강구조 설계는 재료의 비탄성 변형능력을 활용하는 정도에 따라 탄성설계법, 소성설계법, 내진설계법으로 대별할 수 있다. 현재 국내외 강구조 설계기준에서는 항복강도 450MPa를 초과하는 고강도강재에 대해서는 비탄성 변형능력에 대한 우려와 국부좌굴 및 횡좌굴 거동에 대한 실험자료의 부족으로 소성설계의 적용을 금하고 있다. 본 연구에서는 일반강재를 대상으로 개발된 현행 강구조설계기준의 플랜지 판폭두께비 제한식을 최근에 개발된 고강도강재인 HSB800에도 그대로 확대 적용할 수 있는지 여부를 확인하고 고강도강 휨부재의 국부좌굴 및 비탄성거동을 파악하기 위한 실물대실험을 수행하였다. HSB800 및 SM490A(비교강종) 강재로 조립된 H형강 휨부재를 각각 5개씩 총 10개의 실험체를 제작하고 실험하여 비교분석하였다. 모든 SM490A 비교실험체는 설계기준 상의 판폭두께비에 따른 요구강도와 연성능력을 충분히 발휘하였다. HSB800 실험체 역시 강도 발현의 측면에서는 매우 만족스런 성능을 발휘하였다. 즉, 비콤팩트 및 세장판 요소 플랜지를 지닌 실험체에서도 소성모멘트를 충분히 상회하거나 이에 육박하는 강도가 발현되었다. 이는 현행 판폭두께비 제한규정을 HSB800 고강도강에 그대로 적용해도 강성과 강도 확보를 목표로 하는 모든 탄성설계에 충분히 보수적으로 적용할 수 있음을 의미한다. 그러나 SM490 실험체와는 달리 HSB800 실험체 5개 가운데 3개가 가력점 스티프너와 접합된 하부플랜지에서 조기 인장파단이 발생하여 소성설계에 요구되는 회전능력 R=3에는 미달하였다. HSB800 실험체에서 관측된 파단원인을 규명하고 고강도강재에 보다 적합한 판폭두께비의 정립을 위한 추가실험과 해석적 연구가 필요할 것으로 판단된다.
강구조 설계는 재료의 비탄성 변형능력을 활용하는 정도에 따라 탄성설계법, 소성설계법, 내진설계법으로 대별할 수 있다. 현재 국내외 강구조 설계기준에서는 항복강도 450MPa를 초과하는 고강도강재에 대해서는 비탄성 변형능력에 대한 우려와 국부좌굴 및 횡좌굴 거동에 대한 실험자료의 부족으로 소성설계의 적용을 금하고 있다. 본 연구에서는 일반강재를 대상으로 개발된 현행 강구조설계기준의 플랜지 판폭두께비 제한식을 최근에 개발된 고강도강재인 HSB800에도 그대로 확대 적용할 수 있는지 여부를 확인하고 고강도강 휨부재의 국부좌굴 및 비탄성거동을 파악하기 위한 실물대실험을 수행하였다. HSB800 및 SM490A(비교강종) 강재로 조립된 H형강 휨부재를 각각 5개씩 총 10개의 실험체를 제작하고 실험하여 비교분석하였다. 모든 SM490A 비교실험체는 설계기준 상의 판폭두께비에 따른 요구강도와 연성능력을 충분히 발휘하였다. HSB800 실험체 역시 강도 발현의 측면에서는 매우 만족스런 성능을 발휘하였다. 즉, 비콤팩트 및 세장판 요소 플랜지를 지닌 실험체에서도 소성모멘트를 충분히 상회하거나 이에 육박하는 강도가 발현되었다. 이는 현행 판폭두께비 제한규정을 HSB800 고강도강에 그대로 적용해도 강성과 강도 확보를 목표로 하는 모든 탄성설계에 충분히 보수적으로 적용할 수 있음을 의미한다. 그러나 SM490 실험체와는 달리 HSB800 실험체 5개 가운데 3개가 가력점 스티프너와 접합된 하부플랜지에서 조기 인장파단이 발생하여 소성설계에 요구되는 회전능력 R=3에는 미달하였다. HSB800 실험체에서 관측된 파단원인을 규명하고 고강도강재에 보다 적합한 판폭두께비의 정립을 위한 추가실험과 해석적 연구가 필요할 것으로 판단된다.
