Best Practice

1994년 미국 노스리지 및 1995년 일본 고베 지진 당시 철골 용접 모멘트접합부의 광범위한 취성파괴가 발생한 이래로 철골 용접 모멘트접합부의 내진성능을 평가하고 개선하기 위한 연구들이 다각적으로 수행되어 왔다. 이 중 보 플랜지에 RBS(reduced beam section, 보단면감소)를 도입하는 방안은 접합부 부근의 보를 일부 “약화”시켜 소성힌지의 발생위치를 취성파괴 가능성이 큰 기둥 외주면에서 보의 내부로 유도함으로써, 보 플랜지 맞댐용접부의 취성파괴 문제를 해결할 수 있는 매우 유용한 내진성능 개선 방안 중 하나이다.

한편, 국내 철골 모멘트골조의 경우 강축뿐 아니라 약축방향에도 모멘트접합부를 적용하는 관행이 있다. 약축 모멘트접합부는 강축 모멘트접합부와 그 형상이 상이하기 때문에 응력 전달경로나 응력이 집중되는 위치 역시 큰 차이가 있다. 따라서 철골 모멘트골조 전체의 내진성능을 합리적으로 확보하기 위해서는 약축 용접 모멘트접합부에 대해서도 강축 용접 모멘트접합부와는 다른 역학적 특성을 반영한 내진성능의 평가와 개선이 이루어져야 한다.

하지만, 약축 모멘트접합부에 대해서는 Rentschler et al.​(1980)^[1], Driscoll and Beedle(1982)^[2], Popov and Tsai(1989)^[3], Gilton and Uang(2002)^[4], Park et al.(2007)^[5], Lee et al. (2008)^[6], Kim et al.(2014)^[7]이 수행한 소수의 연구가 있었다. 그리고 이 중에서 Gilton과 Uang만이 RBS를 도입한 약축 용접 모멘트접합부를 대상으로 내진성능을 분석하고 기본적인 설계식을 제시한 연구를 수행하였다. 따라서 약축 용접 모멘트접합부는 내진성능에 대한 실험결과가 부족하여 AISC의 특별 및 중간 모멘트골조용 권장 접합부에서도 제외되어 있다(AISC, 2010)^[8].

이에 본 연구에서는 Gilton과 Uang의 연구를 바탕으로 RBS를 도입한 약축 용접 모멘트접합부의 내진성능에 대한 실물대 구조실험을 실시하여 실험결과를 축적하는 한편, 약축 모멘트접합부의 특성을 반영한 상세와 설계법 개선사항을 제시하였다.

우선 Rentschler et al.(1980)^[1]은 약축 용접 모멘트접합부의 내진성능 평가를 목적으로 당시의 AISC Specification에 따라 설계된 네 가지 형태의 용접접합부에 대한 단조가력실험을 실시하였다. 이들의 연구결과에 따르면 기둥의 웨브와 보 플랜지에 맞댐용접한 연속판(horizontal continuity plate, Fig. 1의 ①)을 기둥 플랜지 끝단 위치에서 보 플랜지와 용접한 경우, 맞댐용접부 양쪽 끝단에서 응력 집중(Fig. 1의 ②)에 의한 취성파괴가 발생하였다. 그리고 연속판과 보 플랜지 폭의 차이가 큰 경우에도 역시 취성파괴가 발생하였다. 이에 따라 Driscoll and Beedle(1982)^[2]은 내진성능을 개선하기 위한 방안으로써 연속판의 두께 증가, 기둥 웨브 반대쪽의 연속판 설치, 연속판을 기둥 플랜지 끝단에서 더 연장하는 방법(이하 스틱아웃, stickout, Fig. 1의 ③) 및 연속판의 폭을 보 플랜지의 폭과 같아지도록 점진적으로 잘라내는 방법(이하 트림, trim, Fig. 1의 ④) 등을 제안하였다.

