인장강도 800MPa 고강도강 조립재의 구조성능

(1)

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인장강도 800MPa 고강도강 조립재의 구조성능

서울대학교 건축학과 이철호

강구조기술발표회, 11/29/2011

한국강구조학회

(17)

발표내용

1. 서론

2. 휨재_ 국부좌굴 및 횡좌굴 3. 압축재_ 국부좌굴

4. 휨-압축재_ 조합응력에 대한 강도 5. 잔류응력 평가

6. 결어

(18)

• 고강도강(high strength steel): 강구조분야_통상 항 복 강 도 450MPa (65 ksi) 이 상 의 건 설 용 강재를 지칭

• 미국의 경우 항복강도 690MPa (100 ksi) 급의 고강도강이 이미 1960년대 말에 연구/개발이 시도되었지만 실용화되지 못함: ASTM A514 (Q/T 합금강으로 높은 제강비용, 용접성 부족, 변형능력 등의 문제로 거의 활용되지 못함)

• 현재 TMCP기술 등 제강법의 발달로 상대적으로 낮은 제강비용, 낮은 탄소당량, 양호한 용접성, 높 은 인 성 을 지 닌 고 강 도 강 재 의 생 산 이 가능해짐

• 고강도강이 설계, 제작, 운반, 양중, 시공 등에 가져다 줄 수 있는 많은 장점으로 최근 국내에서 이에 대한 연구가 활발히 진행 중에 있음.

1. 서론

“ High strength steel outrigger”

“High strength steel mega

column”

(19)

0 200 400 600 800 1000

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

St re ss (MPa )

Strain

SM490 HSA800

𝐹_𝑦=760MPa

0.002

𝐹_𝑢=853MPa

𝐹_𝑢=547MPa

𝐹_𝑦=428MPa

Problems in building application of high strength steel

“항복후 물성이 일반강과 크게 상이”

1. Sharp yield point

2. Decided yield plateau 3. Significant hardening

4. Consequent low yield ratio (YR)

The virtues of ordinary steel such as those listed in the below (which assure ductile behavior at member or structural level) tend to disappear in high strength steel:

“고강도강 VS. 일반강”

“현행 국내외 강구조 좌굴기 준: 항복강도 450MPa 이하의 일반강 부재의 실험에 근거 하여 제안됨, 현행 기준의 고 강도강에의 확대 적용성 검증 : 고강도강(HSA800)과 일반강(SM490)의 요함”

전형적 응력도-변형도 곡선 비교

(20)

항목

HSA800

(최근 KS에 등록)

HSB800

(KS D 3868)

항복비

0.85 이하

^{규정 없음}

항복강도 (MPa)

650~770

^690이상

인장강도 (MPa)

800~950

^800이상

두께 (mm) 25~100 ^80이하

샤르피충격에너지 47J@-5℃

47J@-20℃

(HSB800/HSB800W) 47J@-40℃ (HSB800L)

연신율

(시험편,해당두께(mm))

0.15이상(5호,16이하) 0.22이상(5호,16초과20이하)

0.16이상(4호,20초과)

0.15이상(5호,16이하) 0.22이상(5호,16초과20이하)

0.16이상(4호,20초과)

탄소당량 0.6 이하 0.55이하 (HSB800/HSB800L) 0.60이하 (HSB800W)

용접균열감수성 0.3 이하 0.25이하 (HSB800/HSB800L)

0.27이하 (HSB800W)

건축용 교량용

“Tighter control of tensile mechanical

properties”

(21)

Basic Structural Actions and “ Structural Steel Members” and Possible Strength Limit States

Generally, each inelastic buckling limit state is a function of stress-strain characteristics of steel material (and also residual stress in some cases).

Flexural compression:

• Local buckling (FLB or WLB)

• LTB

• Tensile brittle fracture

• Ductile yielding

Flexural members (보)

Compression members (기둥)

Uniform (direct) compression:

• Local buckling

• Flexural buckling

• Squash yielding

Flexural-Compression members (보-기둥)

Combined flexural and direct compression:

• FLB/WLB/LTB as a beam

• Local and flexural buckling as a column

• Squash yielding

“설계조건에 따라 소정의 연성능력

요구”

“강도가 가장 중요 한 요구성능임_

force-controlled”

(22)

2. 휨재의 성능평가

2.1 플랜지 국부좌굴

2.2 횡좌굴

(23)

u p u

1

p p

R θ θ θ

θ θ

= − = −

: Definition of rotation capacity θ

p

M

p

M

θ

u

P

θ

Plastic moment

M

m

M

y Rotation capacity=

Max. flexural strength

θ

R

θ

p

Plastic rotation ductility

휨재 “회전능력” Rotation Capacity ( R )의 정의

“휨재의 성능평가의 기초로서, 소성모멘트가 유지되는 비탄성 회전연성비로

정의: 강도저하를 유발하는 국부좌굴 및 횡좌굴에 직접적 영향을 받음”

(24)

t_w h

b t

Seismically compact limit Compact limit

Non-compact

Slender-element limit Mp

λr

λps λ_p Mr

for w

λ λ M

1 2 3 4

f

b λ = t

w w

h λ =t

(Flange Local Buckling, FLB) (web local buckling, WLB)

p

0.38 E / F

y ps

0.3 E / F

y

λ = λ =

현행 단면 조밀성 분류기준

: 항복강도 450MPa 이하 실험에 근거

M

4 3

2 1

Mp

θ

Mr

(rotation) Seismically compact Compact

Non-compact

Slender

폭-두께비: “강도”와 “변형능력”