Depending on the plastic deformation capacity required, structural steel design under the current codes can be classified into three categories: elastic, plastic, and seismic design. Most of the current steel codes explicitly forbid the use of a steel material with a yield strength higher than 450 M...
Depending on the plastic deformation capacity required, structural steel design under the current codes can be classified into three categories: elastic, plastic, and seismic design. Most of the current steel codes explicitly forbid the use of a steel material with a yield strength higher than 450 MPa in the plastic design because of the concerns about its low plastic deformation capacity as well as the lack of test data on local and lateral torsional buckling behavior. In this study, flexural tests on full-scale H-shape members built with SM490A (ordinary steel or benchmark material) and HSB800 (high-strength steel) were carried out. The primary objective was to investigate the appropriateness of extrapolating the local buckling criterion of the current codes, which was originally developed for normal-strength steel, to the case of high-strength steel. All the SM490A specimens performed consistently with the current code criteria and exhibited sufficient strength and ductility. The performance of the HSB800 specimens was also very satisfactory from the strength perspective; even the specimens with a noncompact and slender flange developed the plastic moment capacity. The HSB800 specimens, however, showed an inferior plastic rotation capacity due to the premature tensile fracture of the beam bottom flange beneath the vertical stiffener at the loading point. The plastic rotation capacity that was achieved was less than 3 (or the minimum level required for a plastic design). Although the test results in this study indicate that the extrapolation of the current flange local-buckling criterion to the case of high-strength steel is conservative from the elastic design perspective, further testing together with an associated analytical study is required to identify the causes of the tensile fracture and to establish a flange slenderness criterion that is more appropriate for high-strength steel.
Depending on the plastic deformation capacity required, structural steel design under the current codes can be classified into three categories: elastic, plastic, and seismic design. Most of the current steel codes explicitly forbid the use of a steel material with a yield strength higher than 450 MPa in the plastic design because of the concerns about its low plastic deformation capacity as well as the lack of test data on local and lateral torsional buckling behavior. In this study, flexural tests on full-scale H-shape members built with SM490A (ordinary steel or benchmark material) and HSB800 (high-strength steel) were carried out. The primary objective was to investigate the appropriateness of extrapolating the local buckling criterion of the current codes, which was originally developed for normal-strength steel, to the case of high-strength steel. All the SM490A specimens performed consistently with the current code criteria and exhibited sufficient strength and ductility. The performance of the HSB800 specimens was also very satisfactory from the strength perspective; even the specimens with a noncompact and slender flange developed the plastic moment capacity. The HSB800 specimens, however, showed an inferior plastic rotation capacity due to the premature tensile fracture of the beam bottom flange beneath the vertical stiffener at the loading point. The plastic rotation capacity that was achieved was less than 3 (or the minimum level required for a plastic design). Although the test results in this study indicate that the extrapolation of the current flange local-buckling criterion to the case of high-strength steel is conservative from the elastic design perspective, further testing together with an associated analytical study is required to identify the causes of the tensile fracture and to establish a flange slenderness criterion that is more appropriate for high-strength steel.
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문제 정의
0에 해당하는 등분포모멘트 조건에 대한 것으로 등분포 모멘트가 아닌 3점하중 실험체의 횡지지 설치에 모멘트 구배의 영향을 반영하였다. 4점하중 실험체는 동일한 콤팩트단면의 보에 대해 소성한계횡지지길이(Lp)와 소성설계한계횡지지 길이(Lpd)이하로 횡지지길이를 달리하여 거동차이를 보고자 하였다. 그림 5는 하중조건별 횡지지 배치를 보여주며, 표 3은 실험체별 횡지지길이 및 한계횡지지길이를 정리한 것이다.
본 연구에서는 최근 국내에서 개발된 공칭인장강도 800MPa 급의 HSB800 고강도강으로 제작된 H형강 부재의 파일럿 실물대 휨실험을 통해 플랜지 국부죄굴에 따른 휨성능을 건축구조 응용의 측면에서 고찰하고 현행 기준의 적용 가능성을 검토하였다. 본 연구는 고강도강을 활용한 휨재 또는 휨과 압축의 조합력을 받는 보-기둥부재의 거동 이해와 내하력 규명, 그리고 고강도강 설계기준의 정립에 필수적인 내용이라 할 수 있다.
