Best Practice

1950년대 중반 열간압연간 스테인리스강과 Johnson & Winter^[1]의 냉간성형(박판) 스테인리스강에 대한 연구를 시작으로 많은 연구가 진행되고 있다. AISI(미국철강협회)에서는 냉간성형 스테인리스강 구조부재의 설계기준을 최초로 제정^[2]하고, 그 이후 많은 연구자들에 의해 각국의 설계기준이 개정·보완되었으며, 그 결과로 각국에서 냉간성형 스테인리스강의 설계기준이 제정되었다. 특히, Kuwamura 등^[3],[4]은 하중직각방향 연단거리를 고정시키고, 볼트배열, 하중방향 연단거리, 판두께 및 전단전합종류를 변수로한 평판의 전단접합부 단순인장 실험을 실시하였다. 이후 Kuwamura등의 실험결과를 바탕으로 Kim 등^[5]에 의해 박판 볼트접합부의 구조적 거동, 면외변형의 발생 메카니즘 및 면외변형이 접합부의 내력에 미치는 영향을 조사하는 연구가 수행되었고, 경량건축물에 주로 사용되는 탄소강을 바탕으로 2행 2열 볼트접합부 최대내력과 면외변형이 일면전단 볼트접합부의 구조적 거동에 미치는 영향을 조사하기 위한 실험도 수행되었다^[6]. 김민성 등^[7]은 오스테나이트계 스테인리스강 앵글볼트 접합부의 내력에 관한 실험적 연구가 수행되었고, 면외변형이 발생한 접합부에 대해 하중방향 연단거리 제한치를 두는 수정내력식을 제안하여 내력예측정도가 개선되었다. 또한, 김태수 등은 페라이트 스테인리스강 이면전단 볼트접합부에 있어 볼트배열에 따른 블록전단파단내력식을 제안하였다^[8].

본 연구에서는 김민성 등에 의해 수행된 박판 페라이트계 스테인리스강(니켈이 함유되지 않은 저가형) 일면전단 볼트접합부에 관한 기존실험결과^[9],[10]를 바탕으로 유한요소해석법을 이용하여 페라이트계 스테인리스강의 2행 2열 볼트접합부의 최대내력과 면외변형의 영향을 조사하자한다. 우선, 접합부의 종국거동을 예측하기 위한 유한요소해석법의 타당성을 검증하고, 하중직각방향 및 하중방향 연단거리에 대한 변수해석을 실시해 해석결과를 비교, 검토한다. 하중방향 연단거리와 하중 수직방향 연단거리에 따른 면외변형 발생 조건을 조사하고, 면외변형에 따른 내력저하정도를 평가한다. 또한, 해석결과로 얻어진 접합부의 내력과 현행설계기준식에 의한 내력을 비교하여 설계식의 적용성을 고찰한다.

페라이트계 김민성 등^[9]에 의해 수행된 페라이트계 스테인리스강(STS430) 2행 2열 볼트배열의 일면전단 볼트접합부의 하중방향 연단거리를 변수로 갖는 박판 볼트접합부의 최대내력과 면외변형에 관한 실험적 연구결과를 Table 1에 정리하였다. 페라이트계 스테인리스강(STS430) 일면전단 볼트접합부의 최대내력과 면외변형의 발생여부를 조사하기 위해 실시된 실험은 하중방향 연단거리(e)에 따른 볼트접합부의 파단양상과 면외변형 영향에 대해 고찰되었다. 접합 평판의 블록전단파단 형태의 접합부를 유도하기 위하여 하중직각방향의 연단거리(b=60mm)를 충분히 길게 계획하였다. 접합부 평판두께(t)는 3.0mm, 볼트직경(d)는 12mm, 볼트구멍직경( )은 13mm, 피치(p)와 게이지(g)는 볼트구멍직경의 3배인 36mm로 고정시켰다. 주요 변수인 하중방향 연단거리(e : 볼트직경 d의 배율)를 Table 1과 같이 변화시켜 실험체를 제작하였다.

면외변형이 발생하지 않은 블록전단 파단된 실험체에서는 하중방향 연단거리(e)가 증가함에 따라 내력(Pue)도 증가한 반면(Fig. 1(a)참조), 면외변형이 관찰되고 최대내력이 면외변형에 의해 결정된 실험체에서는 파단형태와 무관하게 하중방향 연단거리가 증가함에 따라 내력에는 큰 변화가 없는 것으로 나타났다(Fig. 1(b)참조).

Fig. 1. 

