Mechanical Characteristics of High Tension Bolted Joint Connections using Shear Ring

構 造 工 學

第26卷 第2A 號·2006年 3月 pp. 327 ~ 338

전단링을 사용한 고장력볼트 이음부의 역학적 특성에 관한 연구

Mechanical Characteristics of High Tension Bolted Joint Connections using Shear Ring

이승용*·박영훈**

Lee, Seung Yong · Park, Young Hoon

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Abstract

Friction type high tension bolted joints is one of the most common steel structure connections and requires significant con- cerns on axial force of the bolts. However, its high shear capacity is not appropriately considered in design and hence the num- ber of bolts is over-designed than actually required. It is primarily due to a slip-load-based design method. This study, therefore, suggests a new technology of connection using a shear ring, which may reduce the shortcomings from the friction- typed high tension bolted joints and maximize the advantages from the bearing-typed joints. Experimental and numerical stud- ies were performed to compare the capacity of the suggested method with traditional high tension bolted joints. From the results, it is known that the suggested connections has higher bearing capacity than friction-typed high tension bolted joints due to the higher shear resistance from the ring. For further study, it may be necessary to investigate on design parameters includ- ing the depth of shear ring, for increased connection capacity.

Keywords : high tension bolt, shear ring, shearing type joint, slip load, contact

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요 지

강구조물의 대표적인 현장이음방식인 고장력볼트 마찰이음은 볼트 축력의 관리가 엄격하기 때문에 많은 노동력과 시간을 필요로 하며, 미끄러짐 하중을 기준으로 설계가 이루어져 볼트의 높은 전단강도를 유효하게 이용하지 못하고, 그 결과 소요 볼트수가 많아지는 단점이 있다. 따라서 고장력볼트 마찰이음의 단점을 보완하고, 지압이음의 장점을 살린 전단링을 사용한 새로운 이음방식을 개발하여 기존의 고장력볼트 마찰이음과 비교실험을 실시하고 해석적 연구를 실시하였다. 그 결과 전단링 을 이용한 새로운 이음방식은 전단링의 높은 전단강도로 저항하기 때문에 기존의 마찰이음보다 이음부의 내력이 크게 향상 되는 것을 실험적으로 확인할 수 있었다. 한편 전단이음의 응력집중을 최소화하면서 최대의 연결강도를 유도하기 위해서는 전단링의 깊이 등의 설계 변수에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

핵심용어 : 고장력볼트, 전단링, 전단이음, 미끄러짐 하중, 접촉

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1. 서 론

고장력볼트 이음은 1934년 영국의 C. Batho가 최초로 사 용한 이래 많은 연구결과를 토대로 1951년 미국에서 최초로 고장력볼트 이음에 관한 시방서가 제정되었으며, 현장시공에 서의 신속성, 간편성 그리고 그다지 숙련도를 요구하지 않는 다는 점 등으로 현재까지 강구조물의 현장이음방식으로 광 범위하게 사용되고 있다. 고장력볼트 이음은 응력전달기구의 형태에 따라 마찰이음, 지압이음 및 인장이음의 세가지로 분 류되고 있다. 이 중에서 교량의 주요 구조부재의 이음에 채 용되는 마찰이음은 부재간의 마찰력에 의해 하중을 전달하 고, 설계하중 이하에서는 미끄러짐이 발생하지 않게 되어 볼 트 구멍에 여유를 가지게 하는 것이 가능하다. 그러나 볼트 축력의 관리를 엄격하게 하여야 하기 때문에 많은 노동력과

시간을 필요로 하며, 미끄러짐 하중을 기준으로 설계하기 때 문에 볼트의 높은 전단강도를 유효하게 이용하지 못하고, 그 결과 소요 볼트수가 많아지는 단점이 있다.

한편 지압이음은 볼트와 모재의 지압으로 외력에 저항하는 이음형식으로 볼트 구멍에 여유를 둘 수 없기 때문에 부재 의 정밀제작과 시공이 전제되어야 한다. 일본의 타입식 고장 력볼트와 독일의 지압이음에서 볼 수 있는 바와 같이 시공 시 소음의 발생으로 시가지에서 시공하는 경우에 문제가 발 생하고, 이음부가 길어지면 파괴현상이 끝부분의 볼트부터 순차적으로 시작하여 이음부 중앙으로 진행하는 unbottoning 현상이 나타나는 문제점이 발생한다(경갑수, 1998).

따라서 고장력볼트 마찰이음의 단점을 보완하고 지압이음 의 특성을 살린 새로운 이음방법(이하 ‘전단이음’이라 함), 즉 고장력볼트 주변에 고강도의 링(이하 ‘전단링’이라 함)을 *

(E-mail: sylee@chungju.ac.kr)

**

(E-mail: pyh@bc.ac.kr)

삽입하여 전단링의 높은 전단력으로 저항함으로써 볼트 1개 당 허용응력을 크게 향상시켜 소요 볼트수를 줄이고, 노동력 을 경감할 수 있는 효과를 기대할 수 있으리라 생각된다.

특히 최근 강구조물 부재 단면의 단순화, 합리화 추세와 현 수교나 사장교와 같은 장대교량의 건설 그리고 초고층건물 의 건설에 따른 부재의 대형화로 후판 강재의 사용이 불가 피하나 후판의 이음에 있어서 고장력볼트 마찰이음의 한계 와 현장용접의 신뢰성 등을 고려하면 향후 전단이음의 효율 성은 더욱 증가할 것으로 판단된다.

