2.1 실험체 계획

오스테나이트계와 페라이트계의 조직이 동시에 포함되 고 고가인 니켈함유량을 줄여 가격경쟁력 측면에서 우수 한 듀플렉스계 스테인레스강(STS329FLD)을 사용한 볼트 접합부의 파단형태, 블록전단내력 및 면외변형의 영향을 조사하기 위해 Fig.1과 같은 형태의 2행 1열 볼트배열의 접합부를 계획하고 제작하였다. 공칭두께 3.0mm인 평판 을 사용하였고 Fig.2와 같이 전단접합방법에 따라 일면전 단과 이면전단 볼트접합부를 제작하였다.

Fig. 1

Geometry of specimen (unit : mm)

Fig. 2

Configuration of specimen

실험체는 볼트의 전단파단이 아닌 평판의 블록전단파 단을 유도하기 위하여 하중직각방향의 연단거리(b=60mm) 를 충분히 길게 제작하였다. 피치(p=36mm), 게이지 (g=36mm), 볼트구멍직경(∅=13mm)과 볼트직경(d=12mm) 은 모든 접합부에 동일하게 하였다. 주요변수는 전단접합 방법(일면전단과 이면전단)과 하중방향 연단거리(e)로 하 였다. 일면전단접합부에 대해서는 하중방향 연단거리를 2.0d, 2.5d, 3.0d, 4.0d, 5.0d로 총 5개(e=24mm~60mm)로 이면전단접합부에 대해서는 기존의 연구결과를 토대로 하중방향 연단거리가 36mm, 48mm와 60mm인 실험체 3 개만 제작하였다. 실험체 일람을 Table 1에 정리한다.

Table 1

Specimen list

볼트접합부 실험체의 구성은 일면전단 볼트접합부에 대해서는 Fig.2(a)와 같이 고정체인 고정측(Rigid part와 Coupling part)과 실험측(Test part)으로 분리하여 제작하였 다. 이면전단 볼트접합부에 대해서도 1개의 고정체(Rigid part), 2개의 중간연결재(Coupling part)와 1개의 실험측(Test part)으로 구분하였다. Table 1의 실험체명 ‘SD2T30E24’에 서 ‘SD’는 듀플렉스계 스테인리스강(STS329FLD), ‘2’는 볼트개수, ‘T30’는 공칭평판두께(t_n=3.0mm), ‘E24’는 하중 방향 연단거리(e) 24mm를 나타낸다. 이면전단 볼트접합 부의 경우에는 ‘SD'대신에 'DSD'를 사용하였다.

2.2 실험방법

실험체는 Fig.3과 같이 실험측(Test part)을 중간연결재 (Coupling part)와 고정체(Rigid part)에 볼트체결을 실시한 후, 만능시험기의 상하 물림부에 고정시켜 단순 인장실험 을 수행하였다. 일면전단 볼트접합부에 대해서는 하중방 향 변위(Displacement)와 면외변형(평판두께 방향변위, Curling)을 측정하기 위하여 3개의 변위계(LVDT)를 Fig.3(a)과 같이, 이면전단 볼트접합부의 경우는 2개의 변 위계를 Fig.3(c)와 같이 설치한다. 본 실험에서는 변위제 어방법을 채택하여 분당 0.5mm의 일정한 속도로 하중방 향변위(stroke)를 증가시키면서 실험을 수행하였다. 일면 전단 볼트접합부에서 발생하는 면외변형과 변형도 변화 를 측정하기 위해서 Figs.3(a)와 3(b)와 같이, 실험측의 하 중방향 연단에 근접한 볼트중심으로부터 하중방향으로 30mm떨어진 지점에 변위계(L1)와 스트레인게이지(SG1)를 설치하여, 초기의 면외변형값과 하중방향 변형도값을 측 정하였다.

