열 하중을 적용하여 열전달해석을 진행하였으며, 해석결과로 얻은 온도분포는 다음의 Fig. 6과 같다. 최고 온도는 가열된 공기가 들어오는 매니폴드 입구에서 나타나며, 최저 온도는 냉각 공기가 들어오는 덕트와 연결된 플랜지에서 나타난다.

Fig. 6 
Temperature distribution obtained from results of thermal transfer analysis

열전달해석으로 얻은 온도분포를 온도 하중으로 적용하여 구조해석을 진행하였다. 구조해석 결과로 얻은 최대 Von-Mises 응력분포를 Fig. 7에 나타내었다. 튜브시트는 비교적 낮은 온도의 플랜지에 의해 압축응력이 발생한다. 최대응력은 Fig. 7의 1번 지점에서 발생하였으며, 응력은 324 MPa, 온도는 900 K이다. 매니폴드에서 들어오는 고온의 공기에 의해 튜브시트가 팽창하게 되고, 이로 인해 케이스는 인장 응력을 받게 된다. 케이스에서의 최대 응력은 2번 지점에서 발생하였으며, 응력은 353 MPa, 온도는 735 K이다. 매니폴드로 유입되는 고온의 공기에 의해 매니폴드에서는 319 MPa의 최대 응력이 발생하며, 온도는 977 K으로 3번 지점에서 발생하였다.

Fig. 7 
Von-Mises stress distribution obtained from results of structural analysis

항공기 운항 조건에서 열-구조 연성해석을 진행하였다. 열교환기의 구조 건전성 평가를 위하여 주요 부품에서 발생한 최대 응력을 Inconel 625의 피로 강도와 비교하였다. Inconel 625의 온도별 피로 강도를 Table 3에 나타내었다.⁹

각 부품의 평가 시, 해석결과로 얻은 온도에서의 피로강도를 보간법으로 계산하여 평가하였다. 먼저 튜브시트에서 발생한 응력은 계산된 피로 강도에 비해 22%가 낮으며, 매니폴드에서는 21%가 낮다. 케이스에서는 피로강도에 비해 29% 낮은 응력이 발생하였다.

먼저 정상상태에서 열 하중을 적용하여 용가재의 물성값이 Inconel 625인 경우와 BNi-2인 경우에 대해서 해석을 진행하였다. Fig. 8에 A에 추가한 튜브의 용가재의 종류에 따른 튜브 브레이징 접합부의 열전달해석 결과인 온도 분포를, Fig. 9에는 구조해석 결과인 Von-Mises 응력분포를 나타내었다.

Fig. 8 
Temperature distribution of static analysis at A

Fig. 9 
Von-Mises stress distribution of static analysis at A

용가재의 물성값을 Inconel 625로 적용하여 해석을 진행하였을 때, 튜브 시트에서는 173 MPa의 최대 응력이 발생하며 이때 온도는 811 K이다. 브레이징 부에서는 최대 응력이 200 MPa이 발생하였으며, 여기에서 온도는 812 K이다. 용가재의 물성값을 실제 물성값인 BNi-2로 적용하여 해석을 진행했을 때에는, 튜브 시트에서 최대 응력이 Inconel 625의 물성값을 적용했을 때에 비하여 60% 높은 276 MPa 이 발생하였으며, 온도는 811 K이다. 브레이징 부에서는 최대 응력이 268 MPa로 Inconel 625의 경우보다 34% 높게 나타나며, 온도는 811 K이다. 온도와 응력 결과값 측정위치는 Fig. 9에 나타내었다. 튜브시트에서의 결과값 측정 위치는 Fig. 9의 1번 위치이며, BNi-2의 물성값을 적용한 경우에도 측정위치는 동일하다. 브레이징 부에서의 결과값 측정위치는 Fig. 9의 2번 위치이며, BNi-2의 물성값을 적용한 경우에도 측정위치는 동일하다.

