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문제 정의
- 본 논문에서는 고성능강(HSA800) 용접각형강관 기둥의 폭두께비와 국부좌굴의 관계를 알아보기 위하여 용접각형강관 기둥 단면의 폭과 길이를 변화시켜 실험적·해석적 연구를 수행하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.
- 본 연구에서는 소재의 단순인장시험을 통해 낮은 변형도 경화와 연성 및 높은 항복비를 갖는 HSA800의 고성능강의 기계적 성질을 확인하고 국내최대 가력장치의 용량을 고려하여 용접 각형강관 압축재의 중심압축실험을 실시했다. 용접 각형 강관 단주의 중심압축실험을 통해 HSA800인 고성능강의 국부좌굴거동을 조사하여 건축용 구조용부재로서의 요구성능의 만족여부를 확인하고 유한요소해석을 통한 결과값과 비교하는 것을 연구목적으로 한다.
- 본 연구에서는 소재의 단순인장시험을 통해 낮은 변형도 경화와 연성 및 높은 항복비를 갖는 HSA800의 고성능강의 기계적 성질을 확인하고 국내최대 가력장치의 용량을 고려하여 용접 각형강관 압축재의 중심압축실험을 실시했다. 용접 각형 강관 단주의 중심압축실험을 통해 HSA800인 고성능강의 국부좌굴거동을 조사하여 건축용 구조용부재로서의 요구성능의 만족여부를 확인하고 유한요소해석을 통한 결과값과 비교하는 것을 연구목적으로 한다.
가설 설정
- 판폭두 께비가 28인 실험체는 세장판요소이고 그외 모든 시험체는 비콤팩트 단면으로 분리되었다. 여기서, HSA강의 항복강도 (Fy)는 690MPa, 탄성계수(E)는 205GPa로 가정한다.
제안 방법
- HSA800의 용접각형강관 단주 중심압축 실험은 RIST 강구조 연구소의 실험실에 설치되어 있는 10,000kN(약 1,000tf) UTM을 사용하여 실시하였다. 실험결과 얻어진 실험최대압축 하중(최대내력, PeMax), 실험최대평균응력(σeMax) 및 파단양상을 표 6에 정리하였고, 축하중-축변위 관계 곡선과 평균응력 (σe)-변형도(εe) 관계곡선은 각각 그림 5와 그림 6에 나타냈 다.
- 각형강관을 구성하는 플레이트의 용접은 45° 개선을 레이저 가공으로 제작하여 모살용접을 실시하였다.
- 각형강관의 단주압축부재를 구성하는 판재의 판폭두께비에 따른 국부좌굴내력을 평가하고, 현행설계기준식의 적용여부를 평가하기 위해 고성능강 HSA800 강종으로 용접제작된 각형 강관 단주 중심압축실험을 실시했다. 각형강관부재를 구성하는 네개의 모든 플레이트는 구속판 요소(플레이트 양 끝이다른 플레이트에 의해 일체화되어 지지되는 경우)로 분류되며, 현행 기준(KBC, 2009, AISC, 2010)에서 균일압축을받는 압축재의 경우, 비콤팩트 요소의 판폭두께비 제한값(λ r , 식(1) 참조)을 기준으로 비콤팩트(비조밀)요소와 세장판 요소로 구분된다.
- 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 및유효 공간 확보 등의 이점이 있다고 판단된다. 건축구조물에 고강도강의 적용에 대한 요구 증대로 SM570 및 SM570TMC 강재로 용접 제작된 박스형 및 H형 단주 중심 압축 실험을 실시하여 판폭두께비와 세장변수가 압축좌굴내력에 미치는 영향을 평가하였고, 현행 설계기준의 만족여부를 조사하였다(임성우 등, 2001; 임성우 등, 2005). 최근에는 600MPa급 고강도강을 적용하여 중심압축력을 받는 원형강 관의 좌굴강도를 산정하였다(이명재, 2010).
- 79, 연신율은 21%로 사용된 재료의 기계적 성질은 KS D 5994 의 제한치를 만족하는 것으로 나타났다. 고성능강 HSA800 에 대한 항복강도는 0.2% 오프셋방법에 의해 결정하였으며, 재료시험결과 측정된 항복강도와 탄성계수를 기준으로 실험체의 단면분류를 재검토하여 표 5에 정리하였다.
