인장강도 800 MPa급 블라인드 볼트 및 접합부에 대한 실험적 연구

KS 표준에서는 F8T 급 고장력 볼트에 대한 인장시험의 경우 볼트 소재에 대한 시험과 제품에 대한 인장시험으로 구분하고 있다. 이 연구에서는 블라인드 볼트에 대해 KS B 1010^[6]에서 규정하는 소재 인장시험 기준에 준하여 시험을 계획하였다. 시험의 대상은 M20, M22, M24 볼트를 5본씩 계획하여 KS B 0801^[8]에서 규정하는 4호 시험편에 해당하는 제원으로 Fig. 2와 같이 가공하였으며, KS B 1010^[6]에서 시험편의 지름은 14 mm, 표점거리는 50 mm로 취하도록 권장하고 있다. M16 볼트와 같은 경우, 가공 가능한 소재 지름이 12 mm로 KS B 1010에서 제시하는 4호 시험편의 제원을 만족하지 못하였으나, KS B 0801에서 정한 L=5D 조건을 적용하여, 표점거리 36 mm, 지름 12 mm의 시험편으로 가공하고 인장시험을 수행하였다. 시험편 인장시험에 따른 가공 제원은 Table 1과 같다.

Fig. 2.

Details of machining for tensile test specimens of bolt material in KS B 0801[8]

Table 1.

Specifications of tensile test specimens in KS B 0801[8]

블라인드 볼트는 기존 F8T와 동일한 소재를 사용하며 동일한 열처리 과정을 거치므로 F8T의 기계적 성질 수준과 비교하여 성능을 검증하였으며, 추가적으로 F8T보다 높은 강도 등급인 F10T와도 함께 비교하였다. KS B 1010^[6]에 제시된 F8T 및 F10T의 항복강도, 인장강도, 연신율 및 단면 수축률에 대한 기준은 Table 2에 나타냈다.

Table 2.

Mechanical properties of F8T and F10T specimens in KS B 1010[6]

가공된 시험편은 직경별로 맞춤형 지그를 사용하여 인장시험기에 고정한 후 시험을 수행하였다. 항복강도는 하중-변위 곡선에서 0.2 % offset 방법을 적용하여 산정하였으며, 연신율은 파괴 전후의 표점거리 변화율, 단면수축률은 시험 전후의 단면적 변화율을 기준으로 계산하였다.

볼트 파괴까지의 하중-변위 곡선 분석 결과, 모든 시험체에서 F8T 등급에서 요구하는 항복강도 및 인장강도를 만족하였고, 연신율 및 단면 수축률 역시 F8T 기준을 상회하는 성능을 나타냈다. 한편, M16 시험체의 경우 KS B 1010^[6]에서 제시하는 4호 시험편 제원으로 가공에 어려움이 있어 KS B 0801^[8]에 따라 비례 시험편 방식으로 제작하였으며, 해당 시험편 또한 KS 기준에 따른 인장 성능을 만족하는 것으로 확인되었다.

따라서, KS B 1010^[6]에서 제시하는 등급별 기계적 성질 기준에 따라 평가한 결과, 블라인드 볼트는 F8T와 동일한 소재 성능을 확보하고 있는 것으로 판단하였다. 시험편 인장시험에서 도출된 하중-변위 곡선으로는 대표적으로 M20 볼트의 인장시험 결과를 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3.

Load-displacement curve of the tensile test at M20

소재 인장시험은 볼트를 절단 및 가공하여 시험편을 제작한 후 시험을 수행하는 반면, 쐐기(Wedge) 받침 인장시험은 쐐기 받침 인장시험용 시험체를 제작하여 볼트 전체 길이별 강도를 평가한다. 제품 시험에서는 KS B 1010^[6]에서 제시하는 최소 인장강도 이상을 만족해야 하며, 볼트 머리부가 아닌 나사부 또는 몸통부에서 파괴가 발생해야 한다. 쐐기 받침 인장시험은 M16, M20, M22, M24 볼트에 대해 길이별로 1개씩 제작하여 총 3개 이상의 시편으로 시험을 수행하였다. 이 시험은 제품의 성능을 직접적으로 확인하는 시험이므로, 제조사에서 생산 중인 해당 직경의 다양한 길이 제품을 포함하여 각 길이별로 최소 3개 이상의 볼트를 선정하였다. 사용된 시험체의 제원은 Table 3와 같다.