Fig. 10에는 B에 추가한 튜브의 온도 분포를, Fig. 11에는 Von-Mises 응력분포를 나타내었다. 용가재에 Inconel 625의 물성값을 적용하여 해석을 진행한 결과, 튜브 시트에서 최대 응력은 186 MPa 온도는 824 K이였으며, 브레이징 부에서는 최대 응력이 213 MPa, 여기에서 온도는 824 K이다. 용가재에 BNi-2의 물성값을 적용하여 해석을 진행했을 때에는, 튜브 시트에서 최대 응력이 313 MPa로 Inconel 625의 물성값을 적용했을 때에 비하여 68% 높게 나타났으며 온도는 823 K이다. 브레이징 부에서는 최대 응력이 Inconel 625의 경우보다 47% 높은 314 MPa이 발생하였으며, 온도는 823 K이다.

Fig. 10 
Temperature distribution of static analysis at B

Fig. 11 
Von-Mises stress distribution of static analysis at B

온도와 응력 결과값 측정위치는 Fig. 11에 나타내었다. 튜브시트에서의 결과값 측정위치는 Fig. 11의 1번 위치이며, BNi-2의 물성값을 적용한 경우에도 측정위치는 동일하다. 브레이징 부에서의 결과값 측정위치는 Fig. 11의 2번 위치이며, BNi-2의 물성값을 적용한 경우에도 측정위치는 동일하다.

용가재의 물성값을 모재인 Inconel 625로 적용한 경우와 실제 물성값인 BNi-2로 적용한 경우에 응력 결과 차이는 Inconel 625와 BNi-2의 열 팽창계수가 다르기 때문에 나타난다.

전체 모델의 평가방법과 마찬가지로 브레이징 접합부의 구조 건전성 평가도 Inconel 625의 피로 강도와 비교하여 평가하였다. 구조 건전성 평가는 실제 물성값인 BNi-2의 물성값을 적용한 모델에 대해서만 평가하였다. A 부분의 튜브시트는 Inconel 625의 피로 강도에 비해 41%가 낮고, 브레이징부는 43%가 낮다. B 부분은 Inconel 625의 피로 강도에 비해 튜브 시트와 브레이징 부에서 모두 32%가 낮은 응력이 발생한다.

기존의 해석들은 모두 정상상태 하에서 진행한 해석이다. 실제 항공기 운항조건은 시간에 따라 열 하중이 계속해서 변한다. 따라서 시간을 고려한 과도해석을 진행하여, 브레이징 접합부의 구조 건전성을 평가하고자 한다. 해석은 0초에서 40초까지 진행되었으며, 0초에서 10초까지는 열 하중이 증가하고 10초 이후로는 하중이 일정하게 유지된다.

Fig. 12에는 과도해석으로 얻은 A 위치에 추가한 튜브에서의 온도 및 응력 그래프를 나타내었다. A 위치의 브레이징 부에서 발생하는 최대 응력은 용가재의 물성값이 Inconel 625일 경우 327 MPa이 25초에 발생하며, 이때 온도는 800 K이다. 이는 정상 상태에서 발생한 최대응력보다 63% 높게 나타난다. 용가재의 물성값이 BNi-2인 경우에는 22초에 327 MPa의 최대 응력이 발생하며, 이때 온도는 797 K이다. 이는 정상상태에서 발생한 최대 응력에 비해 22% 높게 나타난다.

Fig. 12 
Transient analysis results at A

Fig. 13에는 과도해석으로 얻은 B 위치에 추가한 튜브에서의 온도 및 응력 그래프를 나타내었다. B 위치에서 발생하는 최대응력은 용가재가 Inconel 625일 경우 브레이징 부에서 나타난 298 MPa의 응력이 16초에 발생하며, 온도는 805 K이다. 이는 정상상태에서 발생한 최대응력에 비해 40% 높게 나타난다. 용가재가 BNi-2인 경우 10초에 334MPa의 응력이 발생하며 이때 온도는 760 K이다. 이는 정상상태에서 발생한 최대응력에 비해 6% 높게 나타난다.

Fig. 13 
Transient analysis results at B

과도해석 결과도 다른 평가방법과 마찬가지로 Inconel 625의 피로 강도와 비교하여 평가하였다. 실제 물성값인 BNi-2의 물성값을 적용한 모델에 대해서 구조 건전성을 평가하였다. A 부분에서 나타난 최대 응력과 B 부분에서 나타난 최대 응력 모두 Inconel 625의 피로 강도에 비해 30% 낮게 나타남을 확인하였다.