2.1. KBC2016과 AISC2010 기준식

국내의 구조설계기준 KBC2016(^{AIK, 2016a})과 미국강구 조학회의 AISC2010(2010)에서는 용접부의 설계강도를 모재 의 한계상태와 용접재(용착금속부)의 한계상태 강도 중 작은 값으로 산정하고 있다. 본 연구에서는 용착금속부의 내력평 가에 초점을 두므로 용접재 강도에 대해 기술한다. 식 (1)과 같 이 용접재(용착금속부)의 유효단면적(A_we)에 용접재의 공칭 강도(F_nw)를 곱한 값을 필릿용접부의 용접재 강도(P_n)로 산 정하고 있다. KBC2016에서는 필릿용접의 용접재 강도 산정 에 있어 용접선의 하중방향에 대한 구분이 없이, 하나의 설계 기준식을 규정하고 있으나, AISC2010에서는 용접선이 하중 방향에 평행하고 수직인 조합 용접접합부에 대해 식 (2)와 (3) 중 큰 값을 용착금속부 내력으로 산정한다.

여기서, A_we(용접재의유효단면적)=al_e , F_nw(용접재공칭강 도)=0.6F_uw, a(유효목두께)=-0.7s, l_e(유효용접길이)=l-2s, s : 필릿사이즈, F_uw : 용접재인장강도, l : 용접길이

여기서,

필릿용접부에서 하중방향 용접강도와 하중직각방향 용접 강도산정에서 용접재 공칭강도(F_nw)는 동일하게 0.6F_uw을 적용한다.

2.2. ASCE 기준식

미국토목학회 ASCE(2002)의 냉간성형 스테인리스강 기 준에서는 필릿용접부의 설계기준강도(P_n)를 산정하는 데 있 어 하중방향용접(용접선이 하중방향과 평행)과 하중직각방 향용접(용접선이 하중방향과 직각)으로 구분하고 있으며 또 한, 각 용접방향에 대해 용접부의 모재파단과 용접재(용착금 속부)파단으로 재분류하여 강도를 산정한다. 아래에 용접재 (용착금속부)가 파단되는 경우 내력식을 정리한다.

여기서, a(유효목두께)=0.707s, l_eυ =용접재 전단유효길 이, l_et =용접재 인장유효길이

3.1. 실험계획 및 제작

오스테나이트계 스테인리스강 STS304L을 사용하여 총 12 개의 필릿용접 접합부 실험체를 계획·제작하였다. Table 1에 실험체명, 모재두께(t_n), 공칭용접사이즈(s_n) 및 용접길이(l₁, l₂)를 나타낸다. Fig. 1과 같이 중앙의 공칭두께 10 mm 평판의 양쪽에 공칭두께 6 mm 평판 두 개를 필릿용접사이즈 3 mm로 용접한다. 용접 접합부의 주요변수는 Fig. 2와 같이 하중에 대 한 용접선의 방향(하중직각방향 용접: TFW, 하중방향 용접: LFW, 하중직각방향 용접과 하중방향 용접의 조합: FW)과 용 접길이(40 mm, 80 mm)이다. 용접방법으로 GTAW(Gas Tungsten Arc Welding) 중에 박판 스테인리스강 용접에 사용되는 TIG (Tungsten Inert Gas)용접을 사용하여 각 실험체 마다 2개씩 제작하였다. Table 1의 실험체명에서 ‘SALTFW’, ‘SALLFW’, ‘SALFW’는 각각 하중방향과 용접선이 직각인 실험체(Transverse Fillet Weld), 하중방향과 용접선이 평행한 실험체(Longitudinal Fillet Weld), 하중방향과 하중직각방향의 3면이 용접된 실험 체(Full Fillet Weld)를 나타내며, 맨 앞의 ‘SAL’은 저탄소강 (Low Carbon) 오스테나이트계 스테인리스강(Austenitic Stainless Steel) 그리고 숫자 ‘40’, ‘80’은 용접길이를 의미한다.

3.2. 재료시험 및 실험방법

탄소함유량을 줄이고 니켈함유량을 높여 내입계 부식성능 을 향상시킨 오스트나이트계 스테인리스강 STS304L의 기계 적 성질을 파악하기 위하여 KS B 0801(KS, 2007a)에 따라 Fig. 1의 양쪽에 위치한 STS304L의 6 mm판에 대해 인장시험 편을 3개씩 제작하였다. 중앙의 10 mm 평판에 대해서는 별도 의 재료시험을 수행하지 않았다. 재료인장시험 결과 얻어진 응력도-변형도 곡선을 Fig. 3에 나타냈다. 스테인리스강은 탄 성역 이후에 응력도-변형도 곡선상에서 접선탄성계수가 급격 하게 저하되어 0.2% offset 방법에 의해 항복강도를 산정하면 일반탄소강에 비해 항복강도의 상승정도가 높게 나타난다.

