쇄빙선의 내충격 특성에 관한 실험적 연구: 제2부 선체 구조의 충격 굽힘 특성

Study on Crashworthiness of Icebreaker Steel: Part II Ship Side Structural Behavior Due to Impact Bending

Article information

J. Ocean Eng. Technol. 2016;30(4):277-286
노 명현*, 이 재익*, 한 동화**, 정 준모**
Corresponding author Joonmo Choung: jmchoung@inha.ac.kr
Received 2016 March 23; Revised 2016 June 13; Accepted 2016 August 18.

Abstract

The first part of this study found the tendencies of the mechanical properties of two arctic structural steels (EH32 and FH32). In the second part, the crashworthiness of stiffened panels scaled down from the side frame structure of a Korean research icebreaker was determined. A procedure for designing the shapes and sizes of the stiffened panels, mass and shape of a drop striker, and a large temperature chamber, and then manufacturing these, is introduced in detail. From impact bending tests for the stiffened panels, the residual permanent deformations and deformation histories over time were captured using manual measurement and video image analyses. Numerical simulations of the impact bending tests were carried out for three different finite element models, which were mainly composed of shell elements, solid elements, and solid elements, with welding beads. It was proven from a comparison of the test results and numerical simulation results that the solid element model with the welding bead consideration approached the test results in terms of the residual deformations as long as the strain rate effect was taken into account.

1. 서 론

본 연구의 제1편에서는 쇄빙선 선측 구조의 내충격 특성에 관한 실험적 연구를 수행하기 위한 선행 연구로서 극지용 강재 물성치를 실험적으로 도출하는 내용을 다루었다. 국내 철강사에서 개발된 극한지 선박용 고장력강인 EH32 및 FH32 강재를 대상으로 Charpy V-notch (CVN)실험과 준정적 인장 실험을 5개 온도 수준에 대하여 실시하였다. FH32 강재를 대상으로 고속 인장 실험을 두가지 온도 수준과 두가지 변형률 속도 수준에 대하여 실시하였다. 이렇게 도출된 소재의 물성치는 본 연구의 제2편에서 수행하고자 하는 쇄빙선 선측 구조의 충격 굽힘 실험 시뮬레이션의 입력 데이터로 사용될 것이다.

유빙(Growler 또는 Bergy-bit) 또는 평탄빙(Level ice)와의 충돌로 인한 빙해 선박의 손상은 선수보다는 선측에서 많이 발생하는 것으로 보고되었다(Min, 2011). 따라서 본 논문에서는 현재 운항중인 쇄빙선 선측 횡 늑골 구조(Transverse frame structure)의 내충격 특성을 관찰하기 위하여 충격 굽힘 실험이 실시되었다. 국내 유일의 연구 쇄빙선인 아라온호를 대상 선박으로 결정하였으며, 이 선박의 선측 횡 늑골 구조의 축소 모형을 설계 및 제작하였다. 이 축소 모형에 대한 충격 굽힘 실험의 전반적인 과정과 결과에 대하여 본 논문에서 소개하고자 한다. 또한 충격 굽힘 실험을 수치 해석적으로 재현하기 위하여 다양한 요소와 용접 각장의 효과에 대하여 논의하고자 한다. 마지막으로 변형률 속도가 내충격 특성을 향상 시키는 효과를 실험적 및 수치적 비교를 통하여 제시하고자 한다.

