주관응력효과를 고려한 고강도강 X형 원형강관접합부의 수치해석 연구

2.1 해석모델 수립 및 검증

상용 유한요소해석 소프트웨어인 ABAQUS 6.14^[15]를 사용하여 수치해석을 수행하였다. 해석결과의 정확도를 극대화시키기 위해 해석시간이 짧은 셸 요소나 8절점 솔리드 요소 대신 20절점 솔리드 요소로 해석 모델을 구성하였다(ABAQUS의 C3D20R). C3D20R의 20은 절점의 개수를, R은 저감적분(re-duced integration)을 의미한다. 기하학적 비선형과 재료적 비선형이 모두 고려되었으며 등방경화(isotropic hardening) 및 von Mises 항복조건을 가정하였다. 가력 시에는 지관 단부의 변위를 제어하였으며 RIKS 알고리즘이 적용되었다. Fig. 2는 Lee et al.^[6]의 세 실험체 X90-325/420/650-0.62-26 (E)의 힘-변형 관계를 통해 해석모델을 검증한 결과이다. 해석모델이 초기 강성, 피크 강도뿐만 아니라 피크 이후 강도 저하의 양상까지 정확하게 예측함을 확인하였다.

Fig. 2.

Validation of numerical modeling scheme

해석 모델의 구체적인 형태 및 메시(mesh) 구성은 Fig. 3에 나타나있다. 효율적인 해석을 위해 대칭성을 고려하여 접합부의 1/8만 모델링하였다. 지관 압축을 받는 X형 원형강관접합부의 경우 좌굴의 가능성이 없고 잔류응력 및 초기불완전에 영향을 거의 받지 않는다. 따라서 이러한 비대칭적 요소를 제외하고 1/8 모델을 사용하여 해석을 수행하는 것이 일반적인 관행이다. 메시의 경우 접합부 부근은 촘촘하게, 접합부에서 멀어질수록 성기게 배치하였고 주관과 지관의 두께 방향으로는 세 겹을 두었다. 각 요소는 가능한 한 가지런한 직육면체의 형상에서 벗어나지 않도록 하였다. 용접부는 해석모델 검증에 사용된 실험체의 용접형상을 그대로 적용하였다. 주관의 길이가 접합부 강도에 영향을 주지 않도록, 주관의 반지름에 대한 주관 길이의 비인 α는 충분히 큰 값인 20으로 정하였다. 주관 양단이 자유로운 경우 α가 15를 넘으면 주관 길이가 포화되었다고 여겨진다^[16],[17]. α가 20을 넘어서면 주관 양단 구속조건의 영향 또한 받지 않는 것으로 알려져 있다^[18]. 본 연구에서는 기본적으로 주관 양단을 자유단으로 설정하였고, 주관 축응력이 큰 몇몇 경우에 대해서만 수렴성을 향상시키기 위하여 주관 양단을 강체로 설정하였다.

Fig. 3.

Typical FE analysis meshes

강관의 재료 물성치로는 쿠폰테스트에서 얻어진 하나의 일반강(SM490) 및 두 개의 고강도강(SM570, HSA800)에 대한 응력-변형률(stress-strain) 관계가 사용되었다(Fig. 4). 응력-변형률 관계는 진응력-진변형률(true stress-true strain)관계로 변환되어 해석 시에 적용되었다. Fig. 4에서 볼 수 있듯 고강도강재는 일반강재와 비교하였을 때 뚜렷한 항복참(yield plateau)이 없고 변형경화가 적다. 본 연구에서는 이러한 고강도강의 재료적 특성이 원형강관접합부의 거동에 얼마나 기여하는지 정량적으로 분석할 것이다. 용접재 물성치의 경우 모재와 동일한 값을 적용하였다. 정적인 압축력을 받는 X형 원형강관접합부의 경우, 접합부 부근의 국부적 거동이 전체 거동에 큰 영향을 주는 지관이 매우 작거나 매우 큰 경우(β ~ 0 또는 β ~ 1)를 제외하고는 용접재의 물성 및 용접에 의한 열영향이 접합부의 성능에 큰 변동을 유발하지 않는다.