Table 3.

Specifications of specimens for wedge tensile test

쐐기 받침 인장시험에는 볼트에 비해 충분한 강성을 지닌 쐐기(Wedge)와 고정 지그를 사용하여 시험을 수행하였다. 모든 쐐기는 HRC 45 이상의 경도와 10°의 동일한 경사를 가지도록 제작되었다. 시험에는 정격 용량 1,000 kN의 유압식 만능시험기(UTM, Universal Testing Machine)을 사용하였다. 블라인드 볼트는 체결 전 머리부가 형성되어 있지 않기 때문에, 시험기에 장착된 쐐기 지그를 이용해 슬리브를 압축하여 머리부를 사전에 형성한 후, Fig. 4(a)에 나타낸 바와 같이 시험체를 세팅하여 시험을 수행하였다. KS 표준에서는 제품의 최대하중 도달 여부를 판단 기준으로 제시하므로 이에 따라 M20×110 mm 시험체에 대해서만 대표적으로 파괴까지 시험을 수행하였으며, 이후 다른 시험체는 최대 하중 도달 후 하중이 감소하는 시점까지 시험을 수행하였다. 또한, 시험에는 슬리브, 와셔, 너트 등 부속 부품은 제외하고, 볼트 샤프트와 형성된 머리부만을 포함하여 시험을 수행하였다.

Fig. 4.

Wedge tensile test of M20×110 mm specimen

대표적으로 M20×110 mm 시험체에 대해 볼트 파괴 시까지 하중을 가력한 결과, 볼트 샤프트에서 파괴가 발생하였다. 볼트의 주요 파괴 형상은 Fig. 4(b)에 제시하였다. 블라인드 볼트의 최소 인장강도는 쐐기 받침 시험 결과를 기반으로 KS에서 규정한 F8T 및 F10T의 최소 인장강도, 실험 결과의 95 % 신뢰구간 하한값, 시험체별 측정된 최소 인장강도 중 가장 작은 값으로 결정하였다. 이에 따라 모든 시험체에서 F8T의 최소 인장강도를 기준으로 결정하였다. 모든 시험체에 대한 쐐기 인장시험 결과 및 인장강도 결정 과정을 Table 4에 정리하였다.

Table 4.

Summary of Wedge Tensile Test Results for Blind Bolts

제품의 호칭 및 길이에 따라 인장시험을 수행한 결과, 모든 시험체에서 KS에서 제시하는 F8T 최소 인장강도를 만족하는 성능으로 나타났다. 이에 따라 블라인드 볼트 인장강도는 KS에서 제시하는 F8T 최소 인장 하중으로 결정하였다.

KCS 14 31 25^[9]에서 마찰 접합 시 적용되는 볼트의 조임 축력 범위에 따라 성능 수준을 구분하고 있다. 이 연구에서는 블라인드 볼트의 축력 수준을 평가하기 위해 직경별로 30세트의 시험을 수행하였으며, 로드셀에 시험체 체결 후 축력을 계측하였다. 시험에 사용된 블라인드 볼트는 표면에 윤활 처리를 적용하였으며, 이에 따라 KCS 14 31 25^[9]에 규정된 A종 조건에서의 시험만을 수행하였다.

토크 계수 시험은 전용 토크 쉬어 렌치를 이용하여 로드셀에 블라인드 볼트를 체결한 후, 핀테일이 파괴될 때까지 조이는 방식으로 수행하였다. 이때, 로드셀에 기록된 최대 하중을 축력으로 계측하였다. 시험으로 계측하여 제시한 별도의 축력 범위를 KCS 표준에서 제시하는 F8T 및 F10T 볼트의 축력 범위와 비교하여 평가하였다.