2. 충격 굽힘 실험(Impact bending test)

2.1 시편 설계 및 제작

FMA(2005)는 핀란드-스웨덴 빙 등급 규정(Finnish-swedish ice class rule, FWICR)을 의미한다. FWICR은 선체 길이 방향으로 선미부, 중앙부, 선수부로, 선체 높이 방향으로 하부 빙 흘수선(LIWL, lower ice water line)과 상부 빙 흘수선(UIWL, upper ice water line)로 구분한다. 각각 구획된 영역을 빙대역(Ice belt)라 하며, 대략 6개의 빙대역이 형성된다. 반면 국제 선급 협회(IACS, 2011)의 빙 등급 규정 (PCR, Polar class rules)에 따르면, 선체 길이 방향으로 선수(B, bow), 선수 중앙(BI, Bow intermediate), 중앙(M, Midship), 선미(S, Stern)으로 구분하고, B를 제외한 BI, M, S에 대하여 선체의 높이 방향으로 LIWL과 UIWL로 구획한다. LIWL과 UIWL 사이 지역을 중앙(i, Intermediate), LIWL 하부 지역을 하부(l, low), 그리고 선저부를 선저(b, Bottom)으로 구분한다. 즉 선수(B), 선수 중앙(Bib, BIl, BIi), 중앙(Mb, Ml, Mi), 선미(Sb, Sl, Si)의 빙대역을 가진다.

빙해 선박 관련한 선급 규칙이나 코드가 상세하게 빙대역을 분할하려는 이유는 각각의 빙대역이 경험하는 빙하중 또는 빙충격의 크기와 빈도가 다르기 때문이다. 선체 중앙부의 경우 선수나 선수 중앙에 비하여 빙충격의 크기나 빈도가 작을 것으로 예측되어 상대적으로 적은 구조적 보강이 이루어진다. 따라서 빙해 선박의 손상이 선체 중앙부에 발생하는 것으로 보고된다(Min, 2011; Kujala, 1991).

위와 같은 근거로 본 연구에서는 국내 유일의 쇄빙선인 아라온호 중앙부 선측 외판을 대상으로 축소 모형을 제작하기로 하였다. Fig. 1은 아라온호 선체 중앙부 단면도를 나타낸다. 외기에 노출된 부분은 EH36 강재로, 내부 보강재는 DH36 강재로 구성되어 있다. 구조 흘수(Scantling draft) 부근에서의 횡 늑골 길이는 대략 1,700-2,000mm 수준이다. 이 부분에서 횡 늑골은 350×15+150×22 mm의 조립 t-보강재(Built-up t-bar)이다. 이 부분의 횡 늑골 간격은 400mm이다.

Fig. 1

Midship area of ARAON

실제 구조의 대략 1/3 축적을 가지는 횡 늑골 보강판 시편을 Fig. 2와 같이 설계하였다. 좌우 보강판 고정 지그를 제외한 총 길이는 928mm였지만, 좌우 브라켓(Bracket)을 제외한 보강판 시편의 유효 길이는 728mm이다. 여기서 D100과 D040은 각각 보강재 웨브의 최소 높이가 100mm와 40mm인 경우를 의미한다. 또한 NU는 U형 노치를, NV는 V형 노치를 가지는 보강판 시편을 각각 의미한다. 낙하 충격으로부터 보강판 시편을 고정시키기 위하여 시편의 좌우에 지그를 시편에 용접하여 지그를 볼트 고정하도록 하였다. 실제 구조물에서 횡 늑골은 스트링거(Stringer)나 갑판(Deck plating)에 의하여 고정 지지되는 것으로 간주될 수 있으므로 고정 지지는 타당한 가정으로 사료된다.

Fig. 2

Design of stiffened panels for impact bending test

보강판 시편을 고정하기 위한 지그의 판 두께는 25mm였으며, 소재는 EH36 강재였다. 시편 고정 지그는 시편을 고정할 수 있도록 수직판(Jig plate)에 16개의 호칭경 M12 볼트 체결 구멍이 가공되어 있으며, 수평판(Jig bottom plate)에는 12개의 동일한 크기의 체결 구멍이 가공되어 있다. 수직판과 수평판을 연결하기 위해서 한 개의 브라켓(Jig bracket)이 용접되는 구조를 가진다(Fig. 2 (d) 참조).