Fig. 4.

Stress-strain relationship of three steel grades

유한요소 해석은 Phase 1 및 Phase 2로 나누어 수행되었다. Phase 1에서는 다양한 기하학적 형상에서의 접합부의 거동을 분석하였으며, Phase 2에서는 주관응력효과에 관하여 논의하였다. 이어질 절에서는 각 Phase의 주요 해석변수에 관하여 기술하였다.

2.2 Phase 1: 기하학적 형상에 대한 수치해석

Phase 1에서는 다양한 기하학적 형상에서의 고강도강 X형 원형강관접합부의 거동을 파악하고자 하였다. 해석모델의 검증에 쓰인 Lee et al.^[6]의 실험체를 기반으로 하여, 강종 및 기하학적 변수 β, 2γ를 조정해 가면서 총 36개의 접합부 모델을 수립하였다. 접합부 모델에 적용된 강종 및 주요 기하학적 치수를 Table 2에 정리하였다. 앞서 언급한 바와 같이 강종으로는 하나의 일반강(SM490) 및 두 개의 고강도강(SM570, HSA800)이 사용되었다. 가장 핵심적인 기하학적 변수인 지관-주관 지름비(β)는 0.20-0.80 사이의 값을 갖도록 설정하였다. 현행 강도식에 따르면 적용 가능한 β의 범위는 0.2-1.0이다. 그러나 β가 1.0에 근접하는 경우에는 주관소성화 거동이 아닌 주관 측벽에만 응력이 집중되는 거동을 보인다. 본 연구에서는 주관소성화 한계상태에 대해서 집중적으로 논의하고자 하였고, 따라서 β가 1.0에 근접하는 경우는 접합부 모델에 고려하지 않았다. 2γ의 경우 현행식의 적용 범위 내에서 20, 26, 40의 값을 택하였다. 주관의 지름 및 길이는 일정하게 유지하였고, 지관의 두께 또한 25mm로 고정시켰다. 기울어진 지관을 갖는 접합부에 대해서는 고려하지 않았다(θ=90°). Table 2의 말미에는 각 모델의 명명법을 정의하였다.

Table 2.

FE analysis models used for parametric study phase 1

2.3 Phase 2: 주관응력효과에 대한 수치해석

Phase 2에서는 고강도강 X형 원형강관접합부에서의 주관응력효과를 정량적으로 평가하고자 하였다. Phase 1에서 해석을 수행한 12개의 HSA800 접합부에 주관응력효과를 추가하였다. 또한 비교군으로써 SM490 접합부도 β=0.62, 2γ=26인 경우에 한해 주관응력효과를 평가하였다. Table 3에 Phase 2에서의 접합부 해석변수를 요약하였다. Table 3에서의 n은 항복응력 대비 주관축응력의 비이며, Table 1에서의 n 및 n_p에 해당하는 값이다. Table 1에서, ISO 14346 주관응력함수의 n은 한계상태에서의 주관축응력비를 나타내고, EC3 주관응력함수의 n_p는 지관 가력이 없는 초기상태에서의 주관축응력비를 나타낸다. θ=90°인 X형 접합부에서는 두 주관축응력비 간의 차이가 없으며, 따라서 주관축응력비를 간단히 n으로 표기하였다. n은 양수일 때 인장응력을 의미한다.

Table 3.