본 연구에서는 고장력볼트 전단이음에 대해 전단링의 종류, 볼트의 종류 및 전단링과 홈 사이의 여유를 변수로 하여 정 적 인장시험을 실시하였다. 이로부터 전단링의 종류에 따른 영향, 전단링과 홈 사이의 여유에 따른 영향 그리고 기존의 마찰이음과의 비교 등을 통하여 전단이음의 역학적 특성을 검토하고 현장적용을 위한 기초자료를 제시하였다. 또한 전 단이음과 마찰이음에 대한 유한요소해석을 실시하여 이음부 의 응력특성을 파악하고, 전단이음의 응력집중 정도의 완화 방안에 대한 검토를 실시하였다.

2. 실험개요 2.1 재료

시험편에 사용한 모재와 이음판은 SM490YA 강재를 사용하 였으며, 이 강재의 화학성분 및 기계적 성질은 표 1과 같다.

고장력볼트는 마찰이음용(F10T) 고장력 육각볼트를 사용하

였으며, 전단시험편에는 M16×140, M20×135 및 M22×

140, 마찰시험편에는 M16×75, M20×80 및 M22×85를 사용하였다. 고장력볼트, 너트, 와셔 및 전단링의 기계적 성 질은 표 2와 같다.

2.2 시험편 형상 및 치수

본 연구에서 사용된 전단링은 그림 1과 같이 환형의 형상 을 가지며, 볼트의 크기에 따라 외경과 내경 및 두께를 변 표 1. 모재 및 이음판의 화학성분 및 기계적 성질

강 재 종 류

화학성분 (wt%) 기계적성질

C Si Mn P S ^항복강도 (MPa) ^인장강도 (MPa) ^신장률 (%)

SM490YA 0.15 0.42 1.40 0.020 0.004 493 590 24

표 2. 고장력볼트, 너트, 와셔 및 전단링의 기계적 성질

종 류

기계적성질

(H 경도

C) ^토크 계수 강종 항복강도 (MPa) ^인장강도 (MPa) ^단면적 (%) ^{감소율 신장률} (%)

고장력볼트 998 1085 65.4 22.2 33.8 0.16 ^∼ 0.17 SCR420B

너트 - - - - 27.9 - S45CR

와셔 - - - - 40.4 - S45C

전단링 1127 1311 - 9.1 40.0 - SNCM8

그림 1. 전단링의 형상

표 3. 전단링의 호칭치수 고장력 볼 트

종 류

전단링 호 칭

전단링의 규격 (mm)

외경 (a) ^내경 (b) ^두께 (c) ^깊이 (d) ^경사면 (e)

M16

SR46-66 46.0 34.0 6.0 6.0 0.5 SR46-68 46.0 34.0 6.0 8.0 0.5 SR46-610 46.0 34.0 6.0 10.0 0.5 SR46-612 46.0 34.0 6.0 12.0 0.5 M20

SR58-86 58.0 42.0 8.0 6.0 0.5 SR58-88 58.0 42.0 8.0 8.0 0.5 SR58-810 58.0 42.0 8.0 10.0 0.5 SR58-812 58.0 42.0 8.0 12.0 0.5 M22

SR64-96 64.0 46.0 9.0 6.0 0.5

SR64-98 64.0 46.0 9.0 8.0 0.5

SR64-910 64.0 46.0 9.0 10.0 0.5

SR64-912 64.0 46.0 9.0 12.0 0.5

화시켰다 . 각 전단링의 호칭치수를 정리하여 표 3 에 나타내 었다 .

표 3 에서와 같이 전단링의 깊이에 따른 영향을 비교하기

위하여 각각의 볼트의 크기별로 전단링의 깊이를 6, 8, 10

및 12 mm 로 변화시켜 시험을 실시하였다 . 전단링을 사용한

전단이음 시험편의 형상 및 제원은 기존의 고장력볼트 마찰 이음 시험편의 형상 및 제원 ( 日本建築學會 , 1993) 을 고려하 여 그림 2(a) 및 표 4 와 같이 결정하였다 .

그림 2 및 표 4 와 같이 전단시험편은 모재와 이음판 두

께가 각각 50 및 25 mm 로 하였으며 , 고장력볼트는 M16,

M20 및 M22 로 3 종류 , 전단링의 깊이는 6, 8, 10 및 12

mm ^로 4 ^{종류 그리고 전단링과 홈 사이의 간격은 전단링과}

홈 사이가 밀착된 경우 ( 이하 ‘ 밀착구조 ’ 라 함 ) 와 전단링과 홈 사이에 1 mm 의 여유가 있는 경우 ( 이하 ‘ 여유구조 ’ 라 함 ) 로

2 종류로 하여 각 타입별로 3 개씩 총 72 개를 제작하였다 . 볼

트 열수는 전단링 깊이가 6 mm ^및 8 mm ^{인 경우에는} 2 ^열

로 하였으며 , 전단링 깊이가 10 mm 와 12 mm 의 경우에는

각 시리즈별로 1 개의 시험편은 2 열 , 2 개의 시험편은 1 열로 하였다 . 모재 및 이음판의 표면처리는 흑피상태 그대로 제작 하였다 . 볼트 구멍의 직경과 고장력볼트의 체결은 마찰이음 그림 2. 시험편의 형상 및 치수

표 4. 시험편 종류별 기호와 치수

시험편 종 류 전단링 깊 이

(mm) ^{시험편 기 호 볼트 열수 여유 링 전단링 호 칭 볼 종 트 류 토크 계수}

도입 축력

(kN)

모 재 순단면적 (mm

)

제 원 (mm)