보강판 시편은 본 연구의 제1편에서 언급한 두께 12mm FH32 원판을 이용하여 제작되었다. 시편의 제작을 위하여 시중에서 일반적으로 적용하는 이산화탄소 아크 용접법을 적용하였다. 용접성 향상을 위한 개선은 없이, 일반적인 필렛 용접(Fillet weld)을 실시하였다.

2.2 낙하 장치 설계 및 제작

얼음 대신 구조 실험용 낙하체를 사용해야 했으므로, 얼음의 치수를 고려하여 낙하체의 크기를 결정할 필요가 있다. 아라온의 쇄빙 능력은 최대 1m 두께의 평탄빙이므로, 시편의 대략적인 축적(1/3)에 의하여 낙하체의 폭을 0.3m로 결정하고, 낙하체의 길이와 높이를 각각 0.4m로 가정하면, 강재로 만들어진 낙하체의 질량은 대략 380kg으로 추정된다. 아라온호의 설계 속도가 12knots 임을 감안하면, 낙하체가 실제 빙충돌시 경험하는 충격 속도(Vram)의 최대값은 7m/s(11.7knots) 이내일 것이고, 이를 만족하기 위한 낙하체의 낙하 높이는 2.5m로 결정된다.

따라서 본 연구에서는 낙하체의 순수 질량(낙하체 가이드를 제외한 질량)이 400kg이 되도록 폭, 높이, 길이를 Fig. 3과 같이 결정하였다. 또한 편심 낙하로 인한 보강판 시편의 국부 손상을 방지하기 위하여 충격부를 반원으로 설계하였다. 낙하체의 높이는 450mm이며 반원 하부로부터 질량 중심은 대략 247mm 정도 상부에 위치한다. 낙하체의 낙하 높이를 2.5m로 결정하면, 9,900J 정도의 위치 에너지를 가지며, 낙하 충격시 속도는 대략 7m/s 내외일 것으로 추정된다. 실제 낙하체의 질량은 수직 낙하를 유도하기 위한 가이드의 부착으로 인하여 425kg였다.

Fig. 3

Design of drop striker

낙하체 자체의 낙하 중 횡 방향 미소한 이동과 회전도 편심 충돌의 원인이 된다. 편심을 최소화시키기 위하여 낙하체의 트리거(Trigger)로서 전자석이 사용되었다(Fig. 4 참조). 전자석은 Fig. 3 낙하체의 상부 적색원에 부착된 후 자력을 상실시키므로서 낙하체의 자유 낙하가 가능해진다. 또한 자유 낙하 도중에 있을 수 있는 낙하체의 편심을 억제하기 위하여 수직 봉이 낙하체 가이드 역할을 수행한다.

Fig. 4

Assembly of drop impact test facility

2.3 대형 저온 챔버 설계 및 제작

Fig. 2와 같은 대형 보강판 시편을 냉각하기 위해서는 대형 챔버의 설계 및 제작이 요구되었다. 시편을 지지하는 정반(Supporting structure)을 챔버와 분리시킨다면 냉각 효율이 좋지 못하여 원하는 수준의 온도로 강하하기 어렵다. 따라서 챔버와 정반을 일체화시키는 설계가 요구되었다. 일체화된 챔버라 할지라도 정반 하부가 지면과 접촉하여 많은 열손실을 유발할 수 있으므로, 이에 대비한 설계가 요구되었다. 정반의 설계 단계는 (1) 수계산 등을 통하여 적절한 크기의 H-형강(H-profile)을 선정하고, (2) 챔버와 조립될 수 있는 정반을 설계한 후 (3) 425kg의 낙하체가 2.5m 높이에서 시편에 낙하 충돌할 때 정반이 흡수하는 소성 변형률 에너지를 검토하는 것이다.

정반의 소성 변형률 에너지가 무시할 만한 H-형강의 공칭 치수는 200×200였으며, 격판(Diaphragm)으로 시편 지지부 웨브와 플랜지를 부분적으로 용접 보강할 경우 정반이 탄성 한계를 벗어나지 않았다.

