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(2)

博士學位論文

자켓구조물 용접이음부 기하학적 조건과

경계조건에 따른 응력집중계수 및 피로안전성 평가

Evaluation of Stress Concentration Factor And Fatigue

of Jacket Structure According to Geometrical And Boundary Condition

指導敎授 慶 甲 秀

2019年 8月

韓國海洋大學校 大學院

土木環境工學科

李 俊 昊

(3)

본 논문을 이준호의 공학박사 학위논문으로 인준함.

위원장 공학박사 공 병 승 인 ( )

위 원 공학박사 박 수 용 인 ( )

위 원 공학박사 이 희 현 인 ( )

위 원 공학박사 이 재 하 인 ( )

위 원 공학박사 경 갑 수 인 ( )

년 월 일 2019 6 18

한 국 해 양 대 학 교 대 학 원

인 ( )

인 ( )

인 ( )

인 ( )

( )

(4)

목 차

목 차 ··· ⅰ List of Tables ··· ⅳ List of Figures ··· ⅵ Abstract ··· ⅹ 요 약 ··· ⅻ

서 론 1.

연구배경 및 목적

1.1 ··· 1 연구동향

1.2 ··· 5 연구내용 및 범위

1.3 ··· 8

자켓구조물 중공관 이음부 거동 2.

개요

2.1 ··· 10 자켓구조물의 개요

2.1.1 ··· 10 관이음부 개요

2.1.2 ··· 11 관이음부 설계기준

2.1.3 ··· 12 기하학적 무차원 형상비

2.1.4 ··· 14 핫스팟 응력 산정

2.1.5 ··· 16 관이음부 응력집중계수 산정 공식

2.1.6 ··· 25 자켓구조물 해양부식

2.2 ··· 27 자켓 지지구조물

2.3 ··· 33 지지구조물 기본 특성

2.3.1 ··· 34 지지구조물별 특성

2.3.2 ··· 36

(5)

이음부 기하형상에 따른 응력집중계수 평가 3.

형 이음부에 대한 응력집중계수 평가

3.1 K ··· 40 해석을 통한 응력집중계수 평가

3.1.1 FE ··· 41 기존

3.1.2 응력집중계수 평가식 비교분석 ··· 48 형상계수에 따른 응력집중계수 평가

3.1.3 ··· 51 응력집중계수의 요소 적용 검토

3.1.4 Frame ··· 56 공용 중 구조물의 응력집중계수 평가

3.2 ··· 60 대상구조물의 개요

3.2.1 ··· 60 수치해석 모델

3.2.2 ··· 68 수치해석 결과

3.2.3 ··· 72 응력집중계수 평가 및 분석

3.2.4 ··· 77 소 결

3.3 ··· 83

사용년수에 따른 자켓구조물 거동 평가 4.

수치해석 개요

4.1 ··· 85 수치해석 결과

4.2 ··· 86 구조해석 결과

4.2.1 Frame ··· 86 상세 구조해석 결과

4.2.2 ··· 90 응력집중계수 산정

4.3 ··· 95 소 결

4.4 ··· 99

지반조건에 따른 자켓구조물 거동 평가 5.

수치해석 개요

5.1 ··· 100 지반 반력계수 산정

5.1.1 ··· 101 말뚝의 지반 스프링

5.1.2 ··· 104 수치해석 모델링

5.2 ··· 107 수치해석 모델

5.2.1 ··· 107 수치해석 결과

5.2.2 ··· 110 응력집중계수 산정

5.3 ··· 120

(6)

소 결

5.4 ··· 124

피로수명 분석 6. 대상구조물 이음부에 대한 피로 평가 6.1 ··· 125

소 결 6.2 ··· 134

결 론 7. 연구 결론 7.1 ··· 135

감사의 글 ··· 137

참고문헌 ··· 138

부록 A ··· 142

부록 B ··· 145

(7)

List of Tables

Table 2-1 Value of coefficient applied to the SCF calculation··· 25

Table 2-2 Typical corrosion prevention of offshore steel structures··· 29

Table 3-1 Geometric parameters in previous and this study··· 41

Table 3-2 SCF by size of elements··· 45

Table 3-3 Results of the Hot-Spot stress()(MPa)··································· 46

Table 3-4 Results of the stress concentraion factor··· 47

Table 3-5 Efthymiou and LR equation for K-Joint(Balanced axial load)··· 49

Table 3-6 SCF of Efthymiou and LR equation(Brace_crown)··· 50

Table 3-7 Calculation of Hot-Spot stress at 0.4t, 1.0t by extrapolation··· 58

Table 3-8 Hot-spot stress calculated based on frame analysis················ 59

Table 3-9 SCF by Efthymoiu equation and detailed analysis··· 59

Table 3-10 Section properties of members··· 61

Table 3-11 Korean specification used in design··· 62

Table 3-12 International specification used in design··· 62

Table 3-13 Dead load························································································· 63

Table 3-14 Live load··· 63

Table 3-15 Wave load··· 65

Table 3-16 Regional wind speed()··· 66

Table 3-17 Wind factors····················································································· 67

Table 3-18 Wind load··· 68

Table 3-19 Design criteria of structural members··· 69

Table 3-20 Load combination··· 69

Table 3-21 Nominal stress of the joints(Unit : MPa)··· 73

Table 3-22 Nominal stress of a detailed analysis for joints (Unit: MPa)·· 77

(8)

Table 3-23 Calculation of Hot-Spot stress at 0.4t, 1.0t by extrapolation··· 78

Table 3-24 Stress concentration factor at joints··· 79

Table 3-25 Hot-Spot stress calculated based on frame analysis··· 80

Table 3-26 Efthymiou equation for K, KT-Joint(Balanced in-plane bending)··· 81

Table 3-27 SCF by Efthymoiu equation and detailed analysis··············· 82

Table 4-1 Efficient stress of members according to serviced time··· 89

Table 4-2 Nominal stress of the members according to serviced time··· 89

Table 4-3 Nominal stress by detailed analysis for joints··· 94

Table 4-4 Calculation of Hot-Spot stress at 0.4t, 1.0t by extrapolation···· 94

Table 4-5 Stress concentration factor by case study in joints················ 96

Table 4-6 Hot-Spot stress calculated based on frame analysis··· 97

Table 4-7 Hot-Spot stress calculated based on Efthymoiu equation··· 98

Table 5-1  and ··· 103

Table 5-2 Equivalent load width of foundation()··· 104

Table 5-3 Lateral subgrade reaction modulus of ground··· 109

Table 5-4 Case study according to ground conditions···························· 109

Table 5-5 Nominal stresses at the joint according to ground conditions···· 114

Table 5-6 Nominal stress of a detailed analysis for joints ··· 119

Table 5-7 Calculation of Hot Spot Stress at 0.4t, 1.0t by extrapolation· 120 Table 5-8 Stress concentration factor at joints··· 121

Table 5-9 Hot-Spot stress calculated based on frame analysis············· 122

Table 5-10 Hot-Spot stress calculated based on Efthymoiu equation·· 122

Table 6-1 Nominal stress of lower brace for the N-Joint according to serviced time·· 129

Table 6-2 Estimation of fatigue life according to serviced time··· 129

Table 6-3 Nominal stress of lower brace for the N-Joint depending on ground condition··· 131

Table 6-4 Estimation of fatigue life depending on ground conditions·· 132

(9)