Load-displacement curves of test results

접합부에서 발생된 면외변형에 의한 영향을 검토하기위해 추가실험이 아닌 수치해석 모델을 적용한다. 비선형해석프로그램인 ABAQUS를 사용하여, 페라이트계 스테인리스강(STS430) 2행 2열 볼트접합부에 대한 유한요소해석모델을 구축하고, Kim 등⁵⁾에 의해 수행된 연구를 참고하여, 접합부의 거동과 동일한 거동특성을 나타내기 위해서 다음과 같은 해석조건 및 모델링 방법을 토대로 볼트접합부의 본 해석 연구를 수행한다.

3.1 접합부 모델링

유한요소해석모델은 기하비선형을 고려하고, 8개의 절점을 가진 저감적분(Reduced Integration)요소인 C3D8R을 적용하였다. 해석모델은 Fig. 2와 같이 모델을 설정하였다. 길이는 최대내력과 파단모드에 영향을 미치지 않는 범위 내에서 해석시간을 단축할 수 있는 150mm로 하였다. 볼트의 파단에 대해서는 고려하지 않는 것을 가정하여 변형이 발생하지 않는 강체요소(rigid cylindrical body)로 한다. 너트와 와셔의 구속효과를 고려하여 볼트구멍 벽을 판 두께방향 변위를 구속한다. 평판의 매쉬는 볼트 구멍 주변 30mm 영역을 판 두께(t)를 기준으로 두께방향에 대해서는 3등분하고, 표면에 대해서는 1.0mm 메쉬 크기로 분할한다.

Fig. 2. 

Analysis model and conditions

3.2 재료모델

기존실험^[9]으로 얻어진 Fig. 3의 페라이트계 스테인리스강(STS430)의 응력도-변형도 곡선으로부터 알 수 있듯이 탄성구간을 지나 소성구간에서는 재료의 비선형을 나타내는 것을 알 수 있다. 해석모델의 재료데이터는 인장시험편의 실험결과로 얻어진 공칭응력도-공칭변형도( )를 입력한다.

  (1)

  (2)

  (3)

재료인장시험으로부터 얻어진 강재의 탄성계수(E), 항복강도(F_y), 인장강도(F_u) 등의 기계적 성질은 Table 2에 정리한다.

3.3 경계조건

Fig. 2의 평판모델의 좌측단부는 고정단으로 하고, 해석시간을 고려해 2행 2열 접합부의 절반만 모델링 하고 1-3면에 대칭경계조건을 지정한다. 볼트요소에 동일한 강제변위와 구속조건을 지정하기 위해 강체요소에 기준점을 설정하고, 볼트의 회전 및 기울어짐을 방지하기 위하여 하중방향 변위(U1)만을 허용한다.

Fig. 3. 

Stress-strain curves for ferritic stainless steel (STS430)

3.4 면외변형 및 변형도 측정

기존의 실험결과로부터 면외변형은 박판 볼트접합부의 내력저하에 영향을 미친다는 것을 알 수 있었다. 기존 실험에서와 같은 Fig. 5와 같이 해석에서도 볼트중심으로부터 하중방향 연단거리 방향으로 30mm 떨어진 지점에 참조점을 설치해서 그 지점의 3축방향의 변형(평판 두께방향)을 측정한다.

유한요소해석법을 이용하여 페라이트계 스테인리스강(STS430) 일면전단 볼트접합부의 파단형태 및 최대내력을 예측하기위해 Table 1의 실험체를 대상으로 유한요소해석을 수행하였다. 실험 중에 하중-변위 곡선상에서 관측된 최대내력(Pue)부근의 인장파단형상과 실험종료시점에서의 전형적인 블록전단파단 및 면외변형양상과 해석결과로부터 얻어진 응력분포 및 면외변형을 Fig. 4에 나타낸다.

4.1 최대내력과 파단형태

기존 실험결과와 해석에 의한 결과의 최대내력, 파단형태, 면외변형 발생여부를 비교한 것을 Table 3에 정리하였다. 실험의 최대내력에 대한 해석의 최대내력비(Pua/Pue)는 0.93∼1.04범위를 나타냈고, 평균치는 0.97로 양호한 대응을 보여주고 있다.

하중방향 연단거리( )가 30mm이하의 경우 전형적인 블록전단파단(Fig. 4(a), Fig. 4(b))이 발생하였고, 48mm이상일 경우는, 면외변형(Fig. 4(c), Fig. 4(d))이 동반된 것을 알 수 있었다. 하중방향 연단거리가 36mm인 경우 실험 결과에서는 면외변형 후 볼트 간 인장파단이 일어났지만, 해석 결과에서는 면외변형이 일어나지 않고 블록전단파단이 발생한 것을 알 수 있었다.