토크 계수 시험을 통해 계측된 축력 범위인 Table 5는 KCS 및 JIS 표준에서 제시하는 F8T 및 F10T의 기준 축력 범위와 비교 분석하였다. Fig. 5(a)–Fig. 5(d)는 M16, M20, M22, M24 볼트 각각에 대한 시험결과(TEST)와 KCS 14 31 25^[9], JIS-F8T, KCS-F10T, JIS-F10T)와 나타내어 블라인드 볼트 체결 시 계측되는 실제 축력 수준을 시각적으로 Fig. 5와 같이 비교하였다.

Table 5.

Axial force range based on torque coefficient test for blind bolts

Fig. 5.

Comparison of axial force ranges: KCS 14 31 25[9], JIS B 1186[10] and tested blind bolt

M20, M22, M24의 경우 모두 F8T 기준을 상회하는 성능을 보였으나, M16 시험체 중 일부는 F8T 기준보다 낮은 축력값을 나타낸 사례도 관찰되었다. 이는 블라인드 볼트 특성상 헤드 포밍 슬리브의 압착 과정에서 발생하는 체결력의 변동성에 기인한 것으로 판단된다. 이러한 체결력의 불확실성은 마찰접합에서 요구되는 안정적인 축력 확보에 구조적 한계를 야기할 수 있으며, 결과적으로 마찰접합용 볼트로의 직접적인 사용에는 제한이 있다고 판단된다. 다만, 시험 결과를 바탕으로 JIS B 1186^[10]의 F8T 기준을 참고하여, 일본 원사이드 볼트와 유사한 별도의 체결 축력 기준을 설정하는 것이 가능할 것으로 보이며, 그 제안된 축력 범위는 Table 5에 제시하였다. 블라인드 볼트는 F8T 및 F10T 고장력 볼트와 달리 체결 축력의 정밀한 제어에는 제약이 있으므로, 마찰접합보다는 전단 접합 또는 인장 접합과 같이 체결력의 영향을 덜 받는 접합 방식에 적용하는 것이 구조적으로 더 적합하다고 판단된다.

전단 접합 시험에서 시험체 설계 시, 볼트의 전단 파괴, 강판의 파괴, 볼트 구멍의 지압 파괴의 3가지 파괴모드에서 파괴 하중을 계산하여 볼트의 전단 파괴가 유도되도록 시험체를 설계하기 위해 각각의 파괴모드에서 시험하중을 계산하였다.

블라인드 볼트 구조상 볼트 몸통부를 감싸는 슬리브도 함께 전단 저항을 하는 구조이므로, 슬리브를 포함하여 강도를 산정하였다. 전단 하중은 볼트 몸통부와 슬리브가 병렬로 하중을 분담하는 형태로 전달되며, 이로 인해 볼트에 응력이 집중되지 않고 분산되는 효과가 발생한다.

코어 볼트의 인장강도는 800 MPa이므로, 이의 70 % 수준인 560 MPa로 전단 강도를 설정하였다. 그립 슬리브는 볼트 샤프트와 달리 SCM440 재질을 사용하여 제작되었기 때문에, SCM440 강재의 인장시험 데이터를 이용하여 인장강도 898 MPa의 70 %인 629 MPa을 전단 강도로 산정하였다.

