LNG 선박용 벨로우즈의 제작시 성형방법에 따른 성능 평가 Ⅱ : 저주기 피로 특성 비교

2.1 실험 장치

피로시험 중 저주기 피로시험을 통해 벨로우즈의 수명에 대해 성능을 평가하였다. MTS 구조시험장비와 TMR -211(40CH) 멀티 레코더장비를 사용하여 저주기 피로시험을 실시하였다. 하중을 가해주는 유압시스템의 유압정격은 벨로우즈에 가하는 하중을 계산하여 500kN 이상이 되도록 하였다. 또한 벨로우즈의 스프링상수와 변형률 및 응력 측정을 위해 스트레인게이지를 사용하였다. 실험에 사용된 스트레인게이지의 길이는 5mm이였으며, 6개 채널을 사용하였다. 하중을 부과하는 장치는 유압파워장치와 유압파워 매니폴더로 구성되었다. 스트레인게이지는 Figure 1의 (a), (b), (c)와 같이 벨로우즈 시제품의 1, 3, 5, 6, 8, 10 산 상부에 수직방향으로 장착하였다. 유한요소해석의 결과에 의하면 산의 양측 가장자리 응력이 가장 낮게 나타나므로 시험측정값과 일치하는지 확인하였다. 그리고 1∼6까지 순서대로 채널을 지정한 후, 레코더(recorder)에 연결하여 데이터를 수집하였다. Figure 2에 시험장비 및 데이터 레코더 사진을 나타내었다.

Figure 1:

Test sample and fitted image of strain gauge for fatigue test

Figure 2:

Test equipment

2.2 실험 방법

벨로우즈 시제품은 mechanical 성형방법과 hydraulic 성형방법으로 제작하였다. 벨로우즈는 크게 두 부분, 플랜지와 벨로우즈로 나눌 수 있으며, 플랜지는 양쪽에서 파이프와 벨로우즈를 연결하고, 벨로우즈에서는 온도와 진동 등에 의한 수축과 팽창이 발생한다. 벨로우즈는 형태에 따라 사각형과 원통형으로 나누어지며, 보강여부에 따라 보강된 벨로우즈와 보강되지 않는 벨로우즈로 나눌 수 있는데(있을 때), 본 연구에서는 시제품을 보강되지 않는 벨로우즈로 제작하였다. Table 1에 나타내듯이, 시험시료는 두께가 0.8mm인 STS316L 박판을 두 겹으로 겹쳐 사용하였으며 산의 수는 총 10개, 산의 높이는 10.0mm, 산의 피치는 28.0mm로 설계하였다. 벨로우즈는 “U”자 형상으로 제작되었고, 벨로우즈에 인장이나 압축과 같은 외부 하중을 받지 않는 상태인 자유장을 380.0mm로 설계하였다.

Table 1:

Specification of LNG bellows

벨로우즈에서 저주기 피로시험은 사이클 시험을 통하여 실시하며, LNG 선박용 성형 벨로우즈 규격 수명과 동일한 8,000회를 기준으로 벨로우즈 작동 조건과 동일한 환경에서 시험을 실시하여 제품의 내구성을 평가하였다. 그러므로 사이클 시험은 최대 설계조건과 동일해야 하며, 대부분 정상 작동조건보다 30% 정도의 설계여유를 가진다. 즉, 저주기 피로시험의 최대 인장변위와 압축변위를 벨로우즈의 최대 설계조건이라 할 수 있다.

Table 2는 LNG 선박용 벨로우즈 저주기 피로시험조건을 나타낸 것으로, LNG 선박용 성형 벨로우즈의 실제 사용 환경과 동일한 조건으로 맞추기 위해 최대 인장변위를 +31.0mm, 최대 압축변위를 -31.0mm로 설정하였다. 벨로우즈를 장비에 장착하고 유압장치의 응답속도와 능력을 고려하여 변위의 속도는 0.3Hz로 정하였다. 벨로우즈는 일반적으로 변위를 기준으로 설계되기 때문에 본 시험 또한 변위제어로 시험을 실시하였다. Figure 1에서와 같이 벨로우즈의 하단 플래지면을 고정시키고 상부 플랜지면을 상하로 변위시키면서 인장과 압축을 실시하였다.

