고강도 강재를 적용한 겹침이음 접합부의 블록전단거동 및 강도

2.1 AISC Specification (1999, 2010)

AISC Specification (1999)^[2]에서는 블록전단파단에 대하여 두 가지 식을 제안하였다. 첫 번째는 전단저항 총단면적의 전단항복과 인장저항 순단면적의 파단이다. 다른 하나는 전단저항 순단면적의 전단파단과 인장저항 총단면적의 항복이다. 이 때 전단항복강도와 전단파단강도는 각각 인장항복강도와 파단강도의 0.6배로 취한다.

AISC 2010 및 AISC 2016에서는 단일한 블록전단강도식을 제안하고 있으며, 블록전단계수(U_bs)를 도입하여 인장력이 균일할 경우 1.0, 불균일할 경우 0.5를 적용하도록 하고 있다(Fig. 1.(b) 또는 Fig. 1.(c)의 경우). 이 강도식은 전단저항 총단면적의 전단항복과 인장저항 순단면적의 인장파단을 조합한 강도를 상한선으로 하고 있다.

2.2 CSA S16-09 (2009)

캐나다의 과거 설계기준(CSA, 2001)은 AISC 1999와 동일한 블록전단강도식을 적용하였으나, CSA S16-09 (2009)에서는 단일강도식을 적용하고 있다. 이 식의 경우 전단부 파괴에 대하여 전단항복강도와 파단강도의 평균값을 적용한다는 것이 주목할 점이다.

2.3 고강도강 적용성 검토

블록전단파단은 전단항복 및 인장항복 이후 힘의 재분배에 의해 강도가 결정된다. 일반적으로 460 MPa 이상의 항복강도를 갖는 강재를 고강도강으로 분류하는데 일반강과 달리 분명한 항복점과 항복참이 존재하지 않고 항복비(yield ratio)도 증가하여 일반강에 비해 변형능력이 떨어지는 경향이 존재한다^[8],^[9]. 따라서 고강도강 볼트접합부의 블록전단거동을 실험적으로 규명할 필요가 있다.

Fig. 2.는 선행실험연구결과에서 설계기준에 의한 예측강도 대비 실험강도의 비를 나타낸 것이다^[10]. AISC 1999 기준의 블록전단 설계강도는 전반적으로 보수적인데 반해, CSA 2009는 비교적 실험과 유사한 강도를 예측하고 있음을 알 수 있다. 다만, AISC 2010(또는 AISC 2016) 및 CSA 2009 두 강도식 모두 고강도강재에 대해서는 여전히 예측강도가 부정확함을 알 수 있다.

Fig. 2.

Comparison of test-to-nominal strength ratio of block shear strength based on available test data[10]

3.1 실험설계 및 셋업

실험은 겹침이음한 강판의 두께에 따라 2차례 수행되었다(Table 2, Fig. 3.및 Fig. 4.참고). 볼트가 완전히 전단 파단될 경우 방출된 파단에너지에 의해 파괴된 볼트부가 면외방향으로 튕겨나오므로, 실험 시 안전을 위하여 Fig. 3. 같이 접합부를 비닐로 감싸주었다.

Fig. 3.

Test set-up and loading

Fig. 4.

Specimen details

첫 번째 실험(Test-I)은 총 6개의 실험체를 대상으로 수행되었으며, 겹침이음 강판의 두께가 25mm, 볼트직경은 20mm(볼트구멍 22mm) 및 30mm(볼트구멍 33 mm)이다. 실험체는 두 가지의 볼트 배열로 나뉘는데, 정렬배치와 엇모배치이다. 볼트간 거리는 정렬배치의 경우 60mm, 엇모배치의 경우 40mm이다. 겹침이음 강판은 SM490, SM570, HSA800의 3종이다. 실험체는 기본적으로 AISC 2010의 지압볼트 접합부 설계식을 기반으로 설계되었다.