구멍 직경

d

모재 두께

t

이음판 두께

t

^폭 W ^{연단 거리} e ^피치 p ^공극 a

전 단 시 험 편 편

6

16R6-Series 2 여유 SR46-66 M16 × 140 0.16 117 3,932 18 50 25 100 50 56.0 5 16T6-Series 2 밀착 SR46-66 M16 × 140 0.16 117 3,956 18 50 25 100 50 56.0 5 20R6-Series 2 여유 SR58-86 M20 × 135 0.17 182 3,648 22 50 25 100 50 71.0 5 20T6-Series 2 밀착 SR58-86 M20 × 135 0.17 182 3,708 22 50 25 100 50 71.0 5 22R6-Series 2 여유 SR64-96 M22 × 140 0.16 226 3,560 24 50 25 100 50 78.5 5 22T6-Series 2 밀착 SR64-96 M22 × 140 0.16 226 3,584 24 50 25 100 50 78.5 5

8

16R8-Series 2 여유 SR46-68 M16 × 140 0.16 117 3,876 18 50 25 100 50 56.0 5 16T8-Series 2 밀착 SR46-68 M16 × 140 0.16 117 3,908 18 50 25 100 50 56.0 5 20R8-Series 2 여유 SR58-88 M20 × 135 0.17 182 3,612 22 50 25 100 50 71.0 5 20T8-Series 2 밀착 SR58-88 M20 × 135 0.17 182 3,644 22 50 25 100 50 71.0 5 22R8-Series 2 여유 SR64-98 M22 × 140 0.16 226 3,480 24 50 25 100 50 78.5 5 22T8-Series 2 밀착 SR64-98 M22 × 140 0.16 226 3,512 24 50 25 100 50 78.5 5

10

16R10-Series 1, 2 여유 SR46-610 M16 × 140 0.16 117 3,820 18 50 25 100 50 56.0 5 16T10-Series 1, 2 밀착 SR46-610 M16 × 140 0.16 117 3,860 18 50 25 100 50 56.0 5 20R10-Series 1, 2 여유 SR58-810 M20 × 135 0.17 182 3,540 22 50 25 100 50 71.0 5 20T10-Series 1, 2 밀착 SR58-810 M20 × 135 0.17 182 3,580 22 50 25 100 50 71.0 5 22R10-Series 1, 2 여유 SR64-910 M22 × 140 0.16 226 3,400 24 50 25 100 50 78.5 5 22T10-Series 1, 2 밀착 SR64-910 M22 × 140 0.16 226 3,440 24 50 25 100 50 78.5 5

12

16R12-Series 1, 2 여유 SR46-612 M16 × 140 0.16 117 3,760 18 50 25 100 50 56.0 5 16T12-Series 1, 2 밀착 SR46-612 M16 × 140 0.16 117 3,812 18 50 25 100 50 56.0 5 20R12-Series 1, 2 여유 SR58-812 M20 × 135 0.17 182 3,468 22 50 25 100 50 71.0 5 20T12-Series 1, 2 밀착 SR58-812 M20 × 135 0.17 182 3,512 22 50 25 100 50 71.0 5 22R12-Series 1, 2 여유 SR64-912 M22 × 140 0.16 226 3,320 24 50 25 100 50 78.5 5 22T12-Series 1, 2 밀착 SR64-912 M22 × 140 0.16 226 3,368 24 50 25 100 50 78.5 5

마 찰 시험편 −

F16-Series − − − M16 × 75 0.16 117 2,050 18 25 10 100 50 55.0 5

F20-Series − − − M20 ^× 80 0.17 182 1,950 22 25 10 100 50 65.0 5

F22-Series − − − M22 × 85 0.16 226 1,900 24 25 10 100 50 75.0 5

과 동일하게 하였으며 , 다만 볼트 중심간 거리는 전단링의

삽입을 고려하여 M16 은 56 mm, M20 은 71 mm 그리고

M22 는 78.5 mm 로 하였다 .

전단시험편에 전단링을 장착하기 위해서는 먼저 볼트 구멍 의 천공시 모재와 이음판에 전단링이 장착될 홈을 동시에 가공하고 , 전단링을 장착시킨 후 고장력볼트를 체결하게 된 다 . 이를 도식적으로 나타내면 그림 3 과 같다 .

기존의 고장력볼트 마찰이음과의 비교를 위하여 마찰시험 편에 대해서도 시험을 실시하였으며 , 마찰시험편의 형상 및

제원은 각각 그림 2(b) 및 표 4 와 같다 . 마찰시험편은

M16, M20 및 M22 고장력볼트에 대해 각 종류별로 3 개씩

총 9 개의 시험편을 시험하였다 . 모재와 이음판의 판두께는 고장력볼트의 크기에 관계없이 각각 25 mm 및 10 mm 로 하였다 . 마찰시험편은 모두 소정의 표면거칠기를 확보하기 위하여 모재와 이음판의 마찰면을 숏블라스트 처리하였다 .

볼트 구멍의 직경은 전단 및 마찰시험편 모두 도로교 표준

시방서 (1999) 의 규정에 의거하여 2 mm 의 여유를 두어 M16

은 18 mm, M20 은 22 mm 그리고 M22 는 24 mm 로 하였 으며 , 연단거리와 피치 ( 볼트 중심간 거리 ) 도 도로교 표준시방 서의 규정을 만족하도록 설계하였다 .

전단 및 마찰시험편 모두 볼트의 체결은 토크제어법에 의 해 실시하였으며 , 예비체결과 본체결로 나누어 예비체결에서 는 도입축력의 60% 를 체결하고 , 본체결에서 표준도입축력까 지 체결하였다 . ^{또한 도입축력은 도로교 표준시방서상의 설}

계도입축력에 10% 를 할증하여 , M16 고장력볼트는 117 kN, M20 은 182 kN, M22 는 226 kN 으로 체결하였다 .

2.3 시험방법

전단 및 마찰시험편의 인장시험은 2,000 kN 용량의 유압 식 만능시험기 ( 일본 Shimadzu 사 ) 를 사용하였다 . 시험편에는 그림 4 와 같이 시험편에 2 개의 변위변환기를 부착하여 모재 와 이음판의 상대변위를 측정하고 하중­변위 곡선을 작성 하였으며 , 이로부터 미끄러짐 발생시의 하중을 측정하고 미

끄러짐 계수를 구하여 이를 비교 , 평가하였다 . 한편 인장시 험 전경은 사진 1 과 같다 .