Fig. 3

Test set-up for specimens

3.1 재료시험

볼트접합부에 사용된 강종인 듀플렉스계 스테인리스강 (STS329FLD)의 기계적 성질을 파악하기 위해 KS B 0802(금속재료 인장시험 방법)에 따라 인장시험을 수행한 결과 Fig. 4와 같은 응력도-변형도 곡선을 얻을 수 있었 고, 그 결과를 Table 2에 정리하였다. Fig. 4에서 보는 바 와 같이 스테인리스강은 항복점이 명확하지 않고 탄성구 간을 지나 소성구간에서는 재료의 비선형을 나타내는 것 을 알 수 있다. KS B 0802에 의하면 재료의 항복점이 명 확한 경우에는 저항복점을 항복강도로 산정하고 그렇지 않은 경우는 변형도의 0.2%오프셋 방법으로 채용하고 있 다. 그러나 0.2% 오프셋 항복강도점의 접선구배가 초기 강성의 구배에 비해 저하되므로, 일본의 JIS Z 2241에 따 라, 본 연구의 스테인레스강의 항복강도는 0.1% 오프셋 방법으로 산정하였다. 재료시험 결과값이 KS B 3698의 냉간압연 스테인리스 강판 및 강대에서 규정하는 STS329FLD의 최저항복강도, 최저인장강도와 연신율인 450MPa, 620MPa와 30%를 초과하는 것으로 나타났다.

Fig. 4

Stress-strain curves for STS329FLD material

Table 2

Material properties of STS329FLD

3.2 파단형태 및 최대내력

단순인장 실험결과로부터 얻어진 각 실험체의 종국파 단형상, 면외변형 형상, 실측두께(t_e), 실험최대내력(P_ue ), 실험종료시점에서의 파단형태와 최대내력시점에서의 파 단형태를 Fig. 5와 Table 3에 정리하였다. 일면전단 볼트 접합부 SD2T30E24, SD2T30E30, SD2T30E36의 경우에는 면외변형(curling)의 발생없이 전형적인 블록전단파단(BS, 하중방향 순단면파단과 하중직각방향의 전단파단의 조합) 이 발생하였고, 하중방향 연단거리가 증가함에 따라 최대 내력도 증가하는 경향을 보였다. 하중방향 연단거리가 긴 SD2T30E48와 SD2T30E60 실험체는 면외변형이 발생과 진전으로 접합부 강성과 내력이 저하되었고, 볼트간 인장 파단과 함께 최대내력을 결정하였다. 하중방향연단거리가 가장 큰 SD2T30E60의 최대내력(132.30kN)은 초기에 과도 한 면외변형의 발생으로 SD2T30E48의 최대내력 (138.65kN)보다 낮게 나타났다.

Fig. 5

Fracture shapes

Table 3

Test results

이면전단 볼트접합부에 대해서도 하중방향 연단거리가 증가함에 따라 최대내력이 증가하였다. DSD2T30E36 실 험체는 실험종료시점에서 전형적인 블록전단파단이 발생 하였고, DSD2T30E48과 DSD2T30E60 실험체는 볼트간 인 장파단에 의해 최대내력이 결정된 후 하중직각방향으로 응력집중으로 연단부분에 돌출현상이 관찰되었지만 하중 직각방향의 연단쪽으로 추가적인 인장파단이 발생되었다.

하중방향 연단거리가 48mm, 60mm인 실험체는 볼트간 인장파단후 최대내력이 결정되고 추가적으로 하중직각방 향 연단으로 인장파단이 발생하여 실험종료시험에서의 파단형태는 인장파단(N)으로 정리하였다.

Table 4는 실측두께별 최대내력을 보정하기 위한 수정 최대내력(P_ueM)을 기준으로 하중방향 연단거리와 전단접 합방법에 따른 최대내력비를 정리하였다. 면외변형이 관 찰되지 않은 일면전단 및 이면전단 볼트접합부에서는 하 중방향 연단거리가 증가함에 따라 내력이 증가하는 것으 로 나타났다. 전단접합방법과 면외변형의 영향으로 하중 방향 연단거리가 48mm와 60mm인 접합부에 대해서 1면 전단 볼트접합부의 내력이 각각 7%, 20% 낮게 나타났다.

Table 4

Strength comparison according to variables

3.3 단계별 파단양상 및 면외변형의 영향

기존의 스테인리스강 및 탄소강에 관한 연구에서 언 급된 바와 같이 하중방향 또는 하중직각방향 연단거리가 긴 일면전단 볼트접합부에서 하중직각방향으로 면외변형 이 발생하여 내력저하를 일으킨다고 보고되어졌다. 이러 한 면외변형은 볼트 후방의 압축응력 영역에 있는 평판 이 좌굴되어 발생하는 것으로 판단된다. 본 연구에서는 기존의 스테인리스강이 아닌 듀플렉스 스테인리스강 일 면전단 볼트접합부에 대한 실험체를 제작하여 단순인장 실험을 실시하였고, 3.2절에서 언급한 바와 같이 하중방 향 연단거리가 긴 접합부에서 면외변형이 관찰되었다. 실 험결과로 Fig.6과 같은 하중-변위 곡선을 얻었다. 면외변 형 발생으로 인해 하중방향 연단거리가 증가함에도 불구 하고 접합부에 있어서 내력상승이 관찰되지 않았고, 그림 6에서 표시한 바와 같이 면외변형이 발생하지 않은 실험 체와 비교해 볼 때, 면외변형 발생 이후 급격한 강성저하 및 내력저하가 발생하는 것을 알 수 있다.

