[논문]마디접촉조건에 따른 나사철근의 기계식 이음 특성

김정민; 최성욱; 김병민

doi:10.5228/kstp.2019.28.3.145

[국내논문] 마디접촉조건에 따른 나사철근의 기계식 이음 특성
Mechanical Splicing Characteristic of the Threaded Bar according to the Contact Conditions of the Transverse Rib 원문보기

소성가공 = Transactions of materials processing : Journal of the Korean society for technology of plastics, v.28 no.3, 2019년, pp.145 - 153

김정민 (부산대학교 대학원 정밀가공시스템) , 최성욱 (동국제강 중앙기술연구소) , 김병민

Abstract ▼ AI-Helper

The objective of this study is to analyze the mechanical splicing characteristic of the threaded bar according to the contact conditions of the transverse rib. In order to consider the contact conditions of the rib, selection of the main variables including the gap of the core diameter ($l_c$), rib angle (${\theta}$), and the number of contacts ($C_N$) of transverse rib was done. So as to analyze the splicing characteristic of the D51 threaded bar, a finite element (FE) simulation of the tensile test was conducted using the designed D51 threaded bar and coupler. Through FE simulation results, it was verified that the mechanical slicing characteristics varied based on the main design variables ($l_c$, ${\theta}$, and $C_N$). It was further confirmed that it was important to determine the $C_N$ in consideration of $l_c$. Additionally, the tensile test results of the D25 and D51 threaded bar combined with the couplers were similar to FE simulation results. Furthermore, to quantitatively evaluate FE simulation and test results, the calculation equation for the contacted projection area ratio (R) of the transverse rib was proposed. To secure a mechanical splicing joint of the threaded bar, it was established that the R calculated using the proposed equation had to be greater or equal to 40%.

Keyword

표/그림 (17)

그림 Fig. 1 Mechanical splicing joint for the threaded bar
그림 Fig. 2 Main shape design variables of the threaded bar and coupler
그림 Fig. 3 Schematic diagram of lr according to l_c
그림 Fig. 4 Schematic diagram of the threaded bar shape
그림 Fig. 5 Schematic diagram of mechanical splicing joint according to C_N of the transverse rib
표 Table 1 Design variables data for the D51 threaded bar
그림 Fig. 6 Three-dimensional modeling of the mechanical splicing joint (1/2 symmetry)
표 Table 2 Design variables data for the coupler
표 Table 3 Data of the mechanical splicing joint for the D51 threaded bar
표 Table 4 Tensile test results of the D51 threaded bar with yield strength 600MPa
표 Table 5 Process condition of FE-simulation
그림 Fig. 7 Comparison of Von-Mises stress of D51 threaded bar transverse rib according to changes l_c and θ
그림 Fig. 8 Comparison of Von-Mises stress of D51 threaded bar transverse rib according to changes C_N
그림 Fig. 9 Effective strain curves of the rib according to l_c, θ, and C_N of the rib
그림 Fig. 10 Uniaxial tensile test results
그림 Fig. 11 Results of contacted projection area ratio (R)
표 Table 6 Results of tensile test

AI 본문요약
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문제 정의

본 연구 목표는 나사철근의 마디접촉조건이 반영된 정량적이면서 체계화된 커플러 설계 기준을 제시하는 것이다. 마디접촉조건을 결정하는 커플러의 설계 주요 변수를 선정하여 나사철근 및 커플러를 설계하고 나사철근과 커플러의 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 유한요소해석과 인장시험을 수행하고 해석 및 시험결과를 통해 커플러 설계 기준을 제시한다.
유한요소해석과 인장시험 결과에 대한 정량적인 평가와 나사철근 커플러 설계 기준을 도출하기 위해 본 연구에서는 마디의 투영접촉면적비 (R) 를 제시하였다. R 은 Fig.
다만 커플러의 주요 설계 변수인 l_c , θ, C_N 가 동일하더라도 철근 사이즈에 따라 A_C 와 h_T 가 다르기 때문에 R 의 차이는 발생할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 커플러 설계 시, 나사철근의 기계식 이음 성능을 확보하기 위해 2단계의 커플러의 설계 기준을 제시하고자 한다. 1 단계는 앞에서 언급한 것과 같이 R 40% 이상을 확보하는 것이고 2 단계에서는 R 40% 확보 하기 위해, l_c를 최소화 하는 것보다 C_N 을 증가하는 것이다.
본 연구에서는 나사철근의 마디 접촉조건에 따른 기계식 이음 특성을 분석하기 위해, 커플러 주요 설계 변수 선정하여 나사철근 D51 및 커플러를 설계 하였고, 유한요소해석과 인장시험을 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