두 번째 실험(Test-II)은 총 4개의 실험체를 대상으로 하였으며, 겹침이음 강판의 두께가 15mm, 볼트직경은 30mm이다. 모든 실험체는 정렬배치이지만, 볼트간 거리가 첫 번째 실험(60mm)과 다르다. 이로 인해 볼트의 개수도 함께 달라진다. 이 실험에서는 SM490와 HSA800의 두 가지 강종이 적용되었으며, 첫 번째 실험과 마찬가지로 기본적으로 AISC 2010의 지압볼트 접합부 설계식을 기반으로 설계되었다.

두 번의 실험 모두 F10T의 고강도볼트를 사용하였으며, 각 실험에서의 강종별 소재시험에 의한 항복 및 인장강도는 아래 Table 1과 같다. SM490 시편은 현행 설계기준의 공칭항복강도(두께 16 mm 이상, 40 mm 미만일 경우 F_y,n = 345 MPa)에 약간 미달하였다. 실험은 10,000 kN 급 UTM을 사용하여 Fig. 3.과 같은 셋업으로 수행되었다.

Table 1.

Tensile Test Results of Steel Plate

3.2 실험 결과

Table 2에는 각 실험체 별 최대강도 및 파괴모드를 정리하였다. 실험체 조건에 따라 다양한 형태의 파괴모드가 관찰되었으며, 모든 실험체가 설계블록전단강도를 초과했다. 실제 블록전단파괴는 25-490-3-60을 포함하여 6개 실험체에서만 발생하였다. 먼저 Test-I 결과를 논의하고자 한다.

Table 2.

Summary of test specimen information

Fig. 5.는 블록전단파단이 발생한 실험체를 보여준다. 가령, Fig. 5.(a)는 실험체 25-490-3-60(SM490, 정렬배치)의 블록전단파단 형상이다. 볼트구멍의 변형 형상이 길이방향의 전단변형과 수직방향의 인장변형이 동반되어 블록전단파단으로 이어졌음이 잘 나타나있다. 실제 실험에서는 전단면의 전단항복이 발생한 후, 인장면의 파단으로 이어지는 순으로 파단이 관측되었다. 실험체의 최대강도는 3,416 kN이었고, 최대강도에서의 길이방향 변형량은 43.1 mm이다.

Fig. 5.

Specimens showing block shear rupture

실험체 25-570-3-60(SM570, 정렬배치) 고강도강 실험체는 Fig. 5.(b)와 같은 형태의 블록전단파괴가 발생하였으며, 25-490-3-60와 마찬가지로 전단면의 전단항복이 발생한 후, 인장면의 파단으로 이어졌다. 실험체의 최대강도는 4,260 kN이었고, 최대강도에서의 변형은 31.6 mm였다.

반면, 25-490-7-40(SM490, 엇모배치) 실험체의 경우 AISC 2010에 따른 거셋플레이트의 순단면 인장파단강도가 블록전단강도에 비해 약간 높았음에도 불구하고, 거셋플레이트의 순단면파단으로 종국에 이르렀다(Fig. 6.(a) 참조). 실험체 25-570-7-40(SM570, 엇모배치)는 실험설계 의도와 달리 총인장면의 파단으로 실험이 종료되었다(Fig. 6.(b) 참조). 실험체의 인장파단강도는 블록전단파단에 대한 설계강도에 미치지 못하는 수준이었다. 모재의 계측강도가 실험설계 시 고려한 초과강도를 한참 상회하였기 때문으로 사료된다.

Fig. 6.

Specimens with gross or net section rupture

실험체 25-800-3-60(HSA800, 정렬배치)는 볼트구멍의 변형은 발생하지 않은 채, 볼트의 전단파단으로 인해 실험이 종료되었다. 모재의 초과강도가 볼트의 전단강도를 초과한 결과로, 이후 고강도강의 실험(Test-II)에서는 강판두께를 15mm로 낮추었다. 실험체의 최대강도는 5,824 kN이었고, 최대강도에서의 변형은 17.2 mm였다. 25-800-7-40(HSA800, 엇모배치) 실험체도 25-800-3-60와 같은 이유로 볼트의 전단파단으로 실험이 종료되었다. 실험체의 최대강도는 5,146 kN이었고 최대강도에서의 변형은 21.3 mm였다.