- 메쉬 사이즈는 해석의 정확도와 수렴을 위해 비교적 조밀한 크기(10mm x 10mm)로 결정했다. 선형 고유치해석을 통해 얻은 첫 번째 변형된 좌굴 형상을 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 판폭 두께비에 따른 축하중-축변위 관계 곡선과 평균응력-변형도 관계곡선을 그림 9와 10에 나타냈고, 각각의 좌굴 하중의 실험결과와 해석결과를 표 7에서 비교하였다.
- 용접은 고성능강에 적합한 용접방법인 불활성가스 금속아크용접인 GMAW를 적용하며 불활성가스로서 Ar(알곤)가스를 사용한다. 용접봉은 스웨덴산 OK AristoRod 13.3으로 하며, 용접의 신뢰성을 확인하기 위해 평판 맞댐용접 시험체를 제작하여 인장시험을 실시했다. 표 1에 Py는 각형강관의 전단면이 공칭항복응력(690MPa)에 도달되었을 때의 항복강도를 나타낸다.
- 이철호 등(2012)에 의해 HSA800 고강도강재의 단주 압축실험과 편심압축실험을 통해 얻어진 내력을 현행 강구조설 계기준(KBC2009, AISC2010)의 설계강도와 비교를 하였 고, 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 선행 연구결과와 합치하는 잔류응력측정값을 얻었다(Rasmussen and Hancock, 1992; 이철호 등, 2012).
대상 데이터
- 대표적인 기계적 성질 및 화학성분을 표 2과 표 3에 나타냈다. 각형강관 실험체 제작에 사용된 평판두께는 9mm이고, 수급된강재의 평판두께가 25mm인 관계로 상단부로부터 16mm를 절삭가공하여 9mm 평판을 제작하였다. 인장시험편 규정(KS B 0801)에 따라 압연방향(길이방향)으로 5호 시험편 4개를 제작하여 인장시험을 실시하였고, 그 결과를 표 4에 정리한다.
- 각형강관부재를 구성하는 네개의 모든 플레이트는 구속판 요소(플레이트 양 끝이다른 플레이트에 의해 일체화되어 지지되는 경우)로 분류되며, 현행 기준(KBC, 2009, AISC, 2010)에서 균일압축을받는 압축재의 경우, 비콤팩트 요소의 판폭두께비 제한값(λ r , 식(1) 참조)을 기준으로 비콤팩트(비조밀)요소와 세장판 요소로 구분된다. 본 연구의 단주실험체는 플레이트의 판폭두께 비(b/t)를 8, 13, 18, 23, 28로 설정하여 표 1과 같이 계획했다. 표 1의 각형강관 실험체의 판폭두께비가 8-23의 범위에 대해서는 비콤팩트 단면이며, 판폭두께비가 28인 실험 체는 세장판 요소로 구분된다.
- 3, 항복조건은 von-Mises 이론을 적용하였다. 유한요소모델은 3-D solid 구조에 적절한 solid 185 요소를 모델 전체에사용했다. Solid 185 요소는 각 노드에 3개의 자유도를 가지는 8 노드로 구성되어 있고, 재료적 비선형과 기하학적 비선형 해석이가능하여 소성(plasticity), 고탄성(hyperelasticity), 강성보강 (stress stiffening), 크리프(creep), 대변위(large deflection), 대변형률(large strain) 의 특성을 반영한다.
데이터처리
- 유한요소 해석 프로그램인 ANSYS(Ver. 13.0, 2011)를 사용하여 3차원 모델링을 수행하였고, 비선형 좌굴해석을 통해 세장비와 폭두께비가 용접각형강관 기둥의 국부좌굴거동에 미치는영향을 분석하고 실험치값과 교 분석하였다. HSA800 강재의 응력도-변형도 관계는 그림 3과 표 4의 재료 인장시험 결과를 바탕으로 비선형 모델인 multi-linear kinematic hardening 모델을 사용했고, 국부좌굴을 시뮬레이션하기 위해 대변위 해석 (large deflection analysis)을 수행했다.