제안 방법

본 연구 목표는 나사철근의 마디접촉조건이 반영된 정량적이면서 체계화된 커플러 설계 기준을 제시하는 것이다. 마디접촉조건을 결정하는 커플러의 설계 주요 변수를 선정하여 나사철근 및 커플러를 설계하고 나사철근과 커플러의 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 유한요소해석과 인장시험을 수행하고 해석 및 시험결과를 통해 커플러 설계 기준을 제시한다.
h 는 마디높이, θ 는 마디각도, d 는 내경이다. 본 연구에 서 마디접촉조건은 나사철근과 커플러 간의 마디접 촉면적과 상관성이 있다고 판단하였고 마디접촉면 적과 상관성이 있는 변수를 커플러의 주요 설계 변수로 선정하였다. 마디접촉면적은 마디접촉길이 (lr) 과 나사철근의 내경부호 (r_r) 의 곱이고 Fig.
제시된 나사철근 커플러 설계 변수를 이용하여나 사철근 D51과 나사철근 커플러를 설계하였다. 나사 철근 D51 설계 시 나사철근 D51 최종 형상, 규격 등을 참조하여 설계하였다[2, 7]. d_T 는 48.
Table 2에서 제시된 커플러 주요 설게 치수를 이용하여 24 Case 의 커플러를 설계하였고 C 와 θ 는 동일한 조건에서 Table 3과 같이 24 Case 의 나사철근 D51의 기계식 이음과 총 마디접촉면적 계산을 수행 하였다.
마디접촉조건에 따른 나사철근의 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 유한요소해석을 수행하였다. 기계식 이음 검사 규격의 대표적인 시험이 인장시험이며 ABAQUS/CAE 와 탄소성 유한요소법을 이용하여 인장시험해석을 수행하였다.
본 연구에서는 슬립 또는 모재부 파단의 판단 기준은 나사철근 D51의 최대 인장강도 또는 파단 연신율로 설정하였다. 기계식 이음 평가에서 발생되는 슬립은 나사철근의 마디접촉부 파손에 의해 발생되기 때문에, 나사철근의 마디접촉부의 von-Mises 응력 또는 유효변형률이 나사철근 최대 인장강도 또는 파단연신율 도달했을 때 마디접촉부가 파손된다고 판단하였다.
커플러의 강도는 철근의 강도보다 1.5배 이상 크기 때문에 본 연구에서는 강체로 설정하였고 나사 철근과 커플러 간의 접촉마찰계수는 쿨롱마찰계수 0.15로 적용하였다. 인장속도는 인장시험규격에서 제시하는 조건을 참조하여 0.
기계식 이음 특성을 분석하기 위해 24 Case 의 인장시험해석을 수행하였다. Fig.
유한요소해석결과를 검증 및 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 인장시험을 수행하였다. 대상 사이즈는 항복강도 600 MPa 급 나사철근 D25, D51이고 Table 5에서 제시한 커플러 설계 변수에 따른 커플러 를 제작하여 나사철근과 체결한 후 Fig.
(1) 나사철근의 기계식 이음 특성에 영향이 미치는 커플러의 주요 설계 변수 (lc , θ, CN) 를 선정하였고, 설계 변수가 적용된 마디접촉면적비를 고려하여 나사철근 D51 및 커플러를 설계하였다.
(3) 해석결과를 검증하기 위해 인장시험을 수행하였고 시험결과도 해석결과와 유사하다는 것을 확인하였다. 해석 및 시험결과를 이용하여 커플러 설계 기준인 R 계산식을 도출하였고. R 40 % 이상을 확보하는 것이 중요하며 R 40 % 이상을 확보하기 위해서 는 l_c 를 최소화 하는 것보다 C_N 증가하는 것을 제안한다.
해석 및 시험결과를 이용하여 커플러 설계 기준인 R 계산식을 도출하였고. R 40 % 이상을 확보하는 것이 중요하며 R 40 % 이상을 확보하기 위해서 는 l_c 를 최소화 하는 것보다 C_N 증가하는 것을 제안한다.
마디접촉부의 응력 결과와 유사하게 CN 5EA 적용 시, lc , θ 와 상관없이 마디접촉부의 유효변형률이 나사철근 D51의 파단연신율에 도달하여 마디접촉부 파손이 발생되어 이로 인해 슬립이 발생될 것으로 예측하였다.