Test-I에서는 강판두께 및 강도의 영향으로 블록전단파단의 파괴모드가 원하는 대로 유도되지 않았다. Test-II에서는 겹침이음강판의 두께를 15mm로 실험체를 제작하여 블록전단파괴모드를 용이하게 유도하였다. 이하에서는 Test -II 관측내용을 논의한다.

실험체 15-490-3-60(SM490, 정렬배치)는 블록전단파괴 메커니즘이 분명히 나타났다. Test-I에서의 블록전단파단형태와 마찬가지로 전단저항면의 전단항복이 발생한 후, 인장단면의 파단으로 종국에 이르는 형태이다. 실험체의 최대강도는 1,974 kN이었고, 최대강도에서의 변형량은 37.6 mm였다.

실험체 15-490-4-60(SM490, 정렬배치)은 실험체 15-490-3-60와 비교하여 볼트의 개수가 하나씩 더 많은 실험체이다. 이 실험체의 경우에도 전단저항면의 전단항복 발생과 이후 인장단면의 파단으로 종국상태에 이르렀다. 실험체의 최대강도는 2,488 kN, 최대강도에서의 변형량은 32.9 mm였다.

실험체 15-800-3-60(HSA800, 정렬배치)는 15 -490-3-60와 비교하여 강판을 고강도강으로 대체한 것이다. 이 실험체 또한 앞선 실험체들에서 나타난 전형적인 블록전단파괴 메커니즘이 발현되었다. 최대강도는 3,139 kN, 최대강도에서의 변형량은 22.7 mm였다.

실험체 15-800-4-60(HSA800, 정렬배치) 또한 고강도강을 적용한 실험체로 블록전단파괴 메커니즘이 잘 나타났다. 최대강도는 3,512 kN, 최대강도에서의 변형량은 21.9 mm였다.

3.3 실험결과 비교

블록전단파괴는 강판 25mm 두께의 정렬배치 실험체(SM490 및 SM570)와 강판 15mm 두께의 SM490 및 HSA800 정렬배치 실험체에서만 발생하였다. 블록전단파괴가 발생한 모든 실험체는 전단저항면의 전단항복 및 인장저항단면의 파단에 의하여 종국상태에 이르렀다. Table 3은 블록전단 설계강도와 실제 실험결과로 얻어진 강도를 비교한 것이다. AISC 1999 및 2010의 블록전단 설계강도가 상당히 보수적인 설계를 유도하고 있음에 반해, CSA S16-09의 설계강도는 비교적 실험결과와 유사함을 알 수 있다. 하지만 Fig. 2.의 기존 실험결과 및 이 연구의 실험에서 보듯이 CSA S16-09는 고강도강을 적용한 경우에 대하여 비안전측으로 설계를 유도할 우려가 있으므로 이에 대한 설계식의 개선이 필요하다.

Table 3.

Comparison of block shear capacity between design strength and test result

4.1 유한요소모델링

이 연구에서는 ABAQUS를 이용하여 유한요소해석을 수행하였다. 유한요소모델링에는 재료비선형, 기하비선형이 모두 반영되어 있으며, 겹침이음부의 대칭조건을 반영하여 적절한 경계조건을 설정하였다. 강판에 대하여 C3D8R 솔리드 요소를 적용하여 모델링하였다. 또한 재료의 응력-변형률 관계는 앞서 2장의 인장시험결과(평균항복강도 및 평균인장강도)를 반영하였다. 볼트군의 변위를 제어하는 방식으로 재하하였다. 볼트의 경우 볼트전단파괴모드를 배제하기 위하여 강체로 모델링하였다. 해석연구의 초점은 겹침이음부의 블록전단파괴 메커니즘에 근거한 강도성능을 확인하기 위함이기 때문이다.

4.2 유한요소해석 검증

유한요소모델링을 이용한 변수해석에 앞서 25mm 두께 실험체의 실험결과를 바탕으로 유한요소해석의 신뢰성을 검증하고자 하였다. Fig. 7.과 같이 겹침이음부의 대칭성에 근거하여 실험체의 1/4만을 모델링하였다.

Fig. 8.은 실제 실험결과와 유한요소해석에 의한 변형형상을 비교한 것으로 매우 잘 일치하고 있음을 알 수 있다.

Fig. 7.

