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문제 정의
- 당시 이들 접합 상세의 문제점은 고강도강을 사용함에 따라 더욱 야기되기 쉬운 용접접근공 부위의 응력집중에 있음을 알 수 있었다. 따라서 본 연구에서는 이와 같은 문제점을 보완하고 고강도강 접합부의 변형능력을 향상시키기 위한 효과적인 접합상세라 고려되는 Non-Scallop 용접상세를 적용하였다.
- 본 연구에서는 고강도강 HSA800적용 기둥-보 접합부의보단부 용접상세에 따른 구조성능을 검토하기 위하여 실대형 실험 및 비선형 유한요소해석을 실시하였다. 실험에서는 보 단부의 변형도를 줄여 접합부 변형능력을 향상시키기 위한 대안으로서 Non-scallop 공법을 적용한 실험체와 종래의 용접접근공을 가지는 실험체를 대상으로 하였다.
가설 설정
- : 등방응력(σm)과 Von Mises 응력(σeff)의 비로 정의 된다.
제안 방법
- 5m로 설정하였다. 경계조건의 경우 실험시 모든 실험체들이 보항복형 메커니즘을 가짐을 확인하였으며 유한요소의 개수를 줄여 해석시간을 단축시키기 위하여 실제 실험보다 조금 짧은 길이를 가지는 기둥 부재의 상하부 단면을 3방향으로 구속하였으며 보의 자유단에서 상향으로 200mm(≒0.057rad)까지 단조방향 강제변위를 적용하였다. 주요 변형도 집중지점(보 단부)의 메시의 크기는 해석변수와 상관없이 동일한 크기(10mm×10mm)를 가지도록 설정하였다.
- 4 참조). 또한 보 부재의 횡좌굴을 방지하기 위하여 가력지점에서 700mm 떨어진 지점에 구속지그를 설치하였다. 실험계획도 및 실험전경을 Fig.
- 실험에서는 보 단부의 변형도를 줄여 접합부 변형능력을 향상시키기 위한 대안으로서 Non-scallop 공법을 적용한 실험체와 종래의 용접접근공을 가지는 실험체를 대상으로 하였다. 또한 해석적 연구에서는 기존에 개발되었던 용접접근공 상세들을 대상으로 비선형해석을 실시하였으며 변형도 분석을 중심으로 각 용접상세들의 구조성능을 비교하였다.
- 따라서 본 연구에서는 HSA800강이 적용된 기둥-보 접합부를 대상으로 하였으며 보 단부의 용접접근공의 유무 및 형태를 변수로 하여 실험 및 해석연구를 진행하였다. 실험연구의 경우 용접접근공의 유무에 따라 가장 큰 성능차이를 발생할 것으로 예상되는 기존의 1/4원형의 용접접근공 실험체와 Non-scallop공법을 적용한 실험체를 대상으로 하였으며 비선형 유한요소해석을 통하여 기존의 다양한 용접접근공 상세에 따른 고강도 강 접합부의 단부 변형도 완화효과 및 접합부 변형능력을 고찰하였다.
- 실험체 경계조건은 기둥의 상하부를 회전지그와 볼트체결하여 핀접합을 구현하였으며 보 부재의 자유단에 3,000kN 용량의 Actuator를 설치하여 반복이력가력을 계획하였다. 가력패턴은 FEMA 350에 제시되어 있는 접합부 반복재하절차를 사용하였다(Fig.
- HSA800강 적용 기둥-보 접합부의 보 단부 용접접근공 유무 및 형상에 따라 보 단부의 변형도를 정량적으로 분석하기 위하여 각기 다른 단부 용접상세를 가지는 6개의 모델을 선정하였다. 첫 번째는 전통방식의 1/4원형 용접 접근공을 가지는 모델, 두 번째는 용접접근공의 응력집중부의 첨점을 발생시키지 않게 하기위해 끝부분을 라운드 처리한 개량용접접근공, 세 번째 모델은 Engelhart에 의해 2002년에 제안된 개량형 용접접근공, 네 번째는 PostNorthridge Connection의 WU F-W 접합상세의 용접접근공 형태만 모델링한 후 웨브의 전단탭없이 기둥부재에 일체형으로 부착된 형태, 다섯 번째 모델은 WUF-W Connection 를 그대로 모델링하였으며 웨브 전단탭 부분의 볼트체결은 별도로 모델링하지 않고 전단탭과 보 부재의 웨브를 일체화시켰다. 그리고 여섯 번째 모델은 용접접근공을 제거한 Non-Scallop 공법 모델이다.