Fig. 5 (a) (b)는 각각 챔버 정면도와 정반의 등각도(Isometric view)를 나타낸다. 챔버 내부 열손실을 최소화하기 위하여 정반의 주요 구조 부재인 H-형강이 지면과 접촉하는 면적을 최소화하는 것이 필요하였다. 이를 위하여 Fig. 5 (b)와 같이 정반 하부에 일정 간격의 판재만 지면에 접촉하도록 설계하였다.

Fig. 5

Design of large chamber with support structure

Fig. 5 (a)에 보는바와 같이 대형 챔버의 문은 냉각 중에 닫혀 있고 낙하 바로 직전에 문을 열어 낙하체의 챔버 내 진입을 허용한다. 챔버의 외부 규격은 2.6m×2.6m×1.4m이며, 내부 규격은 0.4m×2.4m×1.0m이다.

챔버의 저온 유지 성능을 관찰하기 위하여 Fig. 6과 같이 챔버 내부의 시편에 온도계(Thermocouple)을 설치하여 온도 강하 성능 및 온도 유지 성능을 측정한 결과 Fig. 7과 같은 온도 성능 곡선을 얻을 수 있었다. Fig. 7 (a)에 보인바와 같이 상온(15℃ 내외)에서 −85℃에 도달하는데 6,600s(110분)이 소요되었으며, Fig. 7 (b)에 보인바와 같이 대략 5분여 동안 목표 온도(−85℃) 이하를 정상적으로 유지하는 것을 확인하였다.

Fig. 6

Photos for performance of temperature control of large cold chamber

Fig. 7

Performance of temperature control of large cold chamber

2.4 충격 굽힘 실험 과정

Fig. 8 (a)에서와 같이 대형 저온 챔버는 정면에 창문이 있어서, 내부 보강판 시편의 변형 관찰이 가능하다. 통상 고속 카메라(High speed camera)와 레이저 변위계(Laser displacement transducer)를 이용하여 빠른 속도로 움직이는 물체의 측정이 가능하다. 그러나 챔버 내부에 분사된 액화 질소가 생성한 수증기 때문에 레이저의 산란이 발생할 가능성이 크다. 물론 챔버 내부의 수증기는 고속 카메라의 영상 분석을 방해하는 요인이 되기는 하지만, 변위의 측정에는 큰 지장을 초래하지 않는 것으로 판단하여, 고속 카메라를 이용하여 시편의 변위를 계측하였다. Fig. 8 (b)(c)는 각각 상온과 저온에서 실시된 영상으로부터 추출한 이미지 사진을 나타낸다.

Fig. 8

Test setup and snapshots from high speed camera video

저온 실험의 경우 다음의 실험 순서를 따라 진행되었다.

  • - 액화 질소를 분사하여 시편을 −70℃ or −80℃로 냉각하고 액화 질소 분사 중지

  • - 시편의 온도가 −60℃에 이를 때 까지 온도 강하

  • - 챔버 힌지문의 개방

  • - 전자석의 자력을 상실시켜 2.5m 높이의 낙하체 낙하

Fig. 9는 저온 충격 굽힘 실험 후 변형된 시편의 형상을 나타낸다. 이 변형 보강판 시편을 대상으로 잔류 변형을 실측하여 Fig. 10에 나타내었다. 예상한 바와 같이 D100시편의 잔류 변형이 가장 작았으며, D040NV와 D040NU의 잔류 변형 수준은 상당히 유사하게 나타났다. 온도가 낮아질수록 잔류 변형의 크기도 작아지는 것을 확인할 수 있었다(Fig. 10 참조).