FE analysis models used for parametric study phase 2

3.1 접합부 강도 기준과 접합부 연성의 정의

해석결과를 기술하기 전에 강관접합부의 강도 기준과 연성의 정의에 대해 간략히 기술하였다. 강관접합부에서는 최대강도에 도달하기 위해서 과도한 변형이 수반되기도 하고, 뚜렷한 피크가 존재하지 않는 경우도 있다. 따라서 대다수의 구조기준에서는 접합부의 과도한 변형을 방지하기 위해 한계변위를 지정하고, 강관접합부의 강도를 최대강도와 한계변위에 도달하였을 때의 강도 중 선행하는 것으로 택한다. 가장 보편적으로 쓰이는 한계변위의 기준은 Lu et al.^[19]이 제안한 3% 면외변형 기준으로써, 지관과의 접합면에서 주관의 면외변형이 지관 지름의 3%일 때(3%d₀)를 한계변위로 정한다. 여기서 면외변형은 일반적으로 관점(crown point)에서의 변형을 의미한다. 이 기준은 계수하중 수준뿐만 아니라 사용하중 수준에서도 접합부 변위를 적절하게 유지하도록 고안되었으며, 사용하중 수준에서의 접합부 면외변형이 1%d₀ 이하로 제어될 수 있음을 내포하고 있다. 3%d₀ 면외변형 기준은 모든 종류의 강관 용접 접합부에서 두루 적용되는 것으로 보인다.

접합부의 연성(μ) 혹은 에너지 흡수 능력은 구조체가 극한의 하중 상태를 힘의 재분배를 통해 버티기 위해서 필수적으로 요구되는 성능이다. 접합부의 연성은 접합부의 종류나 목적에 따라 다르게 정의되어질 수 있다. 저자들이 조사한 바에 따르면 강관 용접 접합부에 대해서 보편적으로 받아들여지는 접합부 연성의 정의는 따로 없다. 본 연구에서는 Lee et al.[6]이 제시한 X형 원형강관접합부 연성의 정의를 차용하였다. X형 원형강관접합부의 힘-변형 관계는 가력 초기부터 비선형을 띠는데, Fig. 5와 같이 초기접선과 동일 에너지의 기준을 통하여 연성을 정의할 수 있다. 이러한 정의가 가능한 유일한 방안이라 할 수는 없으나, 각 접합부의 변형능력을 일관적으로 비교하는 데에 있어서는 문제가 없을 것으로 보인다.

Fig. 5.

Definition of joint ductility

3.2 해석결과 - Phase 1

Phase 1의 해석 결과를 Table 4에 요약하였다. Table 4에서 볼 수 있듯이 접합부 모델들은 모두 의도된 대로 주관소성화 한계상태에 의해 공칭강도가 결정되었다. 다만 β가 작은 경우(0.2 또는 0.4)에는 주관소성화와 뚫림전단이 결합된 형태의 거동을 보였다. Fig. 6에서는 β값에 따른 HSA800 접합부의 피크강도에서의 소성변형률 분포를 비교하였다. β가 클 때는 주관 측벽 및 접합부 부근에 고르게 소성변형이 발생한다. 반면 β가 작아지면 접합부 부근에만 소성변형이 집중되므로 주관소성화보다 뚫림전단에 가까운 거동을 보인다. Fig. 6에서는 또한 피크에서의 접합부 변형 패턴 및 항복 양상을 도시하였다. β가 증가함에 따라 주관의 넓은 영역이 항복에 참여하며 단면 전체에 걸쳐 고른 변형이 유도된다. Fig. 7은 해석을 수행한 HSA800 접합부의 힘-면외변형 관계를 보여준다. β가 그래프의 모양에 큰 영향을 끼치는 것을 확인할 수 있다. β가 작은 경우에는 접합부 부근 국부적인 소성화와 이에 뒤따르는 막작용(membrane action)에 의해 피크 이후에 강도가 다시 증가하는 양상을 보인다. β가 큰 경우에는 주관단면 전반에 고른 소성화가 발생하게 되며 피크 이후에 강도가 계속하여 감소한다. (2γ)의 경우 힘-변형 그래프의 일반적인 형상과는 무관하다.

Table 4.

Summary of numerical study phase 1

Fig. 6.

Plastic equivalent strain (PEEQ, left of each) and yielded region (right of each) at peak (deformation exaggerated)

Fig. 7.