List of Figures

Fig. 1-1 Various types of offshore platform··· 1

Fig. 1-2 Steel jacket, “Britannia”in United Kingdom··· 2

Fig. 1-3 Concrete platform, “Troll”in Western Norway··· 2

Fig. 1-4 Platforms installed and removed··· 3

Fig. 1-5 Installation of offshore platforms in the Asia-Pacific region···· 3

Fig. 1-6 Flow of SCF's determination for jacket structure ··· 9

Fig. 2-1 Typical tubular joint··· 11

Fig. 2-2 Classification of tubular joints by shape··· 12

Fig. 2-3 Tubular joint arrangement·································································· 13

Fig. 2-4 Geometric notaitons for a K-Joint··· 14

Fig. 2-5 Stress distribution of welded joint··· 17

Fig. 2-6 Hot-Spot location··· 18

Fig. 2-7 Sum of membrane and flexural stresses acting on the surface of plate··· 19

Fig. 2-8 Nonlinear stress distribution by local notch along thickness of plate····· 19

Fig. 2-9 Example of Hot-Spot type··· 20

Fig. 2-10 Various structural details of type "b"··· 20

Fig. 2-11 Various locations of crack progress in weld joints··· 21

Fig. 2-12 HSS calculation method··· 23

Fig. 2-13 Corrosion environment of offshore structures···························· 28

Fig. 2-14 Metal lining construction unit··· 30

Fig. 2-15 Fatigue curve of weld··· 31

Fig. 2-16 Corrosion environment and prevention methods of offshore structures··· 32

Fig. 2-17 Sacrificial anode system··· 32

Fig. 2-18 Pile soil interaction············································································ 34

Fig. 2-19 Types of foundation for the offshore platform··· 35

(10)

Fig. 3-1 Stress contour according to kind of finite elements(Plate, Shell)··· 43

Fig. 3-2 Stress distribution according to kind of finite elements··· 43

Fig. 3-3 Stress distribution by size of elements·········································· 44

Fig. 3-4 FE model(CASE 1-1)( =0.25, =0.073, =0.67, =18.83)β ζ τ γ ··· 45

Fig. 3-5 Stress distribution(CASE 1-1)( =0.25, =0.073, =0.67, =18.83)β ζ τ γ ··· 45

Fig. 3-6 Stress distribution of members at the K-Joint··· 47

Fig. 3-7 Relationships between (=d/D) and SCFβ ··· 51

Fig. 3-8 Relationships between (=g/D) and SCFζ ··· 52

Fig. 3-9 Relationships between (=t/T) and SCFτ ··· 53

Fig. 3-10 Relationships between (=D/2T) and SCFγ ··· 54

Fig. 3-11 Relationships between θ and SCF··· 54

Fig. 3-12 FE model( =0.46, =0.073, =0.67, =18.83, =45°)β ζ τ γ θ ··· 56

Fig. 3-13 Stress contour( =0.46, =0.073, =0.67, =18.83, =45°)β ζ τ γ θ ··· 57

Fig. 3-14 Stress distribution at the K-Joint ··· 58

Fig. 3-15 Jacket structure(Inner Breasting Dolphin)···································· 60

Fig. 3-16 3D analysis model··· 70

Fig. 3-17 Detailed model(Plate)··· 70

Fig. 3-18 Max. and Min. wave load under the operating and storm condition···· 71

Fig. 3-19 Stress contour of frame analysis model··· 72

Fig. 3-20 Results of frame analysis for a joint··········································· 73

Fig. 3-21 Stress contour under a storm(Max)··· 74

Fig. 3-22 Stress distribution for KT-joint middle brace··· 75

Fig. 3-23 Stress distribution for N-joint lower brace··· 75

Fig. 3-24 Determination of nominal stress of KT-joint middle brace··· 76

Fig. 3-25 Determination of nominal stress of N-joint lower brace········ 76

Fig. 3-26 Stress distribution of frame and detailed analysis for the KT-joint middle brace···· 78

(11)

Fig. 3-27 Stress distribution of frame and detailed analysis for the N-joint lower brace··· 79

Fig. 4-1 Results of frame analysis according to serviced time··· 86

Fig. 4-2 Maximum and Minimum stress verse serviced time for frame analysis·· 87

Fig. 4-3 Results of frame analysis for a joint according to serviced time · 88 Fig. 4-4 Stress distribution of plate model just after construction··· 90

Fig. 4-5 Stress distribution of plate model after 10 years··· 90

Fig. 4-6 Stress distribution of plate model after 20 years··· 91

Fig. 4-7 Stress distribution of plate model after 30 years······················· 91

Fig. 4-8 Typical example of stress distributions according to serviced time···· 92

Fig. 4-9 Stress distribution of frame and detailed analysis for the N-joint lower brace··· 93

Fig. 4-10 SCF according to serviced time··· 96

Fig. 5-1 3D frame analysis model for the jacket structure··· 100

Fig. 5-2 The subgrade reaction modulus····················································· 101

Fig. 5-3 Point spring supports··· 105

Fig. 5-4 Stiffness relationship of nonlinear elastic springs for the pile···· 106

Fig. 5-5 Modeling of boundary conditions for jacket structures··· 107

Fig. 5-6 Frame analysis results according to ground conditions (1)···· 110

Fig. 5-7 Frame analysis results according to ground conditions (2)···· 111

Fig. 5-8 Frame analysis results according to ground conditions (3)···· 111

Fig. 5-9 Deformed shape··· 111

Fig. 5-10 Frame analysis results according to ground conditions(Under a strom)·· 112

Fig. 5-11 Nominal stresses at the joint according to ground conditions···· 113

Fig. 5-12 Result by detailed analysis (Case1) ·········································· 115

Fig. 5-13 Result by detailed analysis (Case2)··· 115

Fig. 5-14 Result by detailed analysis (Case3)··· 115

(12)

Fig. 5-15 Result by detailed analysis (Case4)··· 116

Fig. 5-16 Result of detailed analysis (Case5)··· 116

Fig. 5-17 Distribution of Hot-Spot stress for lower brace··· 117

Fig. 5-18 Stress distribution by frame and detailed analysis models for the N-joint lower brace·· 118

Fig. 5-19 SCF verse ground condition··· 123

Fig. 6-1 Details loaded by nominal normal stress··· 125

Fig. 6-2 Fatigue strength curve of welded tubular joints for various categories··· 126

Fig. 6-3 Relationship between Hot-Spot stress and fatigue life··· 128

Fig. 6-4 Plot of fatigue life according to serviced time························· 130

Fig. 6-5 Estimation of fatigue life for ground condition··· 132

(13)

Evaluation of Stress Concentration Factor And Fatigue of Jacket Structure According to Geometrical And Boundary Condition

Lee, Jun Ho

Department of Civil and Environmental Engineering Graduate School of Korea Maritime and Ocean University

Abstract

The fixed jacket structure is one of the representative substructure types of the offshore platform. It is currently a structure that can be used for a wide variety of facilities, such as offshore facilities at petroleum base and offshore wind power plants. However, fixed jacket structures are subject to fatigue due to wind and waves that are continuously and randomly applied during the serviced time. In particular, welded joints are structures that are vulnerable to fatigue during the time of service due to the effects of geometric shapes. Therefore, it is important to assess the fatigue strength of the joints in order to improve the safety of the fixed jacket structure.

In this study, the existing design formula for K-Joint, the stress concentration factor (SCF) of Eftymiou and Lloyd s Register equation were ' compared to validate the tubular point FEA model. The characteristics of the stress concentration factor (SCF) of the joint by finite element analysis were analyzed in the jacket structure where the actual load conditions of the existing design were applied.