한편 Gilton and Uang(2002)^[4]은 실험 및 유한요소해석 등을 바탕으로 RBS 도입을 통한 약축 용접 모멘트접합부의 내진성능 향상 여부를 검토하였으며, 약축 용접 모멘트접합부의 RBS 도입을 위한 설계식을 개발하였다. Fig. 1은 Gilton과 Uang 연구의 실험체 중 CW-2로 명명된 실험체의 상세를 편집하여 나타낸 것인데, 이를 포함한 실험체들은 다음과 같이 설계되었다. RBS를 도입한 보의 상부와 하부 플랜지는 76mm(약 3 inch) 스틱아웃한 위치에서 상부는 3.2m (1/8 inch), 하부는 6.4mm(1/4 inch) 두꺼운 연속판에 맞댐용접하였으며, 보의 플랜지 폭이 연속판의 폭 70% 이하인 경우 연속판을 트림하여 보 플랜지의 폭과 같게 하였다. 그리고 보 웨브는 기둥의 웨브와 연속판에 필릿용접한 전단이음판(shear plate, Fig. 1의 ⑤)에 C-형으로 필릿용접(Fig. 1의 ⑥)하였다.

실험 및 유한요소해석 결과로부터 Gilton과 Uang이 내린 결론은 다음과 같다. 첫째, 약축 용접 모멘트접합부에 RBS를 도입한 경우, 연속판과 보 플랜지의 맞댐용접부 양쪽 끝의 응력도 집중이 완화되며 접합부 취성파괴 없이 0.03 radian의 소성 회전각에 도달하였다. 둘째, 유한요소 해석 결과 RBS를 도입할 경우, 보 인장 플랜지가 연결된 기둥 웨브 반대쪽의 연속판은 보 인장 플랜지의 응력도 집중을 완화하는데 큰 영향을 끼치지 않는다. 따라서 기둥 웨브 반대쪽의 연속판은 불필요하다. 셋째, 보 플랜지 이음판을 76mm(약 3 inch) 이상 스틱아웃할 경우 보 인장 플랜지의 응력도 집중이 감소한다. 넷째, 보의 폭이 연속판 폭의 70%보다 작은 경우 연속판을 트림하면 보 인장 플랜지 맞댐용접부의 변형도 집중이 감소한다. 다섯째, 보 전단력은 95% 이상이 보 웨브에 의해 전달되며 초등 휨이론에 따른 일반적인 전단력 분포와는 달리 보의 플랜지 근처에서 값이 더 큰 역포물선 분포(Fig. 2 (a))를 갖는다.

또한 이러한 결과를 바탕으로 Gilton과 Uang은 약축 용접 모멘트접합부에서 패널존(panel zone) 검토, 연속판 설계, 전단이음판 설계시의 고려사항을 다음과 같이 제안하였다. 첫째 약축 용접 모멘트접합부에서 패널존의 전단강도(shear strength) V_PZ는 식 (1)을 이용하여 계산한다. 둘째 연속판은 시공의 편의를 위해 상부와 하부 보 플랜지보다 각각 3.2mm(1/8 inch), 6.4mm(1/4 inch) 두꺼운 강판을 이용하며 적어도 76mm(약 3 inch) 스틱아웃해야 한다. 셋째 기둥 웨브 반대쪽의 연속판은 불필요하며 보의 폭이 연속판 폭의 70%보다 작은 경우 연속판을 트림하여 보의 폭과 같게 해야 한다. 넷째 전단이음판의 두께 t_pl은 Fig. 2에 나타난 바와 같이 RBS 부분이 최대모멘트에 도달했을 때의 평형조건에 대응하는 웨브 전단력 V_pl과 수평력 H_pl을 기준으로 식 (2)로 계산한다. 다섯째 앞에서 기술한 V_pl과 H_pl이 편심을 갖고 작용하기 때문에(Fig. 2 (d)) 이를 고려하여, 즉 순간중심회전법(instantaneous center of rotation method, ICRM)을 적용하여 보 웨브와 전단이음판의 C-형 필릿용접의 크기 S를 결정해야 한다.