그래서 국부좌굴에 대한 폭두께비의 보수적인 값을 제공하 기 위해서 스테인리스강의 항복강도 산정에 있어 일본의 JIS Z 4321(^{JIS, 2000})에 따라 0.1% offset방법을 채용한다. 평균 항복강도(F_y)는 346.70 MPa, 인장강도(F_u)는 734.00 MPa, 탄 성계수는 193.06 GPa, 항복비(F_y/F_u)는 47.02%, 연신율(EL) 은 58.50%로 나타났다. 오스테나이트계 스테인리스강은 탄 소강에 비해 항복비는 낮고 연신율이 높아 에너지 흡수능력 이 우수하여 구조용 재료로 우수하다.

3.3. 용착금속 재료시험

용착금속(용접재)의 기계적 성질을 파악하기 위해 KS B 0821(KS, 2007b)에 따라 Fig. 4와 같이 용착금속 인장시험편 을 비드(Bead) 부분기준으로 해서 인장시험편을 5개씩 제작 하였다. 인장시험을 수행한 결과를 Fig. 5와 Table 2에 정리하 였다. 평균항복강도(F_yw)는 401.19 MPa, 인장강도(F_uw) 739.17 MPa, 탄성계수(E)는 172.66 GPa, 항복비(F_yw/F_uw)는 54.33%, 연신율은 52.23%로 나타났다. 모재부분과 비교한 결과, 항복 강도, 인장강도와 항복비는 약간 높게 나타났으며 탄성계수 와 연신율은 낮은 경향을 보였다.

4.1. 파단형상 및 최대내력

Figs. 6과 7은 각각 실험결과로부터 얻어진 하중-변위곡선 과 실험종료시점에서 관찰된 대표적인 파단형태를 나타낸다. 용접선이 하중방향과 수직인 용접실험체 SALTFW시리즈는 용착금속부의 인장파단(Tensile fracture, Fig. 7(a)참조), 용접 선이 하중방향과 평행인 SALLFW시리즈는 용착금속부의 전 단파단(Shear fracture, Fig. 7(b)참조), 그리고 하중직각방향과 하중방향으로 모두 용접된 SALFW시리즈는 인장파단과 전 단파단이 조합된 블록전단파단(Block shear fracture, Fig. 7(c) 참조)이 발생하였다. Fig. 6의 하중-변위 곡선으로부터 SALTFW시리즈, SALLFW시리즈, SALFW시리즈의 실험체 는 각각 인장파단, 전단파단, 전면부 인장파단후 측면부 전단 파단에 의해 내력이 급격하게 저하되는 것을 알 수 있다.

Table 3에 실험결과 얻어진 최대내력(P_ue)과 각 실험체의 용접부에서 측정한 필릿용접의 유효목두께(a_em)를 정리하였 다. 용접방향 및 용접길이에 따른 최대내력을 비교하기 위해 각 실험체에서 실측된 유효목두께(a_em)에 대한 최대내력을 공칭용접치수(s_n=3.0 mm)에 대한 유효목두께(a=0.7s_n)에 대하여 보정한다. 용접접합부의 인장과 전단파단은 유효목두 께에서 발생하므로 실측유효목두께(a_em)를 공칭용접치수에 대 한 유효목두께(a=0.7s_n = 2.1 mm)로 나눈 보정비(α =a/a_e) 를 실험최대내력(P_ue)에 곱하여 보정최대내력(P_uem)을 산정 하였다.

4.2. 실험결과의 최대내력 비교

Table 4에서 용접길이가 80 mm인 실험체의 최대내력을 용 접길이가 40 mm인 실험체의 최대내력으로 나눈 용접방향별 용접길이에 따른 평균내력비( P u e m − l = 80 / P u e m − l = 40 )를 평가하 였다. 평균내력비는 1.65~1.84의 범위를 나타났으며, 동일용 접방향에 대해서 용접길이가 2배 증가했음에도 불구하고 용 접부 실험결과에서는 내력상승은 2배에 미치지 못했다 . 하중 방향에 대한 용접선의 배치차이에 따른 내력을 비교하기 위 해서 Table 1의 총 용접길이를 기준으로 Table 4의 보정평균 최대내력을 Table 5의 관계식에 의해 내력비를 산정하였다. 동일 용접길이에 대해 SALTFW(하중직각방향용접)에 대한 SALLFW(하중방향용접)의 비는 전체 실험체 평균 0.89으로 하중직각방향 용접인 인장파단강도가 평균 11% 높게 나타났 다. 블록전단파단된 3면 용접 SALFW 실험체의 내력에 대한 SALTFW실험체와 SALLFW실험체의 내력 또는 조합배치에 의한 내력의 비는 0.74~0.90의 범위로 나타났고, 이로부터 블 록전단파단된 SALFW의 용접실험체의 내력이 다른 용접방 향의 실험체보다 내력이 10%~26% 낮은 것을 알 수 있다.