본 연구에서는 최근 국내에서 개발된 공칭인장강도 800MPa 급의 HSB800 고강도강으로 제작된 H형강 부재의 파일럿 실물대 휨실험을 통해 플랜지 국부죄굴에 따른 휨성능을 건축구조 응용의 측면에서 고찰하고 현행 기준의 적용 가능성을 검토하였다. 본 연구는 고강도강을 활용한 휨재 또는 휨과 압축의 조합력을 받는 보-기둥부재의 거동 이해와 내하력 규명, 그리고 고강도강 설계기준의 정립에 필수적인 내용이라 할 수 있다.
아래 식(4) 및 식(5)에서 보듯이 고강도화에 따른 제한은 횡좌굴 방지를 위한 횡지지길이에도 주어지지만, 건축구조의 경우 대부분 바닥에 의해 횡지지가 제공되므로 고강도화에 따른 부담이 상대적으로 크지 않다. 이런 제반사항을 고려하여 본 연구에서는 고강도강 도입의 효과를 가장 크게 반감시키는 비구속판요소의 판폭두께비에 따른 국부좌굴 거동 규명을 주요 연구목표로 택하였다.
가설 설정
실험체의 국부좌굴 및 횡좌굴 제어를 위해 현행 기준의 각세장규정을 고강도강에도 그대로 적용할 수 있는 것으로 가정하여 설계를 진행하였다. 실험에 사용한 강재와 단면형상, 실험체 길이, 가력방법 및 기타 실험정보를 요약하면 다음과 같다.
제안 방법
3점하중 실험체는 그림 7(a)와 같이 실험체 중앙부의 스티프너와 양단지점의 웨브에 회전변위계(rotation meter)를 설치하고 LVDT를 1m 간격으로 두 개씩 총 6개 설치하여 실험체의 수직변위와 횡변형 및 단부회전각을 측정하였다. 4점하중 실험체의 경우 실험 중 회전변위계가 파손되어, 양단지점에서 내측으로 400mm 떨어진 위치(그림 7(b)참조)에 LVDT를 추가 설치하고 계측된 변위를 반력점으로부터의 길이로 나누어 단부회전각을 산정하였다.
(a)와 같이 플랜지와 웨브를 공칭인장강도 570N/mm2 급인 EF-100H×KD-50 용접재(AWS A5.17 F7A(P)2-EH14규격에 해당)로 서브머지드아크용접(SAW)에 의해 양면 모살용접하였다.
20 E71T-1C 규격과 동등)로서 플럭스코어드아크용접(FCAW)으로 모살용접하였다. HSB800실험체는 그림 4(b)와 같이 플랜지, 웨브, 스티프너 모두를 공칭인장강도 875N/mm2급인 K115TK4M 용접재(AWS A5.29 E110T5-K4M과 동급으로 HSB800용 용접재로 국내제조사에서 최근 개발)를 사용하여 플럭스코어드아크용접으로 모살용접하였다.
HSB800실험체 역시 그림 10에서 보듯이 모두 뛰어난 강도를 발휘하였으며, 심지어 세장판단면에 가까운 비콤팩트(NC)단면의 실험체 (HSB800-NC-P-3, λ=0.997λr)까지도 소성강도의 99%를 발휘한 후 국부좌굴하였다.
가력조건의 구분은 모멘트구배가 국부좌굴에 미치는 거동의 차이를 보기 위함이다; ⅴ) “세부구분”은 앞의 4가지 조건이 동일한 영역에 속하나 플랜지 판폭두께비 또는 횡지지길이가 다를 경우 A, B로 실험체를 구분하였다(표 1및 표 3참조).
또 한 가지 큰 차이점은, 기존의 두 실험에서는 가력점에 상부 압축플랜지와 웨브에만 용접한 부분높이 스티프너(partial heightstiffener)를 사용하였으나, 본 연구에서는 실무에서 많이 사용되는 방식인 전높이 스티프너(fullheightstiffener)를 사용하여 상부 압축플랜지 및 하부 인장플랜지 모두와 웨브에 용접하였다(그림 4 및 그림 11 참조). 용접학에서 잘 알려진 바와 같이 강재는 용접과정에서 높은 온도로 가열된 후 급속한 냉각을 거치게 되면 상변태를 통해 취성이 큰 마르텐사이트가 형성된다.