Fig. 6

Load-displacement curves obtained from test

Fig. 7

Curling occurrence and fracture shape at the specified step of Fig. 6(b)

3.4 면외변형 및 변형도

Figs.8과 9는 SD2T30E48과 SD2T30E60을 대상으로 강 제변위(Displacement)에 대한 Fig. 3(b)에 설치된 변위계 L1과 스트레인게이지 SG1에서 측정된 면외변형과 변형 도 관계를 나타낸다. 변위 초기에는 면외변형이 거의 발 생되지 않았고, 면외변형이 발생되고 진전됨에 따라 면외 변형량은 급격히 상승하면서 접합부의 강성과 내력저하 에 영향을 미친 것으로 나타났다. SG1에 부착된 소성스트 레인 게이지에서 측정된 변형도값은 강제변위가 증가하고 볼트몸체에 의한 지압력 작용으로 Fig. 9에서 알 수 있듯이 초기에는 압축변형도(-값)가 증가하다가 강제변위가 2.0mm전 후에서 면외변형 발생으로 좌굴되면서 압축변형도가 감소되 는 현상이 관찰되었다. Figs. 5(d)와 5(e)와 같이 면외변형이 과도하게 진행되어 인장변형도 영역으로 전환되어 증가하는 경향이 나타났다.

Fig. 8

Curling-displacement relationship at SG1 of Fig.3(b)

Fig. 9

Strain-displacement relationship at L1 of Fig.3(b)

4.1 설계 기준식

4.2. 내력비교

듀플렉스계 스테인레스강(STS329FLD)의 재료시험결과 얻어진 Table 2의 평균 항복강도(σ_y )와 인장강도(σ_u )를 적용하여 4.1절에서 제시된 현행의 블록전단파단에 관한 설계기준식과 기존 연구결과식을 바탕으로 각 최대내력 (P_ut)과 실험최대내력에 대한 설계최대내력비(P_ut/P_ue ) 를 Table 5에 정리하였다.

Table 5

Strength comparison between test results and design predictions

면외변형이 발생하지 않은 실험체(SD2T30E24, SD2T30E30, SD2T30E36, DSD2T30E36, DSD2T30E48, DSD2T30E60)에 대해서는 기준식 KBC, AISC, AISI과 기 준식 EC3는 각각 2%~12%, 8%~20%범위로 과소평가하고 있다. AIJ는 이면전단의 일부 접합부의 내력을 과대평가 하고 있고 Clements & Teh(2013e)가 제안한 Eq.(5)이 가장 근접하게 접합부의 내력을 평가하는 것으로 나타났다.

면외변형이 발생해서 내력저하에 영향을 미친 실험 체 SD2T30E48, SD2T30E60의 경우에는 대부분의 식에 의해 최대 58%까지 과대평가하는 것으로 나타났다.

^{Kim & Lim(2013f)}의 연구에서 STS304의 평균항복강도 (σ_y ), 인장강도(σ_u ), 연신율은 각각 253.31MPa, 694.97MPa, 61.6%이고 이 연구에서는 Table 2에서와 같이 각각 512.65MPa, 734.17MPa, 47.87%로 두 강종(STS304 STS329FLD)의 항복비(σ_y/σ_u , 각각 36%, 71%)와 연신율 의 재료적 측면에서 상이하다.

듀플렉스계 스테인리스강(STS329FLD) 볼트접합부의 경우 항복이후 변형도 경화에 의한 강도상승비와 연신율 이 오스테나이트계 스테인리스강(STS304)으로 제작된 볼 트접합부보다 낮아 면외변형 발생이후에 좌굴후 강도상 승이 저하된 것으로 판단된다. 그래서, Eq.(8)의 지압계수 (C)가 오스테나이트계 스테인리스강(STS304)에서 면외변 형을 동반한 동일치수의 접합부에서 제안한 지압계수(C) 3.0보다 낮을 것으로 예측되며 이런 이유로 Eq.(8)에 의해 최대내력을 과대평가한 것으로 사료된다.