대상 데이터
- 3, 항복조건은 von-Mises의 항복이론을 적용하였다. HSA800강 적용 기둥-보 접합부의 보 단부 용접접근공 유무 및 형상에 따라 보 단부의 변형도를 정량적으로 분석하기 위하여 각기 다른 단부 용접상세를 가지는 6개의 모델을 선정하였다. 첫 번째는 전통방식의 1/4원형 용접 접근공을 가지는 모델, 두 번째는 용접접근공의 응력집중부의 첨점을 발생시키지 않게 하기위해 끝부분을 라운드 처리한 개량용접접근공, 세 번째 모델은 Engelhart에 의해 2002년에 제안된 개량형 용접접근공, 네 번째는 PostNorthridge Connection의 WU F-W 접합상세의 용접접근공 형태만 모델링한 후 웨브의 전단탭없이 기둥부재에 일체형으로 부착된 형태, 다섯 번째 모델은 WUF-W Connection 를 그대로 모델링하였으며 웨브 전단탭 부분의 볼트체결은 별도로 모델링하지 않고 전단탭과 보 부재의 웨브를 일체화시켰다.
- 부재단면치수는 보 단면의 경우 H-600×200×15×25, 기둥단면은 H-440×440×25×35로 제작하였다. 각 부재는 Built-up 부재로 구성되어 있으며 플랜지와 웨브는 한국산 용접봉 PKW-900을 사용하여 완전용입용접하였다. 실험변수는 보 단부의 용접접근공의 유무로서 총 2개의 실험체로 구성하였다.
- Solid185 요소의 경우 각 절점에 3방향의 자유도를 가지며 하나의 요소당 총 16개의 노드로 구성되어 있고 재료적, 기하하적 비선형 해석이 가능하여 강재의 특성을 효과적으로 반영할 수 있다. 강재의 물성치는 앞서 실험을 실시한 HSA800강의 재료인장실험결과에 따른 물성치를 진응력-로그변형도로 치환하여 사용하였다(Fig. 13 참조). 공학적 응력-변형도 관계를 진응력-로그변형도로 치환할 때 아래의 식을 사용하였다.
- 7에 나타내었다. 기본적으로 상하부 플랜지 단부에 등간격으로 5개소, 웨브에 3개소를 부착하여 실험체별 총 13개의 게이지를 설치하였다. 변위측정을 위하여 가력지점의 반대편 동일지점과 패널존 변위측정을 위한 2개소, 기둥변위 측정을 위한 2개소로서 총 5군데에 LVDT를 설치하였다.
- 따라서 본 연구에서는 HSA800강이 적용된 기둥-보 접합부를 대상으로 하였으며 보 단부의 용접접근공의 유무 및 형태를 변수로 하여 실험 및 해석연구를 진행하였다. 실험연구의 경우 용접접근공의 유무에 따라 가장 큰 성능차이를 발생할 것으로 예상되는 기존의 1/4원형의 용접접근공 실험체와 Non-scallop공법을 적용한 실험체를 대상으로 하였으며 비선형 유한요소해석을 통하여 기존의 다양한 용접접근공 상세에 따른 고강도 강 접합부의 단부 변형도 완화효과 및 접합부 변형능력을 고찰하였다.
- 기본적으로 상하부 플랜지 단부에 등간격으로 5개소, 웨브에 3개소를 부착하여 실험체별 총 13개의 게이지를 설치하였다. 변위측정을 위하여 가력지점의 반대편 동일지점과 패널존 변위측정을 위한 2개소, 기둥변위 측정을 위한 2개소로서 총 5군데에 LVDT를 설치하였다.
- 접합부 반복재하실험을 위하여 실험체는 Column Tree 형태의 기둥-보 접합부로 제작하였다. 보의 경간(가력중심 지점에서 기둥중심까지의 거리)는 3.5m로 설정하였으며 보와 기둥의 사용재료는 모두 고강도강 HSA800으로 제작하였다. 부재단면치수는 보 단면의 경우 H-600×200×15×25, 기둥단면은 H-440×440×25×35로 제작하였다.
