2.1. 실험 계획

볼접합부를 갖는 부재의 좌굴내력 특성을 분석하기 위해 선행 연구(kang, 2012)의 실험 결과를 적용하였다. 실험체는 원형강관 ∅48.6×2.8t와 ∅60.5×3.2t 및 ∅76.3×3.2t 세 종류로 하였으며 실험체 길이는 1218 mm로 동일한 것으로 하였다. 양단의 지지조건은 핀(pin)의 경우만 고려하였으며 탄성계수 E = 2.05×10⁵ (MPa), 항복응력 σ_y = 247 (MPa)로 나타났다. 실험체의 규격 Table 1에서 보는 바와 같다.

실험체의 단면 성능은 Table 2에서 보는 바와 같으며 A는 원형강관의 단면적, I는 원형강관의 단면 2차 모멘트, r은 단 면 2차반경, λ는 세장비를 나타낸다.

2.2. 실험 방법

실험체의 전체 형상은 Fig. 1에서 보는 것과 같으며 주요 부 재인 원형강관(Pipe)과 볼(Ball) 및 접합을 위한 볼트(Bolt), 슬 리브(Sleeve)로 구성되어 있다. 양단부의 볼을 포함한 전 부재 길이를 L , 볼을 제외한 부재 길이를 L₁ , 원형강관(콘 포함)만 의 길이를 L₂라 한다.

Fig. 1

Shape of specimen

접합부의 상세도 및 결합 형상은 Fig. 2에서 보는 바와 같다. 원형강관과 볼의 접합방법은 볼트와 슬리브에 설치된 락핀 (Rock Pin) 구멍에 락핀을 끼운 후 볼트의 나사산을 볼에 설치 된 나사구멍에 끼워 토크렌치(Torque Wrench)를 이용하여 볼 트와 슬리브를 회전시켜 체결한다. 토크(Torque)값은 제조회 사에서 일반적으로 채택하고 있는 전단 마찰접합의 1/10±20% 인 50(Nㆍm)를 적용하였다.

Fig. 2

Connection detail

Fig. 3은 실험체 설치 현황을 개략적으로 나타낸 것으로 실 험체는 완전한 직선부재로 중심축을 따라서 압축력이 작용하 도록 하였으며 실험 중 편심하중에 의한 오차를 줄이기 위해 수준계를 이용하여 수평을 유지하도록 하였다. 실험체의 축 방향 변위량 측정을 위하여 로드 셀(Load Cell) 전면부에 부착 한 고정판에 LVDT(Linear Variable Differential Transformer) 를 설치하였다. 실험체의 중앙부에는 상하좌우 4개의 표면에 스트레인 게이지를 부착하였다.

Fig. 3

Installation and measurement method of specimen

Photo 1은 실험체 ∅76.3×3.2t의 설치 현황을 보여주는 것 으로 (a)는 가력 전의 모습, (b)는 가력 후의 변형된 모습을 보 여준다. 부재의 중앙부에서 좌굴되어진 형상을 확인 할 수 있 었다. 축방향 변위량은 실험체 우측에 설치된 LVDT로 측정 하였다. 또한 Photo 2는 실험체의 각부 변위량을 측정하는 위 치 및 방법을 나타내는 것으로 (a)는 실험체 중앙부의 스트레 인 게이지(strain gage) 및 LVDT 설치 현황을 보여주며, (b)는 실험체의 축방향 변위량을 측정하기 위한 LVDT 설치 현황을 보여 준다.

Photo 1

Installation & buckling mode of specimen

Photo 2

Installation strain gage & LVDT

3.1. 실험 결과

원형강관 ∅48.6×2.8t 와 ∅60.5×3.2t 및 ∅76.3×3.2t 세 종 류의 실험체에 대한 좌굴 실험 결과를 정리하면 Table 3과 같 다. 상기 실험체의 부재 좌굴내력과 국내외 압축재 설계 규준 과 비교·분석을 통하여 적용성을 검토하였다.