Fig. 9

Deformed shapes after drop impact tests in low temperature

Fig. 10

Manually measured residual deflections

3. 충격 굽힘 시뮬레이션

3.1 수치 해석 모델

본 연구에서는 Abaqus/Explicit(Simulia, 2008)를 이용하여 충격 굽힘 시뮬레이션을 실시하였다. 이를 위하여 Fig. 11 (a) (b)에 보는 바와 같이 보강판 시편, 지그, 충돌체를 모델링하였다. 충돌체는 표면에 열처리를 통하여 높은 경도를 유지하였기 때문에 사각형 강체 요소(R3D4)로 모델링되었다. 충돌체의 표면이 거의 진원을 유지하도록 원주 방향으로 많은 요소를 배치하였다. 충돌체의 질량 특성을 표현하기 위하여 질량 중심에 질량 요소(MASS) 및 질량 이차 모멘트 요소(ROTARYI)를 배치하였다. 충돌체를 고체 요소로 별도 모델링하여 충돌체의 정확한 질량 중심 및 질량 이차 모멘트를 도출하였다.

Fig. 11

Finite element models for impact bending simulations

시편의 형상을 표현하기 위하여 세가지 방법을 사용하였다. 첫 번째 삼각형 또는 사각형 감차 적분 셸 요소(S3R 또는 S4R)를 사용한 경우(Fig. 11 (a) 참조), 두 번째 육면체 감차 적분 고체 요소(C3D8R)을 이용한 경우(Fig. 11 (b) 참조), 세 번째 C3D8R요소를 이용하여 시편을 모델링하고 용접 각장을 주로 피라미드 고체 요소(C3D6)로 표현한 경우(Fig. 11 (c) 참조)이다. Fig. 11에 보인바와 같이 시편의 대변형을 표현하기에 충분히 작게 요소의 크기가 결정되었기 때문에 별도의 수렴성 테스트를 수행하지는 않았다. 또한 용접 각장을 모델링한 경우에도 용접 잔류 응력 등을 고려하지 않았다.

낙하체의 충돌시 지그의 탄성 변형이 시편의 탄소성 변형 거동에 영향을 미칠 것으로 예상하여 보강판 시편을 고정하기 위한 지그를 모델에 포함하였다. 지그에 사용된 요소는 시편에 적용된 요소와 동일하였다. 지그와 시편을 연결하기 위한 볼트(규격 M12)를 보요소(B31)로 모델링하고, M12와 동일한 보요소의 단면 속성을 부여하였다(Fig. 11 (d) 참조). 지그-볼트 연결부 및 시편-볼트 연결부의 응력 집중과 과대 변형을 방지하기 위하여 볼트 구멍 중심에 참조 절점을 생성하고, 구멍을 구성하는 종속 절점(원주에 위치한 절점)과 참조 절점을 강체 요소(Coupling)로 연결하였다. 여기서 종속 절점은 6자유도 변위가 모두 참조 절점에 종속된다고 가정하였다. 지그 수평판의 볼트 구멍도 수직판과 마찬가지로 강체 요소를 이용하여 구멍 중심의 참조 절점과 원주 절점을 연결하고 6자유도 변위를 종속하였다. 사용된 요소의 개수는 모델별로 상이하지만 용접 각장을 포함한 모델의 경우 7만개 수준이었다.

지그 수평판은 볼트를 이용하여 챔버 내부 정반 H-형강과 고정된다. 본 논문에서는 정반은 완전 강체라고 가정하여 수평판의 참조 절점에 완전 고정 경계 조건을 부여하였다(Fig. 11 (d)참조). 반면 시편과 용접된 수직판의 하부는 지그 수평판과 접촉하기 때문에 단순지지 조건을 부여하였다(Fig. 11 (d) 참조). 윤활되지 않은 충돌체와 시편 사이의 정 마찰 계수를 0.74로 간주하였고, 동 마찰 계수를 0.57로 간주하였다(Serway and Jewett, 2010). 충돌체-시편 및 수직판-시편에 접촉 조건을 부여하였지만, 볼트의 강성이 충분하여 수직판-시편에 접촉이 발생하지는 않았다.