 (1)

여기서, : 기둥 플랜지의 폭과 두께

 (2)

여기서, : 전단이음판의 공칭항복강도와 춤(깊이)

3.1 실험체 개요

본 연구에서는 Table 1과 Fig. 3 (a), (b)에 나타난 바와 같이 2개의 실험체를 제작하였다. 두 개의 실험체 모두 보의 상부와 하부 플랜지에 RBS를 도입하였으며 기둥의 웨브 양쪽에 수평으로 맞댐용접한 연속판을 75mm 스틱아웃하고 그 위치에서 보 플랜지를 맞댐용접하였다(Fig. 3 (a), (b)). 하부 플랜지에서는 뒷댐재와 용접탭을 제거하고 필릿용접으로 보강하여 노치효과를 최소화하였다. 기둥의 웨브에 수직으로 양면 필릿용접한 전단이음판에는 보의 웨브를 C-형 1면 필릿용접하였다(Fig. 3 (c)). 실험체의 보-기둥 용접부는 임계용접부이므로 강구조내진기준에 따라 -30°C에서 28J 이상의 CVN인성값을 갖는 인장강도 490MPa급 용접재를 사용하였다. 패널존은 소성변형을 최소화하기 위해서 강한 패널존으로 설계하였다. 실험체 WEAK-DB700-SW에서 기둥과 보는 각각 압연형강 H-428×407×20×35 (SM490)와 H-700×300×13×24 (SS400)를 사용하였으며 연속판의 폭을 트림하지 않았다(Fig. 3 (a)). 실험체 WEAK-DB600- SW에서 기둥과 보는 압연형강 H-400×400×13×21(SM490)과 H-600×200×11×17(SS400)을 사용하였으며 연속판의 폭이 보의 폭과 같아지도록 트림하였다(Fig. 3 (b)). Fig. 4는 실험체 WEAK-DB 600-SW의 상세를 나타낸 것이다.

이 2개의 실험체를 통하여 RBS, 스틱아웃, 트림의 도입에 따른 약축 모멘트 용접접합부의 소성변형능력, 응력도 집중 위치, 전단이음판과 보 웨브의 C-형 필릿용접부의 거동 등을 검토하였다.

본 연구에서는 보에 SS400 강재를 사용하였다. SS강은 내진성이 뛰어난 SN 및 SHN강보다 화학적 성분 차이에 따라 용접성과 인성 등에서는 불리하다. 따라서, 항복비가 적절하고 강한 기둥-약한 보 조건을 만족하는 조건에서, 보에 SS강을 사용한 약축 용접 모멘트접합부가 특수모멘트골조의 요구조건을 만족시킨다면 SN 및 SHN강을 사용한 경우에도 충분히 특수모멘트골조 요구조건을 만족시킬 것으로 생각된다. 본 연구의 실험에 사용한 강재의 인장시험결과는 Table 2와 같다. 모든 강재에서 항복강도와 인장강도가 기준값을 상회하였으며 항복비는 거의 모두 0.75 이하이다.

3.2 실험체 설계 상세

본 연구에서는 Gilton과 Uang이 제시한 설계법에 준하여 다음과 같이 실험체를 설계하였다.

(1) RBS

본 연구에서는 Lee et al.(2002)^[9]의 연구를 참조하여 강축과 동일하게 Fig. 5의 RBS 형상을 결정하였다. 실험체 WEAK-DB700-SW와 WEAK-DB600-SW 각각에 대해서 RBS가 시작되는 위치 a는 스틱아웃된 부분으로부터 보춤의 25%인 175mm, 150mm, RBS 구간의 길이 는 RBS의 최소폭 b_RBS가 보폭 b_f의 63.3%, 60.0%가 되도록 55mm, 40mm로 결정하였으며, RBS부 최소폭의 소성단면계수는 원래 단면의 소성단면계수의 72%, 73%이다.