Load versus out-of-plane deformation relationship of HSA800 joints

Table 4의 접합부 강도를 정하는 데에는 앞서 언급하였던 3% 면외변형 기준을 따랐다. 표에서 굵은 글씨로 표현한 것과 같이 β가 0.20인 SM490 해석모델(X90S-SM490-0.20-40) 하나를 제외한 모든 해석모델의 강도는 3% 면외변형에서 결정되었다. X90S-SM490-0.20-40의 경우에도 피크강도가 3% 변형과 매우 근접하여 발현되었다(2.94%). 피크 강도에서의 변형은 β가 아주 작거나(0.20) 혹은 아주 클 때(0.80) 작은 값을 갖는 경향을 보였다. 이는 β가 작아지거나 커지면 각각 접합부와 주관 측벽에 응력과 변형이 국소적으로 집중되기 때문이다. 또한 고강도강 접합부가 일반강 접합부에 비해 같은 변형률(strain) 분포에서도 더 많이 탄성상태를 유지할 수 있기 때문에 일반적으로 강재의 항복강도가 커질수록, 즉 고강도강 접합부가 될수록 피크 강도가 늦게 발현된다. Table 4에서도 그러한 경향을 잘 확인할 수 있다. 고강도강 접합부의 이러한 유연함(flexibility)은 그것의 낮은 연성과 더불어 현행 구조설계기준에 적용되는 강도저감계수의 직접적인 근거 중 하나이다^[20]. 일반강 접합부에서는 피크강도의 발현 시점이 3% 면외변형과 매우 근접한 반면, 고강도강 접합부의 경우 3% 면외변형 이후에도 피크강도에 도달하기 위해 상당한 변형이 추가적으로 필요하다. 현행 기준식은 피크강도에 기반하고 있으므로, 3% 면외변형에서의 내하력과 피크강도의 차이가 크다면 적절한 강도저감계수가 적용되어야 한다.

현행 설계식의 형태((식) 1)는 접합부의 피크강도가 주관의 항복강도와 비례함을 가정하고 있다. Table 4는 이러한 가정이 실제 접합부의 거동과 다소 차이가 있음을 보여준다. 해석에 사용된 SM570과 HSA800의 항복강도는 각각 SM490의 1.48, 2.46배이고, X90S-SM570/HSA800-0.62-26의 피크강도는 각각 X90S-SM490 -0.62-26의 1.40, 2.11배이다. 기하학적 형상이 동일한 SM490 접합부와 비교하였을 때, SM570 접합부의 피크강도는 평균적으로 1.39배 더 크며, HSA800 접합부의 피크강도는 평균적으로 2.06배 더 크다. SM570까지의 항복강도 범위에서는 접합부 피크강도와 재료 항복강도가 비례한다는 가정이 충분히 유효해 보이나, HSA800까지 포함하는 더 넓은 강재의 범위에서는 그러한 가정이 상당히 부정확하다. 고강도강 접합부의 경우, 항복강도가 증가하는 만큼 강도가 증가하지는 않는다. 여기에는 변형 경화가 부족한 고강도강의 재료적 소성 특성뿐만 아니라 강재의 탄성 범위에서의 일반적 특징 또한 관계된다. Fig. 8에서는 같은 기하학적 형상을 갖는 일반강 및 고강도강 접합부의 거동을 비교하였다. 항복강도에 무관하게 강재의 탄성계수는 같으므로 각 접합부의 초기 강성은 동일하다. 따라서 고강도강 접합부의 경우 주관의 충분한 항복을 유도하기 위해서는 더 큰 변형이 수반되어야 하며, 소성 능력을 발현할 시점에 더 큰 기하학적 비선형에 노출된다. 만약 강재의 항복강도가 증가하는 만큼 탄성계수 또한 증가한다면 변형 경화의 효과를 배제하였을 때 접합부의 강도가 정확히 항복강도에 비례할 것이다. 실제 강재의 경우 항복강도가 증가하여도 탄성계수는 동일하며, 이에 따라 접합부 강도와 주관 항복강도는 정확한 비례관계에 있지 않다. 고강도강의 소성 거동 측면에서의 열등함과 무관하게, 접합부 강도가 항복강도에 정비례하는 형태의 현행 기준식은 필연적으로 고강도강 접합부의 강도를 낮게 평가할 수밖에 없다. 그러므로 고강도강 접합부의 구조적 성능을 정확히 분석하기 위해서는 단순히 현행 기준식으로 강도를 비교하는 것 대신에, 고강도강의 재료적 특성을 세분화하여 각각의 특성이 접합부 강도에 얼마나 기여하는지 정량적으로 평가하여야 한다. 이어질 논의에서는 먼저 현행 기준의 접합부 강도식을 항복강도 800MPa 급의 고강도강 접합부에까지 그대로 확장시켜 적용할 수 있는지 조사한 후, 각 접합부 해석모델의 구조적 거동을 구체적으로 분석하였다.