The structural analysis was performed on existing jacket structures considering the effects of corrosion according to the serviced time, and the tendency of hot spot stress and stress concentration(SCF) was analyzed. In addition, the characteristics of trends in stress concentration factor(SCF) considering subsea ground conditions were analyzed.

(14)

The fatigue strength for KT- and N-joints in the tubular steel pipe of jacket structure is not clearly indicated, so the characteristics of fatigue life trends according to the number of serviced time and subsea ground conditions were analyzed.

KEY WORDS: Stress Concentration Factor ; Hot Spot Stress ; Jacket structure ; Geometric Parameter ; Fatigue Life

(15)

자켓구조물 용접이음부 기하학적 조건과

경계조건에 따른 응력집중계수 및 피로안전성 평가

이 준 호

한국해양대학교 대학원 토목환경공학과

요 약

고정식 자켓(Jacket) 구조물은 천해영역의 해양플랜트 구조에 적용되는 대 표적인 구조형식 중의 하나이며 현재 석유 기지 시설의 접안 시설물과 향후 , 친환경 해상 풍력발전 시설물 등에 매우 다양한 형식으로 사용될 수 있는 구조물이다 그러나 자켓 구조물은 공용기간 동안 풍하중 및 파랑하중 등과 . , 같이 자연에 의해 발생하는 다양한 외력을 지속적이며 랜덤하게 받게 되어 피로현상에 의한 문제가 발생되었다 특히 용접이음이 집중되는 이음부는 기. 하학적 형상의 영향 등에 의해 공용 중에 피로에 대하여 취약한 구조가 될 수가 있으므로 고정식 자켓 구조물 구조의 안전성 향상을 위해서는 이들 이 음부의 피로강도 평가가 중요할 것으로 판단된다.

이 연구에서는 관이음부(Tubular Joint) 유한요소 모델을 검증하기 위하여

형 이음부에 대한 기존 설계식인 와 방정식의 응

K Efthymiou Lloyd`s Register

력집중계수(SCF)를 비교하였으며 기존 설계 공용하중 조건에서 실제 적용된 , 자켓 구조물을 대상으로 유한요소해석을 통한 연결부에 대한 응력집중계수 특성을 분석하였다.

또한, 3차원 기하학적 특성을 갖는 실물 자켓 구조물을 대상으로 해역별 비말대 에 따른 부식 영향을 고려한 구조해석을 통하여 사용년수에 따른 핫 ( )

스팟 응력(HSS) 및 응력집중계수의 경향에 대한 특성을 분석하였으며 해저 , 지반 조건을 고려한 구조해석을 통하여 실물 자켓 구조물 이음부에서의 응 력집중계수의 경향에 대한 특성을 분석하였다.

(16)

그리고 자켓 구조물의 원형 강관에 대한 피로 강도는 국내 기준이 명확하, 게 제시되고 있지 않아 사용년수 및 해저 지반 조건에 따른 피로수명 경향 에 대한 특성을 분석하였다.

KEY WORDS: 응력집중계수 핫스팟 응력 자켓구조물 기하학적 형상계수 피로 ; ; ; ; 수명

(17)

제 장 서 론 1

연구배경 및 목적 1.1

해양 플랫폼은 해저면(Seabed) 깊은 곳에 생성된 오일 및 가스를 추출하기 위하여 만들어진 해양 구조물(Offshore Structure)이다 이러한 구조물은 . Fig.

에서 보는 것과 같이 수심에 따라 여러 가지 형태로 존재하며 일반적으로 1-1

상부구조와 이를 지지하는 하부 구조로 구성되어 있다 그 중 하부 구조가 해. 저면에 고정된 것을 고정 플랫폼(Fixed Platform)이라 칭한다. Sub-sea Steel을 제외하고 설치된 대부분의 해양 플랫폼은 고정 플랫폼이며 하부구조는 Fig.

및 에서 보는 것과 같은 철강 혹은 콘크리트로 만들어진다 1-2 Fig. 1-3

(www.kosen21.org).

고정 플랫폼 중 콘크리트 플랫폼이 차지하는 비중은 극히 미약하며 대부분 격자형 하부구조를 가진 철강 고정플랫폼(Steel fixed Offshore Platform)이다. 이 플랫폼은 이하 자켓 플랫폼이라 칭한다.

Fig. 1-6 Various types of offshore platform

(18)

Fig. 1-7 Steel 자켓,“Britannia”in United Kingdom

Fig. 1-8 Concrete platform,“Troll”in Western Norway

해양 플랫폼 구조물의 공용수명은 일반적으로 25년이며 이를 경과하면 해체 시기에 진입하게 된다. Fig. 1-4에서 보는 것과 같이 2,000년 이전에 설치된 해 양 플랫폼은 5,862개이며 1970년대 이후부터 약 1,900개의 구조물이 해체되었 다 하지만 년 이상 된 해양 플랫폼 구조물이 아직 다수 운용되고 있다 한국. 30 .(

해양수산개발원 KMI 보고서, 2012).

(19)

Fig. 1-9 Platforms installed and removed

에는 아시아 태평양 지역의 해양 플랫폼 구조물 설치 현황을 나타내 Fig. 1-5 -

었다 아시아 태평양 지역 해양 플랫폼 설치 현황을 보면 해양 플랫폼은 . - 1,732 개 인도네시아 ( 485 , 개 태국 265 , 개 말레이시아 249개 둥 이며 대부분 고정식 플) , 랫폼이며 FPSO(부유식 원유 생산 저장 하역 설비 는 ) 50개에 불과하다. (Brian Twomey, 2010, 2011).

Fig. 1-10 Installation of offshore platforms in the Asia-Pacific region

(20)

이러한 것으로 볼 때 고정식 자켓 구조물은 대양에서 풍하중 파랑하중 등과 , 같이 자연에 의해 발생하는 다양한 외력을 구조물 사용기간 동안 지속적이며 랜덤하게 받게 되므로 이들 하중작용에 의한 피로현상이 발생하게 되며 특히 용접이음이 집중되는 이음부는 기하학적 형상의 영향 등에 의해 공용 중에 피 로에 대하여 취약한 구조가 될 수 있다 그러므로 고정식 자켓구조물의 안전성 . 향상을 위해서는 이들 이음부의 피로강도 향상이 필요할 것으로 판단된다 국. 내 외의 해양구조물 관련기준에서는 자켓구조물 등과 같은 구조부에서의 연결· 이음부 구조상세 및 피로강도에 대한 규정이 제정되어있으나 피로에 취약한 , 구조상세인 이음부의 피로강도향상에 대한 연구는 제한적으로 수행되고 있다.

그러므로 해양구조물의 경제성 및 사용 확대를 위해서는 피로 취약부를 개선시 킬 수 있는 방안에 대한 연구가 필요할 것으로 사료된다.

이 연구에서는 자켓구조물 이음부 기본 이음형태의 하나인 형 이음부를 대K 상으로 이음부에 관계되는 다양한 기하학적 형상과 응력집중과의 관계를 기존 제안식과 비교하여 여러 가지 매개변수를 사용하여 응력집중에 미치는 영향평 가를 실시하고자 한다 또한 차원 기하특성을 갖는 실물 자켓구조물을 대상으. 3 로 설계 시 중요한 외력 인자 중 하나인 파랑하중에 대한 영향 해역별 비말대, ( / 간만대 해수중 에 따른 부식영향 해저지반조건을 고려한 구조해석을 통하여 실/ ) , 물 자켓구조물 이음부에서의 응력집중계수 및 거동특성을 분석하고자 한다.