의 지배변수 현 기준에 을 따

를 때, 고강도강 적용에 penalty

가 가장 큼

플랜지 국부좌굴

: 폭-두께비(단면 조밀성)에 따른

강도 및 회전능력 요구조건

(25)

Rotation Capacity (or Curvature ductility) Lb

M P M

curvature

u y φ φ

=

M p M r

Moment Capacity

plastic moment

inelastic buckling

elastic buckling

③

⑦

plastic design

Lb

Lpd L p

Lr

High seismic application

M ≥M p

M ≤M p

M =Mcr

Lp 1.76 E

y Fy

γ =

( 146 0.86 E )

Fy Fy

γ ⁼ ⁼ ^×

Lpd y

M

( 1) φ = ρ φy φu

횡좌굴

횡지지거리: 강도와 변형 능력의 지배변수

현행 횡지지 조건의 분류기준

: 항복강도 450MPa 이하 실험에 근거

(26)

Demand on Post-Yield Member Ductility

Elastic Design < Plastic Design < High Seismic Application Yield stress limit (450

MPa); 고강도강재의 회전능력 R= 3 확보에 대한 우려; Bansal

(1971)의 연속보 실험논문에 근거 More Demanding

Elastic design (R= 0) Plastic design (R >= 3)

Mechanis m strength

High seismic application (R >= 7)

“Cyclic back and forth at mechanism level”

: General elasto-plastic system response

Note:

1) 30년전에

Newmark-Chopra (1980)가 제시한 매 우

정성적

기준임, 2)현재 모멘트골조의 내진등급별 요구성능 에 관한

정량적 기준

(가령 2%, 4% 층간변 형 능력)과 성능입증 시험법이 내진기준에 제시되어 있음.

(27)

* 강재: HSB800/HSA800 vs. SM490

* 플랜지 판-폭두께비: 내진컴팩트(SC)~세장(S)

* 모멘트 구배: 선형구배 vs. 균등

2.1 휨재의 국부좌굴

주요 실험변수:

(28)

테스트 셋업 및 가력

UTM HEAD

Jig

1200 1750 500

Lateral brace

6450

1400

400

support

제작

support

7200 실험체

Test Setup (top view)

Lateral brace

1200

2000 2000

4600

1400 1400

UTM loading

: Typical test setup (3-point loading)

: Typical test setup (4-point loading)

Lateral brace

1400 1400 1400

4800 500

550 550

1300 1300

UTM loading

선형구배

균등모멘트

(29)

“가력점 하부 플랜지에 열영향을 피하기 위해 일부 시험체에서 전높이 스 티프너(FHS, full-height stiffener) 대신 부분높이 스티프너(PHS, partial- height stiffeners)”

(a) Program I

8 E71T-1C 8

F7A(P)-2EH14 15

15

15 F7A(P)-2EH14

15

E110T5-K4M 15 ¹⁵₁₅ E110T5-K4M

15

15 E110T5-K4M

: SM490 series : HSB800 series

15 E120T1-G 15

E120T1-G 15

15

15 E120T1-G

15 15

300100

E120T1-G

E120T1-G 15

15

15 E120T1-G

: HSA800-FHS series : HSA800-PHS series

(b) Program II

용접 조립보 제작 상세

(30)

주요 실험결과

R= 10.1 (> 7); 소성설 계와 내진설계의 에너 지 소산부재로서의 성 능까지 발휘

R= 1.9; 스티프너 하단

열영향부 취성파단

<SM490-C-PD-3>

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 5 10 15 20

Normalized End Rotation (θ/θp)

Normalized Moment (M/Mp) SM490-C-PD-3-B

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 5 10 15 20

Normalized Moment (M/Mp) HSB800-C-PD-3

<HSB800-C-PD-3>

“소성설계에서 요구되는 조건의 시험체_ 전높이 스티프너”

(31)

HSA800-NC-PD-3-PHS HSA800-NC-P-4-FHS HSA800-NC-P-3-PHS H - 400X240X17.6X15 (NC)

• 비컴팩트(NC) 시험체 임에도 110% Mp 및 R= 2 정도의 소

성 회전능력까지 발휘

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 1 2 3 4 5 6

Normalized Moment (M/Mp)

HSA800-NC-PD-3-PHS HSA800-NC-P-4-FHS HSA800-NC-P-4-PHS

“NC 단면 시헌체: HSA800 강종”

M

4 3

2 1

Mp

θ

Mr

(rotation) Seismically compact Compact

Non-compact

Slender

(32)

<C (compact) sections>

“현행 기준의 항복강도 상한 450MPa를

250~320MPa 정도 대폭 상회함에도 소성설계에 요구되는 강도 및 변형능력 발휘”

HSA800-C-PD-3-PHS HSA800-C-P-3-PHS

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 1 2 3 4 5 6

HSA800-C-PD-3-PHS HSA800-C-P-3-PHS H - 400X200X17.6X20 (C)

“HSA800 시험체”

“소성설계에서 요구되는 조건의

시험체_ 부분높이 스티프너”

(33)

• 전높이 스티프너를 갖는 HSB800/HSA800 시험체의 60%가 소성강도 및 소성변형 발휘 후 하부 플랜지 열영향부에서 파단.

