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문제 정의
- 본 논문에서는 고성능강(HSA800) H-형 단면 기둥의 폭 두께비와 국부좌굴의 관계를 알아보기 위하여 H-형 단면의 폭과 길이를 변화시켜 해석 및 실험적 연구를 수행하여 다음과 같은 결론을 도출하였다. 또한 향후 다른 강종(SS400, SM520)을 이용한 모델링을 통해 강종에 따른 좌굴거동을 연구할 계획이다.
- 본 연구에서는 한국산업표준(KS)에 새롭게 규정된 건축구조용 고성능 압연강재 HSA800의 건축구조부재로의 적용을 위한 기초연구로써 고강도강으로 단면 효율성이 좋은 압축재의 거동을 파악하고자 한다. 재료단순인장시험을 통해 낮은 변형도 경화와 연성 및 높은 항복비를 갖는 HSA800 고성능강의 기계적 성질을 확인하고, 국내 최대 가력장치의 용량(10,000kN)을 고려하여 용접 제작된 H형단면의 단주에 대해 중심압축실험을 실시했다.
- 재료단순인장시험을 통해 낮은 변형도 경화와 연성 및 높은 항복비를 갖는 HSA800 고성능강의 기계적 성질을 확인하고, 국내 최대 가력장치의 용량(10,000kN)을 고려하여 용접 제작된 H형단면의 단주에 대해 중심압축실험을 실시했다. 플랜지와 웨브의 판폭두께비를 변수로 한 단주실험체의 국부좌굴거동을 조사하여 건축용 구조용부재로서의 요구 성능의 만족여부를 확인하고, 유한요소해석을 통한 결과 값과 비교하는 것을 연구목적으로 한다.
제안 방법
- HSA800의 용접H형 단면 단주 중심압축 실험은 RIST 강구조 연구소의 실험실에 설치되어 있는 10,000kN(약 1,000tf) UTM을 사용하여 실시하였다. 실험결과 얻어진 실험 최대압축하중(PeMax), 실험 최대평균응력(σeMax) 및 파단 양상을 Table6에 정리하였고, 축하중-축변위 관계곡선과 평균응력(σe)-변형도(εe) 관계곡선은 각각 Fig.
- 메쉬 사이즈는 해석의 정확도와 수렴을 위해 비교적 조밀한 크기(10mm × 10mm)로 결정했다. 선형 고유치 해석을 통해 얻은 첫 번째 변형된 좌굴형상을 업데이트시켜 초기 결함(initial imperfection)을 지닌 모델로 만들어 비선형 좌굴 해석을 수행하였다.
- 실험결과와 해석결과의 비교를 위해 전체적인 비교(global level comparisons)와 국부적인 비교(local level comparisons)를 수행했다. 실험결과와 해석결과의 전체적인 비교로써 판폭두께비에 따른 축하중-축변위 관계곡선과 응력-변형도 곡선을 Fig.
- 압축재를 구성하는 판재의 판폭두께비에 따른 국부좌굴 내력을 평가하고, 현행설계기준식의 적용여부를 평가하기 위해 고성능강 HSA800 강종으로 용접 제작된 H형 단주에 대해 중심압축실험을 실시했다. H형부재를 구성하는 세개(두개의 플랜지와 한개의 웨브)의 플레이트는 구속판 요소(플레이트 양끝이 다른 플레이트에 의해 일체화되어 지지되는 경우, 즉 H형단면의 웨브)와 비구속판 요소(1단은 자유, 타단은 일체화 지지되는 경우, 즉, H형단면의 플랜지)로 분류된다.
- 유한요소 해석 프로그램인 ANSYS[13]를 사용하여 3차원 모델링을 수행하였고 비선형 좌굴해석을 통해 세장비와 폭두께비가 H형 단면 기둥의 좌굴거동에 미치는 영향을 분석하고, 실험치와 비교·분석하였다.