보단면은 플랜지의 판폭두께비를 조절하여 각 실험체가 현행 기준의 세장, 비콤팩트, 콤팩트 조건에 해당하도록 설계하였다. 모든 실험체의 웨브는 내진콤팩트 판폭두께비 조건을 만족시키도록 충분히 보수적으로 설계하여 웨브의 국부좌굴이 플랜지 국부좌굴에 선행하지 않도록 하였다. 현행 강구조 설계기준에서는 조립 H형강 휨재의 판폭두께비를 비구속판요소인 플랜지는 식(2), 구속판요소인 웨브는 식(3)과 같이 제한하고 있다.
표 1의 실험체명은 “강종-단면-횡지지조건-하중조건-세부구분”을 나타낸다; i) “강종”은 SM490A,HSB800으로 구분한다; ii) “단면”은 S,NC,C등 3가지로서 각각 세장판단면(slender section), 비콤팩트단면(non-compact section), 콤팩트단면(compact section)을 의미한다; iii) “횡지지조건” 기호인 P, PD는 실험체에 제공된 횡지지거리가 각각 소성모멘트 확보 및 소성설계에 요구되는 횡지지길이 이하임을 의미한다. 모든 실험체의 횡지지길이를 소성한계횡지지길이(Lp)보다 짧게 설계하여 횡좌굴이 플랜지 국부좌굴을 선행하지 않도록 설계하였다(아래 식(4)및 (5)참조); iv) “하중조건”에서 3은 3점하중, 4는 4점하중을 의미한다(그림 2, 3참조). 하중은 반력을 포함한 외력의 수를 기준으로 3점하중(모멘트구배조건)과 4점하중(등분포모멘트조건)으로 구분하였다.
보단면은 플랜지의 판폭두께비를 조절하여 각 실험체가 현행 기준의 세장, 비콤팩트, 콤팩트 조건에 해당하도록 설계하였다. 모든 실험체의 웨브는 내진콤팩트 판폭두께비 조건을 만족시키도록 충분히 보수적으로 설계하여 웨브의 국부좌굴이 플랜지 국부좌굴에 선행하지 않도록 하였다.
실험연구에서 기존 타 유사연구와 비교분석은 실험 데이터베이스와 확장 및 연구결과의 신뢰성 확보 측면에서 매우 중요하므로 이와 관련된 작업을 추가적으로 수행하였다.외국에서도 고강도강 실험자료는 매우 희소하다.
이미 언급한 바와 같이 실험체의 웨브 국부좌굴 및 횡좌굴 방지를 위해 현행 기준의 관련 세장규정을 그대로 적용하여 설계를 하였으며 실험과정에서 큰 문제없이 작동하였다. 그림 9, 10은 3점하중 실험에서 얻어진 단부회전각-모멘트 관계를 소재별로 나타낸 것으로 국부좌굴과 인장파단이 시작되는 시점을 표시하였다.
대상 데이터
17 F7A(P)2-EH14규격에 해당)로 서브머지드아크용접(SAW)에 의해 양면 모살용접하였다. 스티프너는 공칭인장강도 580N/mm2급인 K-71T용접재(AWS A5.20 E71T-1C 규격과 동등)로서 플럭스코어드아크용접(FCAW)으로 모살용접하였다. HSB800실험체는 그림 4(b)와 같이 플랜지, 웨브, 스티프너 모두를 공칭인장강도 875N/mm2급인 K115TK4M 용접재(AWS A5.
실험에 사용한 강재와 단면형상, 실험체 길이, 가력방법 및 기타 실험정보를 요약하면 다음과 같다. 실험체는 비교소재인 SM490A 및 HSB800 강재를 사용하여 각각 5개씩 총 10개의 용접 조립 H형강 휨부재를 제작하였다(표 1참조). 표 1의 실험체명은 “강종-단면-횡지지조건-하중조건-세부구분”을 나타낸다; i) “강종”은 SM490A,HSB800으로 구분한다; ii) “단면”은 S,NC,C등 3가지로서 각각 세장판단면(slender section), 비콤팩트단면(non-compact section), 콤팩트단면(compact section)을 의미한다; iii) “횡지지조건” 기호인 P, PD는 실험체에 제공된 횡지지거리가 각각 소성모멘트 확보 및 소성설계에 요구되는 횡지지길이 이하임을 의미한다.