Fig. 8.

Effect of steel grade on behavior of CHS X-joints

Table 4의 7, 8번째 열은 EC3 및 ISO 14346의 주관소성화 공칭강도와 본 연구에서의 수치해석 결과를 비교한 것이다. EC3와 ISO 14346에서의 재료 항복강도 상한은 각각 700MPa과 460MPa이고, 해석시 재료모델로 적용된 SM490, SM570 및 HSA800 강재의 항복강도는 각각 324, 478, 798MPa이다. 따라서 HSA800 접합부의 경우 두 설계기준 중 어느 것도 적용할 수 없으며, SM570의 경우 ISO 14346 기준을 적용할 수 없다. Table 4의 7, 8번째 열을 작성하는 데에 있어서는 항복강도 상한을 넘는 경우에도 기준식을 그대로 적용하였고, 강도저감계수를 고려하지 않았다. 일반강인 SM490 접합부의 경우 두 기준의 공칭강도 모두 접합부 강도를 여유있게 상회하였다. 또한 SM570 접합부의 강도는 강도저감계수 없이도 두 기준의 공칭강도를 충분히 상회하였다. SM570의 항복강도(478MPa)가 ISO 14346의 항복강도 상한(460MPa)과 거의 비슷한 점을 감안하면, ISO 14346 기준에서 항복강도가 355-460MPa인 접합부에 부과하는 강도저감계수 0.9는 과도하게 보수적인 규제라고 사료된다. HSA800 접합부의 경우, 두 기준 모두 강도저감계수 없이는 몇몇 접합부 강도를 비보수적으로 평가하였다. EC3는 지관의 지름이 작은 경우(β=0.20), ISO 14346은 주관의 두께가 얇은 경우(2γ=40) 고강도강 접합부의 강도를 다소 비보수적으로 예측하는 경향을 보였다. 그러나 두 기준 모두 현재 부과되는 수준의 강도저감계수를 적용한다면 HSA800 접합부의 강도를 평가하는 데에 쓰일 수 있다. EC3의 경우 0.8, ISO의 경우 0.9 수준의 강도저감계수를 적용한다면 항복강도가 800MPa에 이르는 고강도강 접합부의 설계에도 충분히 적용될 수 있다.