- 를 사용하여 3차원 모델링을 수행하였고 비선형 좌굴해석을 통해 세장비와 폭두께비가 H형 단면 기둥의 좌굴거동에 미치는 영향을 분석하고, 실험치와 비교·분석하였다. 유한요소 해석 프로그램인 ANSYS를 사용, 국부좌굴이 발생하는 용접 H-형 단면에 대한 해석을 수행하였다. HSA800 강재의 응력도-변형도 관계는 Fig.
- HSA800(항복강도 650~770MPa)의 고강도(고성능) 강재를 건축물에 적용함으로써 구조부재의 콤팩트화 및 단면 감소로 인한 층고저감이 가능하고 건축물의 자중감소로 인한 지진하중감소, 부재단면의 축소에 의한 자재의 비용절감 및 유효 공간을 확보하는데 이점이 있다고 판단된다. 임성우 등[6],[7]에 의해 건축구조물에 고강도강의 적용에 대한 요구증대로 SM570 및 SM570TMC 강재로 용접 제작된 박스형 및 H형 단주 중심압축 실험을 실시하여 판폭두께비와 세장변수가 압축 좌굴내력에 미치는 영향을 평가하였고, 현행 설계기준의 만족 여부를 조사하였다. 최근에 이철호 등[8]에 의해 HSA800 고강도강재의 단주 압축실험과 편심압축실험을 통해 현행 강구조 설계기준(KBC2009, AISC2010)의 설계강도와 실험결과를 비교하였고, 잔류응력이 항복강도에 미치는 영향을 검토하였다.
- 본 연구에서는 한국산업표준(KS)에 새롭게 규정된 건축구조용 고성능 압연강재 HSA800의 건축구조부재로의 적용을 위한 기초연구로써 고강도강으로 단면 효율성이 좋은 압축재의 거동을 파악하고자 한다. 재료단순인장시험을 통해 낮은 변형도 경화와 연성 및 높은 항복비를 갖는 HSA800 고성능강의 기계적 성질을 확인하고, 국내 최대 가력장치의 용량(10,000kN)을 고려하여 용접 제작된 H형단면의 단주에 대해 중심압축실험을 실시했다. 플랜지와 웨브의 판폭두께비를 변수로 한 단주실험체의 국부좌굴거동을 조사하여 건축용 구조용부재로서의 요구 성능의 만족여부를 확인하고, 유한요소해석을 통한 결과 값과 비교하는 것을 연구목적으로 한다.
- 임성우 등[6],[7]에 의해 건축구조물에 고강도강의 적용에 대한 요구증대로 SM570 및 SM570TMC 강재로 용접 제작된 박스형 및 H형 단주 중심압축 실험을 실시하여 판폭두께비와 세장변수가 압축 좌굴내력에 미치는 영향을 평가하였고, 현행 설계기준의 만족 여부를 조사하였다. 최근에 이철호 등[8]에 의해 HSA800 고강도강재의 단주 압축실험과 편심압축실험을 통해 현행 강구조 설계기준(KBC2009, AISC2010)의 설계강도와 실험결과를 비교하였고, 잔류응력이 항복강도에 미치는 영향을 검토하였다. 그 결과, 일부 실험체는 가력장치의 최대가력용량을 초과하여 종국상태(국부좌굴)에 도달되지 못하는 경우가 발생했지만, 모든 실험체는 현행설계기준의 요구강도를 만족하는 것으로 나타났으며, 잔류응력의 크기는 강재의 항복강도와 무관하다는 선행연구결과와 합치하는 잔류응력측정값을 얻었다.
- 19배로 계획하였다. 플랜지와 웨브의 용접은 별도의 개선을 가공하지 않는 모살용접을 적용했다. 고성능 강에 적합한 용접방법인 불활성가스 금속아크용접인 GMAW를 적용하며 불활성가스로서 Ar(알곤)가스를 사용한다.