Finite element modeling

Fig. 8.

Comparison of deformed shapes between test and FEM (specimen 25-490-3-60)

또한 Fig. 9.는 실험 및 유한요소해석에 의한 하중-변형 관계를 비교한 것이다. 이 연구의 수치해석 모델은 초기강성은 약간 실험값에 비해 과대평가 하지만 가장 중요한 실험에서의 최대 블록전단강도는 적절히 예측할 수 있음을 알 수 있다. 해석에 의한 하중-변형 관계에서 초기 강성이 실험에 비해 다소 높게 나타나는데, 이는 앞서 언급한 볼트의 전단변형 및 슬립 변형이 해석모델에는 포함되지 않았기 때문이다. 그러나 겹침이음부의 블록전단내력을 파악하는 것에는 영향이 없음이 Fig. 9.에 잘 드러난다.

Fig. 9.

Comparison of the load-deformation relationships from test and FEM results

4.3 변수해석

겹침이음부 유한요소해석의 변수는 강판의 두께, 강종, 볼트수와 볼트간 거리(접합부 길이)를 적용하였으며, 총 75개의 해석모델을 검토하였다.

5 mm 강판을 적용한 유한요소모델에는 총 11가지의 볼트접합 상세를 검토하였다. 볼트간 거리가 60 mm 인 경우에는 볼트 개수가 2~6개, 80 mm 인 경우 2~4개, 100 mm 인 경우 2~3개, 75 mm 인 경우는 3개이다. 검토대상 강재는 SM490, SM570, HSA800강이다(총 해석모델의 수는 33개). 15 mm 강판의 경우 총 14가지의 볼트접합 상세를 고려하였다. 각각의 볼트 개수는 볼트간 거리가 60 mm 인 경우 2~7개, 80mm 인 경우 2~5개, 100 mm 인 경우 2~4개, 75 mm 인 경우 3개이다. 25 mm일 때와 마찬가지로 SM490, SM570, HSA800강이 고려대상이므로 총 해석모델의 수는 42개이다. 해석결과 모든 해석모델에서 전단항복에 이은 인장파단으로 이어지는 블록전단파괴 변형이 재현되었다.

4.4 접합부 길이 효과

Fig. 10.은 동일 접합길이를 갖는 상세에 대한 유한요소해석결과이다. 여기서 접합부 길이라 함은 최내측 볼트구멍중심에서 연단부까지의 거리를 의미한다. 접합부 전체 길이가 같은 경우 볼트 개수에 상관없이(즉 가력방향 순단면적과 상관없이) 유사한 블록전단강도를 가지는 것을 알 수 있다.

Fig. 10.

Relationship between connection length and block shear strength

이 같은 거동은 다른 해석모델에서도 일관성 있게 관측되었다. 이는 블록전단파괴에 있어서 전단항복면은 순전단면적이 아닌 총전단면적을 적용하는 것이 합리적임을 의미한다. 실험이나 해석 모두에서 가력방향 순단면을 가로지르는 전단파단면은 관측되지 않고 Fig. 8.과 같이 총단면 전단항복선이 관측된다.

전단저항면에 작용하는 유효전단강도는 전단파단강도와 전단항복강도 사이의 값에 존재하는 값이다. 이는 겹침이음부가 짧은 경우에 유효전단강도가 전단파단강도에 접근하는 경향이 있다. 한편, 겹침이음부가 긴 경우에는 유효전단강도는 전단항복강도에 접근하는 경향이 있다. Hardash와 Bjorhovde는 이러한 점에 착안하여 유효전단강도를 접합부 길이의 함수로 제안한 바 있다^[11].

고강도강의 경우 상대적으로 강재 본연의 연성능력이 일반강에 비해 덜 하지만, 실험 및 유한요소해석결과에 의하면 파괴형상은 유사한 파괴형상이 관측되었다. Fig. 11.은 이 연구의 결과 및 기존 실험결과를 토대로 작성한 것으로, 겹침이음부의 길이와 유효전단강도 사이에 유의미한 상관관계가 존재함을 잘 보여주고 있다.

Fig. 11.

Relationship between connection length and length effect coefficient α [11]~[15]