Fig. 4. 

Fracture shape and stress distribution of test and analysis

전형적인 블록전단파단이 발생한 실험체는 볼트 사이의 순단면 인장파단으로 최대내력이 결정되었으며, Fig. 4와 같이 해석결과의 최대내력시점의 응력분포로부터 하중연단으로부터 멀리 있는 볼트사이와 하중방향으로 볼트게이지 라인상에 응력집중이 발생 하는 것을 알 수 있다. Fig. 4(a)에서 좌측 실험체 파단형상은 실험의 최대내력시점 직후(Pue=115.84kN) 실험도중 촬영된 하중직각방향의 볼트사이에 인장파단 양상이며, Fig. 4(b)는 해석에서의 최대내력시점(Pua=129.85kN)의 인장파단 및 볼트 게이지 라인상에 응력집중이 발생한 형상을 나타낸다.

4.2 면외변형 및 변형도 변화

Fig. 4(c)는 실험에서 SF4T30E60 실험체의 최대내력시점(Pue=129.85, Fig. 1 (b)참조)과 실험종료시점에서의 파단형상이다. 최대내력시점에서 면외변형 발생이후 최대내력이 결정되었고, 그 이후, 강제변위를 계속 증가시켰을 때 볼트사이에서 인장파단이 나타났다. Fig. 4(d)는 SF4T30E60 실험체의 최대내력시점의 해석결과의 응력분포 형상이다. 실험결과와 같이 최대내력시점에서 면외변형이 발생한 후, 연단에서 멀리 있는 볼트사이의 인장파단이 발생하였다.

면외변형의 크기를 측정하기 위해 Fig. 5(a)와 5(b)에서 좌측 그림에 표시된 부분(볼트 중심에서 연단거리방향의 30mm 위치)의 판두께 방향으로 증가하는 변위를 측정하였다. Fig. 5(a)에서 실험에서 강제변위가 증가함에 따라 면외변형량이 증가하는 것을 알 수 있고, Fig. 5(b)의 해석결과에서도 강제변위의 증가에 따라 면외변형 크기가 증가하였다. 해석결과에서 하중방향 연단거리 36mm인 접합부에서는 면외변형이 발생하지 않았고, 해석과 실험 모두에서 면외변형이 발생한 실험체 SF4T30E48과 SF4T30E60의 결과를 비교하였다. Fig. 5(a)와 5(b)에서 하중방향 연단거리가 48mm에서 60mm로 증가할수록 평판이 두께방향으로 더 많은 양의 면외변형이 발생하고 있다는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 6(a)와 6(b)는 실험과 해석에서 각 좌측 그림에 표시된 부분(볼트 중심에서 하중방향 연단거리방향에서 30mm 떨어진 위치)에 변형도값을 측정하였고, 강제변위- 변형도 관계를 나타낸다. 실험과 해석결과에서 초기에 압축변형도가 증가하다가 면외변형이 발생된 이후 압축변형도가 감소하는 경향을 보였다. 또한, 하중방향 연단거리가 증가할수록, 면외변형이 조기에 발생하여 낮은 압축 변형도를 나타내고 있다.

Fig. 5. 

Measuring location of curling and displacement-curling relationship

Fig. 6. 

Measuring location of strain and displacement-strain relationship

Fig. 6(a)와 6(b)는 실험과 해석에서 각 좌측 그림에 표시된 부분(볼트 중심에서 하중방향 연단거리방향에서 30mm 떨어진 위치)에 변형도값을 측정하였고, 강제변위- 변형도 관계를 나타낸다. 실험과 해석결과에서 초기에 압축변형도가 증가하다가 면외변형이 발생된 이후 압축변형도가 감소하는 경향을 보였다. 또한, 하중방향 연단거리가 증가할수록, 면외변형이 조기에 발생하여 낮은 압축 변형도를 나타내고 있다.

볼트접합부의 최대내력 및 구조거동을 실험 이외의 연단거리에 대해 조사하기 위해 Table 4와 같이, 하중방향 연단거리(e=24∼60mm)와 하중직각방향 연단거리(b=36∼60mm)를 변수로 하여 추가적인 유한요소해석을 실시하였다. 그리고, 면외변형이 발생한 해석모델에 연단에서 두께방향의 변위(U3)를 구속시켜 해석을 수행하여 두께방향변위를 고정시키지 않은 해석모델과의 최대내력을 비교하여 면외변형이 접합부의 최대내력에 미치는 영향을 조사하였다.