대상 데이터
- 용접H형단면의 실험체 제작에 사용된 평판두께는 플랜지의 경우 12mm, 웨브의 경우 9mm이다. 수급된 강재의 평판두께가 25mm인 관계로 상단부로부터 각각, 13mm, 16mm를 절삭가공하여 실험체 제작용 12mm, 9mm 평판을 제작하였다. 인장시험편 규정(KS B 0801)에 따라 압연 방향(길이방향)으로 5호 시험편 4개를 제작하여 인장시험을 실시하였고, 그 결과를 Table 4에 정리하였다.
- 용접H형단면의 실험체 제작에 사용된 평판두께는 플랜지의 경우 12mm, 웨브의 경우 9mm이다. 수급된 강재의 평판두께가 25mm인 관계로 상단부로부터 각각, 13mm, 16mm를 절삭가공하여 실험체 제작용 12mm, 9mm 평판을 제작하였다.
- 고성능 강에 적합한 용접방법인 불활성가스 금속아크용접인 GMAW를 적용하며 불활성가스로서 Ar(알곤)가스를 사용한다. 용접봉은 스웨덴산 OK AristoRod 13.3로 하였다. Table 1에 Py는 각 형강관의 전단면이 공칭항복응력(690 MPa)에 도달되었을 때의 항복강도를 나타낸다.
- 3, 항복조건은 von-Mises 이론을 적용하였다. 유한요소모델은 3차원 solid 구조에 적절한 solid 185 요소를 모델 전체에 사용했다. Solid 185 요소는 각 노드에 3개의 자유도를 가지는 8 노드로 구성되어 있고, 재료적 비선형과 기하학적 비선형 해석이 가능하여 소성(plasticity), 고탄성(hyper-elasticity), 강성보강(stress stiffening), 크리프(creep), 대변위(large deflection), 대변형률(large strain) 특성을 반영할 수 있다.
이론/모형
- 유한요소 해석 프로그램인 ANSYS를 사용, 국부좌굴이 발생하는 용접 H-형 단면에 대한 해석을 수행하였다. HSA800 강재의 응력도-변형도 관계는 Fig. 3과 Table 4의 실험결과를 바탕으로 비선형 모델인 multi-linear kinematic hardening 모델을 사용했고, 좌굴을 시뮬레이션 하기 위해 대변위 해석(large deflection analysis)을 수행했다. 여기서, 프와송비는 0.
- 플랜지와 웨브의 용접은 별도의 개선을 가공하지 않는 모살용접을 적용했다. 고성능 강에 적합한 용접방법인 불활성가스 금속아크용접인 GMAW를 적용하며 불활성가스로서 Ar(알곤)가스를 사용한다. 용접봉은 스웨덴산 OK AristoRod 13.
- 3과 Table 4의 실험결과를 바탕으로 비선형 모델인 multi-linear kinematic hardening 모델을 사용했고, 좌굴을 시뮬레이션 하기 위해 대변위 해석(large deflection analysis)을 수행했다. 여기서, 프와송비는 0.3, 항복조건은 von-Mises 이론을 적용하였다. 유한요소모델은 3차원 solid 구조에 적절한 solid 185 요소를 모델 전체에 사용했다.
- 수급된 강재의 평판두께가 25mm인 관계로 상단부로부터 각각, 13mm, 16mm를 절삭가공하여 실험체 제작용 12mm, 9mm 평판을 제작하였다. 인장시험편 규정(KS B 0801)에 따라 압연 방향(길이방향)으로 5호 시험편 4개를 제작하여 인장시험을 실시하였고, 그 결과를 Table 4에 정리하였다. 시험편에 부착한 스트레인게이지로부터 얻은 변형도 값과 하중을 시편의 단면적으로 나눈 응력도 값의 관계를 Fig.