대상 데이터

제시된 나사철근 커플러 설계 변수를 이용하여나 사철근 D51과 나사철근 커플러를 설계하였다. 나사 철근 D51 설계 시 나사철근 D51 최종 형상, 규격 등을 참조하여 설계하였다[2, 7].
5와 같이 한 개의 나사철근에 대한 상, 하 C_N 이다. 커플러 외경 (D_C) 은 80 mm 로 고정하였고 커플러 길이는 C_C 와 C_N 을 참조하여 커플러 길이 (L_C) 를 결정하였다. 본 연구에서 적용된 L_C는 한 개의 나사 철근의 대한 L_C 이므로 기계식 이음에 사용되는 커플러 길이는 2배이다.
커플러 외경 (D_C) 은 80 mm 로 고정하였고 커플러 길이는 C_C 와 C_N 을 참조하여 커플러 길이 (L_C) 를 결정하였다. 본 연구에서 적용된 L_C는 한 개의 나사 철근의 대한 L_C 이므로 기계식 이음에 사용되는 커플러 길이는 2배이다.
유한요소해석결과를 검증 및 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 인장시험을 수행하였다. 대상 사이즈는 항복강도 600 MPa 급 나사철근 D25, D51이고 Table 5에서 제시한 커플러 설계 변수에 따른 커플러 를 제작하여 나사철근과 체결한 후 Fig. 10과 같이 인장시험을 수행하였고 인장속도는 유한요소해석과 동일하게 0.5 mm/s로 적용하였다[8-10]
이는 나사철근의 압연공정과 커플러의 성형공정에서 발생하는 치수 오차를 제어하는 것이 한계가 있기 때문이다. 적합한 l_c를 선정한 후, R 계산식을 이용하여 40% 이상을 확보하는 C_N 를 선정한다.

데이터처리

Fig. 7(a), (b), (c) 에서 부분적으로 von-Mises 응력이 최대 인장강도에 도달하였고 슬립 또는 모재부 파단 을 검증하기 위해 마디접촉부의 평균 유효변형률을 분석하였다. Table 4의 나사철근 D51 인장시험 결과 에서 파단연신율이 0.

이론/모형

마디접촉조건에 따른 나사철근의 기계식 이음 특성을 평가하기 위해 유한요소해석을 수행하였다. 기계식 이음 검사 규격의 대표적인 시험이 인장시험이며 ABAQUS/CAE 와 탄소성 유한요소법을 이용하여 인장시험해석을 수행하였다.
항복강도 600 MPa 급 나사철근 D51의 Stress-Strain curve 를 식(6)의 Hollomon 모델로 적용하였고[11] 탄성계수와 푸아송비는 210 GPa, 0.3으로 설정하였다.