• 부분높이 스티프너에서는 파단이 전무.

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

0 2 4 6 8 10

Normalized End Rotation (θ /θp) Normalized Moment (M/Mp)

HSA800-C-PD-3-FHS HSA800-C-PD-3-PHS

HSA800-C-PD-3-FHS

< 스티프너 상세의 영향>

HSA800-C-PD-3-PHS

“HSA800 시험체”

(34)

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

Mn/Mp

A514_Mcdermott(1969) HSLA80_Ricles et al(1998) SM490

HSB800 HSA800

/ /

f E Fy

λ / _p

M M

: Comparison of nominal flexural strength curve with tested flexural Strength 0.7F S_y _x/M_p

2009 KBC/2005 AISC LRFD 강도곡선과의 비교

“모든 고강도강 실험체는 현행 설계기준의 요구치를

크게 상회하는 강도성능을 보임”

(35)

Test program Specimen Section class Strength (M_m/M_p),

R (required)

R

(from test) Failure mode

Program I

(HSB800) (모두 FHS사용)

SM490-S-PD-3 slender 0.86 - - Local buckling

SM490-C-PD-3-A compact 1.34 3.0 9.5 Local buckling

SM490-C-PD-3-B compact 1.28 3.0 10.1 Local buckling

SM490-C-P-4 compact 1.20 3.0 4.3 Local and lateral buckling

SM490-C-PD-4 compact 1.21 3.0 5.5 Local and lateral buckling

HSB800-NC-P-3 non compact 0.99 - - Local buckling

HSB800-NC-PD-3 non compact 1.14 - 0.9 Tensile fracture

HSB800-C-PD-3 compact 1.21 3.0 1.9 (NG) Tensile fracture

HSB800-NC-P-4-A non compact 1.07 - 2.0 Lateral buckling

HSB800-NC-P-4-B non compact 1.12 - 1.9 Tensile fracture

Test program Specimen Section class Strength (M_m/M_p)

R (required)

R

(from test) Failure mode

Program II (HSA800)

HSA800-S-PD-3-FHS slender 0.82 - - Local buckling

HSA800-NC-PD-3-PHS non compact 1.06 - 2.1 Local buckling

HSA800-NC-PD-3-FHS non compact 1.07 - 1.8 Tensile fracture

HSA800-C-PD-3-PHS compact 1.10 3.0 3.6 Local buckling

HSA800-C-PD-3-FHS compact 1.12 3.0 3.5 Tensile fracture

HSA800-C-P-3-PHS compact 1.10 - 3.1 Local buckling

HSA800-SC-PD-3-PHS seismic compact* 1.12 7.0 2.7 (NG) Local and lateral buckling

HSA800-SC-PD-3-FHS seismic compact* 1.14 7.0 3.1 (NG) Local buckling and Tensile fracture HSA800-NC-P-4-PHS non compact 1.07 - 1.9 Local and lateral buckling HSA800-NC-P-4-FHS non compact 1.07 - 1.6 Local and lateral buckling

“핵심 실험결과 요약_ 강도 및 변형 능력”

* 고강도 강재의 내진설계 에너지 소산부재로서의 활용범위는 KBC 2009 7장의 보-기둥 용접부에 대한 내진성능 평가절차에 의해 평가하는 것이 더욱 합리적

(36)

2.2 휨재의 횡좌굴 성능평가

(37)

M

Lb

p x y

M = ⋅Z F

( )

y x y r

M = ⋅ −S F F

Lp L_r

P

영역

(R 측정)

I

영역

E

^영역

B A

C

D

주요사항 실험체 제작방법 및 주요특성

1. 빌트-업 단면

(H-400ⅹ150ⅹ15ⅹ15)

(H-250ⅹ150ⅹ15ⅹ15) 15T-양쪽 5mm 개선, PJP 2. 강재인장시험결과

(15T-HSA800) 인장시험 (3-Coupon Test):

Fy=757Mpa, Fu=898Mpa, 연신율:11.43%

3. Residual Stress 분포 측정

4. 용접봉 사양 K120-TG

실험체 / 단면 / 소성휨강도

실험변수 통제변수

세장비 (Lb/ry)

유효좌굴 길이계수

(K)

유효세장비 (K^ⅩLb/ry)

플랜지/웹 판폭두께비

(λ/λp) S1 H-400ⅹ150ⅹ15ⅹ15

(Mp=1,044KN-m) (상대적으로 warping torsion에 크게 의존)

62 K=0.65 40.3 (I) Flange :콤팩트(0.77)

Web :콤팩트(0.39)

S2 62

K=1.0

62 (I)

S3 96 96 (E)

S4 H-200ⅹ150ⅹ15ⅹ15 (Mp=538KN-m) (상대적으로 St.

