 지점의 결과에 영향은 없다. 마지막으로 Load case (6)는 원주용접에 대한 상온까지의 냉각조건이다.
Fig. 14
Boundary conditions
jwj-42-1-27-g015.tif
Table 8
Boundary conditions and load cases
Step Load case Detail
1 (1) Seam welding Z-symmetry Seam welding speed: 50mm/s All fixed at 2 points (Minimum clamping was applied to prevent rigid body motion.)
(2) Cooling Z-symmetry All fixed at 2 points 3,600s
2 (3) Gas cutting Z-symmetry All fixed at 2 points Cutting speed: 5mm/s Deactivation
(4) Cooling Z-symmetry All fixed at 2 points 3,600s
3 (5) Girth welding Z-symmetry Girth welding speed: 2.5mm/s All fixed at 2 points
(6) Final cooling Z-symmetry All fixed at 2 points 3,600s
Fig. 15는 잔류응력을 계측하는 3단계에서 표면의 온도 분포 결과를 나타낸 것이다. 최대 설정 온도인 1,500도가 용접부 중앙에서 계측되었다. 실제로 용접부 토우의 앞쪽에도 적은 열이 발생하는 것을 확인할 수 있다. 최고 온도에 도달하면 후면에서는 냉각 현상이 계측된다. 또한, 기존에 설정한 Goldak의 heat source 형상대로 타원형의 온도 분포를 확인할 수 있다.
Fig. 15
3D temperature profiles on the outer surface
jwj-42-1-27-g016.tif
4.5 해석 결과 및 검증
4.5 해석 결과 및 검증
하기 Fig. 16~18은 용접배관 제작을 위한 ERW seam 용접(Step 1)부터 gas cutting(Step 2) 및 다른 배관과의 원주용접(Step 3) 과정에 대한 잔류응력분포를 FE 해석 및 측정 결과에 대하여 함께 나타낸 것이다.
Fig. 16
Residual stress distributed on inner and outer walls (Step 1)
jwj-42-1-27-g017.tif
Fig. 17
Residual stress distributed on inner and outer walls (Step 2)
jwj-42-1-27-g018.tif
Fig. 18
Residual stress distributed on inner and outer walls (Step 3)
jwj-42-1-27-g019.tif
Fig. 16은 Step 1인 ERW 후, 잔류응력의 분포를 나타낸 것이다. (a)와 (b)는 seam 용접의 토우 위치에서 배관의 길이 방향에 따라 axial stress 및 hoop stress를 추출한 것이다. (c)와 (d)는 절단면의 반 원주를 따라 axial stress 및 hoop stress를 추출한 것이다. (a)와 (b)에서 용접 seam의 길이 방향에 따른 응력 분포가 측정 결과와 일치하지 않는 이유는 용접배관을 제작하는 과정에서 배관의 모양을 잡기 위해 press로 누르는 등 교정작업이 수행되었고 배관이 약 1년간 적치된 경험이 있으며, 시험을 위해 기존의 6 m 배관을 3 m로 절단하는 과정에서 응력이 재분포 되었을 가능성이 있다. 반면에 (c)와 (d)의 원주 방향에 따른 응력 분포는 FE 결과와 시험 결과의 경향이 비슷한 것을 확인할 수 있다.
Fig. 17은 Step 2인 gas cutting 후 잔류응력의 분포를 나타낸 것이다. 용접 시작점으로 200 mm 떨어진 위치를 절단하였다. (a)는 절단면에서 축 방향의 잔류응력이 거의 0으로 재분포 되는 것을 해석 및 측정 결과가 동일하게 나타나는 것으로 검증할 수 있다.