5.1 최대내력과 파단형태

해석결과로부터 얻어진 최대내력 및 파단형태를 Table 4에 정리한다. 최대내력은 하중-변위 곡선상에서 하중의 최대값이고, 파단형태의 표시는 순단면파단(Net-section fracture; N), 블록전단파단(Block shear fracture; BS)으로 표시한다. 실험체명의 끝에 R이 붙는 실험체는 유한요소해석시 평판 두께방향(U3)의 변위를 고정(면외변형 미발생)한 것이다.

하중직각방향 연단거리(b)가 36mm인 것 중 하중방향 연단거리(e)가 30mm이상의 해석모델에서는 Fig. 7(a)에서 보는 바와 같이, 순단면파단(N)이 발생하였고, 하중직각방향 연단거리(b)가 42mm인 것 중 면외변형이 발생한 실험체에서 두께방향의 변위(U3)를 고정시킨 모델과의 파단형태를 비교하였을 때 Fig. 7(b), 7(c)에서 보는 바와 같이 파단형태가 상이했다. 하중직각방향 연단거리(b)가 48, 56mm인 것 중 하중방향 연단거리(e)가 36mm의 경우 종국상태에서 Fig. 7(d)에서와 같이 볼트간 인장파단이 일어난 후, 면외변형이 발생하여 최대내력에 영향을 주지 않았고, Fig. 7(e)에서와 같이 면외변형후에 볼트간 인장파단이 발생하여 면외면형이 최대내력에 영향을 미친 두가지 형태의 파단형상을 나타냈다.

5.2 면외변형과 발생조건

볼트접합부의 주요변수인 하중방향 및 하중직각방향 연단거리에 따라 면외변형의 발생양상이 상이하다는 것을 실험 및 해석결과의 분석을 통해 파악할 수 있었다. 그래서, 본 절에서는 발생한 면외변형이 접합부의 최대내력에 미치는 영향을 조사하기 위해 면외변형이 발생한 실험체의 두께방향 변위(U3)를 구속시킨 해석모델을 상정하고, 두께방향 변위가 고정되지 않은 해석모델의 최대내력과 비교하였다.

Fig. 7. 

Stress distribution of analysis results at ultimate strength point

평판 두께방향 변위(U3)를 구속모델의 해석결과(PuaR)를 Table 5에 정리하였다. 면외변형이 구속되지 않은 해석 최대내력(Pua)을 두께방향 변위(U3)를 구속한 최대내력(PuaR)으로 나누어 최대내력비(Pua/PuaR)로 나타냈다. B42, B48, B54, B60계열의 경우는 최대내력비(Pua/PuaR) 가0.87∼0.96의범위로 전체적으로 하중방향 연단거리(e)가 증가함에 따라 면외변형에 의한 내력저하폭이 증가하였다. 하중방향 연단거리(e)가 36mm인 실험체의 경우, 면외변형의 의한 내력저하정도가 0%∼4%로 미비하였지만, e가 48mm이상의 실험체들은 5%∼13%로 면외변형에 의한 내력저하정도가 높았다.

Fig. 8에서 보는 바와 같이 두께방향변위가 고정된 해석모델(면외변형 미발생)의 하중-변위곡선과, 두께방향 변위가 고정되지 않은 해석모델의 하중-변위곡선에서 초기에는 동일한 하중-변위 곡선을 나타내고 있다. 그러나, 면외변형이 발생한 시점에서부터 두께방향 변위를 구속하지 않은 해석모델은 내력이 저하되는 것을 알 수 있다. 이러한 해석결과로부터 평판두께 3.0mm로 제작된 페라이트계 스테인리스강 2행 2열 볼트접합부의 최대내력을 예측하는데 있어서 면외변형을 고려해야 할 하중방향 연단거리(e)와 하중직각방향 연단거리(b)의 조건을 Table 6에 정리하였다.

Fig. 8. 

Load-displacement of analysis results

볼트접합부의 최대내력(P_ut)에 대해 한국건축구조기준 KBC(2009)^[11], 미국강구조협회 AISC(2001, 2005)^{[12], [13]}, 일본건축학회 AIJ(2002)^[14], 미국철강협회 AISI NAS (2007)^[15]은 다음과 같이 파단형태별 설계내력식이 규정되어 있다. 해석결과 얻어진 최대내력과 비교하여 현행 기준식의 타당성을 검증하고, 면외변형이 내력에 미치는 영향에 관해 고찰한다.