Venant torsion에 크 게 의존)

55 K=0.65 36 (I) Flange 콤팩트(0.77)

Web 콤팩트(0.23)

S5 73

K=1.0

73 (I)

S6 85 85 (I)

S4S1 S2S5 S6 S3

1. 실험체 설계 및 변수 분석

탄성 횡좌굴 비탄성

“이미

횡좌굴

확인

”

(38)

실험체

5750

상부지그

라이너 블럭 횡지지용 기둥

횡지지보 횡지지보

반력지그

횡지지 횡지지

상부 가력 지그:폭 500 횡지지 보:428*407*20*35

실험체

블록 기둥

상부 가력 지그:폭 500 횡지지 보:428*407*20*35

실험체

블록 기둥

2. 실험체 셋업 및 경계조건

“ 비틀림 단순지지(torsionally simple

support)”

(39)

실험체 / 단면 / 소성휨강도 (Cupon test -항복강도평균기준)

실험변수 통제변수 실험결과

횡지지거리

(mm) 세장비

(L^b/r^y)

(K)

유효세장비 (KⅩL^b/r^y)

(λ/λp)

모멘트 강도 M (KN-m)

M/Mp (%) 최종파괴모드

S1

400ⅹ150ⅹ15ⅹ15 (Mp=1,044KN-m)

1800 62 K=0.65 40.3 (I) Flange

:콤팩트(0.77) Web :콤팩트(0.39)

1,193 (114%) LTB

S2 1800 62

K=1.0

62 (I) 992 (95%) LTB

S3 2800 96 96 (E) 930 (89%) LTB

3. 실험결과 고찰 (하중-변위)

(=29) (=93) (=1,044)

(=871)

M

b

y

L r

p x y

M = ⋅Z F

( )

y x y r

M = ⋅ −S F F

p

y

L r

r

y

L r

P

영역

(R 측정)

I

^영역

E

영역

B A

C

D

횡좌굴

0 1 2 3 4

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

M

p

휨 강도

(M/Mp)

단부 회전각 (θ/θ^p) S1 S2 S3 P P

θ

“Warping torsion 지배 시험체”

(40)

횡지지거리

(mm) 세장비

(L^b/r^y)

(K)

유효세장비 (K^ⅩL^b/r^y)

(λ/λ^p)

M/M^p(%) 최종파괴모드

S4

200ⅹ150ⅹ15ⅹ15 (Mp=538KN-m)

1800 55 K=0.65 36 (I) Flange

콤팩트(0.77) Web 콤팩트(0.23)

643 (120%) 하중최대값 도달 후 지점부 인장파단

S5 2400 73

K=1.0

73 (I) 643 (120%) LTB

S6 2800 85 85 (I) 546 (101%) LTB

(=29) (=105) (=538)

(=457)

M

b

y

L r

p x y

M = ⋅Z F

( )

y x y r

M = ⋅ −S F F

p

y

L r

r

y

L r

P

^영역

(R 측정)

I

^영역

E

영역

B A

C

D

횡좌굴

M

p

휨 강도

(M/Mp)

단부 회전각 (θ/θ^p) S4 S5 P P S6

θ

0 1 2 3 4

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

“St. Venant torsion 지배 시험체”

(41)

M

b

y

L r

p x y

M = ⋅Z F

( )

y x y r

M = ⋅ −S F F

p

y

L r

r

y

L r

P

^영역

(R 측정)

I

^영역

E

영역

B A

C

0 D

0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 1 2 3 4 5 6

Normalized End Rotation

PHS-C-PD-3 Mp

“콤팩트 단면, L

_pd

조건의 PHS-C-PD-3은 소성강도 이상을 발현 하고, R=3.6 으로 요구 회전능력 R=3을 만족시킴”

횡지지거리

(mm) 세장비

(L^b/r^y)

(K)

유효세장비 (KⅩL^b/r^y)

(λ/λp)

M/Mp (%) 최종파괴모드

PHS- C-PD -3

400ⅹ201ⅹ17.6ⅹ20

(Mp=538KN-m) 900 20.7 K=1.0 20.7 (p)

Flange 콤팩트(0.80)

Web 콤팩트(0.33)

592 (110%) FLB

(=29) (=95) (=1,588)

(=1,359)

횡좌굴

(42)

실험 체

유효세장비

(K^ⅩLb/ry) 주요 파괴모드

(H-400ⅹ150ⅹ15ⅹ15) ^실험체 ^{유효세장비}^(K^Ⅹ^L^b^/r^y⁾ 주요파괴모드 (H-200ⅹ150ⅹ15ⅹ15)

S1 40.3

(Inelastic)

S4 36

(Inelastic)

S2 62

(Inelastic) 사진교체

S5 73

(Inelastic)

S3 96

(Elastic)

S6 85

(Inelastic)

LTB

단부 지점 회전 으로 no LTB

LTB

LTB LTB

3. 실험결과 고찰 (파괴모드)

LTB

(43)

실험체 / 단면 /소성휨강도

실험변수 세장비에 따른 휨 강도 값 비교 (KN-m)

유효세장비 (KⅩL^b/r^y) 실험값

(Mmax/Mp) 실험값/Code

(Mmax/Mn1) 실험값/Elastic LTB (Mmax/Mn2)

S1

400ⅹ150ⅹ15ⅹ15 (Mp=1,044KN-m)

40.3 (I) 1,193 (114%) 1,193/1014= 1.17 1,193/(M^p=1044)=1.14

S2 62 (I) 992 (95%) 992/957=1.03 992/1227=0.81

S3 96 (E) 930 (89%) 930/582=1.6 930/582.0=1.6

S4

200ⅹ150ⅹ15ⅹ15 (Mp=538KN-m)