성능/효과

16 이고 이 결과는 공칭응력 및 변형률 결과이다. 유한 요소해석을 수행하기 위해 공칭응력-공칭변형률의 결과를 진응력-진변형률로 변환 시 인장강도와 연신율은 870 MPa, 0.15 로 계산되었다
0 mm 적용 시, 마디접촉부 von-Misses 응력이 나사철근 D51의 최대 인장응력 870 MPa에 도달하는 것으로 확인되었고 마디접 촉부 파손에 의해 슬립이 발생될 가능성이 높다고 판단하였다. 이 결과는 l_c 가 클수록 접촉면적이 감소됨에 따라 von-Mises 응력이 높게 발생된 것으로 판단되며 lc 에 의한 마디접촉면적에 따라 기계식 이음 특성 차이가 있다는 것을 확인하였다. Fig.
다만 C_N 7EA 적용 시, 표시된 것과 같이 부분적으로 최대 인장강도에 도달하는 것으로 판단되어 인장시 험을 통해 검증할 필요가 있다고 예상된다. 이러한 결과를 통해 C_N 이 증가할수록 마디 총 접촉면적이 증가되어 마디접촉부의 von-Mises 응력이 감소하는 것으로 확인되었다. Fig.
이러한 결과를 통해 C_N 이 증가할수록 마디 총 접촉면적이 증가되어 마디접촉부의 von-Mises 응력이 감소하는 것으로 확인되었다. Fig. 7, 8의 해석 결과를 통해 본 연구에서 제시한 커플러의 주요 설계 변수인 l_c 와 C_N 에 의한 마디의 접촉 면적에 따라 기계식 이음 특성 차이가 있다는 것을 확인하였고 커플러 설계 시, l_c 를 고려한 C_N 를 선정하는 것이 중요하다고 판단된다
CN 8EA 적용 시, l_c 와 상관없이 마디부의 유효변 형률이 파단연신율 보다 낮은 것으로 확인되었다. von-Mises 응력 분석 결과와 유사하게 θ 가 증가 할수록 마디부의 유효변형률이 증가하지만 l_c 와 C_N 에 비해 θ 의 영향은 작다고 판단하였다.
von-Mises 응력 분석 결과와 유사하게 θ 가 증가 할수록 마디부의 유효변형률이 증가하지만 l_c 와 C_N 에 비해 θ 의 영향은 작다고 판단하였다. 특히 l_c 0.5 mm, C_N 6EA를 적용한 유효변형률 결과가 l_c 1.0 mm C_N 7EA를 적용한 결과와 유사하며 0.15 에 근접하는 것으로 확인하였고 인장시험을 통해 검증할 필요성 이 있다고 판단되었다. von-Mises 응력 및 유효변형률 분석 결과를 통해 커플러의 주요 설계 변수가 고려된 마디접촉조건에 따라 기계식 이음 특성이 차이가 있다는 것을 확인하였다.
15 에 근접하는 것으로 확인하였고 인장시험을 통해 검증할 필요성 이 있다고 판단되었다. von-Mises 응력 및 유효변형률 분석 결과를 통해 커플러의 주요 설계 변수가 고려된 마디접촉조건에 따라 기계식 이음 특성이 차이가 있다는 것을 확인하였다.
C_N 8EA 적용 시, D25, D51 모두 슬립 없이 모재부 파단이 나타났으며 인장강도도 기계식 이음 규격을 만족하는 것으로 확인되었다[8]. D25 C_N 6EA, D51 C_N 7EA 적용한 시험 결과도 모재부 파단과 인장강도가 규격을 만족하는 것으로 확인되었다
(2) 설계된 나사철근 D51 및 커플러를 이용하여 유한요소해석을 수행하였고 선정된 커플러의 주요 설계 변수에 따라 기계식 이음 특성 차이가 있다는 것을 확인하였고 마디의 접촉면적이 클수록 철근 모재부 파단 발생 가능성이 높다는 것을 확인하였다.
(3) 해석결과를 검증하기 위해 인장시험을 수행하였고 시험결과도 해석결과와 유사하다는 것을 확인하였다. 해석 및 시험결과를 이용하여 커플러 설계 기준인 R 계산식을 도출하였고.
lc 1.0 mm, CN 6EA 적용한 결과도 θ 와 상관없이 마디접촉부의 유효변형률이 나사철근 D51 의 파단연신율에 도달하는 것으로 확인되어 마디부 파손이 발생될 수 있다는 것을 판단하였다 lc 1.0 mm, CN 6EA 적용한 결과도 θ 와 상관없이 마디접촉부의 유효변형률이 나사철근 D51의 파단연신율에 도달하는 것으로 확인되어 마디부 파손이 발생 될 수 있다는 것을 판단하였다