6.1 설계 기준식

6.1.1 AISC(2001)^[12], KBC(2009)^[11]; 열간압연 탄소강

(a) 순단면파단(Net section tensile fracture, N)

AISC(2001)기준에서는 접합부의 순단면( )에서 인장파괴가 발생하는 파단형태로 내력산정식은 다음과 같다.

  (4)

여기서, 은 볼트구멍의 단면결손을 제외한 인장저항 순단면적이고, σ_u는 모재의 인장강도이다.

(b)종전단파단(Shearout, fracture, S) 및 지압파단(Bearing fracture, B)

KBC(2009)기준에서는 식 (5), (6)과 같이 종전단파단과 지압파단을 동시에 만족하도록 설정하고 있다.

볼트구멍의 변형이 설계에 고려될 경우,

  (5)

볼트구멍의 변형이 설계에 고려되지 않을 경우,

  (6)

여기서,

(c) 블록전단파단(Block shear fracture, BS)

일 때

  (7)

일 때

  (8)

여기서, A_nt는 인장저항 순단면적, A_gt는 인장저항 총단면적, A_gv는 전단저항 총단면적, A_nv는 전단저항 순단면적(Fig. 9 참조). σ_y재의 항복강도이다.

6.1.2 AIJ(2002)^[14]; 열간압연 탄소강

일본건축학회 기준에서 순단면파단식은 AISC(2001), KBC(2009)의 식 (4)과 동일하고, 종전단파단과 지압파단은 별도구분하지 않고, 식 (9)의 단일식으로 규정하고 있다.

(a) 종전단파단, 지압파단

  (9)

여기서, 는 하중방향 볼트간 중심간격이다.

(b) 블록전단파단

  (10)

6.1.3 AISI (2007)^[15]; 냉간성형 탄소강

(a) 순단면파단

순단면파단 내력산정식 이외에 볼트수와 배치(판폭 또는 게이지)를 고려해 응력집중에 대한 영향을 고려하는 AISI NAS기준에서는 와셔의 사용여부에 따라 식 (11), (12)과 같이 내력식을 분리하여 적용하고 있다.

- 양면에 두 개 와셔 사용시, 1행 1열, 1열 볼트배열

  (11)

- 하중방향으로 평행한 다중 볼트배열

  (12)

여기서, :판의 폭/볼트의 수(동일한 열)

(b) 종전단파단

 s (13)

여기서, 이다.

(c) 지압파단

볼트구멍의 변형이 설계에 고려되지 않을 경우,

 s (14)

볼트구멍의 변형이 설게에 고려될 경우,

 s (15)

여기서, C (지압계수, (단위 변환계수, SI단위) : 0.0394

(d) 블록전단파단 : 다음 중 최소값 사용 AISC(2005)^[13]와 동일한 식을 사용한다.

 s (16)

 s (17)

여기서, 는 감소계수이고, 하중이 등분포로 작용하는 경우는 1.0으로 한다.

6.2 최대내력 비교

6.1절에서 제시된 현행의 설계기준식을 바탕으로 각 설계기준식의 최대내력(각 파단형태의 내력중 최소값을 최대내력으로 정의함)과 파단형태를 Table 7에 정리하였다.

Fig. 4(a)와 4(b)에서 보여지는 바와 같이 면외변형이 발생하지 않은 실험체의 전형적인 블록전단은 하중직각방향 볼트간 순단면 인장파단과 하중방향 전단저항 총단면파단의 조합에 의해 발생되는 것을 알 수 있었다. 이에 상응하는 블록전단파단의 파단단면은 Fig. 9에서 Line^ⓐ와 Line^ⓒ의 조합으로 정의되며, AISC(2001)기준에서는 식 (7), AIJ기준에서는 식 (10) 및 AISC(2005)기준에서는 식 (16)의 블록전단파단선이 일치한다.

해석결과로부터 얻어진 파단형태는 Table 7에서 보는 바와 같이, AISC(2001)과 AISC(2005)에 의해서는 2개, AIJ기준에 의해서는 7개를 제외한 예측파단형태가 일치하는 것으로 나타났다. 하중방향 연단거리(e)가 24mm인 일부실험체는 기준예측 블록전단파단선(식 (8)에서는 Line^ⓑ와 Line^ⓓ의 조합, 식 (17)에서는 Line^ⓐ와 Line^ⓓ)이 해석결과와 일치하지 않았다. Table 7에서 해석결과의 최대내력에 대한 AISC(2001), AIJ, AISC(2005)의 기준식에 대한 최대내력비(Pua/Put)는 각각 1.07, 0.96, 1.07로 나타났다. 면외변형의 영향이 없는 실험체에 대해서 AISC기준은 대체로 접합부의 최대내력을 과소평가하는 경향을 보였고, AIJ기준에 의해서는 과대평가되었다.