36 (I) 643 (120%) 643/531=1.21 643/(Mp=538)=1.20

S5 73 (I) 643 (120%) 643/492=1.30 643/539.4=1.19

S6 85 (I) 546 (101%) 546/479=1.13 546/431.0=1.26

M

L

b

p x y

M = ⋅Z F

( )

y x y r

M = ⋅ −S F F

L

p

L

r

1 [ ( )( ^b ^p)]

n b p p r p

r p

L L

M C M M M M

L L

= − − − ≤

−

2 2

( )

y w b

n y

y b z b

E I C

M C EI GJ

K L K L

π π

= ⋅ +

⋅

P

영역

I

영역

E

영역

B A

C

D

(본 실험에 의한 계측강도) 현행 기준:

Elastic LTB strength :

“실험결과는 현행 기준값을 모두 상회하며, 탄성 횡좌굴강도 이론값과 더욱 일치하는 현상을 보인다: 현행 횡좌굴 설계기준을 안전측으로 확대적용 가능”

“Outlier”

(44)

KBC 2009/AISC-LRFD 압축재 좌굴강도식 적용의 전제: 균등압축 을 받는 단면은 적어도 NC (Non-Compact) 이내의 판-폭 두께비 가질 것_ 국부좌굴이 휨좌굴에 선행하지 않아야”

2

Fy

Kl

r E

λ^c^{(=무차원세장비)} ^{= }^_ ^_ π

“Inelastic

buckling” “Elastic buckling”

3. 압축재_ 균등압축을 받는 단주

(45)

4.71

y

KL E

r ≤ QF 0.658

y e

QF F

cr y

F Q F

 

 

→ =

 

 

• 균등압축을 받는 부재는 비컴팩트와 세장단면으로 구분됨

• 고강도 강재 적용시 세장단면 활용 가능성 크게 증 가

• 세장단면을 갖는 압축재의 비탄성 좌굴강도는 단면 을 이루는 판재의 구속(양단지지) 또는 비구속(1단지 지) 여부에 따라 국부좌굴에 따른 강도감소계수 Q 를 곱하여 산정한다.

• 판-폭 두께비에 다른 강도감소계수 Q 는 응력도-변 형도 특성에 영향을 크게 받으므로 현행 기준의 적합 성 여부를 평가할 필요가 있음

Compression members

Uniform (direct) compression:

• Local buckling

• Flexural buckling

• Squash yielding

(46)

• 박스형 실험체의 경우 가력조건 (1000ton UTM)의 제약으로 비콤팩트만을 대상으로 함

• H형단면 세 번째 실험체 단면의 웨브가 구속판요소의 세장단면에 해당되도록 설계(플랜지 는 모두 비콤팩트)

1. 실험체 설계

<단면 형상 및 판 단부구속조건>

박스형 - 구속판요소

b

t B

십자형 - 비구속판요소

b

t B

H bw t_w

tf

b_f B

H형 – 플랜지 : 비구속판요소 웨브 : 구속판요소

• 단부구속조건을 반영하기 위하여 박스형(구속판요소), 십자형(비구속판요소), H형(조합단 면; 플랜지-비구속판, 웨브-구속판)으로 단면설계

• 고강도강재(HSA800)의 성능을 평가하기 위한 비교체로서 일반강재(SM490)을 선택

• 판폭두께비의 영향을 보기 위하여 구속판요소와 비구속판요소 실험체 각각에 비콤팩트

및 세장조건 반영하였으며, 두 강종의 실험체가 동일한 세장비를 갖도록 단면크기를 선정

하였음

(47)

: 판-폭 세장비에 따른 구속판요소(박스형단면)와 비구속판

요소(십자형단면)의 강도저감계수

(48)

33

1) 박스형 단면

<HSA-B1-200-NC>

<SM-B1-260-NC>

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000

0 10 20 30 40 50 60

HSA-B1-200-NC SM-B1-260-NC 최대가력 도달

Axial Load (kN)

Displacement (mm)

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

HSA-B1-200-NC SM-B1-260-NC 𝐹_𝑦,𝑚=760MPa

최대가력 도달

𝐹_𝑦,𝑚=428MPa

𝐹_𝑦,𝑛=325MPa

Mean Stress (MPa)

Mean Strain

2. 실험결과

(49)

34

b

t B

Specimen

Nominal dimensions Test results

B b t L A Pu Fcr Qa (%)

(mm) (mm) (mm) (mm) (mm²) (kN) (MPa)

HSA-B1-200-NC 200 170 15 600 11100 9788 882

0.699 1.000 1.160 116.0

SM-B1-260-NC 260 230 15 750 14700 6502 442 0.720 1.000 1.033 103.3

cr y

F / F

y

b E

t F

λ= ^cr / _a

y

F Q F

• HSA-B1-200-NC 실 험 체 의 경 우 UTM 최 대 가 력 용 량 9788kN(999.5ton)에 도달하여 국부좌굴이 발생하기 전에 실 험이 종료되었지만 비콤팩트단면 설계기준의 요구강도 값을 16%정도 상회하는 결과를 보여줌

• SM-B1-260-NC는 설계요구강도를 3.3% 상회함

<구속판요소의 세장비에 따른 강도저감계수와 박스형 실험체 실험결과>

• 좌측 그림은 본 실험결과( F

_cr

/ F

_y

)와 외국의 선행 실험연구결 과(모두 공칭항복강도 690MPa)를 여러 설계기준의 강도저 감계수곡선과 함께 나타낸 것으로 선행실험결과는 현행 설 계기준(KBC2008, AISC-LRFD2005)의 요구강도보다 미달되었 지만 본 실험의 결과는 요구강도를 충족시킴