(21)

연구동향 1.2

이 연구에서는 해양플랜트 구조물에서 대표적으로 많이 적용되고 있는 자켓 구조물의 원형강관 이음부에 대하여 연구를 실시하였다 해양플랜트 자켓구조. 물의 피로강도는 이음부의 구조상세에 따라 다양하므로 무차원계수에 대한 다 양한 매개변수 해석이 필요하다 또한 복잡한 이음부의 구조상세에 응력집중을 . 최소화시킴으로써 피로강도의 효율을 높일 수 있을 것으로 판단된다 따라서 . 이러한 무차원계수와 응력집중계수와의 관계를 알아보기 위하여 관련 연구동향 분석을 실시하였다.

는 원형관 이음부 코드 에 브레이스 를 연결하는 M.M.K. Lee(1999) (Chord) (Brace)

연안구조물의 기하형상에 대한 매개변수 연구로 K-, Y-, X 및 T 접합부의 최 대 내부 용접 응력집중계수와 최대 외부 용접 응력집중계수의 비율을 조사했 다. 3차원 Solid 유한 요소 모델을 사용하여 수행된 연구는 축 면내 및 면외 휨, 하중 하에서 이음부 유형에 대한 응력집중계수의 데이터베이스를 생성했고 다, 양한 하중 모드에 대한 각 이음부의 유형에 대하여 다중회귀분석으로 R 계산 을 위한 설계 방정식을 제안하였다 하지만 하중 조건이 단일 경우에 대한 응. 력집중계수를 제안하고 있어 복합 하중 조건인 실제 구조물의 이음부에 적용은 어려운 것으로 판단된다.

는 에서 실물 크기 강

HSE(1997) OFFSHORE TECHNOLOGY REPORT-OTH 354

관 및 아크릴 이음부 시험체로부터 측정된 응력집중계수의 데이터베이스로부터 방정식을 개발하였다 또한 피로 설계에 어떤 매개변수를 LR(Lloyd’Register) .

사용하여 응력집중계수를 산출할 수 있는지를 실험 테스트, FE 분석 또는 매개 변수 방정식을 통하여 응력집중 값을 도출하기 전에 고려해야 하는 절차를 보 다 구체적으로 제시하였다 이 보고서에서는 새로운 . LR 방정식을 포함한 기존 의 단순 원형관에 대한 응력집중계수의 매개변수 공식 세트를 제안했으며5 ,

피로 지침의 권장사항으로 수정된 방정식과 방정식 세트만

HSE LR Efthymiou 2

제안하였다 하지만 기하학적 매개변수로부터 계산되어 지는 각각의 방정식의 . 경향이 상이하여 실험 및 해석을 통한 추가 연구가 필요한 것으로 사료된다.

(22)

외 인은 용접된 원형관 형 이음부의 응력집중과 피로 설계 Karamanos(2000) 2 K

에 미치는 영향에 대한 포괄적인 연구를 제공하였다 응력집중계수의 신뢰성있. 는 결정을 위한 설계지침으로 용접된 중공관 형 이음부의 피로 설계에 사용K 되도록 제공하였으며 응력집중계수 설계 값은 수치적 유한요소 결과를 기반으, ( ) 로 무차원 이음부 매개변수의 관점에서 그래프 및 방정식의 형태로 제공하였 다.

이희종(1988)은 해양구조물의 원형관 이음부에 대한 피로수명 산출법을 위하 여 형 원형관 용접이음부 표면 균열의 응력집중계수 거동을 분석하였다X . 16개 의 다른 형태와 크기의 용접표면 균열을 차원 유한요소 모델에 의해 분석하고 3 분석결과를 이용하여 응력집중계수를 구조적인 관점에서 해석하였다.

김재동(1995)는 실험 및 수치적 접근을 통해 해양구조물 원통형 연결부의 구 조강도를 해석하고 기존의 설계기준 및 경험식의 타당성을 비교 평가하고 아, , 울러 해양구조물 원통형 연결부의 구조강도 해석기법을 확보하고자 하였다, .

조현만(1996)외 인은 관이음부의 응력해석에 대해 고찰하고 유한요소해석 프3 로그램을 사용하여 얻은 결과를 기존의 실험식들과 비교 검토하였다 또한 일. 반적으로 많이 사용하는 규격부재의 형상치수를 사용하여 관이음부를 보강하지 않은 경우와 보강한 경우에 있어서 관연결 형태 중 구조가 간단한 형 관이음T 부를 해석하고 브레이스(Brace) 및 각부의 기하학적 형상변화 및 경계조건의 변화에 따른 최대 주응력과 응력집중계수의 변화를 정리하여 관형재를 이용하 는 강구조물의 해석 및 설계에 기초자료를 제공하였다.

조규남(1990)은 해양 구조물에 대한 확률적 기법을 이용한 스펙트럴 피로해석 방법에 대하여 기술하였고 각종 공식을 이용한 응력집중계수와 유한요소법을 , 이용한 응력집중계수 산출방법 및 피로수명에 대한 그 영향에 대해서 연구하 고, S-N선도의 선택과 해상상태의 간략화 문제등에 관해서 다루었다.

임성우(2005)외 인은 1 API 2W Gr.50강재의 실구조물 크기의 K-type tubular

를 제작하여 하에서의 피로시험을 수행한 결과

Joint Balanced in-plane Bending

응력집중계수는 2.85로 계산되었다 피로시험결과 핫스팟 응력을 바탕으로 . IIW,

(23)

DnV, RP-C2003, API RP 2A-WSD ΔShs-N선도와 비교한 결과 선도를 만족하 며 YS 355MPa급 강재의 피로성능을 가지는 것을 확인하였다.

이제명(2010)은 핫스팟 응력을 비교하고 차이점을 설명하기 위해 가지 용접 4 구조 상세 내역에 서로 다른 평가 방법을 적용하였다 용접 접합부의 구조적 . 핫스팟 응력 연산을 위한 다양한 방법과 절차가 존재하지만 핫스팟 응력 접근, 방식에 관한 국제 용접 연구소(IIW) 가이드라인 내 권고사항은 피로 용접 접합 부에 대한 참조 응력 근사치를 잘 제공하는 것으로 확인되었다 라운드 로빈 . 응력 해석 및 여러 용접 구조 세부사항의 실험 결과에 기초한 적절한 유한 요 소 모델링 및 핫스팟 응력 평가 기법을 권장 및 제안하였다.

장우선 등(2010)은 강관 트러스교의 용접 접합부를 핫스팟 응력에 의한 방법 을 이용하여 예측을 하였고 그 결과는 경험적인 방법으로 산출된 피로응력이 , 유한요소해석에 의한 값보다 큰 값임을 알 수 있었다 따라서 일반적으로 설계. 할 경우에는 경험적인 방법을 사용하여도 무방하나 유한요소해석에 의한 방법, 으로 검토한 결과 강관부재가 원형보강재나 충전콘크리트로 보강된 경우에는 , 보강되지 않는 경우보다 원형보강재로 보강한 경우는 피로응력의 값이 작게 산 출되고 충전 강관의 경우는 상대적으로 매우 작은 값을 나타내고 있어 피로응 력에 매우 안정적임을 알 수 있었다 이는 피로응력이 주관의 면외 변형에 의. 한 표면응력이 지배적임을 알 수 있다 추후에 핫스팟 응력에 의한 피로설계 . 중 시험체에 의한 방법으로 검토하여 유한요소해석에 의한 값과 비교 검토가 필요하며 향후 강관부재를 적용하여 교량계획을 하는 설계실무 방향을 제안하, 였다.