Table 4의 9번째 열은 각 접합부 모델에 대해 변형한계 기준에 의한 접합부 강도와 피크에서의 최대 내하력을 비교한 것이다. N/N_peak의 값은 피크강도가 3% 이전에 발현된 X90S-SM490-0.20-26의 경우 1이며 이를 제외한 나머지 모든 접합부에서는 피크강도에 대한 3% 면외변형 상태에서의 강도의 비(N_3%/N_peak)이다. 고강도강 접합부의 경우 피크에 도달하기까지 많은 변형이 필요하고, 따라서 3%에서의 내하력이 피크강도에 비해 상당히 작을 수도 있다. 이러한 우려는 고강도강 접합부에 부과되는 강도저감계수의 직접적인 원인이다. Table 4의 9번째 열에서 볼 수 있듯이, 실제로 일반강 접합부의 경우 N/N_peak가 1에 매우 근접하지만 고강도강 접합부에서는 그보다 작은 값을 갖는다. SM570 접합부의 경우 0.94-1.00, HSA800 접합부의 경우 0.81-0.99 사이의 값을 갖는다. 2γ=40인 세 개의 HSA800 접합부 X90S-HSA800-0.20/0.40/0.62-40의 N/N_peak가 0.9보다 작지만, 해석을 수행한 모든 고강도강 접합부의 강도를 피크강도의 90%로써 평가하여도 적절하다고 판단된다. 접합부 강도를 피크강도의 90%로 평가하더라도 X90S-HSA800-0.20/0.40/0.62-40의 강도발현시점은 각각 면외변형의 3.27%, 3.68%, 3.32%로써 3%와 크게 다르지 않다. Table 5에서는 고강도강 접합부 실험 데이터(Noordhoek and Verheul, 1998^[9]; 1998; Lipp and Ummenhofer, 2015^[21]; 2015; Lee et al., 2017^[6])에서 N/N_peak 값을 계산하였다. 7개의 고강도강 접합부 실험체 모두 3% 면외변형에서 결정된 접합부 강도가 피크강도의 90%를 초과하였다. 고강도강 접합부의 유연함(flexibility)은 우려할 만큼 과도하지 않다.

Table 5.

Difference between peak load and joint strength in experimental database of high-strength steel CHS X-joints

강도와 더불어 연성은 강관접합부의 필수적인 구조적 성능이다. 고강도강 접합부가 일반강 접합부에 비해 낮은 연성을 갖는 것은 당연하다. 고강도강 접합부의 경우 변형 경화가 적어 소성 변형이 좁은 지역에 한정되며 따라서 에너지 흡수 능력이 적다. Table 4의 마지막 열에는 앞서 언급한 정의를 사용하여 각 접합부 모델의 연성을 계산하였다. β가 0.20으로 작은 경우에는 피크 이후에도 내하력이 계속하여 증가하기 때문에 연성 값에 큰 의미가 없다. β가 0.20인 경우를 제외하면, SM490, SM570, HSA800 접합부에 대한 연성 값의 평균은 각각 3.69, 3.28, 2.97이다. 고강도강 접합부 또한 충분한 수준의 연성을 갖고 있다고 사료된다.

SM570 및 HSA800로 이루어진 X형 원형강관접합부는 강도와 연성의 측면에서 일반강 접합부에 비견될 만한 성능을 보였다. HSA800의 항복강도가 약 800MPa임을 상기할 때, 현행 접합부 기준에서의 항복강도 상한은 완화될 여지가 있다. 또한 항복강도에 비례하는 형태의 현행 강도식은 고강도강 접합부의 강도를 필연적으로 낮게 평가하므로 새로운 형태의 주관소성화 강도식이 제안될 필요가 있다. 고강도강 접합부의 피크강도와 변형한계에서의 접합부 강도의 차이로 인해 강도저감계수가 필요하다면, 그 값은 0.9 혹은 그 이상이어도 충분하다.