블라인드 볼트의 전단 강도는 볼트 샤프트와 슬리브의 강도 기여도에 따라 식 (2), 식 (3)으로 계산될 수 있다. 그립 슬리브가 파괴된 후 볼트 샤프트가 순차적으로 파괴되는 각개파괴의 경우, 식 (2)와 같이 그립 슬리브와 볼트 샤프트 두 가지의 전단 하중 중 큰 값으로 전단 하중이 산정된다. 동시파괴의 경우, 그립 슬리브와 볼트 샤프트가 함께 파괴되며 동시에 하중을 분담하여, 단일 볼트 단면에 응력이 집중되지 않는 구조로 나타난다. 이에 따라 식 (3)과 같이 그립 슬리브와 볼트 샤프트가 힘을 동시에 받으므로 일체 거동을 하는 것으로 가정하여 계산하였다. 파괴모드는 Fig. 7(a)와 같다.

• 여기서, W : 볼트의 전단 파괴 하중(kN)
• 　　　  S_s : 그립 슬리브의 전단강도(MPa)
• 　　　  S_b : 볼트 샤프트의 전단강도(MPa)
• 　　　  A_s : 그립 슬리브의 단면적(mm²)
• 　　　  A_b : 볼트 샤프트의 단면적(mm²)

Fig. 7.

Shear joint test specimen failure mode

강판의 파괴는 볼트가 체결된 후 플레이트의 좌측과 우측에서 연단 파괴가 발생하는 경우를 가정하였으며, 식 (4)와 같이 파괴 하중을 정의한다. 강판 파괴에 의한 파괴 메커니즘은 Fig. 7(b)와 같다.

• 여기서, W_p : 강판의 항복 하중(kN)
• 　　　  σ_y : 강판의 항복 응력(MPa)
• 　　　  b : 플레이트 폭(mm)
• 　　　  d : 그립 슬리브의 외경(mm)
• 　　　  t : 플레이트 두께(mm)

볼트 구멍의 지압파괴는 외력으로 인해 볼트홀에 지압이 발생할 때를 가정하였다. 볼트 구멍의 지압파괴가 발생하는 하중은 강판의 항복강도를 기준으로 식 (5)와 같이 산정하였다. 지압파괴로 인한 파괴 메커니즘은 Fig. 7(c)와 같다.

• 여기서, W_c : 볼트 구멍 지압 발생 시 파괴 하중(kN)
• 　　　  d_b : 볼트 구멍 직경(mm)
• 　　　  t : 플레이트 두께(mm)
• 　　　  σ_y : 강판의 항복 응력(MPa)

시험 대상인 M16, M20, M22, M24 볼트의 전단강도는 식 (3)으로 산정하였을 때, 각각 192 kN, 287 kN, 366 kN, 449 kN으로 산정되었다. 시험체는 1면 전단으로 고려하였으며, 시험 시에는 편심이 발생하지 않도록 시편 물림부의 강판에 동일한 두께의 강판을 덧대어 용접접합 하였다. 시험용 강재 플레이트는 모두 SM355를 사용하였으며, 강재의 두께는 각각 볼트의 길이에 맞춰 36 mm, 52 mm로 하였다. 전단 시험체의 연단 거리는 볼트구멍 크기의 3배로 하였고, 폭은 연단거리의 2배로 하였다. 시험체의 각 파괴모드에서의 예상 전단강도는 Table 6에 정리하였다. 시험은 인장시험기 정격용량 3,000 kN UTM을 사용하여 볼트가 전단 파괴될 때까지 인장 방향으로 하중을 적용하였다.

Table 6.

Expected shear load for each failure mode

전단 접합 시험 시 하중은 플레이트의 길이 방향으로 인장력 형태로 작용하였으며, 이는 볼트가 위치한 전단면에 수직 방향으로 하중이 전달되도록 하였다. 볼트의 체결력은 KCS 14 31 25^[9]에 제시된 설계 볼트 장력의 60 %를 적용하여 실험 시 강판에서 미끄럼이 발생하지 않을 정도로 적용되었으며, 결과적으로 마찰력이 아닌 전단력 중심의 파괴 거동이 발생하였다. 이러한 조건 하에서 응력은 볼트 몸통부와 그립 슬리브 사이의 접촉면에 집중되지 않고, 두 부재가 동시에 하중을 분산하여 전달하는 형태로 작용하여 모든 시험체에서 볼트와 슬리브가 동시에 전단 파괴되는 동시파괴 모드가 일관되게 관찰되었다.