(2) 강한 기둥-약한 보 조건 검토

약축의 경우도 강축과 마찬가지로 강한 기둥-약한 보 조건(KBC 2009 0713.9.3.)^[10]을 만족시켜야 하며, 이를 검토하기 위해 약축에 대한 기둥의 소성단면계수를 사용하였다. 검토 결과 본 연구의 실험체들은 모두 이러한 조건을 만족함을 확인하였다.

(3) 패널존

패널존은 소성변형을 최소화하기 위해서 강한 패널존으로 설계하였으며, 강축과는 달리 기둥의 플랜지가 패널존의 역할을 하기 때문에 패널존의 전단강도는 식 (1)로 계산하였다.

(4) 연속판

연속판은 시공의 편의를 위해 상부와 하부 보 플랜지보다 각각 3mm, 8mm 두꺼운 강판을 사용하였으며 기둥의 플랜지와 웨브에 맞댐용접하였다. 그리고 75mm를 스틱아웃했으며, 실험체 WEAK-DB600-SW는 보의 폭이 연속판 폭의 70%보다 작기 때문에 Fig. 4 (b)에 나타난 바와 같이 트림하였다.

(5) 전단이음판의 두께

전단이음판은 RBS 부분이 최대모멘트에 도달했을 때의 평형조건에 대응하는 웨브 전단력 V_pl과 수평력 H_pl을 모두 전달해야 하므로, Gilton과 Uang이 권장한대로 식 (2)를 이용하여 본 연구 실험체의 전단이음판 두께는 20mm로 결정하였다.

(6) 전단이음판의 C-형 필릿용접의 치수

Gilton과 Uang이 전단이음판에 편심을 갖고 작용하는 V_pl과 H_pl을 고려하여 전단이음판의 C-형 필릿용접의 치수 결정에 적용하도록 권장한 순간중심회전법은 설계지침이 없을 경우 상당히 복잡하다. 따라서 본 연구에서는 편심을 무시하고 힘의 작용선과 용접선의 각도만 고려하여 필릿용접부의 공칭강도 F_nw를 계산하는 식 (3)(AISC 2010 J2-5)^[11]을 적용한 식 (4)로 계산하였으며(Fig. 6), 계산결과 용접치수는 12mm이다.

 (3)

여기서, : 용접길이방향에서 하중방향까지의 각도

 (4)

여기서, : 전단이음판의 폭

3.3 실험체 셋업, 가력 및 계측

Fig. 7은 실험체의 셋업을 나타낸 것이다. 기둥 단면의 중심에서 보 가력부 중심까지의 거리는 3,800mm이다. 기둥플랜지에서 2,500mm의 위치에 횡지지 가새를 설치하였다. 가력은 KBC 2009의 0722.2.4.2 강구조 보-기둥모멘트접합부의 가력방법에 따랐다. 이에 변위제어로 층간변위비 0.375%, 0.5%, 0.75%까지는 6회, 1%는 4회, 이후 1.5%, 2%, 3%, 4%, 5%에서는 2회 상하로 반복 가력하였다. 1% 층간변위비에 해당하는 보 단부 변위는 38mm이다.

실험체에는 접합부의 전체 회전각 성분을 패널존, 기둥, 보의 성분으로 분리할 수 있도록 변위계를 설치하고, 연속판과 보 플랜지의 변형도를 계측할 수 있도록 변형도계를 설치하였다.

4.1 실험결과

4.1.1 실험체 WEAK-DB700-SW

실험이 진행됨에 따라 변형 확인용 회칠이 보 플랜지의 RBS 부분부터 연속판과 맞댐용접한 부분까지의 구간에서 먼저 약간씩 벗겨지기 시작해 실험 종료시에는 거의 벗겨졌다. 예상대로 이 부분에 응력과 변형이 집중되었다. 보의 웨브는 RBS 부분의 상부와 하부부터 회칠이 벗겨지기 시작해 점차 중립축 부분까지 확대되었다. 연속판은 실험 종료시까지 회칠이 약간만 벗겨졌는데, 이는 연속판이 보 플랜지보다 3mm, 8mm 두껍기 때문인 것으로 판단된다. 연속판과 맞댐용접한 기둥의 플랜지 부분, 즉 패널존은 네곳의 끝 부분만 회칠이 벗겨졌는데, 이는 강한 패널존으로 설계했기 때문인 것으로 판단된다. 전단이음판 역시 회칠이 약간만 벗겨졌는데 보의 웨브보다 두께가 두껍기 때문인 것으로 판단된다.