이론/모형
- 0, 2011)를 사용하여 3차원 모델링을 수행하였고, 비선형 좌굴해석을 통해 세장비와 폭두께비가 용접각형강관 기둥의 국부좌굴거동에 미치는영향을 분석하고 실험치값과 교 분석하였다. HSA800 강재의 응력도-변형도 관계는 그림 3과 표 4의 재료 인장시험 결과를 바탕으로 비선형 모델인 multi-linear kinematic hardening 모델을 사용했고, 국부좌굴을 시뮬레이션하기 위해 대변위 해석 (large deflection analysis)을 수행했다. 여기서 프와송비(ν) 는 0.
- 여기서 프와송비(ν) 는 0.3, 항복조건은 von-Mises 이론을 적용하였다.
- 각형강관을 구성하는 플레이트의 용접은 45° 개선을 레이저 가공으로 제작하여 모살용접을 실시하였다. 용접은 고성능강에 적합한 용접방법인 불활성가스 금속아크용접인 GMAW를 적용하며 불활성가스로서 Ar(알곤)가스를 사용한다. 용접봉은 스웨덴산 OK AristoRod 13.
- 각형강관 실험체 제작에 사용된 평판두께는 9mm이고, 수급된강재의 평판두께가 25mm인 관계로 상단부로부터 16mm를 절삭가공하여 9mm 평판을 제작하였다. 인장시험편 규정(KS B 0801)에 따라 압연방향(길이방향)으로 5호 시험편 4개를 제작하여 인장시험을 실시하였고, 그 결과를 표 4에 정리한다. 시험편에 부착한 스트레인게이지로부터 얻은 변형도값과 하중을 시편의 단면적으로 나눈 응력도값의 관계를 그림 3에 정리하였고 시험편 세팅 및 파단양상은 그림 4에 나타냈다.
성능/효과
- (1) HSA800강재의 소재시험결과는 일부시험편에서 절삭가공시 발생한 압축잔류응력에 의해 항복강도가 KS D 5994 제한치를 초과하여 평균 항복비가 0.87로 나타나기준치인 0.85를 초과한 것으로 나타났지만 인장강도및 연신율은 KSD 5994 제한치를 만족하였다. 동일한 강종을 사용한 기존연구(김도환 등 2012)의 재료시험 결과(25mm 평판)에서는 KS 제한치를 모두 만족하는 것으로 나타났기 때문에 구조재료상의 문제는 없을 것으로 판단된다.
- (2) 용접각형강관 단주 압축실험결과, 동일두께(9.0mm)로 구성된 각형강관의 단면크기가 증가함에 따라 최대압축하중은 증가하였다. 반면에 단면크기의 증가(폭과 높이)로 판폭두께비가 증가함에 따라 국부좌굴에 의해 급격한 내력 저하가 관찰되었고, 최대압축하중을 단면적으로 나눈 평균압축응력값은 부재가 세장해지면서 감소하는 경향을 나타냈다.
- (3) 전체적인 비교 결과로써 좌굴하중의 평균오차가 약 2.3% 로 해석모델이 실험결과를 비교적 정확히 예측했다. 초기 강성은 실험치와 해석치가 정확히 일치하였고 축하중-축 변위 관계 및 응력-변형도 곡선 양상 또한 실험결과와 해석결과가 상당히 유사했다.
- 특히 판폭두께비가 23, 28인 실험체는 재료 항복 강도값보다 작게 나타났다. 또한, 세장비가 작을수록 전단면이 재료의 항복강도 도달 이후에 국부좌굴에 의한 최대내력이 결정되었고, 충분한 소성변형양상을 보였다.
- 모든 시험체의 인장강도 (σu) 및 연신률은 KS D 5994의 인장강도 기준을 만족하였 으나, CHSA-T9-2의 시험편을 제외한 다른 시험편의 항복 강도 및 항복비가가 KS의 항복강도 및 항복비 제한범위를 초과하는 것으로 나타났다.