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Reduction factor Qa

Plate slenderness λ=

y

b E

t F

KBC2009 (AISC2005)

AS4100

BS 5950 Part1 Eurocode3

HSA800 SM490

A514 (Nishino et al., 1966) HT80 (Usami-Fukumoto, 1982)

BISALLOY80 (Rasmussen-Hancock, 1992)

1) 박스형 단면

2. 실험결과

(50)

35

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

0 10 20 30 40 50 60

HSA-X1-160-NC HSA-X2-240-S HSA-X3-320-S

SM-X1-220-NC SM-X2-340-S SM-X3-460-S

Axial Load (kN)

Displacement (mm)

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 𝐹𝑦,𝑛=325MPa

HSA-X1-160-NC HSA-X2-240-S HSA-X3-320-S

SM-X1-220-NC SM-X2-340-S SM-X3-460-S 𝐹𝑦,𝑚=760MPa

𝐹𝑦,𝑚=428MPa

Mean Stress (MPa)

Mean Strain

<HSA-X1-160-NC>

<SM-X1-220-NC>

2) 십자형 단면

2. 실험결과

(51)

36

• SM-X3-460-S는 기준에서 요구되는 강도 이상을 발휘한 이후 비틀림좌굴 발생 (예상되었던 종국 좌굴모드)

• 십자형 실험체는 현행 설계기준의 요구강도를 훨씬 상회 하는 결과(최대 36.4% 상회)를 보여줌

b

t B

Specimen

B b t L A Pu Fcr

Qs (%)

(mm) (mm) (mm) (mm) (mm²) (kN) (MPa)

HSA-X1-160-NC 160 80 15 500 4575 4101 896

0.329 1.000 1.179 117.9

HSA-X2-240-S 240 120 15 750 6975 5777 828

0.493 0.965 1.090 136.4

HSA-X3-320-S 320 160 15 900 9375 6883 734

0.658 0.840 0.966 115.0

SM-X1-220-NC 220 110 15 700 6375 3006 472 0.344 1.000 1.102 110.2 SM-X2-340-S 340 170 15 1000 9975 4223 423 0.532 0.936 0.989 105.7 SM-X3-460-S 460 230 15 1200 13575 5036 371 0.720 0.793 0.867 109.3

/

y

b E

t F

λ= ^cr

y

F

F ^/

cr s y

F Q F

• 좌측 그림은 비구속판요소의 강도저감계수곡선에 실험결 과를 나타낸 것으로 선행실험결과뿐 아니라 본 실험결과도 현행 설계기준(KBC2008, AISC-LRFD2005)의 요구강도를 모두 만족하였음

<비구속판요소의 세장비에 따른 강도저감계수와 십자형 실험체 실험결과>

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Reduction factor Qs

Plate slenderness

λ

=

y

b E

t F

KBC2009 (AISC2005)

AS4100

BS 5950 Part1 Eurocode3

HSA800 SM490

A514 (Nishino et al., 1968)

BISALLOY80 (Rasmussen-Hancock, 1992)

2) 십자형 단면

2. 실험결과

(52)

37

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000

0 5 10 15 20 25

HSA-H1-310-NC HSA-H2-380-NC HSA-H3-450-S

SM-H1-370-NC SM-H2-500-NC SM-H3-630-S 최대가력 도달

Axial Load (kN)

Displacement (mm)

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03

𝐹𝑦,𝑛=325MPa

𝐹𝑦,𝑚=760MPa

HSA-H1-310-NC HSA-H2-380-NC HSA-H3-450-S

SM-H1-370-NC SM-H2-500-NC SM-H3-630-S 최대가력 도달

𝐹_𝑦,𝑚=428MPa

Mean Stress (MPa)

Mean Strain

<HSA-H1-310-NC>

<SM-H1-370-NC>

3) H형 단면

2. 실험결과

(53)

Specimen

Flange Web

Q=Qa·Qs

Qs Qa

(%) HSA-H1-310-NC 0.452 1.000 1.151 1.000

1.000 1.102 110.2

HSA-H2-380-NC 0.452 1.000 1.439 1.000

1.000 1.026 102.6

HSA-H3-450-S 0.493 1.000 1.727 0.893

0.893 0.955 106.9

SM-H1-370-NC 0.313 1.000 1.064 1.000 1.000 0.989 98.9 SM-H2-500-NC 0.407 1.000 1.471 1.000 1.000 0.951 95.1 SM-H3-630-S 0.501 1.000 1.878 0.837 0.837 0.846 101.1

38

H bw t_w

tf b_f B

f / c

f

f y

b k E

t F

λ = w ^w /

w y

b E

t F

λ =

cr y

F F

cr /

y

F Q F Specimen

B bf tf H bw tw L A Pu Fcr

(mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm²) (kN) (MPa) HSA-H1-310-NC 220 110 15 310 280 15 900 10800 9042 837 HSA-H2-380-NC 220 110 15 380 350 15 1000 11850 9244 780 HSA-H3-450-S 240 120 15 450 420 15 1200 13500 9792 725 SM-H1-370-NC 200 100 15 370 340 15 1000 11100 4699 423 SM-H2-500-NC 260 130 15 500 470 15 1300 14850 6046 407 SM-H3-630-S 320 160 15 630 600 15 1500 18600 6734 362