층간변위비 4%에서 Fig. 8과 같이 플랜지에 10～20mm 정도, 웨브에 30～40mm 정도의 국부좌굴이 발생하였으며 25～40mm 정도의 횡좌굴이 발생하였다. 층간변위비 5%에서 플랜지에 30mm 정도, 웨브에 70mm 정도의 국부좌굴과 50mm 정도의 횡좌굴이 발생하였다. 국부좌굴과 횡좌굴 대부분이 RBS가 도입된 부분에서 발생하였다.

Fig. 9는 층간변위비와 기둥 플랜지 끝단에서의 정규화된(normalized) 모멘트의 관계를 표현한 그래프이다. 층간변위비 4%까지는 강도저하가 전혀 발생하지 않는 안정적인 거동을 보였으며, 층간변위비 5%의 첫 번째 주기에서 미세한 강도저하가 발생하였고 두 번째 주기에서 강도저하가 약간 켜지면서 Fig. 10에 보이는 바와 같이 전단이음판의 C-형 필릿용접부 꼭지점 부분의 응력집중에 의한 찢어짐(tearing)이 발생하였고, 이의 진전에 따라 최종적으로 보 하부 플랜지의 전체 폭에 걸친 파단이 발생하였다. 소성회전각은 최대 0.04 radian 이었다.

4.1.2 실험체 WEAK-DB600-SW

실험 진행에 따라 변형 확인용 회칠이 벗겨지는 양상은 실험체 WEAK-DB700-SW와 유사하였으나, 다만 전단이음판의 회칠이 좀 더 벗겨진 차이가 있었다. 결국 실험체 WEAK-DB600-SW에서도 응력과 변형은 보 플랜지의 RBS 부분부터 연속판과 맞댐용접한 부분까지의 구간에 집중되었다.

층간변위비 4%에서 플랜지에 10～20mm 정도, 웨브에 50～55mm 정도의 국부좌굴이 발생하였으며 50～55mm 정도의 횡좌굴이 발생하였다. 층간변위비 5%에서 Fig. 11과 같이 플랜지에 25～30mm 정도, 웨브에 60～70mm 정도의 국부좌굴과 70～80mm 정도의 횡좌굴이 발생하였다. 횡좌굴과 웨브의 국부좌굴은 RBS가 도입된 부분에서 발생하였지만, 플랜지의 국부좌굴은 연속판과 맞댐용접한 부분 가까이에서 주로 발생하였다.

Fig. 12는 층간변위비와 기둥 플랜지 끝단에서의 정규화된 모멘트의 관계를 표현한 그래프이다. 층간변위비 4% 두 번째에 미세한 강도저하가 발생하였으며, 층간변위비 5%에서는 첫 번째 주기와 두 번째 주기에서 강도저하가 약간씩 추가로 발생하였다. 그리고 층간변위비 6% 시작 하는 시점에서 Fig. 13에 보이는 바와 같이 국부좌굴이 심하게 발생한 보 상부 플랜지의 맞댐용접부 근처에서 저주기피로(low cycle fatigue)에 의한 균열이 발생하였다. 소성회전각은 최대 0.042 radian 이었다.

4.2 실험결과 분석

4.2.1 응력도 집중의 완화

Fig. 14는 WEAK-DB700-SW와 WEAK-DB600-SW의 보 상부 플랜지 RBS 중간과 맞댐용접부, 그리고 연속판의 휨 변형도(bending strain)를 층간변위비 1%, 2%, 3%에서 겹쳐 나타낸 것이다.