- 각 부재는 Built-up 부재로 구성되어 있으며 플랜지와 웨브는 한국산 용접봉 PKW-900을 사용하여 완전용입용접하였다. 실험변수는 보 단부의 용접접근공의 유무로서 총 2개의 실험체로 구성하였다. 즉 보종래의 1/4원형(R=33) 스캘럽을 가지는 접합상세와 Non-scallop 접합상세로 구성하였다.
- 본 연구에서는 고강도강 HSA800적용 기둥-보 접합부의보단부 용접상세에 따른 구조성능을 검토하기 위하여 실대형 실험 및 비선형 유한요소해석을 실시하였다. 실험에서는 보 단부의 변형도를 줄여 접합부 변형능력을 향상시키기 위한 대안으로서 Non-scallop 공법을 적용한 실험체와 종래의 용접접근공을 가지는 실험체를 대상으로 하였다. 또한 해석적 연구에서는 기존에 개발되었던 용접접근공 상세들을 대상으로 비선형해석을 실시하였으며 변형도 분석을 중심으로 각 용접상세들의 구조성능을 비교하였다.
- 비선형 해석을 위하여 범용프로그램인 ANSYS를 사용하였다. 유한요소 모델은 3차원 모델링에 적절한 Solid185 요소를 사용하였다. Solid185 요소의 경우 각 절점에 3방향의 자유도를 가지며 하나의 요소당 총 16개의 노드로 구성되어 있고 재료적, 기하하적 비선형 해석이 가능하여 강재의 특성을 효과적으로 반영할 수 있다.
- 접합부 반복재하실험을 위하여 실험체는 Column Tree 형태의 기둥-보 접합부로 제작하였다. 보의 경간(가력중심 지점에서 기둥중심까지의 거리)는 3.
- 실험변수는 보 단부의 용접접근공의 유무로서 총 2개의 실험체로 구성하였다. 즉 보종래의 1/4원형(R=33) 스캘럽을 가지는 접합상세와 Non-scallop 접합상세로 구성하였다. 실험변수에 따른 실험체일람을 Table 1에 나타내었으며 실험체 용접조건을 Table 2에 나타내었다.
데이터처리
- 비선형 해석을 위하여 범용프로그램인 ANSYS를 사용하였다. 유한요소 모델은 3차원 모델링에 적절한 Solid185 요소를 사용하였다.
이론/모형
- 선행연구들을 통하여 반복하중에 의한 이력곡선은 골격곡선부와 바우싱거부, 탄성제하부로 이루어져 있으며 이중 골격곡선부의 경우 일방향 가력에 의한 하중-변형의 이력곡선과 그 궤도가 거의 일치함이 증명된 바 있다[13],[14]. 본 연구에서는 이와 같은 이론에 입각하여 각 실험체별 골격곡선을 추출한 후 General Yield Point Method를 사용하여 항복점을 측정하였다. 각 실험체별로 항복점과 함께 주요구조성능을 Table 4에 정리하였다.
- 프아송비는 0.3, 항복조건은 von-Mises의 항복이론을 적용하였다. HSA800강 적용 기둥-보 접합부의 보 단부 용접접근공 유무 및 형상에 따라 보 단부의 변형도를 정량적으로 분석하기 위하여 각기 다른 단부 용접상세를 가지는 6개의 모델을 선정하였다.
성능/효과
- (1) 실험결과를 통하여 종래의 1/4원형 용접접근공을 가지는 보 춤 600mm급 실험체(TSC)의 경우 최대변형각은 0.03rad 내외로 나타났으며 탄성거동 이후 취약한 소성 거동을 나타내었다.
- (2) Non-Scallop공법이 적용된 보 춤 600mm를 가지는 실험체(NSC)의 경우 보 춤에 따라 최대내력의 차이가 발생하나 최대변형각의 경우 보 춤에 관계없이 0.04rad 내외, 내력상승률은 1.2이상으로 나타났다.