3. 실험 결과분석 및 고찰 3.1 하중­변위 관계

전단링을 갖는 전단이음 시험편에 대해 인장시험을 실시하 여 얻어진 하중­변위 곡선을 정리하여 그 일례를 나타내면 그림 5 와 같다 . 그림 5 에는 각 시험편에 부착한 두 개의 변 위변환기 중에서 변위가 크게 발생한 결과를 나타낸 것이다 .

그림 5 의 하중­변위 곡선을 살펴보면 밀착구조의 경우에 는 전단링과 홈 사이에 여유가 없기 때문에 초기하중에서 큰 미끄러짐은 발생하지 않으며 , 전단링과 홈이 지압상태에 서 전단링과 홈 사이의 전단력에 의해 저항하는 것을 알 수 있다 . 반면에 여유구조의 경우에는 전단링과 홈 사이에 1

mm 의 여유가 존재하기 때문에 모재와 이음판 사이의 마찰

저항 한계를 벗어나면 초기하중에서 미끄러짐이 발생하는 것

을 알 수 있다 . 이는 그림 5(a) 에서 볼 수 있는 바와 같이

하중 - 변위 곡선이 선형으로 증가하다 기울기가 급변하는 부 분 즉 , 하중의 증가없이 변위가 크게 증가하는 부분에서 초 기 미끄러짐이 발생하는 것을 확인할 수 있다 . 그리고 미끄 러짐양은 시험편마다 다소 편차는 있으나 대략 0.3~0.8 mm

정도가 발생하는 것을 알 수 있다 . 또한 전단링 두께 10

mm 및 12 mm 인 경우에는 전단링 및 고장력볼트를 1 열 및

2 열 체결한 경우로 나누어 시험을 실시하였으며 , 그 결과 1

열로 체결한 경우에는 2 열로 체결한 경우보다 변위가 대략

2 ^{배 정도 크게 발생하는 것을 알 수 있다} .

한편 여유구조 시험편에 대해 각 시리즈별로 초기 미끄러 짐 하중의 평균 및 초기 미끄러짐 발생시의 변위의 평균을 정리하면 표 5 와 같다 . 또한 표 5 의 결과를 고장력볼트의 종류 및 전단링의 깊이에 따라 비교하면 그림 6 ^{과 같다} .

표 5 를 살펴보면 초기 미끄러짐 발생하중은 M16 고장력

볼트를 사용한 경우에는 80~100 kN, M20 은 200~230 kN,

M22 는 210~240 kN 으로 분포하였으며 , 초기 미끄러짐 발생

시의 변위값은 M16 ^{고장력볼트는} 0.39~0.80 mm, M20 ^은

0.42~0.81 mm, M22 는 0.35~0.70 mm 로 나타났다 . 또한 그 그림 3. 전단링의 장착

그림 4. 변위변환기 부착 위치

사진 1. 전단시험편의 인장시험 전경

림 6(a) 를 살펴보면 볼트의 크기가 커질수록 체결 축력이 증가하기 때문에 초기 미끄러짐 발생하중이 증가하는 경향

을 나타내며 , M20 ^과 M22 ^{고장력볼트는} M16 ^{에 비해 미끄}

러짐 발생하중이 현저히 증가함을 알 수 있다 . 또한 M20 과

M22 고장력볼트는 전단링 깊이가 6 mm 및 8 mm 일 경우에 는 미끄러짐 발생하중의 차이가 거의 없으나 , 전단링의 깊이

가 10 mm ^및 12 mm ^{로 커지면 다소 차이가 발생함을 알}

수 있으나 그 차이는 미소하였다 .

한편 M22 고장력볼트를 사용한 경우에는 전단링의 깊이

가 커질수록 초기 미끄러짐 발생하중이 다소 증가하는 경향

을 보이나 , M16 및 M20 고장력볼트의 경우에는 전단링의

깊이에 따른 미끄러짐 발생하중의 경향이 뚜렷하지 않게 나 타나므로 전단링의 깊이가 초기 미끄러짐 하중에 미치는 영

향은 거의 없는 것으로 판단된다 . ^그림 6(b) ^{에 나타낸 여유}

구조 시험편의 초기 미끄러짐 발생시의 변위값을 살펴보면 변위값은 고장력볼트의 종류나 전단링의 깊이에 상관없이 불 규칙적인 양상을 나타내고 있으며 , 이는 고장력볼트와 전단 링의 체결시 전단링이 홈에 배치되는 위치에 따라 변위값이 변화하는 것으로 생각된다 .

3.2 전단링의 깊이에 따른 영향

전단링의 깊이에 따른 이음부의 역학적 거동을 비교하기 그림 5. 전단이음의 하중­변위 곡선

표 5. 여유구조의 초기 미끄러짐 하중 및 변위 전단링 깊 이

(mm) ^{시험편 기 호 볼트 열수}

미끄러짐 초기 하중 (kN)

미끄러짐 초기 변위 (mm)

전단링 깊 이

(mm) ^{시험편 기 호 볼트 열수}

미끄러짐 초기 하중 (kN)

미끄러짐 초기 변위 (mm)

6 16R6-Series 2 100 0.51

8 16R8-Series 2 100 0.39

20R6-Series 2 200 0.42 20R8-Series 2 230 0.56

22R6-Series 2 210 0.70 22R8-Series 2 230 0.55

10

16R10-Series 1 40 0.66

12

16R12-Series 1 50 0.79

16R10-Series 2 100 0.42 16R12-Series 2 100 0.71

20R10-Series 1 90 0.62 20R12-Series 1 100 0.58

20R10-Series 2 220 0.81 20R12-Series 2 200 0.32

22R10-Series 1 110 0.73 22R12-Series 1 120 0.48

22R10-Series 2 240 0.64 22R12-Series 2 240 0.35

그림 6. 여유구조 시험편의 초기 미끄러짐 하중 및 변위의 비교

그림 7. 전단링의 깊이에 따른 하중-변위 곡선의 비교

위하여 전단링의 깊이에 따른 하중­변위 곡선을 각 고장력 볼트의 크기에 따라 비교하면 그림 7 과 같고 , 전단링의 깊

이에 따른 변위 1 mm 발생시의 하중을 여유 및 밀착구조별

로 비교하면 그림 8 과 같다 .