연속판 부분(왼쪽의 2개 x표시 위치)의 변형도가 상당히 작은데, 이것은 연속판 두께를 보 상부 플랜지보다 3mm 두껍게 하고 75mm 스틱아웃하여 강화시킨 결과로 판단된다. 그리고 보 부분(오른쪽의 2개 x표시 위치)의 변형도가 상당히 큰데, 이것은 RBS를 도입하여 보 플랜지를 약화시킨 결과로 판단되다.

이로부터 RBS부터 스틱아웃 단부까지의 구간이 구조적 ‘퓨즈(fuse)’ 역할을 하여 휨모멘트가 가장 큰 기둥 플랜지 끝단(왼쪽 두 번째 x표시 위치)의 응력도 집중을 완화시켰다는 것을 알 수 있다. 즉, 보 플랜지의 RBS, 연속판의 스틱아웃, 두께 증가가 기둥 플랜지 끝단에 위치하는 맞댐용접부에서 응력도 집중에 의해 발생하는 보 플랜지의 조기 취성파괴를 방지하고 특수모멘트골조의 내진 요구사항(4% 층간변위비와 80% 이상의 휨모멘트 강도 유지)을 만족시키는 데에 필수적인 역할을 한다는 것을 알 수 있다.

4.2.2 전단이음판 C-형 필릿용접부

본 연구에서는, 전단이음판에 작용하는 V_pl과 H_pl의 편심을 무시하고, 그 합력의 작용선 방향만 고려한 식 (4)로 전단이음판의 C-형 필릿용접부 크기를 결정하였다. 2개 실험체 모두에서 실험의 종료시까지 전단이음판의 C-형 필릿용접부에서는 문제점이 관찰되지 않았다. 따라서, 전단이음판에 작용하는 힘의 편심이 갖는 영향에 대해서 보다 구체적으로 고찰해 볼 필요가 있는 것으로 판단된다.

전단이음판 C-형 필릿용접부 자체에는 문제가 발생하지 않았지만, 실험체 WEAK-DB700-SW의 층간변위비 5% 두 번째 주기에서 Fig. 10과 같이 전단이음판 C-형 필릿용접부 꼭지점 부분의 응력집중에 의한 보 웨브의 찢어짐과 보 하부 플랜지의 전체 폭에 걸친 파단이 발생하였다. 이는 전단이음판의 C-형 필릿용접부에 의한 열영향, 전단이음판과 보 웨브의 두께 차이 및 날카로운 꼭지점 형상에 의한 단면의 급격한 변화에 따른 응력집중 등이 그 원인으로 사료된다.

이에 대한 대책은 Fig. 15에 나타낸 바와 같이 전단이음판의 꼭지점 부분을 약간 잘라내거나 아예 전단이음판의 형상을 장방형이 아니라 사다리꼴로 변경하는 것이다. 이렇게 되면 파단이 발생한 부분에서 용접의 열영향을 감소시키고 전단이음판과의 두께 및 형상 차이에 의한 단면의 급격한 변화를 제거하여 손상을 방지할 할 수 있을 것으로 예상된다.

전단이음판의 형상을 사다리꼴로 변경하면 C-형 필릿용접의 방향이 달라지기 때문에 전단이음판의 C-형 필릿용접의 크기는 전단이음판의 사다리꼴 형상을 반영한 식 (5)를 이용하여 계산할 수 있다(Fig. 16).

 (5)

여기서,

4.2.3 용접접근공의 크기

실험체 WEAK-DB600-SW는 층간변위비 4%에서부터 보 상부 플랜지의 맞댐용접부 근처에서 국부좌굴이 발생하였고, Fig. 13에 나타난 바와 같이 층간변위비 6% 시작하는 시점에서 심한 국부좌굴과 함께 저주기피로에 의한 균열이 발생하였다. 이 균열은 국부좌굴에 의한 영향이 큰 것으로 판단된다.