(24)

연구내용 및 범위 1.3

이 연구는 고정식 자켓구조물 용접 이음부 안전성 향상을 위해서 응력집중계 수 분석을 통한 피로강도 평가를 수행한 연구이다 이를 위하여 연구에서는 먼. 저 자켓 구조물 관이음부 기본 이음 형식의 하나인 형 이음부를 대상으로 관K 이음부의 다양한 기하형상에 대한 파라메터 평가를 프레임 해석 및 상세 유한 요소해석에 기초하여 응력집중계수의 변화특성을 분석하였다 그리고 해석결과. 를 기존 연구에서 제안된 응력집중계수 산정식인 Efthymiou식과 Lloyd's

식의 응력집중계수와의 비교를 통하여 자켓 구조물 피로평가에 간편하 Register

게 적용할 수 있는 핫스팟 응력 평가방법을 제시하고자 한다 다음으로 실제 . 자켓 구조물 연결 이음부를 대상으로 기본 이음 형식에서 도출한 공칭응력 및 핫스팟 응력을 기반으로 하는 응력집중계수 평가기법의 적용성을 검토하고 이, 에 대한 활용성을 자켓 구조물의 사용년수 및 지반 조건 변화를 매개변수로 하 여 응력집중계수를 평가하였다.

본 논문의 구성내용을 요약 정리하면 다음과 같다, .

제 장 1 서론에서는 이 연구의 배경 및 목적 연구동향에 대해 기술하였다, . 제 장 2 자켓구조물 중공관 이음부 거동에서는 자켓구조물 중공관 이음부의 응력집중에 대한 이론 및 기존 설계이론에 대해 기술하였다.

제 장 3 형상계수에 따른 응력집중계수 평가에서는 자켓 구조물 관이음부 기 본 이음 형식의 하나인 형 이음부를 대상으로 관이음부의 다양한 기하형상에 K 대한 파라메터 평가를 프레임 해석 및 상세유한요소에 기초하여 응력집중계수 의 변화특성을 분석하였다 그리고 해석결과를 기존 연구에서 제안된 응력집중. 계수 산정식인 Efthymiou식과 Lloyd's Register식의 응력집중계수와의 비교를 통하여 자켓구조물 피로평가에 간편하게 적용할 수 있는 핫스팟 응력 평가방법 을 기술하였다.

제 장 4 사용년수에 따른 자켓구조물 거동 평가에서는 장에서 제시한 응력집3 중계수 평가기법을 해역별 비말대 에 따른 부식영향을 고려하여 사용년수별 응( )

(25)

력집중계수의 경향 및 설계적용 방향에 대해 기술하였다.

제 장 5 지반조건에 따른 자켓구조물 거동 평가에서는 장에서 제시한 응력집3 중계수 평가기법을 해저 지반조건을 고려한 자켓구조물의 응력집중계수의 경향 및 설계적용 방향에 대해 기술하였다.

제 장 6 피로수명 분석에서는 이 연구의 대상구조물에 대하여 연구에서 제시 한 응력집중계수 평가기법을 적용하여 구조물의 부식 및 해저 지반조건에 따른 피로수명의 경향에 대해서 기술하였다.

제 장 7 결론에서는 이 연구에서 도출된 결론과 향후 연구과제를 기술하였다.

Fig. 1-11 Flow of SCF`s determination for jacket structure

(26)

제 장 자켓구조물 중공관 이음부 거동 2

개 요 2.1

이 연구에서는 공용하중 조건에서 실제 적용된 자켓 구조물을 대상으로 유한 요소해석을 통한 이음부의 응력집중계수를 산정하여 피로 거동의 특성을 분석 하였다.

먼저 대상 구조물에 대해 형상계수와 설계기준을 고려하여 대상 구조물의 , 적정성을 검토하였으며 피로와 밀접한 관련이 있는 응력집중계수에 대해 형 , K 이음부를 대상으로 기존 참고문헌과 비교하였다 또한 차원 형상의 . 3 KT형 및

형 이음부에 대해서도 공용하중 조건에서의 응력집중계수를 분석하였다

N .

자켓구조물의 개요 2.1.1

자켓 구조물은 해저면에 타설되어 있는 파일에 의해서 고정된다 즉 자켓의 . , 메인 기둥이 파일을 감싸고 있는 형태로 지지되고 있으므로 그 이름이 자켓이 라 불리고 있다 자켓은 주로 원형 실린더 부재로 구성된 철골 구조이다 자켓. . 의 상부에 갑판을 설치하고 그곳에 처리설비 거주설비 등을 탑재한다 일반적, , . 으로 자켓은 육상에서 건조되어 유전이 있는 해역까지 이동시키는데 이동 및 , 설치 방법은 자켓의 크기나 이동경로의 해상상태에 따라 다음과 같이 나누어진 다.

가 자체 부유식 . : 2개의 기둥이 부력재의 역할을 하게하고 그 부력을 이용, 하여 부양한 상태로 설치장소에 예인한 후 기둥 속에 물을 주입하여 착저시킨 다 그러나 . Leg가 큰 만큼 파랑하중이 크게 작용하고 물을 주입하기 위한 밸라 스트 장치로 인해 부가적인 설비가 필요하게 된다.

나 바지 진수식 . : 자켓을 진수바지(Launching Barge)에 탑재하고 예인선에 의해 설치장소까지 이동시킨 후 바지로부터 진수시킨다 이 방법은 진수 시 부.

(27)

가적인 외력 지탱을 위한 강도 증가와 진수용 프레임 등이 요구된다.

현재 자켓은 상당한 수심까지 설치되고 있다 예를 들면 맥시코만 앞바다의 . 코냑(COGNAC) 유전은 수심 1,025ft(312m)까지 자켓이 설치되었으며, 1988년에 는 멕시코만의 수심 1,350ft(411m)의 장소에 세계최대의 자켓(BULLWINKLE)이 건설되었다.

관이음부 개요 2.1.2

관형재(Tubular Member)는 좌굴이나 비틀림에 대한 강한 강성을 가지며 유, 동장에서 항력계수가 작고 충격하중에 대하여 영향을 적게 받으며 최소한의 , , 도장 면적을 가지고 있는 이유로 해양 및 육상 우주 구조물에서 다양하게 사, 용되고 있다 특히 자켓구조물과 같은 해양 구조물에는 관형제가 주로 사용되. 며 관형재로 이루어진 연결부를 관이음부, (Tubular Joint)라고 한다.

관이음부는 두 개 이상의 부재가 교차되는 구조물의 일부분으로서 구조 부재 의 연결 시스템이다 관이음부의 대표적인 형상은 . Fig. 2-1과 같이 주부재와 지 부재로 구성된다.

Fig. 2-1 Typical tubular joint

(28)

주부재를 코드(Chord)라고도 하며 해양구조물에서 Leg로 주로 사용된다 지부. 재는 하중이 재하되거나 주부재로 하중을 전달하는 역할을 하며 브레이스

라고 한다 (Brace) .

관이음부의 종류는 주부재와 지부재의 연결형태에 따라 Fig. 2-2와 같이 분류 된다.