후속연구

7(a), (b), (c) 에서 표시된 것과 같이 부분적으로 마디 접촉부 응력이 최대 인장강도에 도달하였다. 이 해석 결과로 명확하게 마디접촉부 파손으로 인한 슬립이 발생된다고 판단하는 것은 한계가 있기 때문에 인장시험으로 검증 할 필요가 있다고 판단된다
C_N 8EA 적용 시, 마디접촉부 의 von-Mises 응력이 최대 인장강도 보다 낮게 발생 되어 슬립이 발생되지 않을 것으로 판단하였다. 다만 C_N 7EA 적용 시, 표시된 것과 같이 부분적으로 최대 인장강도에 도달하는 것으로 판단되어 인장시 험을 통해 검증할 필요가 있다고 예상된다. 이러한 결과를 통해 C_N 이 증가할수록 마디 총 접촉면적이 증가되어 마디접촉부의 von-Mises 응력이 감소하는 것으로 확인되었다.

질의응답

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	커플러를 이용한 철근 기계식 이음 방법을 통해 확보할 수 있는 사항에는 어떠한 것들이 있는가?	철근의 고강도화 및 엘리베이터 성능 향상으로 인해 빌딩, 아파트, 대형 교각 등의 철근 콘크리트 구조물이 초고층화 및 대형화가 되고 있는 추세이고 이러한 철근 콘크리트 구조물 시공에서 중요한 사 항이 공기 단축, 비용 절감, 품질이다. 이러한 사항을 확보하기 위한 방법이 커플러를 이용한 철근 기계식 이음 방법이고 이음 방법은 Fig.
	나사철근이란 무엇인가?	나사철근은 길이 방향 리브가 없으며 마디가 나사산 형태를 가진 철근이다[2]. 나사철근은 마디형상 이 나사형이기 때문에 철근 표면 가공 없이 커플러와 체결된다.
	나사철근의 기계식 이음의 장점은 무엇인가?	나사철근은 마디형상 이 나사형이기 때문에 철근 표면 가공 없이 커플러와 체결된다. 나사철근의 기계식 이음은 체결 방법이 간단하여 시간 단축 및 비용 절감이 가능하고 모재부 손상이 없기 때문에 일반 철근 기계식 이음에 비해 구조적으로 안정한 이음 방법이다. 나사철근을 콘크리트 구조물 공사에 적용하기 위해 2012년부터 나사철근의 기계식 이음 평가 및 구조물의 성능 평가를 수행하였고[3-5] 성능 평가 결과를 통해 2016년에 콘크리트용 봉강 규격에 나사철근이 포함되었다[7].

참고문헌 (11)

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B. H. Lee, W. S. Cho, I. K. Baik, S. H. Cho, S. H. Lee, L. Chung, 2012, Coupler Splice Performance of High-strength Threaded bar, Proc. Kor. Conc. Inst., pp. 109-110.
D. K. Hwang, H. Y. Kim, H. H. Choi, K. S. Park, J. H. Choi, J. H. Lee, 2014, Performance Assessment of High strength Threaded Steel Reinforcement, Proc. Kor. Conc. Inst., pp. 109-110.
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M. A. Meyers, K. K. Chawla, 2008, Mechanical Behavior of Materials 2nd edition, Cambridge University Press, U.S.A.

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표제어: PCR

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용어 설명 출처 목록 (6)

용어 설명: PCR은 세균 특이성이 있는 primer를 이용하여 적은 수의 세균이 있을지라도 쉽게 검출할 수 있는 유용한 방법이며, 이를 이용하여 구강 내 치면세균막이나 타액에서 직접 세균을 검출할 수 있게 되었다[8].

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