BH의 용접성능을 확인하기 위하여 BH 공시체를 제작하였다. 본 연구에서 실험대상이 되는 BH 공시체는 Table 1과 같다. 휨재와 압축재의 단면형상으로 구분하여 단면사이즈를 정하였으며, 강종 및 제조국을 변수로 하였다. 변수에 따라 Fig. 1과 같이 BH 공시체명을 정하였다.

Fig. 1.  
Specimens name of H-beam according to variable

BH 공시체를 제작하기 위하여 현대종합금속의 S-777 MX × H-14를 사용하여 플랜지와 웨브의 판재를 Fig. 2의 순서로 1pass single-SAW 및 tandem-SAW로 용접하였다. S-777MX × H-14의 Mill Sheet에 표기된 항복강도는 559 N/mm², 인장강도는 629N/mm²으로 SM490 강재(인장강도 490~610N/mm²)의 용접과 SM520 강재(인장강도 520~640 N/mm²)의 용접에 사용하기에 적합한 용접재료인 것으로 판단된다.

Fig. 2.  
Welding procedure of Built-up H-beam

BH 공시체의 제작은 웨브두께가 9mm인 경우는 필릿사이즈 6.5mm, 유효목두께 4.6mm, 웨브두께가 12mm인 경우는 필릿사이즈 8.5mm, 유효목두께 6.1mm, 웨브두께가 13mm 인 경우는 필릿사이즈 9mm, 유효목두께 6.4mm로 관리하여 BH 공시체를 제작하였다^[7]. Table 2는 BH 공시체를 제작 후 Fig. 3과 같이 필릿사이즈를 실측한 결과이다.

Fig. 3.  
Measurement position of fillet size

공시체별 용접조건은 Table 3과 같다. 여기서, 선행(Lea-ding)과 후행(Trailing)이라는 용어는 탄뎀(tandem)방식에서 사용되며, 탄뎀방식은 선행용접봉과 후행용접봉을 같이 움직여 용접하는 자동용접방식이다.

본 연구에서 웨브의 두께가 11mm 이하인 BH 공시체는 1pass 용접으로도 충분한 필릿사이즈와 유효목두께를 확보할 수 있어 single-SAW로 용접하였으며, 웨브의 두께가 12mm 이상인 BH 공시체는 충분한 필릿사이즈와 유효목두께 확보를 위해 tandem-SAW로 용접하였다. 입열량은 2,200~4,000 J/mm의 범위로 강구조공사 표준시방서^[8]에서 정하고 있는 SM490, SM520 강재에 대한 SAW 1pass의 최대 입열량인 7,000J/mm보다 낮은 값이다.

국내산 SM490 강재(두께 5mm 초과, 16mm 이하)의 인장시험결과는 Table 5와 같이 나타났다. E01, E02, E03, E04 모두 항복강도, 인장강도, 연신율이 KS를 만족하는 것으로 나타났다.

국내산 SM490 강재(두께 16mm 초과, 40mm 이하)의 인장시험결과는 Table 6과 같이 나타났다. E05, E06, E07, E08, E09 모두 항복강도, 인장강도, 연신율이 KS를 만족하는 것으로 나타났다.

국내산 SM520 강재(두께 5mm 초과, 16mm 이하)의 인장시험결과는 Table 7과 같이 나타났다. E10, E11, E12, E13 모두 항복강도, 인장강도, 연신율이 KS를 만족하는 것으로 나타났다.

국내산 SM520 강재(두께 16mm 초과, 40mm 이하)의 인장시험결과는 Table 8과 같이 나타났다. E14, E15, E16, E17 모두 항복강도, 인장강도, 연신율이 KS를 만족하는 것으로 나타났다.

중국산 SM490 강재의 인장시험결과는 Tables 9, 10과 같이 나타났다. C01, C02, C03, C04 모두 항복강도, 인장강도, 연신율이 KS를 만족하는 것으로 나타났다.

소재인장시험 결과, 국내산 SM490, SM520 강재 및 중국산 SM490 강재는 모두 KS를 만족하였다. 소재인장시험의 결과가 모두 KS에 만족하는 수치이지만, 중국산 강재는 적정 품질의 BH를 제작하기 위해서는 소재에 대한 충분한 검토와 품질관리가 필요한 것으로 사료된다.

BH에 대한 충격시험 결과는 Table 11과 같이 나타났다. 시험결과는 해당 강재의 KS와 비교하였다. 국내산 SM490, SM520 강재의 샤르피 흡수에너지는 KS를 만족하는 것으로 나타났으나, 중국산 SM490 강재인 C­(CCA­407) 시험편의 샤르피 흡수에너지는 KS를 만족하지 못하는 것으로 나타났다. 또한, 중국산 강재의 샤르피 흡수에너지는 국산 강재보다 낮게 나타났다.

Figs. 7~12는 BH의 매크로시험 결과를 나타낸다. 매크로시험 결과, 모든 매크로시험편에서 용접결함이 발견되지 않아 양호한 용접부로 판단된다.

Fig. 7.  
Macroscopic test result of M-(BKA-640)

Fig. 8.  
Macroscopic test result of M-(BKB-634)

Fig. 9.  
Macroscopic test result of M-(BCA-640)

Fig. 10.  
Macroscopic test result of M-(CKA-407)

Fig. 11.  
Macroscopic test result of M-(CKB-400)

Fig. 12.  
Macroscopic test result of M-(CCA-407)

BH의 T바 인장실험 결과는 Table 12 및 Figs. 13~24와 같이 나타났다. 여기서, 인장강도(tensile strength)는 실험최대하중을 웨브의 단면적으로 나누어 구하였다.