Fig. 18은 Step 3의 다른 고정된 배관과 연결을 위한 원주 방향 용접 후, 잔류응력의 분포를 나타낸 것이다. (a)에서 원주용접 후, 외부 축 방향 잔류응력은 압축으로 더 완화되지만 내부 잔류응력은 기존과 유사하게 인장 값으로 다시 증가되는 것을 보여준다. (b)에서 외부 원주 방향 잔류응력은 기존 대비 완화되었지만, 내부 원주 방향 잔류응력은 3배 높은 인장 값으로 변화된 것을 확인 할 수 있다. (c)와 (d)는 원주용접부의 토우에서 측정된 결과이다. (c)에서 외부와 내부의 축 방향 잔류응력이 기존 대비 완전히 반대의 경향을 보이는 것을 확인할 수 있다. (d)에서 외부의 원주 방향 잔류응력은 초기 배관 대비 50% 수준으로 완화되었지만, 내부의 원주 방향 잔류응력은 압축 응력에서 인장 잔류응력으로 증가한 것을 확인할 수 있다.
Table 9~10은 잔류응력이 계측된 지점에서 FE 해석 및 계측 결과 비교를 위해 표로 정리한 것이다. Table 9는 seam 용접선의 토우 지점에 대해 길이방향으로 축 방향 응력과 원주 방향 응력을 추출한 값이다. 주목할만한 부분은 절단면(200 mm-cutting face)에서 외부 표면 잔류응력은 인장에서 거의 압축 응력에 가까운 값으로 변화한 것이다. 반대로 내부 표면 잔류응력은 압축에서 인장 잔류응력으로 증가하였다.
Table 9
Residual stress along the seam weld line (Longitudinal direction)
Face Stress component Location Step 1 [MPa] Step 2 [MPa] Step 3 [MPa]
FEA Experiment FEA Experiment FEA Experiment
Outer Axial stress 1 (40 mm) 240.0 56.0 213.5 61.0 196.5 130.0
2 (80 mm) 231.5 200.0 210.5 212.0 192.0 285.0
3 (120 mm) 226.5 -151.0 210.5 192.0 170.0 -64.0
4 (160 mm) 226.0 -21.0 204.0 101.0 60.4 -191.0
5 (200 mm-Cutting face) 228.0 301.0 0.0 24.0 -164.0 -307.0
Hoop stress 1 (40 mm) 189.0 43.0 54.1 30.0 83.7 27.0
2 (80 mm) 81.5 65.0 -7.9 136.0 25.8 54.0
3 (120 mm) 33.7 -178.0 -6.4 103.0 -4.3 -165.0
4 (160 mm) 15.1 -75.0 58.3 36.0 -59.5 -158.0
5 (200 mm-Cutting face) 13.3 125.0 0.0 87.0 101.0 30.0
Inner Axial stress 1 (40 mm) 181.0 - 195.0 - 134.5 -
2 (80 mm) 209.0 - 254.0 - 206.0 -
3 (120 mm) 210.0 - 247.0 - 133.0 -
4 (160 mm) 214.0 - 172.0 - -1.0 -
5 (200 mm-Cutting face) 225.0 -226.0 0.0 28.0 261.0 265.0
Hoop stress 1 (40 mm) -54.8 - 4.5 - -59.5 -
2 (80 mm) -27.9 - 92.0 - 80.5 -
3 (120 mm) -33.4 - 84.5 - 70.5 -
4 (160 mm) -29.8 - -1.0 - -189.0 -
5 (200 mm-Cutting face) -10.7 -92.0 0.0 87.0 254.0 377.0
Table 10은 절단면의 반 원주 방향으로 FE 해석 및 계측 값을 비교한 것이다. 축 방향을 따라 추출된 잔류응력과 마찬가지로 절단면(200 mm-cutting face)에서 외부 표면 잔류응력은 인장에서 거의 압축 응력에 가까운 값으로 변화한다. 특히, 원주 방향 응력보다 축 방향 응력의 변화 폭이 매우 크다. 반대로 내부 표면 잔류응력은 압축에서 인장 잔류응력으로 증가하였다.