성능/효과
(1) 소재인장실험결과 SM490A는 분명한 항복점과 항복참이 존재하고 낮은 항복비를 갖는 좋은 특성을 보인다. 결과적으로 SM490A실험체는 플랜지 판폭두께비별로 충분한 강도발현은 물론 소성설계 및 내진설계에서 요구하는 회전능력을 충분히 상회하는 비탄성 회전능력을 보여주었다.
(2) HSB800강재의 경우 모두 탁월한 휨강도를 발휘하였다. 현행 설계기준의 구분을 따를 때 세장판단면에 가까운 플랜지를 갖는 실험체도 소성강도의 98%에 달하는 강도를 발휘하였으며 비콤팩트 및 콤팩트 플랜지의 실험체는 국부좌굴없이 소성강도의 114% 및 121%를 발휘하였다.
(3) 제한된 실험결과이긴 하나, HSB800강재가 지닌 높은 항복비 등 비탄성 변형능력의 발휘에 불리한 소재특성으로 소성설계의 모멘트 재분배 부재나 내진설계의 에너지소산 부재로의 활용이 어려운 낮은 회전능력을 나타내었다. 이는 본문에서 상세히 논한 바와 같이 가력점 부근의 전높이 스티프너 용접과정에서 고강도강재에 불리하게 작용할 수 있는 열영향으로 하부 플랜지가 조기 인장파단한 것이 주된 원인으로 추정된다.
(4) 본 연구의 실험에서 확인된 HSB800강재의 고무적인 소성강도 발현성능에 비해 상대적으로 떨어지는 비탄성 회전능력을 감안했을 때, 이 강재는 소성강도까지만 활용하는 탄성설계 부재로 활용하는 것이 가장 적합할 것으로 보인다. 이 설계법에서는 부재에 비탄성 회전능력을 요구하지 않으므로 콤팩트에서 세장판단면에 이르기까지 사용에 제한사항이 없다.
(5) SM490A 실험체가 판폭두께비, 모멘트구배, 횡지지거리 등에 따라 확연한 회전능력의 차이를 보인 것에 비해 HSB800실험체는 이들 변동에 따라 큰 차별성을 보이지 않았다. 이는 조기 인장파단 및 양 재료간 확연히 다른 변형도-응력도 특성에 기인하는 것으로 보인다.
먼저 3점하중 실험결과를 요약하기로 한다.3점하중을 받는 SM490A 실험체의 경우 콤팩트(C)단면 실험체는 모두 소성모멘트 도달 이후 상부 플랜지에서 국부좌굴이 발생하였고, 이후 소성모멘트의 약 130% 강도를 발휘한 후 완만한 강도저하를 거쳐서 인장파단 없이 R=9.5및 R=10.1의 뛰어난 회전 능력을 발휘하였다(그림 9 및 그림 11 참조). 특히 콤팩트단면임에도 내진용으로 요구되는 기준치 R=7.
(1) 소재인장실험결과 SM490A는 분명한 항복점과 항복참이 존재하고 낮은 항복비를 갖는 좋은 특성을 보인다. 결과적으로 SM490A실험체는 플랜지 판폭두께비별로 충분한 강도발현은 물론 소성설계 및 내진설계에서 요구하는 회전능력을 충분히 상회하는 비탄성 회전능력을 보여주었다. 반면 HSB800은 항복점이 불분명하고 항복참이 존재하지 않으며 변형경화의 크기가 작아 항복비가 0.
이는 잔류응력이 용접 후 강재의 수축과정에서 발생하는 일종의 “탄성응력”이기 때문인 것으로 이해할 수 있다. 결과적으로 고강도화 할수록 비콤팩트 영역에서의 비탄성 국부좌굴 강도에 대한 잔류응력의 강도잠식이 상대적으로 작아지기 때문에 고강도강이 일반강에 비해 비콤팩트 영역에서 높은 강도를 발휘하는 것으로 추정된다. 고강도 조립부재의 잔류응력은 자료가 특히 희소하므로 후속 보완실험 과정에서 계측하여, 본 실험결과의 좀 더 심도 있는 분석에 활용할 필요가 있다.