본 논문의 제1편에서 실험을 통하여 얻은 준정적 항복 응력 곡선을 보강판 시편의 유동 응력으로 적용하였으며, 또한 고속 인장 실험을 통하여 얻은 유동 응력의 추정치를 수치 해석 모델에 적용하므로서 변형률 속도 효과를 고려할 수 있었다. 탄성 계수와 프아송비를 공칭값 206GPa 및 0.3으로 정의하였다. 수치 해석은 Table 1과 같이 진행되었다. 시편의 종류, 환경 온도, 요소의 종류, 변형률 속도의 유무에 따라 총 36개의 해석이 수행되었다.

Table 1

Analysis cases

3.1 수치 해석 결과

Fig. 12는 낙하체의 충격에 의한 변형 이력을 나타낸다. 전술한바와 같이 고속 카메라를 이용하여 시편의 변형을 녹화한 후 영상 분석 소프트웨어를 이용하여 변형 이력을 추출할 수 있었다. 이를 Fig. 12에 “Video measurement“라 정의하였다. 또한 수작업을 통하여 실측한 잔류 변형을 Fig. 12에 “Residual measurement“라 정의하였다. 시편 보강재 하부의 길이 방향 중심에서 최대 변형이 발생하였기 때문에 수치 해석에서는 변형 이력을 시편 하부 중심에서 추출하였다. 본 논문에서는 정반을 해석 모델에 포함하지 않았기 때문에 정반의 탄성 변형이 포함될 수 있는 최대 처짐보다는 잔류 변위 관점에서 해석과 실험 결과를 비교하는 것이 타당하다고 판단하였다.

Fig. 12

Deflection history for each analysis case

Fig. 12 (a)는 상온에서 실시된 D100 보강판 시편의 변형 이력 비교이다. 영상 분석에 의한 잔류 변형이 수작업 실측에 비하여 약간 작게 나타났다. 수치 해석 결과를 살펴보면 변형률 속도를 고려하지 않은 셸 요소 모델(D100-RT-SHL-SRN)이 실험값에 비하여 현저히 크게 발생하였으며, 변형률 속도를 고려한 셸 요소 모델(D100-RT-SHL-SRY)의 경우 실험값에 접근하는 것을 확인할 수 있다. 반면 변형률 속도를 고려하지 않은 고체 요소 모델(D100-RT-SLD-SRN)이 변형률 속도를 고려한 셸 요소 모델(D100-RT-SHL-SRY)에 비하여 실험값에 미소하게 가까운 결과를 보여준다. 여기에 변형률 속도 효과를 포함(D100-RT-SLD-SRY)한다면, 실험값에 확실하게 근접한 잔류 변형을 확인할 수 있다. 용접 각장의 효과를 고려(D100-RT-SLW-SRN)한다면 실험값에 좀더 접근하고, 여기에 변형률 속도의 효과를 고려(D100-RT-SLW-SRY)한다면 수치 해석에 의한 잔류 변형이 실측 잔류 변형과 영상 분석 잔류 변형 사이 구간에 존재함을 확인할 수 있다. 이러한 현상은 −60℃ 실험 및 해석(Fig. 12 (b))에서도 거의 동일하게 나타남을 확인할 수 있다. Fig. 12 (a)Fig. 12 (b)를 비교해보면 상온에 비하여 저온에서의 변형의 크기가 확연하게 감소하였음을 확인할 수 있었다.

D040NV-RT(Fig. 12 (c) 참조)를 제외한 모든 실험에서 변형률 속도를 고려할 경우 실험과 일치하는 경향을 관찰할 수 있었다. D040NV-RT의 경우 영상 분석과 실측을 통한 잔류 변형의 크기에 비교적 큰 차이가 있어서 수치 해석 결과와의 상관 관계에 대하여 명확한 결론을 도출하긴 어렵지만, 영상 분석 결과가 정확하다면 동일한 경향성을 나타내는 것으로 결론지을 수 있다.