Table 10
Residual stress along the cutting line (Circumferential direction)
Face Stress component Location Step 1 [MPa] Step 2 [MPa] Step 3 [MPa]
FEA Experiment FEA Experiment FEA Experiment
Outer Axial stress 0 mm (0°) 208.0 304.0 23.9 20.0 -131.0 -317.0
6 mm (Toe) 228.0 301.0 19.8 24.0 -164.0 -307.0
125 mm (45°) -32.3 196.0 -1.0 48.0 -174.0 -367.0
250 mm (90°) 0.1 235.0 0.2 35.0 -167.0 -367.0
375 mm (135°) 1.9 246.0 0.0 95.0 -173.0 -370.0
500 mm (180°) -1.3 315.0 0.0 93.0 -186.0 -441.0
Hoop stress 0 mm (0°) 77.8 214.0 -122.0 78.0 132.0 91.0
6 mm (Toe) 13.3 125.0 -101.0 87.0 101.0 30.0
125 mm (45°) -3.5 181.0 0.5 61.0 30.3 106.0
250 mm (90°) 0.0 60.0 -0.1 76.0 19.8 56.0
375 mm (135°) 2.1 119.0 1.1 69.0 39.0 113.0
500 mm (180°) 6.3 149.0 0.9 76.0 41.0 -14.0
Inner Axial stress 0 mm (0°) 208.0 -261.0 3.9 48.0 215.0 282.0
6 mm (Toe) 225.0 -226.0 -17.5 28.0 261.0 265.0
125 mm (45°) -20.3 -76.0 1.3 -82.0 167.0 291.0
250 mm (90°) 3.2 -253.0 -0.2 -41.0 191.0 131.0
375 mm (135°) -0.4 -335.0 0.0 -74.0 208.0 95.0
500 mm (180°) -1.2 -327.0 0.0 48.0 203.0 221.0
Hoop stress 0 mm (0°) -48.7 -63.0 -214.0 69.0 251.0 199.0
6 mm (Toe) -10.7 -92.0 -192.0 87.0 254.0 377.0
125 mm (45°) 19.0 -63.0 28.4 -87.0 125.0 195.0
250 mm (90°) -5.9 -127.0 0.0 -150.0 13.0 296.0
375 mm (135°) -2.7 -114.0 0.9 -109.0 120.0 201.0
500 mm (180°) -8.5 -158.0 -0.4 114.0 196.0 310.0
5. 결 론
5. 결 론
본 연구에서는 용접배관의 절단 및 원주용접 후, 재분포되는 잔류응력의 특성을 규명하기 위해 FE 해석 및 실험을 수행하여 다음과 같은 결과를 도출하였다.
  • 1) 상용 유한요소해석 프로그램인 MSC Marc를 사용하여 용접배관의 절단 및 원주용접 시뮬레이션을 수행하였다. Goldak의 이중 타원 열원 모델을 사용하여 용접부 형상 및 절단 폭 형상에 맞게 열원을 최적화하였다. 절단 공정은 Mentat의 요소 소멸 기능을 사용하여 열원의 이동에 따라 요소들을 순차적으로 비활성화시킴으로써 구현하였다.

  • 2) 정립된 해석 기술을 바탕으로 배관의 제작 용접, 절단 그리고 원주용접 해석을 수행하였다. 절단면에 수직 방향인 축 방향 잔류응력은 큰 폭으로 완화됨을 확인하였고, 원주용접을 하더라도 압축 잔류응력이 발생하는 것을 확인하였다. 반면에 원주 방향 잔류응력은 압축 잔류응력에서 인장 잔류응력으로 전환됨을 확인하였다. 또한, 외부 표면의 잔류응력이 내부 표면의 잔류응력에 비해 훨씬 더 감소하였다. 이는 내부 결함보다 외부 결함에 도출된 잔류응력의 적용이 유리한 것을 의미한다.

  • 3) 홀 드릴링 기법으로 측정된 잔류응력은 초기 제작 조건에서 FE 결과와 매우 다른 양상을 보이는데, 이는 배관의 교정 및 적치 등의 외부 원인으로 기존 잔류응력의 재분포가 발생했을 가능성이 있음을 보여준다. 하지만 절단과 원주용접 과정에서 계측한 잔류응력 값과 FE 해석 결과의 경향이 유사함을 확인하였다.

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