55%로서(지경부 기술표준원 2008,2009) 용접열에 따른 취성화는 HSB800에서 커질 수 밖에 없다. 결과적으로 열영향을 받은 HSB800실험체의 하부 플랜지는 더 취성적인 거동을 보였을 가능성이 높다. 이런 제반조건이 본 연구의 HSB800실험체가 기존 실험에 비해 상대적으로 낮은 회전능력을 보인 주요한 이유라 사료된다.
따라서 강성 및 강도 요건만을 만족하면 되는 모든 중력하중에 대한 설계, 내풍설계(특히 초고층건물의 경우 풍하중이 거의 대부분 지배하중임), 그리고 내진설계상 탄성이 요구되는 모든 부재(예를 들면, 모멘트골조의 기둥이나 가새골조의 보나 기둥과 같은 비에너지소산 부재)에 일반강재의 2∼3배에 달하는 본 소재를 가장 적합하게 활용할 수 있다.
5)을 발휘하였다. 반면 그림 14와 같이 HSB800실험체는 비콤팩트단면임에도 소성강도를 약 10% 상회하는 우수한 강도발현 능력을 보였으나, 횡좌굴 이후 급격한 강도저하 또는 중앙부 가력점 스티프너 하단의 보 플랜지 파단으로 R=2.0정도의 회전능력만 발휘되었다. 그림 15는 4점하중 실험종료 후 모습으로 기술한 파괴모드별 거동의 차이를 분명하게 보여준다.
현행 설계기준의 구분을 따를 때 세장판단면에 가까운 플랜지를 갖는 실험체도 소성강도의 98%에 달하는 강도를 발휘하였으며 비콤팩트 및 콤팩트 플랜지의 실험체는 국부좌굴없이 소성강도의 114% 및 121%를 발휘하였다. 이 결과는 일반강재를 근거로 제시된 현행 기준의 플랜지 판폭두께비 제한규정을 HSB800강재에 그대로 확장하여 적용하여도 충분히 보수적인 강도설계가 가능함을 의미한다.
결과적으로 열영향을 받은 HSB800실험체의 하부 플랜지는 더 취성적인 거동을 보였을 가능성이 높다. 이런 제반조건이 본 연구의 HSB800실험체가 기존 실험에 비해 상대적으로 낮은 회전능력을 보인 주요한 이유라 사료된다. 이를 확인하기 위한 보완실험을 수행할 예정이다.
(2) HSB800강재의 경우 모두 탁월한 휨강도를 발휘하였다. 현행 설계기준의 구분을 따를 때 세장판단면에 가까운 플랜지를 갖는 실험체도 소성강도의 98%에 달하는 강도를 발휘하였으며 비콤팩트 및 콤팩트 플랜지의 실험체는 국부좌굴없이 소성강도의 114% 및 121%를 발휘하였다. 이 결과는 일반강재를 근거로 제시된 현행 기준의 플랜지 판폭두께비 제한규정을 HSB800강재에 그대로 확장하여 적용하여도 충분히 보수적인 강도설계가 가능함을 의미한다.
후속연구
(6) 마지막으로, 본 실험에서는 충분한 횡지지를 제공하고 내진콤팩트 조건의 웨브로 설계하였으나 실제의 많은 경우에 웨브는 콤팩트 또는 비콤팩트 조건으로 설계될 수 있고 국부좌굴과 횡좌굴의 상호작용이 발생할 수도 있으므로 이를 반영한 후속연구, 곧 횡좌굴과 국부좌굴의 상호작용이 강도발현 및 회전능력에 미치는 영향을 규명하기 위한 보완연구가 수행될 필요가 있다.
부분높이 스티프너 상세를 사용한 실험 등에 의해 이런 추정의 타당성 여부를 검증하고 해결방안을 제시하기 위한 후속 보완실험이 필요하다. HSB800 강종의 소성설계 적용가능성 여부는 후속 보완실험연구의 결과를 토대로 판단될 것이다.