Table 2:

Low cycle fatigue test condition of LNG bellows

3.1 Mechanical 성형의 저주기 피로시험 결과

저주기 피로시험은 정격압력이 해지는 조건에서 기계적 응력과 열응력에 의해서 발생되는 최대응력을 견디는지 확인하기 위한 시험이다. 본 연구에서는 두 가지 성형방법으로 제작된 벨로우즈에 대하여 저주기 피로시험을 진행하였다. 저주기 피로시험 전, 변위를 아주 적게 하면서 정밀하게 하중과 변형률을 측정하는 정적시험을 실시하였으며, 변위를 동일하게 하여 3번 반복 시험 후 평균값을 구하였다. 그리고 저주기 피로 시험 전과 후의 최대인장과 최대압축 변위에서 변형률을 비교하였다[8]-[11].

Figure 3은 저주기 피로 시험 전 mechanical 성형방법으로 제작된 벨로우즈의 정적시험 결과를 나타낸 것으로, 변위가 ±26.5mm~±34.0mm 범위로 변화할 때 채널 1∼6까지의 인장응력 및 압축응력을 확인할 수 있다. 측정된 변형률에 재료의 탄성계수를 곱하여 응력을 계산하였으며, 응력 계산식은 다음의 식 (1)과 같다.

Figure 3:

Experimental results of mechanical forming before low cycle fatigue test

이때, σ는 응력이고 Ε는 재료의 탄성계수이며 ε는 변형률이다. STS316L의 탄성계수 Ε는 상온(25℃)에서 195GPa이다. 따라서 Figure 3의 응력을 분석한 결과, 인장과 압축 응력 합계는 30.85mm의 변위에서 채널 1번의 값이 591.2MPa로 가장 적었으며, 채널 3, 5번의 값이 879.4MPa과 853.3MPa로 높게 나타났고, 30.85mm의 변위에서 채널 3번이 가장 큰 응력을 받는 것을 확인할 수 있었다. 또한 기계적 성형방법으로 제작된 벨로우즈는 채널별 변형률 및 응력에서 큰 차이가 발생하는 것을 알 수 있었다. mechan-ical 성형방법의 경우, 벨로우즈의 산을 하나씩 제작하므로 제작방법에 따른 산의 높이와 두께의 차이에 기인한 것으로사료된다.

Figure 4는 저주기 피로 시험 전 mechanical 성형방법으로 제작된 벨로우즈를 축 방향으로 ±26.5mm~±34.0mm까지 인장과 압축시켰을 때, EJMA 9판 간편식으로 계산한 값과 인장과 압축 응력의 합산 값을 비교한 결과를 나타낸다. EJMA 9판 간편식은 벨로우즈제작자협회에서 제품을 제작한 경험과 이론식을 조합한 것으로, 내부에 가해지는 압력 및 변위에 의한 막 응력과 굽힘 응력의 합으로 구해진다. 변위가 30.85mm일 때, mechanical 성형 벨로우즈는 EJMA 9판 간편식으로 계산한 값과 최대 응력 비율이 약 74.1%이였다. 즉, EJMA 9판 간편식으로 계산한 값은 mechanical 성형법으로 제작된 벨로우즈보다 약 25%의 설계여유를 갖는 것을 알 수 있었기에 EJMA 간편식으로 계산한 설계출력은 사용하기에 적합한 것으로 판단되었다.

Figure 4:

Experimental results of compressive and tensile stress before low cycle fatigue test on mechanical forming

결론적으로 mechanical 성형방법으로 제작된 벨로우즈를 0∼±31.0mm로 인장과 압축을 8,000회 저주기 피로시험을 진행했을 때, 파손된 부분이 발견되지 않았다. 이는 변형률이 소성의 경계를 넘어선 범위에서 저주기 피로시험이 실시되었지만, 정해진 수명인 8,000회에는 문제가 없었다.

3.2 Hydraulic 성형의 기계적 특성 결과

벨로우즈를 hydraulic 성형방법으로 제작하여 전과 동일한 방식으로 저주기 피로시험을 진행하였다. 저주기 피로시험 전 정적시험을 실시하여 변형률을 측정하였으며, 저주기 피로시험 전과 후의 최대인장과 최대압축에서의 변형률을 비교하였다.

