Best Practice

KS D 3536의 강판을 절곡하여 용접하여 제작한 기계구조용 듀플렉스계 스테인리스강 강관(STS329FLD TKC)과 오스트나이트계 스테인리스강 강관(STS304 TKC)을 대상으로 양단이 고정인 강관 압축재의 국부좌굴 및 전체좌굴 거동을 조사하기 위해 중심압축력을 받는 단주 및 장주 실험체를 제작하여 단순 압축실험을 수행한다. 실험체의 주요변수는 4종의 부재길이(L)로 250mm, 500mm, 750mm, 1000mm로 설정한다. 스테인리스 강관의 공칭치수는 ϕ60.5×2.8으로 계획한다. 스테인리스강 강관 기둥의 양단에는 오스테나이트계 스테인리스강(STS304) 베이스 플레이트(PL-200×200×20)를 제작하고 기둥의 상하부에 필릿용접한다. 실험체명, 길이, 공칭치수, 단면적, 유효좌굴길이계수, EC 3에 의한 단면분류, 세장비, EC3 기준식에 의한 예측좌굴내력을 Table 1에 정리한다. 실험체명에서 ‘SD’는 듀플렉스계 스테인리스강(Duplex stainless steel), ‘SA’는 오스테나이트계 스테인리스강(Austenitic stainless steel)를 나타내고, ‘L25’는 실험체 길이인 25cm(250mm)를, ‘D1’은 이 실험에서 사용한 강관의 공칭직경 60.5을 의미한다. 기준식에 의한 압축좌굴강도를 계산하기 위한 탄성계수는 195GPa, 듀플렉스계 스테인리스강과 오스테나이트계 스테인리스강의 항복강도는 KS상의 값인 450MPa, 205MPa을 적용하여 산정하였다.

Fig. 1.과 같이 실험체 중앙부에 변위계(LVDT)를 2개소에 설치하여 중앙부 횡좌굴 변위를 측정하고, SDL25D1 실험체(부재 중앙부에 스트레인 게이지 SG1, SG2, SG3만 설치)를 제외한 모든 실험체에 대해 Weld 부분을 제외한 중앙부에 3개, 베이스플레이트와 접합부의 상단부와 하단부(부재길이가 250mm와 500mm실험체는 단부에서 50mm, 부재길이가 750mm인 실험체는 75mm, 부재길이가 1000mm인 실험체는 100mm떨어진 지점에 설치)에 각각 1개씩 총 5개의 소성 스트레인게이지를 부착하여 하중재하에 따른 변형도 변화를 조사한다. 가력방법은 변위제어로 하고 가력속도는 0.6mm/min로 설정한다.

Fig. 1. 
Transducers(LVDTs) and strain gauge

듀플렉스계 스테인리스강(STS329FLD TKC)과 오스트나이트계 스테인리스강(STS304 TKC)의 기계적 성질을 파악하기 위하여 KS B 0801에 따라 인장시험편을 제작하고 KS B 0802(금속재료 인장시험 방법)에 따라 단순인장시험을 수행한 결과, Fig. 2.와 같은 응력-변형도 곡선을 얻었고, Table 2에 인장시험 결과를 정리하였다. KS B 0802에 의하면 재료의 항복강도는 0.2% 옵셋(offset)하여 곡선과 만나는 점을 항복강도로 산정하였다. 재료시험결과 듀플렉스계 스테인리스강관의 평균탄성계수(E)는 193.96GPa, 0.2% 옵셋 항복강도(F_y)는 616.86MPa,인장강도(F_u)는 940.95​MPa, 연신율(EL)은 50.69%, 오스트나이트계 스테인리스강관은 항복강도(F_y) 436.53MPa,인장강도(F_u) 799.35 연신율(EL)은 78.65%로 KS^[2]의 최저기준(STS329FLD TKC : 항복강도 450MPa, 인장강도 620MPa, STS304 TKC: 항복강도 205MPa, 인장강도 520MPa)을 모두 만족하는 것으로 나타났다. 그러나, KS의 최저기준강도와 강관의 실제 재료강도사이에 큰 차이가 발생하는 것으로 나타났으며, 다양한 재료시험을 통해 KS상의 재료강도를 조정할 필요가 있다. ASCE기준에서 좌굴강도를 평가하기 위해 재료의 비례한도(F_pr)도 산정하였다.