Fig. 2-2 Classification of tubular joints by shape

주부재의 축과 지부재의 축이 동일평면상에 있으면 평면 이음부(Uni-planar 하고 부재 축들이 한 개의 평면이 아닌 다수의 면 사이에서 존재하면 다 joint) ,

평면 이음부(Multi-planar joint)라고 한다 또한 형이나 형. T Y , K형 이음부와 같 이 지부재가 주부재의 한 면에 연결되어 있는 단일 이음부(Single joint), X형 이 음부와 같이 지부재가 양면에 연결되어 있는 이중 이음부(Double joint)로도 분 류할 수 있다 이와 같이 분류하여 형 이음부를 . X DT(Double T)형 이음부라고도 한다.

관이음부 설계기준 2.1.3

(29)

관이음부 설계에 대해서 ESDEP 15A.7의 “Tubular Joints in Offshore 에서는 다음 및 과 같은 기준을 적용하고 있다

Structures" Fig. 2-3 .

원형 용접접합까지의 거리는 이상 또는 코드 직경의 1) Can length 300mm ,

이상으로 위치시켜야 한다

1/4 .

원형 용접접합까지의 거리는 이상 또는 브레이스 2) Stub length 600mm ,

직경 이상으로 위치시켜야 한다

(Brace) .

두 브레이스 간의 간격 는 실제로 미만을 사용할 수 없기 때

3) (Brace) g 50mm

문에 대부분의 설계자는 70~75mm를 사용한다.

두 브레이스 의 중심선의 교차점과 코드의 중심선까지의 거리를 편 4) (Brace)

심거리 로 정의하며 코드의 직경의 e , 1/4 이내에 위치시켜야 한다. 과 의 두께 변환은 대 의 경사를 주어 부드럽게 한다

5) Can Stub 1 4 .

Fig. 2-3 Tubular joint arrangement

(30)

기하학적 무차원 형상비 2.1.4

관이음부에서 정적강도 및 응력집중계수와 같은 구조적 거동은 기하학적 치 수들을 무차원화한 계수들과 이음부의 종류에 따라 표현된다(Graff, 1981;

김 이음부의 가하학적 무차원 계수에는 와 같이 Marshall, 1992; , 1996). Fig. 2-4

주부재의 길이계수()와 직경비(), 반경 두께비- (), 두께비(), 지부재의 간격계 수() 등이 있다.

: Inclination of the Brace(s) with Chord axis

: 2L/D (L : Chord length, D : Chord diameter)

: d/D (d : Brace diameter, D : Chord diameter)

: g/D (g : Gap, D : Chord diameter)

: t/T (t : Brace thickness, T : Chord thickness)

: D/2T (D : Chord diameter, T : Chord thickness) Fig. 2-4 Geometric notaitons for a K-Joint

주부재의 길이계수(=2L/D)는 주부재의 길이와 반경의 비로서 이음부의 종, 류에 따라 각기 다른 특성과 관련 있다. T형 관이음부의 경우에는 주부재의 굽 힘 특성을 나타내며 주부재의 단부변형을 구속하기 위해 설치되는 격벽 의 배치 위치에 대한 기준이 된다 또한 이음부를 모형실험 할 경우

(diaphragm) .

지점사이의 거리를 결정하는 지표가 된다 그러나 설계과정에 있어서 길이계수. 를 고려하는 것은 어려운 일이므로 부재의 전체 굽힘 특성은 이음부의 국부적 인 강도 및 응력특성과는 별도로 취급하는 경우가 많다.

일반적으로 형 관이음부의 경우에 길이계수가 이음부 강도에 영향을 미치X 므로 강도에 영향을 주지 않도록 주부재의 길이를 적정 길이 이상으로 설정하

(31)

여 주부재의 단부영향을 최소화 할 필요가 있다 한편 형 관이음부의 경우에 . K 경사 지부재에 작용된 하중이 주부재나 또는 이웃하는 지부재를 경유하여 외부 로 전달되기 때문에 주부재의 길이효과는 고려할 필요가 없다.

직경비(=d/D)는 지부재와 주부재의 직경비로서 이음부의 조밀도 를 나타내고 지부재 하중의 집중도에 대한 기준이 된다

(Compactness) . 는 이

음부 강도에 큰 영향을 미치므로 지부재의 직경을 전체적으로 또는 이음부 근 처에서 증가시킬 경우 이음부 강도를 효과적으로 증가시킬 수 있다 일반적으. 로 가 작을 경우에 펀칭전단파손(Punching Shear Failure)이 일어나기 쉽고,  가 0.8 이상인 경우에는 주부재의 붕괴파손(Collapse Failure)이 발생하기 쉽다. 또한 는 이음부의 응력분포에 영향을 미치므로 지부재 하중이 주부재에 전달 되는 과정과 관련이 있다 즉 축하중을 받는 형 이음부에서 . , T 가 작은 경우 하중의 대부분이 지부재 교차선의 위치에서 가장 낮은 점(Saddle Point)을 통하 여 주부재로 전달되지만, 가 에 근접하는 경우에는 교차부의 응력분포가 점1 차 균일하게 된다.

반경 두께비- (=D/2T)는 주부재의 반경에 대한 주부재의 벽두께비로서 주부재 의 원주 방향 강성도의 기준이며 일정 범위까지는 이음부의 강도에 영향을 주, 기 때문에 주부재의 두께를 증가시키면 이음부의 강도는 증가한다 또한 압축. 하중을 받는 형 관이음부의 경우에 T 가 증가함에 따라 응력집중계수는 감소 한다. 의 값이 큰 것은 주부재가 더 유연하고 약하다는 의미이다.

두께비(=t/T)는 지부재와 주부재의 벽두께비로서 지부재 단면이 파손될 때 주부재벽의 파손여부에 대한 기준이 된다.

간격계수(=g/D)는 지부재 사이의 간격과 주부재 직경의 비로서 한 개 이상, 의 지부재로 구성된 이음부의 해당 지부재에서 다른 지부재까지의 인접도를 나 타낸다 이음부의 형상으로 보면 형 또는 . K KT형 이음부에 해당하며 두 개의 , 지부재가 접근될 경우 부가적인 강도증가 효과의 기준이 된다 여기서 . 가 0.2

(32)

보다 클 경우에 파손하중은 간격과 무관한 반면에 두 지부재가 중첩될 경우에 는 이음부의 강도가 현저히 증가된다 또한 . 는 한 지부재에서 다른 지부재로 의 하중 전달과정을 나타내는데 간격부위에서 국부적인 주부재벽의 굽힘에 대, 한 척도가 된다 결국 지부재 간격이 매우 큰 값일 때는 형 이음부를 개의 . K 2 독립된 이음부로 간주할 수 있다.

핫스팟 응력 산정 2.1.5

기존의 용접 구조물에 대한 피로해석은 공칭응력(Nominal stress)을 기준으로 하는 조인트 형상별 분류기준을 바탕으로 실시되었다 이러한 공칭응력을 이용. 한 접근 방법은 특정 구조물의 실제 치수영향을 고려하지 못하는 단점이 있으 며 이음부 형상이 복잡한 경우는 공칭응력을 평가하기가 거의 불가능하고 응, , 력해석을 실시하더라도 결과의 해석에 많은 어려움이 존재한다.

상기의 이유로 응력평가 기준위치로서 균열발생 예상 취약 부위, (Hot Spot, 이하 핫스팟 를 이용하는 방법이 대두되었는데 이 방법의 특징은 용접 이음부) , 의 치수 및 형상을 고려한 응력평가가 가능하다는 것이며 핫스팟의 응력을 비, 교적 체계적으로 평가할 수 있는 장점을 갖는다.