4 , 0.35 0.76

c c

w w

k k

b t

 

= ≤ ≤

 

 

• 모든 HSA800 실험체는 현행 설계요구강도를 3~10% 상회하는 결과를 보여줌

• SM490의 비콤팩트단면 실험체는 설계요구강도를 1~5% 정도 만족시키지 못함

조합단면

플랜지 : 비구속판요소 웨 브 : 구속판요소

3) H형 단면

2. 실험결과

(54)

4. 휨-압축재

8 1 0.2

9 1 0.2 2

u u u

n n n

u u u

n n n

P M P

  

+ = ≥

  

  

  

 + =  < 

  



Flexural-Compression members

Combined flexural and direct compression:

• Local and flexural buckling as a column

• FLB/WLB/LTB as a beam

• Squash yielding

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

P/Py

M/M_n

(55)

40

Specimen Section Size L e Pu/Pn

(mm) (mm) (mm)

HSA-H1-310-NC-E1

220×310×15×15 900

30

0.8

HSA-H1-310-NC-E2 120

0.5

HSA-H1-310-NC-E2 275

0.3

P

e L

M =P·(e+δ) P

e+δ

(δ = 횡변위)

H b_w t_w

tf b_f

B

• 압축력에 대해 비콤팩트, 휨모멘트에 대해 비콤팩트(웨브-콤팩트, 플랜지-비콤팩트) 인 단면

• P-M 조합응력의 다양한 조건에 대하여 성능을 평가하기 위해 축력비가 0.8, 0.5, 0.3 이 되도록 편심거리 산정

<중심압축실험 실험체 제원>

1. 실험 설계

(56)

41 Specimen e Pn Mn Pu/Pn Mu/Mn Mu/Mp

(mm) (kN) (kN·mm) (Pn=Py)

HSA-H1-310-NC 0 9042 21832

1.102 0.041

0.023

HSA-H1-310-NC-E1 30 7084 349247

0.863 0.661

0.363 HSA-H1-310-NC-E2 120 4672 659741

0.569 1.249

0.685 HSA-H1-310-NC-E2 275 2864 861310

0.349 1.630

0.894

• 실험결과의 A’-B’곡선과 P-M 상관곡선(그림 1)의 A-B를 비교해보면 현행기준의 요구강 도를 충분한 여유를 갖고 만족함을 알 수 있음

• B와 B’점의 비교에서 보듯 축력이 낮을수록 상대적으로 휨강도에 큰 마진을 보임

8 1 0.2 9

1 0.2 2

u u u

n n n

u u u

n n n

P M P

  

+ = ≥

  

  

  

 + =  < 

  



< 강축 휨을 받는 비콤팩트 H형 단주의 P-M 상관곡선과 실험결과 >

0.3 0.5

0.8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0 0.5 1 1.5 2

P/ P

y

M/M_n

HSA-H1-310-NC HSA-H1-310-NC-E1 HSA-H1-310-NC-E2 HSA-H1-310-NC-E3

A

B A’

B’

2. 실험결과

(57)

42

• 비콤팩트 단면인 본 실험체들의 결과는 콤팩트 단주의 P-M 상관곡선의 강도 또한 상회하였음

<강축 휨을 받는 콤팩트 H형 단주의 P-M 상관곡선과 실험결과>

8 1 0.2 9

1 0.2 2

u u u

y p y

u u u

y p y

P M P

  

+ = ≥

  

  

  

 + =  < 

  

 

 0.3

0.5 0.8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

P/ P

y

M/M_p

HSA-H1-310-NC HSA-H1-310-NC-E1 HSA-H1-310-NC-E2 HSA-H1-310-NC-E3

A

B A’

B’

3차년도 연구내용-고강도강 조합재 성능

Specimen e Pn Mn Pu/Pn Mu/Mn Mu/Mp

(mm) (kN) (kN·mm) (Pn=Py)

HSA-H1-310-NC 0 9042 21832

1.102

0.041

0.023

HSA-H1-310-NC-E1 30 7084 349247

0.863

0.661

0.363

HSA-H1-310-NC-E2 120 4672 659741

0.569

1.249

0.685

HSA-H1-310-NC-E2 275 2864 861310

0.349

1.630

0.894 2. 실험결과

(58)

43

압입시험법 (Indentation test method)

잔류응력 측정 후에도 실험체 재사용 가능 (non-destructive testing, μm 수준에서 측정 가능) : 실험체 표면에 누르개를 압입하여 나타나는 압입하중-압입깊이 곡선을 분석하여 잔류응력 측정

잔류응력이 존재하지 않는 시편에 압입하여 얻는 곡선과 실험체에 압입하여 얻은 곡선을 비교 하여 잔류응력의 크기를 찾아낼 수 있음

1) 무응력 상태 (Stress Free)

2) 인장 또는 압축 잔류응력이 존재 시

• 현행 설계기준(KBC2009, AISC-LRFD2005)에서 잔류응력으로 인한 강도저감을 설계식에 반영

• 따라서 잔류응력 계측을 통해 항복강도와 잔류응력의 상관성 여부를 확인하고 고강도강재에 미치는 잔류응력의 영향을 평가하고자 함

• 압입시험법을 통하여 HSA800실험체와 SM490실험체의 잔류응력을 측정

5. 잔류응력 평가

실험방법

(59)

44 실험체 중앙부 길이방향 계측

C.L.