정리하면, 하중방향에 대한 용접선의 배치에 따른 내력은 SALTFW실험체가 가장 높았고, SALFW실험체가 가장 낮게 나타났다.

5.1. 기준식 비교

Table 3의 실측 평균목두께(a_em)를 반영하여 KBC2016[1]/ AISC2016[6]과 ASCE2002[2]의 설계기준식에 의하여 산정 한 설계내력(P_n)과 실험을 통하여 얻은 실험 최대내력(P_ue)을 비교하여 Table 6에 나타냈다. 2.1절에서 언급한바와 같이 SALTFW와 SALLFW 실험체에 대한 필릿용접부의 용착금 속강도 계산시 KBC2016기준은 AISC2010기준과 동일하게 용접선의 방향과 상관없이 용착금속의 전단강도(=0.6F_uw)를 기준으로하고 있다. ASCE2002기준의 경우 용접부의 용착금 속파단이 하중방향용접(전단파단)과 하중직각방향용접(인장 파단)으로 구분하여 규정되어 있다. ASCE2002기준에서는 AISC2010과는 달리 인장파단에서는 용접재 인장강도인 F_uw 를, 전단파단에서는 전단강도인 0.75F_uw를 적용한다. 용접재 (용착금속)에서 블록전단파단(인장파단과 전단파단의 조합) 되는 SALFW 실험체의 강도산정에 대해 AISC2010에서는 식 (2)와 (3)으로 규정하고 있지만, KBC2016과 ASCE2002에서 는 별도로 규정되어 있지 않다. 그래서, ASCE2002의 식 (4)와 (5)의 합으로 블록전단파다내력을 하여 실험최대내력과 비교 하였다. 용접접합부에서 실측된 유효목두께와 용접길이을 적 용하여 기준내력을 계산하였다. Table 8에서 P_ue는 실험 최대 내력, P_n은 현행기준식에 의한 필릿용접부 용착금속부 파단 의 설계내력이다.

SALTFW와 SALLFW실험체의 실험최대내력(P_ue)에 대한 설계기준내력(P_n)의 최대내력비(P_n/P_ue) AISC2010/KBC2016 에 의해 0.64~0.90의 분포(평균 0.70)를 나타냈고, ASCE기준 에 의해서는 0.89~1.20의 분포를 보였다. AISC2010는 SALTFW 와 SALLFW 실험체 내력을 과소평가하고 있고, ASCE2002 는 편차는 있지만 평균 최대내력비가 1.01로 양호한 대응을 보여주고 있다. SALFW 실험체에 대해서는 두 기준 모두 과 대평가하는 경향을 보였다.

5.2. 하중방향(SALLFW)과 하중직각방향(SALTFW)의 필릿용접접합부의 내력식 고찰

SALTFW와 SALLFW실험체에 대해 AISC2010의 필릿용 접접합부의 용착금속파단에 대한 설계강도는 Table 9에서 알 수 있듯이 과소평가하고 있고 파단형태에 따라 기준식을 분 리하고 있는 스테인리스강 구조설계기준인 ASCE2002의 식 이 일부 실험체를 제외하고는 근접한 내력을 예측하고 있다. SALTFW 실험체와 SALLFW 실험체에 대해 최대내력비 (P_n/P_ue) 평균은 각각 1.04, 0.99로 나타났다. 그 결과, 하중방 향으로 용착금속부가 전단파단되는 SALLFW의 접합부는 ASCE의 식 (4)을 그대로 적용하는 것이 적절하며 SALTFW 의 접합부에 대해서는 내력식에 대한 수정을 고찰해 볼 필요 가 있다.

식 (5)은 용접재(용착금속) 유효단면적(al_et)과 용접재 인장 강도(F_uw)의 곱으로 구성되며 유효인장응력계수(f_et)가 1.0 이다. AISC의 식 (3)에서는 블록전단파단의 인장응력계수를 0.85로 하고 있으며, 본 연구에서도 기준식내력의 안전측을 고려하여 실험결과와 식 (5)를 토대로 유효인장응력계수를 P u e / ( a l e t F u w ) 의 평균에 근사한 값이 0.95로 설정하였고 하중 직각방향 용접의 인장파단내력은 식 (6)과 같이 제안하였다. Table 7에 식 (6)에 의한 예측내력과 실험내력을 비교한 결과 를 정리하였다.