3.3. 해석결과 – Phase 2

Fig. 9의 힘-면외변형 그래프는 주관 축응력이 작용할 때 접합부의 거동이 어떻게 변화하는지 보여준다. 주관 축응력이 심화됨에 따라 접합부의 내하력이 감소함을 확인할 수 있다. 주관 축응력에 의한 강도저하 효과는 압축응력을 받을 때가 인장응력을 받을 때보다 더 크다. 이는 주관 축응력에 의한 2차 효과로써 설명될 수 있다. 접합부에 면외변형이 발생하게 되면 압축응력은 기하학적 2차 효과에 의해 접합부 부근에 추가적인 응력을 발생시킨다. 반면 인장응력의 경우 압축응력과는 반대로 접합부 부근의 응력을 완화시키며, 마치 찌그러진 주관을 다시 펴는 효과를 준다. 이러한 인장응력의 순기능은 지관의 크기가 작아질수록, 즉 β가 작은 경우에 두드러진다. β가 작은 경우 뚫림전단 거동의 비중이 커지며 따라서 주관 측벽보다는 접합부 부근에 변형이 집중되기 때문이다. Fig. 9에서도 β=0.62일 때보다 β=0.20일 때 인장 축응력에 의한 강도저하의 효과가 약한 것을 확인할 수 있다. β=0.20이고 n=0.3인 경우에는 오히려 축응력이 없을 때에 비해 접합부 강도가 증가하기도 한다. 주관에 인장응력이 작용하는 경우 힘-면형 관계는 피크가 없어지고 단조롭게 증가하는 양상을 띤다. 반면 압축응력이 작용하는 경우의 힘-변형 관계는 조기에 피크가 발생한 후 급격하게 강도가 감소하는 경향을 보인다. Fig. 10은 n=(-0.9)일 때와 n=0.9일 때의 3% 면외변형 시점에서의 소성변형률 분포를 보여준다. 인장응력을 받는 경우(n=0.9) 주관 단면이 고르게 소성화되는 반면 압축응력을 받는 경우(n=-0.9)에는 소성 변형이 접합부 부근에 집중된다. 주관에 압축응력이 작용할 때에는 변형능력과 에너지 소산 능력이 현격히 감소할 뿐만 아니라 용접부에 균열 및 손상이 발생할 가능성이 크다. 주관에 인장응력이 작용하는 경우에는 접합부 강도가 큰 폭으로 감소한다 하더라도 연성 거동에는 무리가 없다.

Fig. 9.

Load versus out-of-plane deformation diagram for joints with chord pre-stress

Fig. 10.

Equivalent plastic strain distribution of pre-stressed joints at 3% out-of-plane deformation

Fig. 11에서는 본 해석에서 계산된 축응력에 의한 강도 저감효과를 ISO 14346의 주관응력함수와 비교하였다. 대부분의 접합부 강도는 3% 면외변형에서 결정되었으며, β가 크고 압축응력이 많이 작용하는 몇몇 접합부에서는 3% 이전에 피크강도가 발현되었다. 모든 기하학적 형상에 대해 ISO 14346의 주관응력함수는 HSA800 접합부의 주관응력효과를 보수적으로 평가하였다. 주관 압축에 의한 강도 저하는 β가 커짐에 따라 줄어드는 경향을 보였으며, 주관 인장에 의한 강도 저하는 β가 작아지거나 혹은 2γ가 커질수록 줄어드는 경향을 보였다. 전체적으로 고강도강 접합부의 주관응력효과는 일반강 접합부의 주관응력효과와 크게 다르지 않아 보인다. Fig. 12에서는 SM490 및 HSA800 접합부의 주관응력효과를 상호 비교하였다. SM490 접합부에 비해 HSA800 접합부가 큰 주관 축응력 하에서도 강도를 잘 유지함을 확인할 수 있다. 고강도강 HSA800 접합부는 같은 면외변형 수준에서 일반강 SM490 접합부보다 탄성 단면의 비율이 높아 과도한 축응력에도 잘 대응할 수 있는 것으로 보인다.

Fig. 11.

Chord stress effect of HSA800 joints

Fig. 12.

Comparison of chord stress effect of SM490 and HSA800 joint

지관 압축을 받는 X형 원형강관접합부의 경우 현행 기준의 주관응력함수를 항복강도 800MPa 수준의 고강도강 접합부에까지 확장하여도 큰 문제가 없다고 사료된다. 더 일반적인 결론을 위해서는 모멘트 가력 방식 및 T형과 K형 접합부에 대해서도 고강도강 접합부의 주관응력효과를 정량적으로 분석할 필요가 있다. 궁극적으로는 다량의 포괄적인 실험 및 수치해석을 통해 고강도강 강관접합부의 주관응력효과를 고려한 새로운 주관응력함수가 제안되어야 할 것이다.