성능/효과
- (1) HSA800강재의 소재시험결과는 웨브를 구성하는 9mm 평판은 일부시험편에서 절삭가공시 발생한 압축잔류응력에 의해 항복강도가 KS제한치를 초과하여 평균 항복비가 0.87로 나타나 기준치인 0.85를 초과한 것으로 나타났지만, 인장강도 및 연신률은 KS제한치를 만족하였다. 플랜지용의 12mm 인장시험편에 있어서는 대부분의 시험체의 항복강도, 인장강도 및 연신률은 KS의 허용한계 기준을 대부분 만족하는 것으로 나타났다.
- (2) 플랜지의 판폭두께비 및 웨브의 판폭두께비가 각각 증가 하는 경우, 최대 압축좌굴하중이 증가하는 경향을 보였다. 실험최대 평균응력은 국부좌굴에 의한 최대내력이 결정된 실험체에 대해서는 판폭두께비가 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였지만, 전체좌굴에 의해 최대내력이 결정된 실험체 SCH-HSA800-4-15와 SCH-HSA800-20는 플랜지 판폭두께비가 작은 실험체 SCH-HSA 800-6-15와 SCH-HSA800-6-20보다 낮은 응력을 보였다.
- (3) 실험결과와 해석결과의 전체적인 비교 결과로써 최대좌굴하중의 평균오차가 약 5.3%로 해석모델이 실험결과를 비교적 정확히 예측했다. 응력-변형도 관계곡선에서는 초기강성은 실험치와 해석치가 정확히 일치하였고, 축하중축변위 관계 및 응력-변형도 곡선 양상 또한 실험결과와 해석결과가 상당히 유사했다.
- 최근에 이철호 등[8]에 의해 HSA800 고강도강재의 단주 압축실험과 편심압축실험을 통해 현행 강구조 설계기준(KBC2009, AISC2010)의 설계강도와 실험결과를 비교하였고, 잔류응력이 항복강도에 미치는 영향을 검토하였다. 그 결과, 일부 실험체는 가력장치의 최대가력용량을 초과하여 종국상태(국부좌굴)에 도달되지 못하는 경우가 발생했지만, 모든 실험체는 현행설계기준의 요구강도를 만족하는 것으로 나타났으며, 잔류응력의 크기는 강재의 항복강도와 무관하다는 선행연구결과와 합치하는 잔류응력측정값을 얻었다.
- 9 참조) 실험치의 보정 후 실험치와 해석치가 양호한 대응을 보였다. 모든 실험체에서 최대하중은 해석치가 실험치에 비해 약간 낮게 나타났으며, 국부좌굴에 의해 하중이 급격하게 감소하는 양상은 실험 결과와 해석결과가 상당히 유사했다. 실험에서와 같이 플랜지와 웨브의 판폭두께비가 클수록 좌굴하중이 커졌다.
- 모든 평판두께 9mm 웨브용의 시험체의 인장강도(σu) 및 연신률은 KS의 인장강도 기준을 만족하였으나, CHSA -T9-2의 시험편을 제외한 다른 시험편의 항복강도 및 항복비가 KS의 항복강도 및 항복비 제한범위를 초과하는 것으로 나타났다.
- 반면에 부재의 전체좌굴에 의해 최대내력이 결정된 실험체 SCH-HSA800-4-15(σemax =849. 44 MPa)와 SCH-HSA800-4-20(σemax =846.82MPa)는 플랜지 판폭두께비가 작은 실험체 SCH- HSA 800-6-15(σemax=904.29MPa)와 SCH- HSA 800-6-20(σemax=872.10MPa)보다 낮은 최대응력을 보였다.
- 특히 실험결과에서와 동일하게 해석결과에서도 플랜지의 판폭두께비가 4인 실험체의 경우, 전체좌굴 형상을 잘 예측하였고, 플랜지의 판폭두께비가 10인 시험체의 경우 플랜지 부분의 현저한 국부좌굴이 발생하는 것을 확인하였다. 실험결과와 해석결과의 전체적인 비교와 국부적인 비교 결과, 해석모델이 실험결과를 비교적 정확하게 예측하고 있음을 알 수 있었다. 이 해석모델의 검증으로 다른 강종(SS400과 SM570), 다양한 판폭두께비 및 세장비 등의 변수연구가 가능해 졌다.