3.2. 우리나라 규준

우리나라에서는 1997년에 강구조 한계상태 설계기준이 제 정되었으며 몇 차례 개정을 거쳐 현재에는 하중저항계수 설 계법(Load Resistance and Factor Design, 이하 K-LRFD라고 함)에 의한 압축재 좌굴하중을 산정한다. 산정식의 흐름도는 Fig. 4와 같다(KSSC, 2011).

Fig. 4

Flow chart

여기서, Fig. 4에 적용된 기호는 다음과 같다.

3.3. 일본 규준

2010년도에 개정된 일본의 한계상태 설계법(Limit State Design, 이하 J-LSD라고 함)에 의한 강구조 압축재의 설계 내 력은 휨 좌굴 한계상태 및 국부 좌굴 한계상태에 대한 설계내 력 중 작은 값으로 한다. 설계법의 좌굴 하중 산정 흐름도는 Fig. 5와 같다(A.I.J., 2010).

Fig. 5

Flow chart

여기서, Fig. 5에 적용된 기호는 다음과 같다.

(휨 좌굴 한계내력)

(국부좌굴 한계내력)

3.4. 영국 규준

영국의 구조설계기준(British Standard BS5950-1:2000, 이 하 BS라고 함)에 의한 좌굴하중 산정 흐름도는 Fig. 6과 같으 며 Table 4는 Robertson Constant 적용규준을 나타낸다.

Fig. 6

Flow chart

4.1. 부재좌굴내력 비교․ 검토

원형강관 ∅48.6×2.8t 와 ∅60.5×3.2t 및 ∅76.3×3.2t 세 종 류의 실험을 통한 좌굴내력과 우리나라, 일본 및 영국의 압축 재 좌굴 규준식에 의한 좌굴내력을 Tables 6~8에 정리하였다. Table에서 Experimental Result는 실험 결과 얻어진 좌굴내력 을 의미한다. 맨 오른쪽 항목은 실험 결과에서 얻어진 좌굴내 력을 기준으로 하였을 때 각국의 압축재 설계 규준식 으로 산 출한 내력과의 비를 나타낸다. 또한 K-LRFD, J-LSD 및 BS는 각각 우리나라의 하중저항계수 설계법, 일본의 한계상태 설 계법 및 영국의 구조설계 규준에 의해 산정된 좌굴내력을 나 타낸다. 각국 규준식에 의한 좌굴내력의 크기는 우리나라, 일 본, 영국의 순으로 나타났으며 그 차이는 4%∽8%로 크지 않 았다. 원형강관 ∅76.3×3.2t에서는 일본 규준식에 의한 좌굴 내력이 영국 규준식에 의한 것과 거의 동일하였다. 실험 결과 의 좌굴내력이 접합부의 구성요소를 고려한 좌굴 길이를 적 용한 것보다 전체적으로 조금 큰 것으로 나타났다.

각국 규준에 의한 좌굴내력은 좌굴길이의 적용성을 검토하 기 위하여 세 가지로 구분하여 실험 결과와 비교・분석하였 다. Table 6~Table 8에서 σ_p는 부재의 좌굴길이를 원형강관 (콘 포함, Fig. 2에서 L₂ )만을 고려했을 때의 좌굴내력을, σ_ps 는 부재의 좌굴길이를 원형강관+슬리브(Fig. 2에서 L₁ )를 고 려했을 때의 좌굴내력을, σ_psb는 볼을 포함한 부재의 전체길 이(Fig. 2에서 L )를 고려했을 때의 좌굴내력을 나타낸다. 이 를 고려한 좌굴길이와 세장비를 정리하면 Table 5와 같다.