핫스팟 방법은 해양구조물에 사용되는 관형 구조물의 용접부 피로해석을 위 해 처음 개발되었으며 미국석유협회 , (API; American Petroleum Institute), 미국 용접학회 (AWS; American Welding Society), 프랑스 선급협회 (BV; Bureau

등에 의해 피로설계 규정이 만들어졌고 그 후 모든 종류의 판재 구조

Veritas) ,

물에 까지 확대 적용하고 있다.

응력집중은 형상이나 판 두께 강성이 급격하게 변화하는 개소나 변형이 구, 속되는 개소에서 주변의 평균적인 응력과 비교하여 몇 배의 응력이 발생하는 것을 의미한다 여기서 공칭응력에 대한 최대응력의 비를 응력집중계수라고 한. , 다 응력집중 자체는 매우 국소적인 현상으로 응력으로 이론적으로는 무한대가 . 되나 실제적으로는 재료의 항복강도와 한계점이 된다 이 때문에 응력집중점에 , . 균열이 발생하거나 파괴되거나 하지는 않는다 그러나 문제가 되는 것은 이 점.

(33)

을 기점으로 용접부 등에 존재하던 미소균열이 점차 확대해 가는 계기가 될 수 있다.

한편 Fig. 2-5에 나타낸 것과 같이 강관 이음부에서는 형상이 현저하게 변화 하는 용접지단부에서 응력집중이 발생하는데 이 점의 응력측정은 통상 불가능 하다 따라서 재하시험에 의해 얻어진 지단부 근방에서의 변형률 분포로부터 . 외삽하여 응력집중계수를 산출하고 있다.

Fig. 2-5 Stress distribution of welded joint

의 단면에 나타낸 것과 같이 지단부 근방 즉 노치부 변형률은

Fig. 2-5 A-A ,

선형적이 아닌 곡선적으로 응력이 증가하며 이 지단부에 집중한 응력을 핫스, 팟 응력(Hot Spot Stress, max)이라고 한다 그런데 응력집중 정도를 나타내는 . 응력집중계수를 산출하는 방법에는 여러 가지가 있다 예를 들면 영국 . , DOE 가 이던스에 의하면 용접 영향에 의해 발생하는 국소적인 응력은 무시하며 선형, , 적으로 외삽하여 이것을 핫스팟 응력으로 하며 강관에 발생하는 공칭응력, () 으로 나눈 값이 사용된다.

 max

핫스팟 응력은 구조해석 예를 들면 일반적인 유한요소 해석에서는 정확하게 ,

(34)

얻을 수 없으나 지단부를 모델화한 특수한 요소를 이용한 해석이나 실험에 의, 해 산출된다 즉 선형영역 경계점. , (A, B )점 에서 측정된 변형률이나 응력을 이용 하여 외삽하는 것으로 산출할 수 있다.

응력집중은 이음부에서는 앞에서 나타낸 기둥재 등의 코드와 브레이스 사이 에서 발생한다.

은 형 이음부 구조인 브레이스 반경 판 두께 에 작용하는 단면력

Fig. 2-6 T ( r, t)

으로부터 코드 반경 ( R, 두께 의 관축방향으로 발생하는 관 중심 단면 내에서T) 의 응력분포를 모식적으로 나타낸 것이다 핫스팟 응력 크기는 코드에 작용하. 는 축력이나 면내 면외 휨모멘트 등의 단면력 보다 브레이스 측에 또 브레이· , 스에 작용하는 이들 단면력 보다 코드측에 발생한다 이 교차선 위의 발생위치. 도 축력이나 휨모멘트에 의해 변화한다.

Fig. 2-6 Hot-Spot location

에서 처음으로 기하학적 응력 해석방법을 설계코 ENV 1993-1-1 (Eurocode 3)

드로 규정하였으나 다소 미흡하여 국제용접학회, (IIW)에 의하여 새로운 핫스팟 방법을 포함한 가지 방법이 제시되었다4 .

가 핫스팟의 구조적 응력. (Structural stress)의 정의

핫스팟은 응력 진폭으로 인하여 피로균열이 발생되는 용접 토우부 등을 말하 며 핫스팟에서의 구조적응력 , (Hot Spot Stress, HSS)은 실제 용접 이음부에 의 해서 발생되는 비선형적 응력분포는 다소 과다하게 응력을 평가할 수 있으므로 핫스팟 응력의 응력진폭을 기준으로 Fig. 2-7, Fig. 2-8과 같이 용접 토우부에는

(35)

국부 노치에 의하여 부재 두께방향으로 비선형적인 응력분포가 형성된다 설계. 자는 실제 용접토우 형상을 알 수 없기 때문에 해석적인 평가방법이 필요하나 보 이론 및 거친 메쉬요소를 사용한 유한요소해석의 경우는 응력집중에 대한 영향을 반영하지 못한다 또한 노치의 영향에 의한 응력집중은 노치 계수 및 . 매우 정밀한 메쉬를 통한 유한요소해석으로 가능하나 실제 응력분포를 설계자 가 적용하기에는 어려움이 있다 그러므로 핫스팟의 구조적인 응력으로부터 용. 접에 의한 불연속부의 응력집중 값을 산정하는 것을 IIW 등의 기준에서 제시하 고 있다.

Fig. 2-7 Sum of membrane and flexural stresses acting on the surface of plate.

Fig. 2-8 Nonlinear stress distribution by local notch along thickness of plate

나 핫스팟 방법 적용범위.

국제용접학회(IIW)에서는 핫스팟(Hot Spot)에 의한 방법을 반복 주응력이 주로 용접토우에 수직하게 작용하는 경우와 균열이 용접 토우에서 발생하는 경우의 용접부에 적용하도록 제안하고 있다.

핫스팟은 Fig. 2-9과 같이 Type“a”(판재의 표면에 용접부가 있는 경우 와 ) 판재의 에 용접부가 있는 경우 와 판재를 따라 표면 Type“b”( edge ) Type “c”(

에 용접부가 있는 경우 의 종류로 크게 분류할 수 있다 이 연구의 대상 자켓) 3 .

(36)

구조물은 판재의 표면에 용접부가 있는 경우인 Type“a”에 해당 된다.

Fig. 2-9 Example of Hot-Spot type

는 핫스팟의 용접 형상을 나타내었다 그림에서 보는 것과 Fig. 2-10 type "b" .

같이 판형재의 단부를 용접 연결한 부재로 이루어져 있으며 해당 용접부는 조건에 비하여 얇은 판형재로 응력전달이 있으므로 높은 구조적 응력 type“a”

집중이 발생하게 되어 낮은 피로강도가 발생하게 된다 그러므로 응력집중에 . 의한 영향을 감소하기 위하여 둥근 조인트 형상 및 완만한 연결부 반경을 갖는 것을 추천한다.

Fig. 2-10 Various structural details of type "b"

에서 보는 것과 같이 균열이 용접 루트부에서 발생하여 용착 Fig. 2-11(f)~(i)

금속을 따라 전파하는 경우에는 핫스팟 응력법을 적용할 수 없으며 이 경우 , 내부 균열이 진전되어 용접 금속 외면에 드러나기 전까지는 확인할 수 없으므 로 적절한 설계를 위해서 피해야한다 또한 . Fig 2-9 Type“c”와 같이 용접방 향이 하중의 방향과 일치하는 연속 용접부에서는 노치부의 응력집중에 의한 비

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선형적 응력분포가 발생되지 않으므로 공칭응력 평가법으로 계산하는 것이 타 당하다.