그림 7 에 나타낸 전단링의 깊이에 따른 하중­변위 곡선

을 살펴보면 M16 고장력볼트의 경우 전단링 깊이가 6 mm

일 때 여유 및 밀착구조 모두 나머지 전단링과 비교하여 변

위가 다소 크게 발생하는 것을 알 수 있다 . ^그리고 M16,

M20 및 M22 고장력볼트 모두 여유구조의 경우에는 전단링

깊이에 따른 하중­변위 관계의 차이가 뚜렷하게 나타나지 않으나 , 밀착구조의 경우에는 전단링의 깊이가 커질수록 변 위가 다소 작게 발생하는 것을 알 수 있다 .

이러한 경향은 그림 8 로부터 보다 명확하게 알 수 있는데 ,

여유 및 밀착구조 모두 고장력볼트의 크기가 커질수록 1 mm 변위의 발생하중이 증가하는 것을 알 수 있다 . 이는 고 장력볼트의 크기가 증가할수록 상대적으로 사용되는 전단링 의 규격이 커지기 때문으로 판단되며 , 이러한 경향은 밀착구 조보다는 여유구조에서 더 뚜렷하게 나타났다 . 또한 전단링

의 깊이가 커질수록 1 mm 의 변위가 발생하는 하중이 증가

하는 경향이 나타나 전단링의 깊이가 이음부의 전단저항 성 능에 밀접한 영향을 미치는 것을 알 수 있다 .

한편 M20 및 M22 고장력볼트에 사용되는 전단링은 규격

의 차이가 있음에도 불구하고 이음부의 성능은 큰 차이가 없는 것으로 나타나 전단링의 규격은 어느 한도를 만족하면

이음부의 성능에는 큰 문제가 없을 것으로 판단된다 . 따라서

M16 고장력볼트를 사용할 경우에는 전단링의 깊이를 8 mm

이상으로 하여야 소정의 저항성능을 만족할 것으로 판단되

며 , M20 및 M22 고장력볼트를 사용할 경우에는 전단링의

깊이를 6 mm 로 하여도 만족스러운 이음성능을 확보할 수

있을 것으로 생각된다 .

볼트의 크기에 따른 이음부의 하중­변위 관계를 살펴보면 전반적으로 M16 ^{고장력볼트는} M20 ^이나 M22 ^{고장력볼트와}

비교하여 이음부의 변위가 다소 크게 발생하는 것을 알 수 있으며 , 이러한 경향은 전단링의 깊이나 전단링과 홈 사이의 여유 또는 밀착의 정도에 관계없이 동일하게 나타나고 있다 .

이러한 이유는 볼트의 크기에 따라 전단링의 규격이 변화하

기 때문으로 , M16 고장력볼트의 경우 전단링의 규격 ( 외경 ,

내경 및 두께 ) 이 상대적으로 작기 때문에 이음부의 저항성능

이 M20 이나 M22 고장력볼트의 적용시 사용되는 전단링의

저항성능보다 다소 떨어지는 것으로 판단된다 .

3.3 전단이음과 마찰이음의 거동 비교

전단이음과 마찰이음의 역학적 거동을 비교하기 위하여 전 단시험편 중에서 전단링의 깊이별로 대표적인 1 개의 시험편 에서 얻어진 하중­변위 곡선과 마찰이음의 하중­변위 곡

선을 비교하여 , 그 일례로 M22 고장력볼트에 대해서 여유와

밀착구조별로 그림 9 에 나타내었다 . 한편 전단이음에서 변위

1 mm 발생시의 하중을 정리하여 이를 마찰이음의 미끄러짐

그림 8. 변위 1 mm 발생시의 하중

그림 9. 전단이음과 마찰이음의 하중­변위 곡선 비교

하중과 비교하였으며 , 그 결과는 표 6 과 같다 . 표 6 에서 여 유구조의 경우에는 낮은 하중에서 미끄러짐이 발생하기 때 문에 표 5 에 나타낸 초기 미끄러짐 발생시의 변위값을 제외

하고 순수하게 1 mm 의 변위가 발생하였을 때의 하중을 기

록한 것이다 .

그림 9 를 살펴보면 전단이음과 마찰이음의 하중­변위 곡 선이 명확한 차이가 발생하는 것을 알 수 있다 . 마찰이음의 경우에는 미끄러짐 하중을 기준으로 설계가 이루어지기 때 문에 미끄러짐이 발생한 후 고장력볼트의 높은 지압강도를 적절히 활용하지 못하는 한계를 갖고 있으나 , 전단링을 이용 한 전단이음의 경우에는 전단링의 높은 전단강도로 저항하기 때문에 이음부의 내력이 크게 증가하는 것을 알 수 있다 .