Fig. 2. 
Stress-strain curves

Table 2에서 n은 변형도 경화지수(Strain hardening exponent)로 람베르그-오스구드(Ramberg-Osgood)재료모델식(n = ln (20)/ln(σ_0.2/σ_0.01)^[16]을 사용해 산정했다. 듀플렉스계 스테인리스강관과 오스테나이트계 스테인리스강관에 대해 각각 평균 7.21, 5.19로 나타났다. 유럽기준(EC3 Part 1.4)^[9]에서는 n값을 각각 5, 6으로 규정하고 있다. 듀플렉스계 스테인리스 강관(STS329FLD TKC)과 오스테나이트계 스테인리스 강관(STS304 TKC)의 항복강도비, 인장강도비 및 연신율비는 각각 1.41, 1.18, 0.64로 나타났다. 듀플렉스계 스테인리스 강관이 항복강도와 인장강도는 41%, 18% 높았고 연신율은 36% 낮은 것으로 나타났다.

Fig. 3.은 실험체의 스트레인게이지 부착과 변위계(LVDT) 설치상황을 나타낸다. 용접이음부(Weld)부근을 제외한 중앙부에 SG1, SG2, SG3 스트레인게이지를 부착하고 상부에 SG4, 하부에 SG5를 부착한다. 용접이음부 부분 맞은편에 LVDT2를, 90˚ 회전한 위치의 실험체 중심부에 LVDT1을 중심부에 설치하여 횡좌굴변위를 측정한다. 변위제어로 0.6mm/min으로 가력하여 실험을 진행한다. 제작된 실험체를 양단을 고정조건으로 한다. Table 1에서 제시된 공칭강관을 대상으로 제작된 실험체의 실측평균두께(t_e), 평균 강관직경(D_e), 평균 단면적을 Table 3에 정리하였다.

Fig. 3. 
Set-up for specimens

4.1절에서 제시된 ASCE2002^[8], EC3^[9]와 Buchanan 등의 제안식^[15]에 의해 산정된 설계기준내력(P_ut)와 실험내력(P_ue)의 비교를 Table 4에 정리하였다. Fig. 8.(a)에서 실험내력(P_ue)-세장비(λ = KL/r)의 관계를 두 기준식의 좌굴곡선과 비교하였고, Fig. 8.(b)는 EC3에 의해서 실험내력과 무차원화한 세장비(λ¯=λ/λ1, λ₁은 항복내력과 좌굴내력이 동일한 시점에서 세장비)과의 관계를 나타낸다.

Fig. 8. 
Comparison of test results with buckling curves by current design codes

실험 좌굴내력과 ASCE와 EC3 에 의한 예측내력과 비교한 결과, 평균내력비(P_ut/P_ue)는 각각 1.07, 1.09로 약간 과대평가하는 것으로 나타났고, Buchanan 등의 제안식은 평균내력비 측면에서 가장 근접한 좌굴내력을 제공하는 것으로 나타났다. ASCE와 EC3 기준식에 의해 듀플렉스계 스테인리스강 강관기둥(SD시리즈)의 단주 SDL25D1 실험체는 기준식에 의해 좌굴강도가 과소평가되었고, 부재길이 500mm이상의 실험체는 8%~27% 범위로 과대평가하는 경향을 보였다. 오스테나이트계 스테인리스 강관기둥(SA시리즈)의 경우는, 부재길이가 작은 SAL25D1과 SAL50D1 실험체는 현행기준식에 의해 2%~23% 과소평가되었고, SAL75D1과 SAL100D1 실험체는 14%~26%범위로 과대평가되었다. Buchanan 등의 제안식은 SA시리즈에 대해서는 안전측으로 평가하였으나 SD시리즈에 대해서는 국부좌굴이 발생한 단주를 제외하고 과대평가하는 경향을 보였다. 실험에서는 Table 3에서처럼 세장비(λ_e)가 8.93, 10.86이상에서 전체좌굴이 발생하여 부재길이 또는 세장비가 커짐에 따라 실험내력이 저하되었지만, Table 4의 현행기준식에 의한 예측좌굴내력은 세장비(λ)가 증가함에도 불구하고 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. Fig. 8.(a)에서도 SD시리즈와 SA시리즈의 세장비(λ)가 24.12, 21.83까지는 비탄성영역으로 분류되어 세장비가 증가함에도 불구하고 좌굴내력을 증가하지 않고 있다는 것을 알 수 있다. 이로부터 중심압축력을 받는 양단고정인 스테인리스강 강관 기둥에 대해 비탄성좌굴과 탄성좌굴한계의 경계를 의미하는 한계세장비가 적절하게 평가되지 않은 것으로 판단된다. 또한, ASCE2002에서 식 (2)의 좌굴응력(F_n)이 본 실험체에서 동일한 값으로 평가된 점과 EC3에서 식 (9)의 압축좌굴을 고려한 감소계수(χ)가 적절하게 평가되지 않아 전체좌굴이 발생하는 실험체에 대해 좌굴내력이 과대평가된 것으로 판단된다.