Figure 5는 hydraulic 성형방법으로 제작된 벨로우즈에 대하여 저주기 피로시험 전의 정적시험을 실시하였을 경우, 채널별 인장과 압축에서 ±26.5mm~±34.0mm까지 변위에 따른 응력을 나타낸다. 인장과 압축시의 변형률에 재료의 탄성계수(E) 195GPa을 곱하여 1~6 채널별 응력을 계산하였다. 변위가 ±30.85mm에서 인장과 압축의 응력의 합계는 채널 1번과 채널 6번이 772.1MPa과 769.2MPa인데 반하여 채널 2번의 합계응력은 817.6MPa로 가장 높았다. 그리고 채널별 응력의 차이는 mechanical 성형법으로 제작된 벨로우즈에 비하여 크지 않았다. 시험전과 동일하게 채널 1번 및 6번에서 응력이 가장 작았다. 또한 hydraulic 성형방법으로 제작된 벨로우즈는 기계적 성형법으로 제작된 벨로우즈 보다 채널별 응력의 차이가 크지 않았다. 제작방법에 따른 산의 높이와 두께의 산포가 적고 그로인해 응력의 차이가 작았다. 인장의 응력은 압축에 비하여 적었다.

Figure 5:

Experimental results of hydraulic forming before low cycle fatigue test

Figure 6은 저주기 피로 시험 전 hydraulic 성형방법으로 제작된 벨로우즈를 축 방향으로 ±26.5mm~±34.0mm까지 인장과 압축시켰을 때, EJMA 9판 간편식으로 계산한 값과 인장과 압축 응력의 합산 값을 비교한 결과를 나타낸다. 변위가 30.85mm일 때, 채널 1번과 6번에서 775.5MPa과 773.3MPa로 다른 채널보다 적었고, 채널 2번에서 823.4MPa로 가장 높았다.

Figure 6:

Experimental results of compressive and tensile stress before low cycle fatigue test on hydraulic forming

그리고 hydraulic 성형방법으로 제작된 벨로우즈를 0∼±31.0mm로 8,000회의 인장 및 압축 저주기 피로시험 결과, 파손된 부분이 발견되지 않았다. 이를 통해서 응력이 소성변형의 경계를 넘은 범위에서 저주기 피로시험이 실시되었을지라도, 정해진 수명인 8,000회까지 문제가 발생하지 않았다. Figure 4와 6의 변위 30.85mm에서 기계식 인장과 압축의 합산응력은 763.0MPa이고, 유압식 합산응력은 791.3MPa으로 유압식 채널의 응력이 높았다. 이는 hydraulic 성형 벨로우즈가 기계식 벨로우즈에 비하여 수명이 불리하다는 것을 알 수 있었다.

3.3 저주기 피로시험에 따른 스프링상수의 변화

Figure 7에 mehcanical 및 hydraulic 성형방법으로 제작된 벨로우즈의 축 방향 변위를 ±26.5mm에서 ±34.0mm까지 변화시킬 때, 실제 측정된 하중과 스프링 상수를 비교하여 나타내었다. 스프링상수가 차이를 보이는 원인은 mechan-ical 성형법으로 제작된 벨로우즈의 경우, 산 높이를 성형할 때 2∼3회 동안 고정되어 있는 상부금형과 하부금형의 한정된 길이를 성형하므로 산의 상부와 하부가 미세해지고 치밀한 조직으로 소성변형이 발생하여 가공 경화되므로 스프링상수가 증가되었다.

Figure 7:

Load vs displacement diagram on mechanical and hydraulic forming after low cycle fatigue test

또한 탄성체인 벨로우즈에 탄성영역을 넘어선 힘을 가하여 소성영역에서 작동될 때, 전형적인 히스테리시스 곡선을 확인할 수 있었다. mechanical 및 hydraulic 방법 모두 인장의 스프링상수가 압축일 때보다 작았으며, 시험전후의 인장에는 스프링상수가 증가하였고, 압축에는 감소하는 경향을 보였다. 결론적으로 hydraulic 성형방법이 mechanical 성형방법에 비하여 변위에 따른 하중의 값의 히스테리시스 곡선면적이 더 넓었으며 히스테리시스 손실이 큰 것을 알 수 있었다. 히스테리시스 손실이 크다는 것은 소재에 가해지는 응력이 많다는 것을 의미하며 이는 수명에 불리함을 의미한다.