Fig. 2-11 Various locations of crack progress in weld joints

다. FE 해석결과의 평가

구조적 불연속부 및 구조적 핫스팟 응력을 얻기 위한 방법으로 분석적인 방 법은 불가능한 것으로 알려져있으며 일반적으로 유한요소해석(FEA)을 사용하여 평가한다.

유한요소 응력해석은 구조적 핫스팟 응력 진폭을 구하는 것을 목적으로 하기 때문에 적어도 두개 이상의 최대 최소 하중조건에 대하여 해석하여야 하며, , 요소 과 두 가지 요소를 사용할 수 있다 에서는 유 Thin Plate , Shell Solid . IIW

한요소 해석 시 오류를 피하는 방법으로 다음과 같은 사항을 권고하고 있다.

또는 요소는 용접부가 인접하여 국부적인 휨에 의해 구조물의 거 Plate Shell

동에 영향을 받는 경우를 제외 시 적절한 강성을 갖는 수직 또는 경사 Plate 요소에 포함시키는 것이 가능하므로 용접부를 모델링하지 않아도 된다 그러므.

(38)

로 위의 조건을 만족할 때 Plate 또는 Shell 요소는 가파른 응력구배가 있는 구 간에서 사용되는 것을 권장하고 있다.

두께를 절점 입체요소 혹은 8 20절점 요소를 사용하여 한 층으로 모델링 한 경우 두께 방향으로 선형의 응력 분포가 얻어진다 두께를 다층으로 요소 분할. 한 경우 해석결과는 다소 정확한 비선형 응력 분포결과를 얻을 수 있으며 이, 것으로부터 응력이 선형 분포하는 부분 혹은 구조적 핫스팟 응력을 Fig. 2-8과 같이 부분으로 나누어 구할 수 있다 해양 플랫폼 구조물 같은 대형 구조물의 3 . 경우 앞에서 언급한 것처럼 용접 토우부에서 응력 특이성을 나타내는 경우가 , 종종 발생한다 그러므로 노치부의 정확한 결과를 얻기 위해서는 상세 상세요. 소 분할을 이용하여 전체구조를 유한요소해석을 하는 것이 응력을 확인하기 위 한 방법이나 이것은 시간적인 측면 컴퓨팅 능력의 측면에서 비실용적이다 따, , . 라서 핫스팟을 판 두께의 크기로 요소 분할하는 것이 현실적인 방법으로 사용 된다 이러한 과정을 통하여 인접한 위치의 값을 통한 외삽법으로 노치에 의해 . 다소 과장되는 응력의 오차를 상쇄할 수 있다.

라. FE 응력해석을 통한 핫스팟 응력의 평가방법

주부재와 지부재의 연결으로 인하여 심한 불연속부가 있는 경우의 구조물 응 력 해석은 일반적으로 두 단계로 해석을 할 수 있다 첫 번째로 . Coarse 모델을 해석하여 응력 집중부를 확인하고 두 번째로 해당 부위를 모델링하여 경계부, 의 변위(Boundary displacement) 또는 절점 하중(nodal force)를 경계조건으로 상세해석을 수행한다 유한요소해석 등의 결과로부터 얻는 응력 값은 근사해로. 서 엄밀해가 아니므로 응력 집중 부위 요소의 수치적분점의 응력 혹은 Fig.

와 같이 응력 집중부위와 인접한 점을 사용하여 외삽하는 것이 보다 높은 2-12

정확성을 가질 수 있다.

구조적 핫스팟 응력이 외삽에 의해 결정되는 경우 요소 길이는 응력 평가를 , 위해 선택한 기준점에 의해 결정된다 응력의 특이성의 영향을 피하기 위해 일. 반적으로 핫스팟에서 가장 가까운 요소의 값으로 평가한다 따라서 핫스팟 요.

(39)

소의 길이는 첫 번째 기준점으로 부터의 거리에 해당한다 특히 급한 응력 구. 배가 있는 경우 적절한 요소 폭의 선정이 더 중요하며 브레이스, (Brace)와 붙어 있는 주부재 요소의 크기는 지부재 두께 및 용접 각장의 폭을 고려한 폭“w”

를 초과해서는 안된다.

Fig. 2-12 HSS calculation method

의 핫스팟 Type“a”

경우의 구조적 핫스팟 응력

Type“a” σhs는 일반적으로 응력 집중부위로부 터 일정거리 떨어진 절점의 응력을 이용해야 하며 응력집중부위의 응력 및 응, 력구배가 높은 정확성을 가질 수 있도록 요소의 크기를 세분화해야 한다.

1) 핫스팟 지점에서 0.4t를 초과하지 않는 길이의 Fine 메쉬 요소는 식 (2.1) 과 같이 0.4t와 1.0t의 두 절점의 응력을 기준으로 선형 외삽(Linear extra-

할 수 있다 polation) .

     (2.1)

(40)

위에서 정의한 메쉬의 경우 와 의 점의 응력 값으로

2) Fine 0.4t, 0.9t 1.4t 3 2

차 외삽(Quadratic extrapolation)할 수 있다 식 . (2.2)의 방법은 하중의 작용 방향이 급격히 변하는 경우 또는 두꺼운 벽식 구조의 경우로 인하여 핫스 팟 응력이 비선형적으로 현저하게 증가하는 경우에 권장한다.

     (2.2)

핫스팟에서 두께와 동일한 길이를 갖는 고차 요소의 모델은

3) Plate Coarse

식 (2.3)과 같이 0.5t와 1.5t의 응력 값을 기준으로 선형 외삽(Linear extra- 할 수 있다

polation) .

     (2.3)

의 핫스팟 Type“b”

1) 핫스팟 지점에서 4mm를 초과하지 않는 길이의 Fine 메쉬 요소는 식 (2.4) 과 같이 4mm, 8mm와 12mm의 세 절점의 응력을 기준으로 차 외삽2

할 수 있다 (Quadratic extrapolation) .

     (2.4)

핫스팟에서 의 길이를 갖는 고차 요소의 모델은 식 과

2) 10mm Coarse (2.5)

같이 두 요소의 5mm와 15mm의 응력 값을 기준으로 선형 외삽(Linear extrapolation)할 수 있다.

     (2.5)

(41)

관이음부 응력집중계수 산정 공식 2.1.6

강관이음 K-연결부의 응력집중산정식은 주로 해양플랜트 구조물에서 많이 적 용되고 있으며 특히 원형 강관연결부의 응력집중계수를 산정하기 위해서는 다, 양한 실험식 및 이론식이 제안되고 있지만 Efthymiou 방정식이 널리 이용되고 있다(OTH-354, DNV RP-C203_Appendix B, API RP 2A-WSD_Table C5.3.2). 관 이음부의 응력집중계수 산정 공식에 적용되는 각각의 계수값에 대해 Table 2-1 에 나타내었다.

α

γ

Table 2-1 Value of coefficient applied to the SCF calculation

가. Efthymiou 방정식

관이음부의 응력집중계수를 구하기 위하여 는 다음과 같은 식을

Efthymiou

제안하고 있다. 아래에 이 연구에서 대상으로 하고 있는 K이음에 대해 에 의해 제안된 식을 나타내었다 이 연구에서는 자켓구조물에서 발

Efthymiou .

생하는 축하중에 대한 Efthymiou 방정식을 식 (2.6), (2.7)에 나타내었다. 1) Balanced axial load

코드

① (Chord)

      sinm ax

sinm in

sinm ax



    

(2.6)

수치

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참조

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