• 구속판요소와 비구속판요소의 잔류응력 분포 성향과 크기를 파악하기 위하여 H형단면을 선정

• 단주 중심압축실험체 중 HSA-H1-310-NC, SM-H1-370-NC 실험체에서 측정

• 엔드 플레이트의 용접열 영향을 최소화하기 위해 실험체 길이방향 중앙부에서 측정 위치 선택

HSA-H1-310-NC 측정부 SM-H1-370-NC 측정부

(60)

45

• 위 그림은 측정된 잔류응력을 실험체 단면에 도시한 것으로 두 실험체 모두 BSK94 기준에서 정하고 있는 용접 H형 단면의 잔류응력 분포형상 과 비슷한 형상을 보임

• 우측 그림과 같이 잔류응력의 크기를 강재의 항복강도로 무차원하여 비교해보면 SM490의 강도비가 HSA800보다 큰 것으로 나타남

• 잔류응력의 크기가 항복강도에 비례하지 않음을 알 수 있음

• 고강도 강재는 잔류응력의 영향에 대해 유리한 입장에 있음.

HSA-H1-310-NC

050

100

150

0 40 80 -80 -40

04080

050100-50-100

𝐹_𝑟𝑒𝑠^𝑥 ^(MPa)

Distance (mm)

Distance(mm)

𝐹𝑟𝑒𝑠 𝑥(MPa)

SM-H1-370-NC

0 40 80 -80 -40

04080100-40

050100-50-100-150150 0

50150 100

200 -50 -100

250 𝐹𝑟𝑒𝑠 𝑥 (MPa)

Distance (mm)

𝐹𝑟𝑒𝑠 𝑥(MPa)

0.10 0.15 0.20 0.25

-0.05 0 0.05 0.30

-0.10 0.35

-20 0 -40 -60

-80 20 40 60 80

-100 100

𝐹𝑟𝑒𝑠 𝑥/𝐹𝑦

Distance from flange center (mm)

HSA-H1-310-NC SM-H1-370-NC

-500-100-150-20050100150200 0.1 0.2 0.3 0.4-0.2 -0.1 0 0.5-0.3 0.6

𝐹_𝑟𝑒𝑠^𝑥/𝐹_𝑦

Distance from web center (mm) HSA-H1-310-NC

SM-H1-370-NC

측정결과

< BSK94 - Swedish Design Code >

< 잔류응력 측정 분포 >

Note: 이전 AISC-LRFD, Fr= 10ksi (rolled),

17ksi(built-up)_ 항복강도와 무관

(61)

• i) 강구조의 부재의 대표적 응력인 휨, 압축, 휨-압축 강도와 관련된 현행 강구조기준 을 외사(extrapolation)하여 인장강도 800MPa 급 고강도강에 적용하여도 안전측의 보 수적인 설계가 가능함을 실험적으로 확인하였다. 특히 강도 발현의 측면에서는 종종 일 반강을 크게 상회하는 성능을 보인다.

ii) 현행 기준의 소성설계 상한 항복강도(450MPa)를 44~70%를 상회하는 고강도 강 재보임에도 소성설계의 전제로 요구되는 회전능력(R= 3)을 충분히 발휘한다.

iii) 반복적 비탄성 거동이 매우 크게 요구되는 내진설계의 에너지 소산부재(가령, 철골 모멘트골조의 보단부 소성힌지)에 요구되는 Newmark-Chopra (1980) 정성적 기준 (R= 7)에는 미치지 못하였다. 고강도 강재의 내진설계 에너지 소산부재로서의 활용범위 는 KBC 2009 7장의 보-기둥 용접부의 반복지진하중 실험에 의한 정량적 내진성능 평가 기준(즉, 접합부의 층간변형능력, 가령 2%, 4% 등)에 의해 평가되어야 한다.

iv) 현행 기준에서 항보강도의 30%를 잔류응력으로 택하는 것과는 달리 잔류응력은 항 복강도와 무관함이 재확인 되었다. 이는 잔류응력이 고강도 강재에 미치는 영향이 상대 적으로 미미하다는 것을 의미한다. 즉 고강도강재는 잔류응력의 영향과 관련하여 일반 강 대비 유리한 입장에 있다.

v) 전높이 스티프너 보 실험체의 하부 플랜지 취성파단에서 보듯이 열영향에 대해 더 민 감한 거동을 보이는 경향이 있음.

6. 결어

(62)

경청에 감사드립니다 !

(63)

“현행 기준의 소성설계를 위한 조건”

“ 부정정 구조물이 힘의 재 분배를 통해 붕괴기구에 도달할 때까지 회전능력 확보(R= 3)를 위한 요구 조건”

 횡지지 요건이 더욱 강화됨,

② 단면은 compact 해야 함:

③ 기타 항복강도의 상한 (450 Mpa);

Bansal (1971)

w

L

: 최초 소성힌지 발생시 BMD_ 통상의 탄성설계

2

1 12

12

u P

w L M

w M

L

=

M <M p =

w

u

: 붕괴기구 BMD_ 소성설계

1 2

8WL

M p

2

16 1 2 ;

8

P

u p u