- (3) Non-Scallop공법의 경우 종래의 1/4원형 용접접근공을 가지는 접합상세에 비하여 용접접근공에 의한 단면 결손부가 없기 때문에 최대응력지점이 되는 보 단부에서의 변형도를 대략 60% 갸량 줄일 수 있으며 이와 같은 효과는 전체 접합부의 변형능력 향상(최대 변형각:0.04rad)으로 나타나는 것으로 판단된다.
- (4) Non-Scallop공법을 적용할 경우 보 춤 600mm이하에서 충분히 국내기준의 중간모멘트접합상세로 활용가능 함을 검증하였다.
- (5) 해석연구를 통하여 실험과 유사한 대응을 나타내는 해석모델을 구축하였으며 Non-Scallop공법 및 WUF- W 상세의 경우 고강도강 적용시에도 타 용접접근공상세를 가지는 해석모델에 비하여 대략 61%정도 보 단부 변형도 감소효과가 있다는 것을 확인하였다.
- 12는 동일한 부재단면이 사용되었으며 접합상세만 상이한 TSC와 NSC실험체의 접합부 회전각에 따른 최대변형도를 비교한 것이다. TSC실험체의 최대변형각인 0.03rad에서의 변형도는 Non-Scallop공법을 사용함에 따라 대략 60%까지 줄일 수 있음을 확인할 수 있다.
- 하지만 두 군데의 측정지점에서 TSC와 ISC-A모델의 경우 타 모델에 비하여 큰 변형도를 나타내며 설정한 해석모델 중 단부 변형도 집중이 가장 두드러지는 것으로 나타났다. 또한 실험결과와 대비하여 보았을 때 TSC모델은 회전각 0.03rad 부근, NSC모델의 경우 0.04rad 부근에서 취성파단이 발생한다는 가정을 하였을 때 모재의 취성파단 변형도는 일반적인 연강접합부 실험에서의 결과와 비슷한 0.04 내외일 것으로 판단된다.
- 04rad 이상의 변형능력을 나타내고 있으며 TSC 실험체에 비하여 소성변형능력이 2배 가량 크게 나타났다. 또한 앞서 모멘트-회전각 반복이력곡선의 결과와 더불어 판단하였을 때, Non-Scallop공법으로 제작된 HSA800강 보-기둥 접합부는 보 춤 600mm급 이하의 수준에서 KBC2009에서 제시한 중간모멘트골조(IMF)의 요구성능을 충분히 상회하고 있음을 확인할 수 있다.
- 16에 나타내었다. 모든 해석모델에 대하여 모멘트-회전각 관계, 주요 구조성능은 유사하게 나타났으며 응력집중부 또한 보 단부나 용접접근공 부근에 발생한 것을 확인할 수 있다. 전체적으로 해석모델에 따른 차이는 외관상이나 전체 접합부 거동에서는 쉽게 찾아볼 수 없으나 TSC와 ISC-A 모델의 경우 타 모델에 비하여 용접접근공 근처에서부터 보 부재 전체로 퍼져가는 응력의 분포면적이 좁게 형성되는 것을 알 수 있다.
- 하지만 이들 접합상세는 연강을 대상으로 한 검증만이 이루어졌으며 고강도강을 적용할 경우 기대만큼의 변형능력이 확보되지 않을 가능성이 크다. 이미 HSA800강을 적용한 선행실험결과를 통하여 WUF-W, RBS접합상세의 경우 KBC2009기준의 특수모멘트골조의 요구성능을 만족시킬 수 없음을 확인하였다. 당시 이들 접합 상세의 문제점은 고강도강을 사용함에 따라 더욱 야기되기 쉬운 용접접근공 부위의 응력집중에 있음을 알 수 있었다.
- 모든 해석모델에 대하여 모멘트-회전각 관계, 주요 구조성능은 유사하게 나타났으며 응력집중부 또한 보 단부나 용접접근공 부근에 발생한 것을 확인할 수 있다. 전체적으로 해석모델에 따른 차이는 외관상이나 전체 접합부 거동에서는 쉽게 찾아볼 수 없으나 TSC와 ISC-A 모델의 경우 타 모델에 비하여 용접접근공 근처에서부터 보 부재 전체로 퍼져가는 응력의 분포면적이 좁게 형성되는 것을 알 수 있다. 이러한 응력집중은 조기 취성파단이 원인이 된다.