실제 평균 파괴강도는 M16, M20, M22, M24 시험체에 대해 각각 242 kN, 367 kN, 451 kN, 533 kN으로 나타났으며, 이는 Table 6에서 산정한 동시파괴 기반 이론 전단강도를 상회하는 결과로 나타났다. 응력 분포 측면에서는 슬리브가 볼트 샤프트를 감싸며 구조적으로 병렬 저항 경로를 형성함으로써 응력 집중을 완화시키고, 부재 전체에 걸친 균등한 응력 분포를 유도하는 것으로 분석된다. 또한, 동일한 형상 조건을 가진 F8T 고장력 볼트를 설계 기준에 따라 전단강도를 산정하였을 때, 각각 75 kN, 118 kN, 145 kN, 169 kN으로 산정되었으며, 이 연구에서 사용된 블라인드 볼트는 F8T 대비 약 2.4배 이상의 전단 성능을 확보하였고, 이는 구조역학적으로도 슬리브 병렬 저항 효과와 볼트 샤프트 일체화 구조에 따른 응력 분산 메커니즘을 통해 설명 가능함을 확인하였다.

인장 접합 시 블라인드 볼트는 하중이 볼트의 축방향으로 작용함에 따라 인장력을 직접적으로 전달할 수 있으며, 각 볼트의 인장 성능을 최대한 활용할 수 있는 구조이다^[11]. 이 연구에서는 볼트에 의한 인장 접합 성능을 확인하는 것을 목표로 하므로, 강판 항복 전 볼트에 직접적으로 인장력을 작용하며 볼트가 먼저 파괴되도록 시험체를 설계하였다.

볼트가 먼저 파괴되도록 하기 위해 T형 인장시험체의 플랜지 두께 및 볼트홀의 위치를 Fig. 8, Table 7과 같이 결정하였다. 전단 접합 시 사용한 강판과 동일하게 플레이트의 강종은 SM355로, 두께는 36 mm, 52 mm로 제작하였다.

Fig. 8.

Details of strain gauge and LVDT Locations for the tensile joint test

Table 7.

Section Details of Tensile Joint Test Specimen

T형 인장시험체는 플랜지와 웨브의 용접 접합 과정에서 발생한 열변형으로 인해 상하부 웨브가 수직으로 제작되지 못하였다. 시험체가 인장하중을 받으며 발생할 수 있는 편심을 간접적으로 평가하기 위해 플랜지의 볼트 체결부 측면에 변형률 게이지를 부착하여 Fig. 8과 같이 변형률을 측정하였다. 인장시험은 시험체 하부를 시험기에 고정하고, 상부 플랜지에 부착된 변형률 게이지 값을 계측하며 수행되었으며, 상부 시험체는 별도로 시험기에 고정되었다. 상하부 T형 인장 접합 시험체 간 벌어짐을 측정하기 위해 Fig. 8과 같이 웨브에 선형 변환기 위치 센서인 LVDT를 설치하였다.

T형 인장 접합 시험체는 각각 볼트 파괴(Simple), 플랜지 항복에 의한 볼트 파괴(Semi-fixed), 플랜지 항복(Fixed)의 세 가지 파괴모드로 나타나며, 각각의 파괴모드에 따른 명칭은 하중 전달 메커니즘을 기준으로 설정하였으며 Fig. 9과 같다^[12]. 각 파괴모드는 서로 다른 하중 전달 메커니즘 및 변형 특성을 가지며, 이는 Liang et al.^[13]에서 정의하는 T-stub 항복 유형과도 상응한다.

Fig. 9.