결과적으로 고강도화 할수록 비콤팩트 영역에서의 비탄성 국부좌굴 강도에 대한 잔류응력의 강도잠식이 상대적으로 작아지기 때문에 고강도강이 일반강에 비해 비콤팩트 영역에서 높은 강도를 발휘하는 것으로 추정된다. 고강도 조립부재의 잔류응력은 자료가 특히 희소하므로 후속 보완실험 과정에서 계측하여, 본 실험결과의 좀 더 심도 있는 분석에 활용할 필요가 있다.
아래 표 2의 한계값 λr, λp, λps는 소재 인장실험의 항복강도(표 4참조)를 기준으로 산정한 것이다. 과거의 고강도강 실험이 주로 콤팩트 또는 내진콤팩트 단면을 대상으로 했지만, 고강도강의 현실적 사용 범위가 비콤팩트 또는 콤팩트단면임을 예상한다면 본 연구에서 택한 판폭두께비 범위는 실험 데이타베이스의 확장과 더불어 좀 더 의미있는 실험자료를 제공할 것으로 판단된다.
이는 본문에서 상세히 논한 바와 같이 가력점 부근의 전높이 스티프너 용접과정에서 고강도강재에 불리하게 작용할 수 있는 열영향으로 하부 플랜지가 조기 인장파단한 것이 주된 원인으로 추정된다. 부분높이 스티프너 상세를 사용한 실험 등에 의해 이런 추정의 타당성 여부를 검증하고 해결방안을 제시하기 위한 후속 보완실험이 필요하다. HSB800 강종의 소성설계 적용가능성 여부는 후속 보완실험연구의 결과를 토대로 판단될 것이다.
이런 제반조건이 본 연구의 HSB800실험체가 기존 실험에 비해 상대적으로 낮은 회전능력을 보인 주요한 이유라 사료된다. 이를 확인하기 위한 보완실험을 수행할 예정이다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
고강도강재에 대한 관심이 점증하고 있는 이유는?
강재의 고강도성은 고성능강의 가장 대표적 특질 가운데 하나로서 최근 초고층, 초대형 건축물과 미학적으로 경쟁력 있는 구조물에 대한 수요 증대로 고강도강재에 대한 관심이 점증하고 있다. 미국의 경우 이미 1960년대 말에 고강도강재인 A514강재(공칭항복강도 690MPa급으로 퀜칭과 템퍼링에 의해 생산)의 건축구조 적용을 위한 휨부재 실험연구가 시도된 바가 있으나(McDermott,1969) 현재까지 고강도강의 건축구조 적용을 위한 설계기준은 정립된 바가 없다.
HSB800강재의 경우 비 콤팩트 및 콤팩트 플랜지의 실험체는 국부좌굴 없이 소성 강도의 몇 퍼센트를 발휘하였는가?
(2) HSB800강재의 경우 모두 탁월한 휨강도를 발휘하였다. 현행 설계기준의 구분을 따를 때 세장판단면에 가까운 플랜지를 갖는 실험체도 소성강도의 98%에 달하는 강도를 발휘하였으며 비콤팩트 및 콤팩트 플랜지의 실험체는 국부좌굴없이 소성강도의 114% 및 121%를 발휘하였다. 이 결과는 일반강재를 근거로 제시된 현행 기준의 플랜지 판폭두께비 제한규정을 HSB800강재에 그대로 확장하여 적용하여도 충분히 보수적인 강도설계가 가능함을 의미한다.
고강도강재인 HSB800의 항복강도 수준은?
최근의 제강기술에 의한 고강도강재는 퀜칭, 템퍼링, 합금투입 공정 등의 생략을 통해 제강과정의 경제성은 물론 상대적으로 낮은 탄소 당량을 유지하여 뛰어난 용접성과 노치인성을 제공하므로 건축구조물의 응용에 적합한 매력적인 소재로 부상하고 있다. 최근 국내에서 개발된 열가공제어(TMCP) 고강도강재인 HSB800은 항복강도가 무려 일반강재의 2배 내지 3배에 달한다.부재 수준의 성능검증을 거쳐서 이를 적합하게 건축구조물에 활용할 경우 경제적이고 혁신적인 구조물의 설계를 가능케 하는 첨단소재라 할 수 있다.
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