- 2 참조)[9]. 즉 단부의 변형도 완화를 통하여 동일한 변형시 Non-Scallop공법상세에서의 보 부재가 부담하는 응력부담을 줄여줌에 따라 전체 접합부의 변형능력 향상되는 결과로 나타났다.
- 8 및 Table 3에 나타내었다. 항복점는 0.2% off-set method로 측정하였으며, 평균적으로 항복강도의 경우 740MPa, 인장강도의 경우 887MPa로 나타났다. 탄성계수의 경우 강재의 일반적인 영계수와 유사한 수치를 나타내었으며 항복비의 경우 0.
후속연구
- (6) 해석결과에 따른 변형도 분석을 실시하였으며 고강도강 HSA800 적용시의 기둥-보 접합부의 보 단부에서의 예상 Rupture Index 수치는 15정도인 것으로 판단되며 차후 HSA800강의 물성치를 활용한 해석연구 수행시 기초적인 자료가 될 것으로 판단된다.
- 한편 HSA800강 휨 부재의 파괴지수는 선행실험연구를 통한 연강 휨부재의 파괴지수에 비하여 상당히 작은 수치를 나타내나 이는 HSA800의 항복변형율 및 항복비가 연강에 비하여 높은 수치를 나타내며 등방응력은 상대적으로 낮게 평가되는 재료의 특성으로 인한 영향인 것으로 판단된다. WWC모델의 경우 NSC모델에 비하여 파괴지수가 낮게 나타났으나 이는 전단탭과 보 웨브가 일체로 거동되게 설정함에 따라 전단탭과 보 웨브가 겹치는 부피 부분에서 상당한 모멘트를 부담하였기 때문인 것으로 판단되며 향후 추가적인 해석 및 상세연구를 통하여 검토해 볼 필요성이 있다.
- 항복내력과 최대 내력의 경우 모두 10% 이내의 근소한 오차를 보이고 있으며 내력저하시점(최대내력시 변형각) 또한 유사한 대응을 보이고 있다. 따라서 본 해석모델의 경우 초기변형에서 비탄성역, 종국거동시까지의 거동을 대변할 수 있는 모델이며 향후 경제적, 공간적 제약없이 다변수해석 및 일반 구조용 강 접합부와의 비교해석이 가능할 것으로 판단된다.
- 하지만 HSA800강을 적용한 실대형 실험결과를 토대로 해석상의 결과에서도 부재 파괴시점을 짐작할 수 있으며 해석과 대응시켜 HSA800강을 사용한 부재의 파괴지수를 예측해볼 수 있다. 물론 본 절에서 도출하는 HSA800강 휨재의 파괴지수는 향후 무수한 실험 및 해석을 통하여 엄격하게 수정, 보완과정을 거쳐야겠지만 현 시점에서 강종에 따른 부재의 파괴지수 정립을 위한 기초자료로서 충분한 가치가 있을 것으로 판단된다.
- 본 연구의 결과는 고강도강의 기둥-보 접합부 적용을 위한 설계기준 마련에 기초적인 데이터를 제공할 수 있을 것으로 판단되며 향 후 추가적인 실험연구와 해석적인 연구가 필요할 것으로 사료된다.
- 21에 나타내었다. 아래쪽에 위치한 그래프는 위쪽의 그래프의 일부를 확대시킨 것이며 실제 실험이 이루어졌던 TSC(WC실험 체)와 NSC(NWC실험체)모델의 파괴시점을 고려하였을 때 고강도강 HSA800강을 적용한 휨재의 파괴지수는 대략 15정도인 것으로 판단되며 이후 추가적인 고강도강 휨재 해석이 이루어질 경우 비교지수로 활용될 수 있을 것으로 사료된다. 한편 HSA800강 휨 부재의 파괴지수는 선행실험연구를 통한 연강 휨부재의 파괴지수에 비하여 상당히 작은 수치를 나타내나 이는 HSA800의 항복변형율 및 항복비가 연강에 비하여 높은 수치를 나타내며 등방응력은 상대적으로 낮게 평가되는 재료의 특성으로 인한 영향인 것으로 판단된다.
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