Tensile joint test specimen failure mode

볼트 파괴(Simple)는 Fig. 9(a)와 같이 볼트 축방향 인장력이 직접 전달되어 소성 힌지 없이 볼트가 파괴되는 형태로, 구조적으로 가장 단순한 하중 경로를 따르며, 인장 접합 시험체의 주요 파괴모드이다. 볼트가 파괴될 때의 인장하중은 식 (6)과 같이 볼트의 개수에 따라 인장 하중을 산정한다.

• 여기서, W₁ : 볼트가 파괴될 때의 하중(kN)
• 　　　  T : 강판의 항복 하중(MPa)

플랜지 항복에 의한 볼트 파괴(Semi-fixed)는 Fig. 9(b)와 같이 시험체의 T-stub의 일부가 항복하여 소성 힌지가 형성되고, 이에 따라 볼트에 작용하는 인장력이 감소하면서 하중은 플랜지의 휨 저항을 통해 일부 분산된다. 볼트의 파괴강도 외에 플랜지의 항복 및 지렛대의 원리를 고려하여 식 (7)과 같이 산정한다.

• 여기서, W₂ : 플랜지 항복 후 볼트 파괴 시 하중(kN)
• 　　　  M_p : 소성 모멘트(kN⦁m)(= wt²/4)

플랜지 항복(Fixed)은 플랜지 양측에 소성 힌지가 발생하여 구조 전체가 소성 메커니즘에 근거한 하중 전달 체계를 형성한다. 이러한 경우 볼트 자체보다는 플랜지의 휨 저항이 주요 역할을 하며, 큰 연성 거동을 보인다. 볼트 접합부 안쪽의 플랜지에서만 변형이 나타나므로 식 (8)과 같이 산정한다. 파괴모드 3의 상세는 Fig. 9(c)와 같다.

• 여기서, W₃ : 플랜지 항복 시 하중(kN)
• 　　　  M_p : 소성 모멘트(kN⦁m)

블라인드 볼트의 인장 접합 성능 수준을 평가하기 위해 토크-전단형 볼트인 TS 볼트와 비교하여 시험을 수행하였다. TS 볼트 인장 접합 시험 결과, 인장 접합 시험체의 상하부가 연직을 이루지 못함에도 불구하고, 시험 중 플랜지 측면에 설치된 변형률 게이지에서 변형이 거의 측정되지 않았다. 이는 볼트가 두꺼운 플랜지에 접합되어 있어, 볼트에 작용하는 응력 변화가 플랜지 측면까지 전달되지 않은 것으로 판단된다.

TS 볼트와 블라인드 볼트의 시험 결과는 볼트 종류에 따라 비교함과 동시에 예상 강도와 비교하여 성능을 검증하였다. 예상 강도는 시험의 목적에 따라 볼트 파괴(Simple)와 같은 방식으로 파괴되도록 설계하였으므로, 볼트 종류 및 강도 등급에 따라 식 (6)을 이용하여 산정된 파괴 강도를 의미한다. Fig. 10에서는 각각 인장강도 800 MPa 및 1,000 MPa급의 블라인드 볼트와 인장강도 1,000 MPa급의 TS 볼트에 대해 예상 강도와 실험 결과를 비교하였다.

Fig. 10.

Tensile load comparison between blind bolt and TS bolt with calculated load

규격화된 볼트 머리를 사용한 TS 볼트의 접합체는 최대 하중에서 변위를 1 mm 초과한 반면, 블라인드 볼트는 최대 하중에서 4 mm 이상의 변위를 보였다. 이는 블라인드 볼트 특성상 볼트에 형성되는 헤드 포밍 슬리브에서 큰 변형이 발생한 것이라 판단하였다.

블라인드 볼트 시험 결과 모든 시험체에서 볼트 종류 및 강도 등급에 관계없이 볼트 파괴(Simple) 모드로 나타나며, 예상 강도 이상의 성능으로 나타났다. 블라인드 볼트의 인장 접합 성능은 TS 볼트와 비교하여 동등 이상의 우수한 성능을 보였으므로, F8T 급의 인장 접합용 볼트로 충분히 적용 가능할 것으로 판단하였다.