- (2) 플랜지의 판폭두께비 및 웨브의 판폭두께비가 각각 증가 하는 경우, 최대 압축좌굴하중이 증가하는 경향을 보였다. 실험최대 평균응력은 국부좌굴에 의한 최대내력이 결정된 실험체에 대해서는 판폭두께비가 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였지만, 전체좌굴에 의해 최대내력이 결정된 실험체 SCH-HSA800-4-15와 SCH-HSA800-20는 플랜지 판폭두께비가 작은 실험체 SCH-HSA 800-6-15와 SCH-HSA800-6-20보다 낮은 응력을 보였다. 이는 플랜지 폭이 상대적으로 작아(즉, 약축 방향으로의 단면2차 모멘트가 작음) 단면전체가 충분하게 외력에 저항하지 못하고 약축 방향의 전체좌굴에 의해 종국상태에 도달되었기 때문이다.
- 재료 인장시험결과, HSA800 고성능강은 일반탄소강과 달리 항복참(Yield plateau)이 명확하지 않은 비선형성을 나타났다. 모든 평판두께 9mm 웨브용의 시험체의 인장강도(σu) 및 연신률은 KS의 인장강도 기준을 만족하였으나, CHSA -T9-2의 시험편을 제외한 다른 시험편의 항복강도 및 항복비가 KS의 항복강도 및 항복비 제한범위를 초과하는 것으로 나타났다.
- 에서 보듯이 응력 집중과 함께 국부 좌굴 형상이 실험결과와 해석결과가 유사하게 나타남을 알 수 있었다. 특히 실험결과에서와 동일하게 해석결과에서도 플랜지의 판폭두께비가 4인 실험체의 경우, 전체좌굴 형상을 잘 예측하였고, 플랜지의 판폭두께비가 10인 시험체의 경우 플랜지 부분의 현저한 국부좌굴이 발생하는 것을 확인하였다. 실험결과와 해석결과의 전체적인 비교와 국부적인 비교 결과, 해석모델이 실험결과를 비교적 정확하게 예측하고 있음을 알 수 있었다.
- 플랜지용의 12mm 인장시험편에 있어서는 대부분의 시험체의 항복강도(σy), 인장강도(σu) 및 연신률은 KS의 허용한 계기준을 만족하였으나, CHSA-T12-3 시험편의 항복비 (0.86)가 제한범위(0.85)를 약간 초과하는 것으로 나타났다.
- 85를 초과한 것으로 나타났지만, 인장강도 및 연신률은 KS제한치를 만족하였다. 플랜지용의 12mm 인장시험편에 있어서는 대부분의 시험체의 항복강도, 인장강도 및 연신률은 KS의 허용한계 기준을 대부분 만족하는 것으로 나타났다. 향후 절삭가공에 의한 판 두께 조절시에는 별도의 열처리(풀림 등)를 통해 잔류응력을 제거한후 실험체를 제작할 필요가 있다.
후속연구
- 본 논문에서는 고성능강(HSA800) H-형 단면 기둥의 폭 두께비와 국부좌굴의 관계를 알아보기 위하여 H-형 단면의 폭과 길이를 변화시켜 해석 및 실험적 연구를 수행하여 다음과 같은 결론을 도출하였다. 또한 향후 다른 강종(SS400, SM520)을 이용한 모델링을 통해 강종에 따른 좌굴거동을 연구할 계획이다.
- 플랜지용의 12mm 인장시험편에 있어서는 대부분의 시험체의 항복강도, 인장강도 및 연신률은 KS의 허용한계 기준을 대부분 만족하는 것으로 나타났다. 향후 절삭가공에 의한 판 두께 조절시에는 별도의 열처리(풀림 등)를 통해 잔류응력을 제거한후 실험체를 제작할 필요가 있다.
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