- 0mm)로 구성된 각형강관의 단면크기가 증가함에 따라 최대압축하중은 증가하였다. 반면에 단면크기의 증가(폭과 높이)로 판폭두께비가 증가함에 따라 국부좌굴에 의해 급격한 내력 저하가 관찰되었고, 최대압축하중을 단면적으로 나눈 평균압축응력값은 부재가 세장해지면서 감소하는 경향을 나타냈다. 특히 판폭두께비가 23, 28인 실험체는 재료 항복 강도값보다 작게 나타났다.
- 표 6과 그림 5에서 실험체의 단면크기 및 판폭두께비(즉, 동일 두께에 대해 폭이 증가)가 증가함에 따라 실험 최대압축 하중은 증가하는 경향을 보였다. 반면에 최대압축하중을 단면 적으로 나눈 실험최대 평균응력은 판폭두께비가 증가함에 따라 감소하였다. 이는 판폭두께비가 작을수록 외부하중에 대해전단면이 충분히 저항하여 판의 국부좌굴 발생 전에 재료의 항복강도 이상까지 저항하는 단면이 많다는 것을 나타낸다.
- 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 가능해졌다.
- 이미 언급한 바와 같이, 판폭두께비가 증가함에 따라 평균응력-변형도 관계곡선으로부터 실험체의 최대평균응력은 판폭두께비가 8, 13, 18인 실험체의 경우 재료의 항복강도 (760.95MPa)를 상회했고, 판폭두께비가 23, 28인 실험체의 경우는 재료의 항복강도보다 낮은 값에서 최대평균응력이결정되는 것을 알 수 있다(그림 6 참조).
- 재료 인장시험결과, HSA800 고성능강은 보통탄소강은 명확한 항복구간이 관찰되는데 반해, 항복참(yield plateau)이 명확하지 않은 비선형성을 나타났다. 모든 시험체의 인장강도 (σu) 및 연신률은 KS D 5994의 인장강도 기준을 만족하였 으나, CHSA-T9-2의 시험편을 제외한 다른 시험편의 항복 강도 및 항복비가가 KS의 항복강도 및 항복비 제한범위를 초과하는 것으로 나타났다.
- 파단양상으로는 국부좌굴에 의한 최대내력이 결정된 후, 판폭두께비가 8, 18, 23, 28인 실험체에서 모서리 용접부에서 용접비드의 파단이 발생하였다. 최대내력이 결정된 후 최대내력의 37%~73%정도 저하된 시점에서 용접부위에서 파단이관측되었으며, 실험체의 최대내력 결정에는 영향을 미치지 못한 것으로 판단된다. 그림 5의 축하중-축변위 관계 곡선으로부터 용접 각형강관 실험체의 판폭두께비가 감소함에 따라 충분한 축변형을 발생한 후 최대내력에 도달하는 것을 알 수 있고, 판폭두께비가 증가함에 따라 국부좌굴에 의해 급격하게내력이 저하되고 있다.
- 일반적으로 실험체는 최대내력까지 탄성영역에서의 일정한 거동을 한 후, 항복강도 이후 최대좌굴강도까지 계속적인 강도의 증가가 나타났으며, 최대 내력점을 지나 국부좌굴이 발생하면서 급격하게 내력이 저하되는 현상이 나타났다. 표 7에서 보듯이 좌굴하중에 대한 실험결과와 해석결과의 평균오차가 약 2.3%로 해석모델이 실험결과를 비교적 정확히 예측했다.
- 해석결과, 실험결과와 동일하게 판폭두께비가 감소함에 따라 국부좌굴 발생 전에 충분한 축변형과 함께 최대내력에 도달하였고, 판폭두께비가 증가함에 따라 국부좌굴에 의해 급격 하게 내력이 저하되었다. 그림 9와 10에 나타난바와 같이 초기강성은 실험결과와 해석결과가 정확히 일치하였다.
후속연구
- 국부적인 비교 결과로써 응력집중과 함께 국부 좌굴 형상도 실험결과와 해석결과가 유사하게 나타났다. 향후, 본 연구의 결과를 바탕으로 더욱 다양한 판폭두께비 및 세장비를 고려한 고성능강 각형강관 기둥의 좌굴거동이 해석 및 실험을 통해 분석될 것이 며, 기존 강종에 적용되고 있는 설계기준의 고성능강의 적용성 검토가 이루어질 계획이다.
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