Table 6은 원형강관 ∅48.6×2.8t의 실험결과와 각국 규준에 의한 좌굴내력을 정리한 것이며 Fig. 7은 양단부 볼을 포함한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌 굴내력과 실험에 의한 것을 비교한 것이다. 양단부 볼을 포함 한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌굴내력보다 실험에 의한 값이 1.12배∽1.32배 정도 큰 것으 로 측정되었다.

Fig. 7

Comparison of buckling stress in ∅48.6×2.8t

Table 7은 원형강관 ∅60.5×3.2t의 실험결과와 각국 규준에 의한 좌굴내력을 정리한 것이며 Fig. 8은 양단부 볼을 포함한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌 굴내력과 실험에 의한 것을 비교한 것이다. 양단부 볼을 포함 한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌굴내력보다 실험에 의한 값이 1.41배∽1.56배 정도 큰 것으 로 측정되었다.

Fig. 8

Comparison of buckling stress in ∅60.5×3.2t

Table 8은 원형강관 ∅76.3×3.2t의 실험결과와 각국 규준에 의한 좌굴내력을 정리한 것이며 Fig. 9는 양단부 볼을 포함한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌 굴내력과 실험에 의한 것을 비교한 것이다. 양단부 볼을 포함 한 부재 길이 전체를 좌굴 길이로 고려한 각국 규준식에 의한 좌굴내력보다 실험에 의한 값이 1.27배∽1.35배 정도 큰 것으 로 측정되었다.

Fig. 9

Comparison of buckling stress in ∅76.3×3.2t

4.2. 분석 평가

볼접합부를 갖는 원형강관의 좌굴내력은 각국의 좌굴 규준 식에 의한 값보다 실험에 의한 값이 큰 것으로 나타났다. 원형 강관 ∅48.6×2.8t의 경우 실험에 의한 좌굴 내력이 부재 길이 를 콘을 포함한 순수 원형강관만을 적용한 각국 좌굴 규준식 에 의한 값보다 1.02배∽1.15배 큰 것으로 측정되었으며 볼을 포함한 전체길이를 적용한 각국 좌굴 규준식에 의한 값보다 1.12배∽1.32배 큰 것으로 측정되었다. 원형강관 ∅60.5×3.2t 의 경우 실험에 의한 좌굴 내력이 부재 길이를 콘을 포함한 순 수 원형강관만을 적용한 각국 좌굴 규준식에 의한 값보다 1.32배∽1.43배 큰 것으로 측정되었으며 볼을 포함한 전체길 이를 적용한 각국 좌굴 규준식에 의한 값보다 1.41배∽1.56배 큰 것으로 측정되었다.

또한 원형강관 ∅76.3×3.2t의 경우 실험에 의한 좌굴 내력 이 부재 길이를 콘을 포함한 순수 원형강관만을 적용한 각국 좌굴 규준식에 의한 값보다 1.22배∽1.28배 큰 것으로 측정되 었으며 볼을 포함한 전체길이를 적용한 각국 좌굴 규준식에 의한 값보다 1.27배∽1.35배 큰 것으로 측정되었다. 세 종류 의 원형강관 중 ∅60.5×3.2t는 다른 원형강관에 비해 실험에 의한 좌굴 내력 값과 각국의 좌굴 규준식에 의한 값이 다소 큰 것으로 나타났다. 이는 실험 후 변형된 형상으로 보아 볼트의 체결이 다른 종류 실험체에 비해 강하게 되어 나타난 현상으 로 보여 진다.

실험에 의한 좌굴내력 값이 부재 길이를 콘을 포함한 순수 원형강관만을 적용한 각국의 좌굴 규준식에 의한 값보다 원 형강관의 크기에 상관없이 큰 것으로 측정되었다. 이는 각국 의 좌굴 설계규준식이 안전성을 지닌 것으로 판단되며 접합 부를 갖는 스페이스 프레임 구조물의 부재 설계에 있어서 좌 굴 길이 적용에 다양성을 부여할 필요가 있을 것으로 보인다.