5.3. 하중방향과 하중직각방향의 용접이 조합된(SALFW) 필릿용접접합부의 내력식

AISC2010과 ASCE2002 기준식에 의해 용접재(용착금속) 의 인장파단과 전단파단의 조합인 블록전단파단이 발생된 SALFW 실험체의 내력이 과대평가되고 있다. 그래서, 본 절 에서는 다음과 같은 다양한 조합의 식을 고찰해 본다. 하중방 향용접(전단파단)과 하중직각방향용접(인장파단)의 설계강 도식인 식 (4)와 (5)의 조합(식 (7)), 인장파단에 대해 수정된 내력식인 식 (6)과 식 (4)의 조합 (식 (8)) 그리고 AISC2010기 준의 모재 블록전단파단식(식 (10))을 적용한다.

AISC2010기준의 블록전단기준식은 용접부의 모재파단에 대한 규정으로 용착금속파단에 관한 내력식이 규정은 아니 다. 그래서 기존에 블록전단기준식에 인장저항순단면적(A_nt) 을 용착부분 인장저항순단면적(A_wt)으로, 전단저항순단면적 (A_nυ)을 용착부분 전단저항순단면적(A_wυ)으로 변경하였다.

여기서,

식 (7), (8)과 (9)에 의한 예측내력(P_np)과 실험최대내력 (P_ue)과의 최대내력비(P_np/P_ue)를 Table 8에 정리하였다. 상 기 3식에 의한 평균최대내력비는 1.23, 1.25, 1.08로 나타났으 며, 용착금속부에서 블록전단파단되는 용접접합부의 최대내 력을 과대평가하는 경향을 보였다.

4.2절에서 검토된 바와 같이 SALTFW(인장파단), SALLFW (전단파단), SALFW (블록전단파단)의 실험체중 동일 용접길 이로 변환한 내력을 비교해 봤을 때 SALFW 시리즈가 가장 낮은 내력을 보였다. 이로부터 용접재의 블록전단파단 내력 을 평가하는데 있어 용접재의 인장파단강도식과 전단파단강 도식의 단순 누가하는 방법은 적절하지 않는 것으로 판단된다.

Topkaya(²⁰⁰⁴, ^2007c)는 탄소강으로 제작된 용접접합부의 모재부분에서 블록전단파단 거동에 관하여 실험 및 해석적 연구결과를 토대로 현행기준식의 블록전단파단내력식과 상 이한 식 (10)을 제안하였다. 용접접합부의 구조거동은 응력삼 축효과로 인장파단거동시 하중방향으로만 응력이 집중되는 것이 아니라 하중직각방향과 두께방향으로 구속력이 발생되 어 하중방향 응력은 줄어들고 하중직각방향과 두께방향으로 응력이 증가되어 하중방향의 인장파단강도가 증가하는 현상 을 나타낸다. 이 결과를 토대로 Topkaya는 1.25배 증가된 인 장응력을 확인하여 다음과 같은 식을 유도하였다.

본 연구는 용접접합부에서 용접재(용착금속부)파단의 구 조적 거동에 초점을 두므로 모재부분의 파단에 대한 식 (10) 을 그대로 적용할 수 없다. 그래서, 모재인장강도(F_u)대신 용 착금속의 강도(F_uw, F_yw)로 대체하고, 모재와 용접재의 경계 부분에서 인장저항총단면적(A_gt)과 전단저항총단면적(A_gυ) 이 아닌 용착금속(비드부분)의 위험단면에서 인장저항순단 면적(A_wt)과 전단저항순단면적(A_wυ)을 적용하여 다음 식을 제안하였다(Fig. 8 참조). 식 (11)은 블록전단파단시 인장파단 과 전단파단이 동시에 발생한다는 가정하에 용접재(용착금 속)의 인장강도(F_uw)만을 고려하고 있고, 식 (12)에서는 실험 결과에서 관찰된 파단의 순서에 따라 인장파단이 발생된 후 최대내력이 결정되고 추가적으로 전단파단되는 메카니즘으 로 전단강도 산정시 용착금속의 항복강도와 인장강도 평균값 ((F_yw + F_uw)/2)을 적용하였다.

상기 두식에 의한 예측내력(P_np)과 실험내력(P_ue)에 대한 최대내력비를 Table 9에 정리하였다. 식 (7), (8), (9)는 용착금 속부의 블록전단파단강도를 전반적으로과대평가 하는 경향 을 보였으나, 식 (11), (12)은 평균최대내력비가 각각 1.08, 0.95로 내력예측정도가 개선된 것을 알 수 있다. 특히, 전단강 도 산정시 용접재의 인장강도 항복강도를 동시에 고려한 식 (12)이 가장 근접한 값을 제시하는 것으로 나타났다. 그러나, SALFW80 실험체는 식 (12)에 의해서 4~8%과대평가하는 경 향을 보여 추후 추가적인 실험 또는 유한요소해석에 의한 변 수해석을 통해 제안식의 타당성을 고찰할 필요가 있다.