한편 표 6 에 나타낸 전단이음의 변위 1 mm 발생시의 하 중은 여유구조의 경우 M16 고장력볼트를 사용한 경우에는

630~980 kN, M20 은 1,040~1,180 kN, M22 는 1,170~1,350 kN 으로 나타났으며 , 밀착구조의 경우에는 M16 고장력볼트 는 740~1,000 kN, M20 ^은 1,130~1,400 kN, M22 ^는 1,170~

1,420 kN 으로 분포하였다 . 이를 마찰이음의 미끄러짐 계수

0.4 를 기준으로 계산한 미끄러짐 하중에 대한 비로 나타내면

M16 고장력볼트의 경우 여유구조는 3.8~5.8, 밀착구조는

4.4~5.7 사이에서 분포하며 , M20 의 경우 여유구조는

3.9~4.5, ^{밀착구조는} 4.3~5.3 ^{사이에서 분포하는 것을 알 수}

있다 . 또한 M22 의 경우 여유구조는 3.6~4.1, 밀착구조는

3.6~4.3 사이에서 분포하였다 .

이로부터 전단이음에서 변위 1 mm 발생시의 하중과 마찰 이음에서 미끄러짐 계수 0.4 를 기준으로 계산한 미끄러짐 하 중의 비는 전단링의 깊이가 커질수록 그리고 여유구조보다 는 밀착구조에서 증가하는 것을 알 수 있으며 , 반면에 볼트 의 크기는 큰 영향을 미치지 않는 것을 알 수 있다 . 또한 마찰이음의 설계기준인 미끄러짐 계수 0.4 를 기준으로 한 미 끄러짐 하중과 전단이음의 변위 1 mm 발생시 하중의 비교 를 통한 전단이음의 저항성능은 마찰이음과 비교하여 뚜렷 하게 증가하는 것을 알 수 있다 .

4. 유한요소해석

전단링을 사용한 고장력볼트 이음부의 거동을 해석적으로

분석하기 위하여 전단링의 깊이가 6 mm 인 경우와 12 mm

인 경우의 전단이음에 대해 각각 미끄러짐 및 접촉 탄소성 해석을 실시하였으며 , 마찰이음에 대해서도 유한요소해석을 표 6. 변위 1 mm 발생시의 하중 비교

고장력 볼 트

전단이음 마찰이음

변위 1 mm 발생시의 하중 (kN) 미끄러짐하중 (kN)

전단링 깊이

6 mm ^전단링 8 mm ^{깊이 전단링} 10 mm ^{깊이 전단링} 12 mm ^깊이 _{시험값 계산값}

여유 밀 착 여유 밀 착 여유 밀 착 여유 밀 착

M16 630

(3.8)

740

(4.4) 810

(4.8) 910

(5.4) 980

(5.8) 1,000

(6.0) 960

(5.7) 960

(5.7) 147

(0.35)** 168 (0.40) M20 1,040

(3.9) 1,130

(4.3) 1,080

(4.1) 1,260

(4.8) 1,180

(4.5) 1,360

(5.2) 1,040

(4.0) 1,400

(5.3) 237

(0.36) 264 (0.40) M22 1,170

(3.6) 1,170

(3.6) 1,350

(4.1) 1,210

(3.7) 1,200

(3.7) 1,380

(4.2) 1,340

(4.1) 1,420

(4.3) 320

(0.39) 328 (0.40) * 전단이음에서 ( ) 안의 수치는 마찰이음에서 미끄러짐 계수 0.4 를 기준으로 계산한 미끄러짐 하중에 대한 비

** 마찰이음에서 ( ) 안의 수치는 미끄러짐 계수

그림 10. 전단이음의 해석 모델링

실시하였다 . ^{전단이음과 마찰이음에 대한 유한요소해석 모델}

링은 각각 그림 10 및 그림 11 과 같다 .

그림 10 및 그림 11 에서와 같이 해석모델은 시험편의 대 칭성을 고려하여 전체 시험편의 1/4 을 모델링하였으며 , 사용 요소는 솔리드 요소인 3 차원 8 절점 입체 요소를 사용하였다 .

그리고 모재 하단의 인장 직각방향 및 중력 방향의 변위와 이음판의 수평 변위를 구속하였다 . 모재와 이음판 , 모재와 전 단링 , 이음판과 전단링의 마찰 및 미끄러짐 해석에서는 대변 형이 발생하는 미끄러짐의 특징을 고려하여 updated

lagrangian 수식을 적용하였다 . 또한 접촉표면의 상호작용을

고려하고 외력에 의한 부재 관통을 방지하기 위해 벌칙함수

방법 (penalty function method) 을 적용하고 접촉영역 반경

설정에 의해 접촉영역을 감지할 수 있는 기능을 가지는

LUSAS 의 slideline 기능을 사용하였으며 , 일반적인 다축 응

력상태에 적용될 수 있는 재료 비선형 해석기법을 적용하였 다 ( 이창원 외 , 2004).

모재와 이음판의 마찰계수는 고장력볼트 마찰이음의 설계 미끄러짐 계수인 0.4 를 사용하였다 . 모재의 경우 전단링과

접촉되는 면을 주요소 (master element) 로 정의하고 , 모재와

접촉되는 전단링 부분을 종속요소 (slave element) ^{로 정의하였}

다 ( 심재수 외 , 2004). 또한 이음판의 경우에는 이음판과 접

촉되는 전단링 면을 주요소 , 전단링과 접촉되는 이음판 면을 종속요소로 정의하였다 . 축력이 작용한 상태에서 인장하중이 작용할 경우 모재와 이음판 사이의 마찰에 의해 일차적으로 저항하고 , 모재와 이음판 사이에 미끄러짐이 발생하면 모재 와 전단링의 주ㆍ종 관계에 의하여 변위가 전단링에 전달된 다 . 그리고 전단링과 이음판의 주ㆍ종 관계에 의하여 최종적 으로 이음판의 강성이 전단링에 의하여 모재의 미끄러짐 정 도를 완화하게 된다 .