각 기준식에 의해 예측된 해석결과와 동일파단형태 및 파단선을 갖는 최대내력을 비교하기 위해, 면외변형이 내력에 영향을 미치지 않는 모델과 면외변형이 내력에 영향을 미친 모델로 분류해 Table 8과 Table 9에 정리하였다. 면외변형이 발생하지 않거나 발생했더라고 내력에 영향을 미치지 않은 접합부에 대해서 AISC기준에 의해 최대내력이 평균 10% 정도 과소평가 되었으나, AIJ기준에 의해서는 평균 최대내력비가 1.0으로 양호한 대응을 보였다. 따라서, 면외변형의 영향이 없는 볼트접합부의 블록전단파단내력은 AIJ의 식 (10)에 의해 평가하는 것이 추천된다.

면외변형이 내력에 영향을 준 모델의 평균 최대내력비(Pua/Put)는 Table 9에서와 같이 AISC에 의해서 0.97, AIJ에의해서는 0.84로 나타났다. 즉, 면외변형의 영향이 없는 접합부에 있어서 AIJ기준은 최대내력을 양호하게 평가했지만, 면외변형에 의해 내력이 저하된 접합부에 대해서는 AIJ기준에 의해 평균 16% 과대평가되었다. Fig. 1과 Table 4에서 알 수 있듯이, 면외변형이 최대내력에 영향을 미친 접합부에 대해서는 면외변형 발생자체에 의해 최대내력이 결정되었고, 추후, 볼트간 인장파단이 발생하였다. 본 연구에서는 실험이 종료된 시점에서 관찰된 블록전단을 최종파단형태로 간주하여 기준식에 의한 최대내력과 해석결과를 비교하였지만, 최대내력 결정측면에서는 볼트지압에 의한 판의 면외변형(일종의 국부좌굴)이라는 파단양상을 고려한 내력식이 필요하다고 판단된다.

본 연구에서는 박판 페라이트계 스테인레스강의 일면전단 볼트접합부의 실험연구를 통해 얻은 결과를 기초로 유한요소해석을 통해 얻은 결과를 비교하였다. 연단거리를 변수로 추가적인 해석을 수행하여 현행 설계기준식에 의한 최대내력과 해석결과를 비교하여, 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1)유한요소해석을 통해 얻어진 접합부의 최대내력을 실험최대내력과 비교한 결과, 평균 최대내력비가 0.97로 양호한 대응을 나타냈고, 면외변형 발생여부 및 파단형태 예측에 대한 타당성을 검증하였다.

(2)하중방향 연단거리(b)가 42~60mm 계열에 있어서 면외변형을 고정한 접합부의 내력으로 면외변형이 구속하지 않은 접합부내력을 나눈 최대내력비(Pua/PuaR)가0.87∼0.96의범위로 나타났으며, 하중방향 연단거리(e)가 증가함에 따라 면외변형에 의한 내력저하폭이 증가하였다. 하중방향 연단거리(e)가 36mm인 실험체의 경우, 면외변형의 의한 내력저하정도가 0%∼4%로 미비하였지만, 48mm이상의 실험체들은 5%∼13%로 면외변형에 의한 내력저하정도가 높았다.

(3)면외변형의 영향이 없는 블록전단파단된 모델에 대해서 AISC 기준식은 최대내력을 다소 과소평가하는 경향이 보였고, AIJ 기준식에 의한 내력이 해석결과의 내력과 양호한 대응을 보였다. 또한, 실험결과 및 해석결과의 블록전단 파단선은 AIJ기준에서 제시하는 내력의 파단선과 일치하였다.

(4)면외변형이 발생한 모델에 대해서는 현행기준식에 의해서 대체로 내력을 과대평가하는 경향을 보였다. 이는 블록전단파단내력의 전단파단의 경우 하중방향 연단거리에 비례하여 내력이 증가하는 것으로 보고 있고, 면외변형에 의한 내력저하를 고려하지 못하고 있기 때문으로 사료된다.

(5)일면전단 볼트접합부에 있어서 면외변형에 의한 내력저하를 발생하는 연단거리 조건을 제시하였다.