T­(BKA­640)­1 실험체의 인장강도는 557.4N/mm², T­(BKA­ 640)­2 실험체의 인장강도는 566N/mm²으로 웨브의 소재인장강도인 538.6N/mm²보다 높게 나타났다. 파괴모드는 모두 웨브의 모재파괴로 나타나 BKA­640의 용접부는 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 판단된다. Fig. 13은 응력­변형도 곡선, Fig. 14는 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 13.  
Stress strain curve of T-(BKA-640)-1

Fig. 14.  
Fracture mode of T-(BKA-640)

T­(BKB­634)­1 실험체의 인장강도는 584.8N/mm²으로 웨브의 소재인장강도인 574.9N/mm²보다 높게 나타났으나, T­ (BKB­634)­2 실험체의 인장강도는 491N/mm²으로 웨브의 소재인장강도보다 낮게 나타났다. 파괴모드는 모두 용접부(HAZ) 파괴로 나타났다. Fig. 15는 응력­변형도 곡선, Fig. 16은 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 15.  
Stress strain curve of T-(BKB-634)-1

Fig. 16.  
Fracture mode of T-(BKB-634)

M­(BKB­634)의 매크로시험 결과는 양호한 용접부로 나타났지만, T­(BKB­634)의 T바 인장실험의 결과는 용접부(HAZ) 파괴로 나타났다.

용접부에서 파괴가 일어나게 되면 용접부의 성능에 대한 품질관리에 문제가 발생된다. 용접부의 파괴로 나타났더라도, T­(BKB­634)­1 실험체와 같이 실험최대하중을 웨브의 단면적으로 나눈 값이 KS에서 요구하는 모재의 최소인장강도 이상으로 나타나면, 용접부는 소요성능을 발휘할 수 있다고 판단된다^[7].

그러나 T­(BKB­634)­2 실험체의 인장강도는 SM520 강재의 최소인장강도인 520N/mm²보다 낮게 나타났다. 각 실험체의 채취위치에 따라 용접결함의 발생여부 및 기계적 성질에 차이가 있을 것으로 사료된다. 따라서 BH의 용접부 설계시 주의가 요망된다.

T­(BCA­640)­1 실험체의 인장강도는 595.4N/mm²으로 웨브의 소재인장강도인 571.6N/mm²보다 높게 나타났으나, T­(BCA­640)­2 실험체의 인장강도는 570N/mm²으로 웨브의 소재인장강도 보다 약간 낮게 나타났다. 그러나 파괴모드는 모두 웨브의 모재파괴로 나타나 BCA­640의 용접부는 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 판단된다. Fig. 17은 응력­변형도 곡선, Fig. 18은 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 17.  
Stress strain curve of T-(BCA-640)-1

Fig. 18.  
Fracture mode of T-(BCA-640)

T­(CKA­407)­1 실험체의 인장강도는 556.3N/mm²으로 웨브의 소재인장강도인 541.8N/mm²보다 높게 나타났으나, T­(CKA­407)­2 실험체의 인장강도는 541N/mm²으로 웨브의 소재인장강도보다 약간 낮게 나타났다. 그러나 파괴모드는 모두 웨브의 모재파괴로 나타나 CKA­407의 용접부는 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 판단된다. Fig. 19는 응력­변형도 곡선, Fig. 20은 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 19.  
Stress strain curve of T-(CKA-407)-1

Fig. 20.  
Fracture mode of T-(CKA-407)

T­(CKB­400)­1 실험체의 인장강도는 606.1N/mm², T­(CKB­ 400)­2 실험체의 인장강도는 586N/mm²으로 나타났으며, 웨브의 소재인장강도인 574.9N/mm²보다 높게 나타났다. 파괴모드는 모두 웨브의 모재파괴로 나타나 CKB­400의 용접부는 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 판단된다. Fig. 21은 응력­변형도 곡선, Fig. 22는 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 21.  
Stress strain curve of T-(CKB-400)-1

Fig. 22.  
Fracture mode of T-(CKB-400)

T­(CCA­407)­1 실험체의 인장강도는 492.4N/mm²으로 웨브의 소재인장강도인 499.6N/mm²보다 낮게 나타났으며, T­(CCA­407)­2 실험체의 인장강도는 507N/mm²으로 웨브의 소재인장강도 보다 높게 나타났다. 그러나 파괴모드는 모두 웨브의 모재파괴로 나타나 CCA­407의 용접부는 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 판단된다. Fig. 23은 응력­변형도 곡선, Fig. 24는 실험체의 파괴모드를 나타낸다.

Fig. 23.  
Stress strain curve of T-(CCA-407)-1

Fig. 24.  
Fracture mode of T-(CCA-407)

T바 인장실험 결과, T­(BKB­634)­1, T­(BKB­634)­2 실험체를 제외한 BH의 T바 인장실험체는 웨브의 모재파괴로 나타났으며, KS에서 요구하는 모재의 최소인장강도 이상을 발휘하는 것으로 나타나 용접부가 소요성능을 충분히 발휘하는 것으로 나타났다.

BH와 같은 용접H형강을 제작할 때는 웨브와 플랜지의 용접에 필릿용접을 사용한다. 필릿용접은 수평전단에 저항하는 것이 일반적이기 때문에 T바 인장실험과 같은 성능평가는 잘 이루어지지 않고 있으며, 발주자의 요구에 따라 수행하고 있다. T바 인장실험을 실시할 경우, 평가기준은 모재파단을 원칙으로 하며, 용접부에서 파단되었을 때는 실험최대하중을 웨브의 단면적으로 나눈 값이 KS에서 요구하는 모재의 최소인장강도 이상으로 한다^[7].