한편 전단링 깊이 6 mm 및 12 mm 의 전단이음에 대한

유한요소해석 결과 얻어진 해석처짐과 측정 처짐을 비교하 면 그림 12 ^{와 같다} . ^{측정결과는 전단링 깊이} 6 mm ^인

22T6 시험편과 전단링 깊이 12 mm 인 22T12 시험편을 대

상으로 하였다 .

그림 12(a) 를 살펴보면 하중 400 kN 까지는 측정처짐과 해

석처짐이 거의 동일한 것으로 나타났으나 , ^{그 이상의 하중에}

서는 측정처짐의 증가율이 해석처짐의 증가율 보다 크게 나

타나며 , 하중 1,500 kN 에서는 측정처짐이 해석처짐 보다 약

74% 큰 것을 알 수 있다 . 한편 그림 12(b) 에서 하중

1,000 kN 까지는 측정처짐과 해석처짐이 거의 동일한 것으로

나타났으나 , 그 이상의 하중에서는 전단링 깊이 6 mm 인 경

우

와 동일하게 측점처짐의 증가율이 해석처짐의 증가율 보다

높게 나타나며 , 하중 1,500 kN 에서는 측정처짐이 해석처짐

보다 약 63% 큰 것으로 나타났다 . 한편 마찰이음에 대한

측정처짐과 해석처짐을 비교한 그림 13 으로부터 마찰이음의 해석강도는 220 kN ^{으로 분석되었으며} , ^{해석처짐과 측정처짐}

그림 11. 마찰이음의 해석 모델링

그림 12. 전단이음의 측정처짐과 해석처짐 비교

그림 13. 마찰이음의 측정처짐과 해석처짐 비교

이 거의 동일하게 나타나고 있다 .

한편 유한요소해석 결과의 반영 정확도가 그림 12 ^{의 전단}

이음 경우가 그림 13 의 마찰이음 보다 낮은 것은 마찰이음 보다 상대적으로 복잡한 전단이음의 메카니즘에 의해 기인 된다고 판단된다 . 즉 , 마찰이음은 해석 과정에서 모재와 이 음판의 접촉 및 마찰만을 고려하면 되지만 , ^{전단이음에서는}

모재와 이음판의 접촉 및 마찰뿐만 아니라 추가적으로 모재 와 전단링의 접촉 및 변형 일치 , 전단링과 이음판의 접촉 및 변형 일치를 추가적으로 고려하게 됨으로 해석상에 필연 적으로 수반되는 가정의 중복에 의하여 해석 결과가 실제 거동에 반영되는 정도가 낮아지는 것으로 사료된다 .

전단이음에서 모재 및 이음판의 마찰면과 전단링의 응력을 분석하였으며 , 대표적인 해석 결과와 하중 증가에 따른 응력 변화 양상을 각각 그림 14 와 그림 15 에 나타내었다 .

그림 15(a) 로부터 하중의 증가에 따라 모재 , 이음판 및 전

단링의 최대 인장응력은 거의 동일하나 , 최대 압축응력은 모 재가 이음판 보다 대체적으로 높게 나타났다 . 그림 15(b) 에 서는 모재와 이음판의 최대 인장응력과 최대 압축응력이 거

의 동일함을 알 수 있다 .

한편 전단링 깊이의 차이에 따른 응력분포를 비교하기 위

하여 전단링 깊이 6 mm 의 22T6 시험편과 전단링 깊이 12

mm ^의 22T12 ^{시험편의 모재} , ^{이음판 및 전단링의 응력분포}

를 그림 16 에 나타내었다 .

그림 16 으로부터 전단링의 깊이가 증가하여 전단링 홈의 깊이가 커질수록 동일한 하중에서 모재 , 이음판 및 전단링의 인장응력에는 거의 변화가 없음을 알 수 있으나 , 압축응력은 감소하는 경향이 나타났다 . 이로부터 일정한 두께의 모재 및 이음판에 있어서 합리적인 전단링의 깊이를 도출하면 최대 압축응력을 효과적으로 감소시킬 수 있을 것으로 판단된다 .

한편 전단이음과 마찰이음의 거동을 비교 분석하였으며 , 그 결과는 그림 17 과 같다 .

그림 17(a) 로부터 모재의 거동을 살펴보면 하중 200 kN 에

서 전단링 깊이 6 mm 인 22T6 시험편의 최대 인장응력이

마찰이음의 최대 인장응력 보다 약 4.69 배 , 전단링 깊이 12

그림 14. 하중 500 kN 작용시 모재 마찰면의 응력 분포

그림 15. 전단이음의 해석응력

그림 16. 전단링의 깊이에 따른 응력 비교

mm 인 22T12 시험편은 5.31 배 높은 것으로 나타나 , 전단링 의 깊이가 커질수록 단면적의 감소에 의해 모재의 최대 인 장응력의 집중 정도가 증가하는 것을 알 수 있다 . ^{또한 모}

재의 압축응력을 비교하면 22T6 시험편 및 22T12 시험편의 최대 압축응력이 마찰이음의 최대 압축응력 보다 각각 5.13

배 및 4.03 배 큰 것으로 나타나 전단링의 깊이가 증가할수

록 최대 압축응력의 집중 정도가 감소하는 것을 알 수 있다 .

따라서 전단링 깊이가 증가할수록 단면 감소로 인하여 최대 인장응력은 증가하나 , 압축응력을 받는 전단링 주변의 면적 의 증가로 인하여 최대 압축응력은 감소함을 알 수 있으며 ,

전단링 깊이의 증가에 따른 최대 인장응력의 증가 보다 최 대 압축응력의 감소가 더 큰 것을 알 수 있다 .