강축접합부에서는 보의 플랜지가 기둥 플랜지에 T이음(T joint) 형태로 접합되므로 보의 웨브에만 용접접근공을 생성한다. 반면에 약축접합부에서는 보의 플랜지가 연속판에 맞댄이음(butt joint) 형태로 접합되는데, 연속판 하부의 전단이음판과 보의 웨브에 모두 용접접근공(weld access hole)을 생성하며 이 두 용접접근공은 Fig. 13에 나타난 바와 같이 하나의 큰 용접접근공이 된다. 이에 따라 더 큰 용접접근공을 갖는 약축접합부의 보 플랜지는 강축접합부의 보 플랜지보다 국부좌굴이 더 쉽게 발생할 수 있다. 본 연구에서는 Fig. 4, 10 (a), 13, 15에 나타난 바와 같이 보 웨브의 용접접근공이 기존의 것과 형상이 다르고 크기가 더 크다. 이 때문에 용접접근공이 더욱 켜졌으며, 국부좌굴이 더 쉽게 발생했을 것으로 판단된다.

이러한 점과 실험체 WEAK-DB600-SW에서 저주기피로에 의한 균열에 영향을 준 심한 국부좌굴을 고려하면, 연속판과 보 플랜지의 맞댐용접에 지장이 없는 범위에서 가능한 한 용접접근공을 작게 하는 것이 바람직할 것으로 사료된다. 그리고 본 연구의 용접접근공 형상을 적용할 필요는 없는 것으로 생각된다.

RBS를 도입한 약축 모멘트 용접접합부의 내진성능을 실험적으로 고찰하고 전단이음판의 형상과 C-형 필릿용접부에 대한 개선방안을 제시한 본 연구의 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1)약축 모멘트 용접접합부에서 보 전단력은 95% 이상이 보 웨브에 의해 전달되며 초등 휨이론과는 달리 보의 플랜지 근처에서 값이 더 큰 역포물선 분포를 보인다. 이를 반영하여 전단이음판과 보 웨브 사이의 C-형 필릿용접부를 설계한 본 연구의 2개 실험체는 모두 3% 이상의 우수한 소성회전각을 발휘하였다. Gilton과 Uang의 연구의 실험체까지 포함하면 총 4개 실험체가 모두 3% 이상의 우수한 소성회전각을 발휘하였다.

(2)본 연구에서는 편심을 무시하고, 합력작용선의 방향만 고려한 약산에 의한 용접설계로도 전단이음판 용접부 강도에 문제는 없었다. 그러나 이는 2개 실험체의 제한된 결과이고, 보 사이즈나 보 스팬길이 등 설계조건에 따라 그 편심의 영향 정도를 무시할 수 없는 경우가 있을 수도 있다. 따라서 후속연구를 통해, 실무적으로 간편하고 일반성있는 탄성 약산설계법을 용접부의 비탄성 거동을 반영하는 순간중심회전법 결과와 비교하여 개발하고자 한다.

(3)전단이음판은 상하 꼭지점 부분을 일부 잘라내거나 완전히 사다리꼴 형상으로 변경하여 C-형 필릿용접부 꼭지점 부분의 응력집중을 최소화하는 것이 바람직하다. 이때 C-형 필릿용접부의 용접크기는 사다리꼴의 전단이음판 형상을 반영해서 설계한다.

(4)약축 모멘트 용접접합부의 보 플랜지는 연속판에 맞댄이음 형태로 접합되므로 T이음 형태로 접합되는 강축접합부에 비해서 용접접근공이 커지고 국부좌굴이 쉽게 발생할 수 있다. 이는 보 플랜지 맞댐용접부의 피로파괴를 유발할 수 있다. 따라서 맞댐용접에 지장이 없는 범위에서 용접접근공의 크기를 최소화할 필요가 있다.

(5)RBS, 스틱아웃, 트림, 연속판 두께 증가 등과 같이 약축 모멘트 용접접합부의 내진성능 실험에서 이미 검증된 상세들은 따르도록 한다.

(6)본 연구에서 제안한 약축 모멘트 용접접합부는 충분한 소성변형능력을 보였으므로 특수모멘트골조에 적용 가능한 것으로 판단된다.