3. 결 론

쇄빙선과 같은 극한지 선박은 지속적인 쇄빙 충격력에 노출될 수밖에 없으므로, 소재 및 구조 차원의 내충격 특성을 검증을 수행하기 위하여 본 연구의 1부에서는 소재 특성을 규명하기 위한 실험적 연구를 소개하였으며, 2부에서는 구조의 내충격 거동에 대한 실험과 수치 해석에 대한 내용이 소개되었다.

국내 유일의 쇄빙선인 아라온호의 선측 빙대역 구조를 1/3 수준으로 축적하여 3 종류의 보강판 시편을 설계 제작하였다. 또한 아라온호의 설계 속도를 감안하여 낙하체를 설계 제작하였고 낙하 높이를 결정하였다. 전자석 형식의 낙하 장치를 설계 제작하여 낙하체를 낙하시킬 수 있었다. 또한 대형 챔버를 설계 제작하여 액화 질소를 이용한 냉각 능력을 테스트한 결과 온도 강하 및 보지 능력을 확인하였다.

실제 충격 굽힘 실험에서 고속 카메라를 이용하여 변위 이력을 측정할 수 있었다. 또한 시편의 잔류 변위를 수동으로 측정한 결과 세가지 보강판 시편에서의 잔류 변형은 상온보다 저온에서 현저히 감소하는 것을 확인할 수 있었다.

충격 굽힘 실험의 시뮬레이션을 위하여 셸 요소 모델, 용접 각장 없는 고체 요소 모델, 용접 각장 있는 고체 요소 모델을 생성하였다. 또한 변형률 속도의 영향을 관찰하기 위하여 변형률 속도 효과에 의한 유동 응력의 증가를 고려한 경우와 고려하지 않은 경우로 분류하여 해석을 진행하였다. 용접 각장을 포함한 고체 요소 모델이 실험과 가장 일치하는 것으로 확인되었지만, 이 경우에도 변형률 속도를 고려해야만 실험 결과와 유사한 변위 이력을 나타냄을 확인하였다. 결론적으로 보강판의 내충격 해석을 위한 수치적 기법을 제시하였으며, 빙해 강재의 내충격 특성을 정밀하게 추정하기 위해서는 변형률 속도의 영향을 정확하게 고려할 필요가 있음을 제시하였다.

향후 파단을 동반하는 실험을 통하여 내충격으로 인한 파단의 영향을 검토할 예정이며, 변형률 속도 효과에 대하여 좀더 안정적인 데이터를 확보하여 이를 바탕으로 변형률 속도의 영향에 대한 구조물의 거동 특성에 대한 분석이 요구된다.

Acknowledgements

본 논문은 포스코(주)의 연구비 지원으로 수행되었음을 알립니다. 또한 산업통상자원부 해양플랜트특성화대학사업과 해양수산부 해양에너지융복합인력양성사업의 지원에 감사드립니다.

References

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. Serway R.A., Jewett J.W.. Physics for Scientists and Engineers 8th editionth ed. Cengage Learning; 2010.

Article information Continued

Fig. 1

Midship area of ARAON

Fig. 2

Design of stiffened panels for impact bending test

Fig. 3

Design of drop striker

Fig. 4

Assembly of drop impact test facility

Fig. 5

Design of large chamber with support structure

Fig. 6

Photos for performance of temperature control of large cold chamber

Fig. 7

Performance of temperature control of large cold chamber

Fig. 8

Test setup and snapshots from high speed camera video

Fig. 9

Deformed shapes after drop impact tests in low temperature

Fig. 10

Manually measured residual deflections

Fig. 11

Finite element models for impact bending simulations

Table 1

Analysis cases

Table 1

Fig. 12

Deflection history for each analysis case