이음판의 거동을 나타낸 그림 17(b) 에서는 전단링 깊이의

증가에 따라 전단이음의 최대 인장응력이 마찰이음의 최대

인장응력 보다 각각 4.02 배 및 4.47 배 큰 것으로 나타나 모

재와 마찬가지로 전단링 깊이의 증가에 따른 단면 감소로 마찰이음에 대한 최대 인장응력의 집중 정도가 증가하는 것 을 알 수 있다 . 한편 최대 압축응력은 전단이음이 마찰이음

보다 각각 2.76 배 및 2.02 배 큰 것으로 나타나며 , 전단링의

깊이가 증가할수록 최대 압축응력은 감소하는 것으로 나타 났다 . 이러한 결과로부터 전단이음은 모재 및 이음판의 두께 와 그에 따른 전단링 깊이의 정도에 따라 상호 상이한 거동 을 보여 주고 있으며 , 마찰이음 보다 응력집중의 정도가 높 은 것을 알 수 있다 .

한편 모재 두께의 변화에 따른 전단이음 및 마찰이음의 거동 변화를 분석하여 그림 18 ^{에 나타내었다} .

그림 18 을 살펴보면 모재 두께의 증가에 따라 전단이음의

최대 인장응력 및 최대 압축응력이 감소하는 것으로 나타나 고 있으나 , 모재와 이음판의 상호 마찰력에 의존하는 마찰이 음의 경우에는 모재 두께의 변화가 최대응력의 변화에 거의 영향을 미치지 않는 것을 확인할 수 있다 . 한편 본 연구의 실험적 평가에서 전단이음이 마찰이음 보다 높은 연결강도 를 확보하는 것으로 나타났으나 , 해석적 연구에서는 전단이 음의 응력집중도가 마찰이음의 응력집중 보다 매우 높은 것 으로 나타났다 . 또한 동일한 모재 두께에 있어서도 전단이음 은 전단링의 두께 변화 , 즉 전단링 깊이의 변화에 따라 상 호 상이한 거동을 보여주는 것으로 분석되었다 . 이로부터 전 단이음은 마찰이음 보다 모재 두께의 변화에 따라 민감한 거동 변화를 나타냄을 알 수 있다 . 따라서 전단이음은 응력 집중을 최소화하면서 모재 및 이음판의 두께 , 전단링의 깊이 등을 합리적으로 고려할 경우에는 마찰이음 보다 높은 연결 강도를 합리적으로 활용할 수 있을 것으로 판단된다 . 5. 결 론

고장력볼트 마찰이음의 단점을 보완하고 지압이음의 특성 을 살린 전단링을 사용한 전단이음에 대해 정적 인장시험을 실시하여 얻어진 결과를 정리하면 다음과 같다 .

1. 전단링을 갖는 전단이음 시험편에 대한 인장시험 결과 ,

여유구조의 경우 모재와 이음판 사이의 마찰저항 한계를 벗어나면 초기하중에서 미끄러짐이 발생하며 , 미끄러짐양

은 시험편 마다 다소의 편차는 있으나 대략 0.3~0.8 mm

정도로 발생하는 것을 알 수 있다 . 반면에 밀착구조의 경 우 초기하중에서 미끄러짐은 거의 발생하지 않고 바로 전 단링과 홈 사이의 전단력에 의해 저항하는 것을 알 수 있다 .

2. 여유구조 및 밀착구조 모두 볼트의 크기가 커질수록 변위

1 mm ^{발생시의 하중이 증가하는 것을 알 수 있는데} , ^이

는 볼트의 크기가 증가할수록 상대적으로 사용되는 전단 링의 규격이 커지기 때문으로 판단되며 , 이는 밀착구조보 다는 여유구조에서 더 뚜렷한 경향이 나타났다 . 또한 전단

링의 깊이가 커질수록 변위 1 mm ^{발생시의 하중이 증가}

하는 경향이 나타나 전단링의 깊이가 이음부의 전단저항 성능에 밀접한 영향을 미치는 것을 알 수 있다 .

3. 전단링을 사용한 전단이음과 기존의 마찰이음을 비교하면 마찰이음의 경우에는 미끄러짐이 발생한 후 볼트의 높은 지압강도를 적절히 활용하지 못하는 한계를 갖고 있으나 ,

그림 17. 전단이음과 마찰이음의 응력 비교

그림 18. 모재 두께의 변화에 따른 응력 비교

전단링을 이용한 전단이음의 경우에는 전단링의 높은 전단 강도로 저항하기 때문에 이음부의 내력이 크게 증가하였다 . 4. 전반적으로 M16 고장력볼트는 M20 이나 M22 와 비교하

여 이음부의 변위가 다소 크게 발생하기 때문에 M16 고

장력볼트를 사용할 경우에는 전단링의 깊이를 8 mm 이상 으로 하여야 소정의 저항성능을 만족할 것으로 판단되며 ,

M20 및 M22 고장력볼트를 사용할 경우에는 전단링의 깊

이를 6 mm 로 하여도 만족스러운 이음성능을 확보할 수

있을 것으로 생각된다 .

5. 유한요소해석 결과 전단이음은 마찰이음 보다 응력집중이 큰 것으로 평가되었으며 , 전단이음의 응력은 모재 및 이음 판의 두께 , 전단링의 깊이 등에 의하여 변화되는 것을 알 수 있다 . 따라서 전단이음에서 매개변수의 영향을 합리적 으로 분석하여 응력집중을 최소화하면서 최대의 연결강도 를 유도할 수 있는 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단 된다 .

감사의 글

본 연구는 2005 년도 부천대학 학술 연구비 지원에 의해

일부 수행되었으며 , 연구비 지원에 대해 감사드립니다 . 참고문헌

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(접수일:2005.9.27/심사일:2005.11.27/심사완료일:2006.1.18)