H형강 철골 모멘트 골조에서는 기둥의 강축 방향 용접 모멘트접합부를 활용하는 것이 구조적으로 가장 이상적이다. 하지만, 모멘트 골조가 직교하는 경우, 기둥의 약축 방향으로도 용접 모멘트접합부를 사용해야 한다. 국내에서는 특히 강축 및 약축 방향 모두를 용접 모멘트접합부를 자주 사용하는 관행이 있다. 대표적인 연성내진상세인 RBS(reduced beam section, 보단면감소)접합부의 경우 국내외적으로 강축접합 위주로 실험연구가 진행되어 약축 RBS 용접모멘트접합부에 대한 실험자료가 매우 희소하다. 본 연구에서는 RBS를 도입한 약축 용접 모멘트접합부의 내진성능을 실험적으로 고찰하였다. Gilton-Uang (2002)의 선행연구를 참고하여 보 플랜지는 연속판과 맞댐용접하고 웨브는 전단이음판과 C-형 필릿용접부로 설계하여 실험을 수행하였다. 보에 사용된 강재가 내진용 강재가 아닌 일반 SS400 강재임에도 불구하고 3% 이상의 소성회전각을 발휘하였다. 제한된 결과이긴 하지만, 전단이음판과 보 웨브 사이의 C-형 필릿용접부 설계에서 보 웨브에 작용하는 휨모멘트와 전단력의 편심의 영향을 구체적으로 고찰할 필요가 있는 것으로 판단된다. 본 실험결과를 토대로 전단이음판 부근의 보 웨브 파단을 방지할 수 있는 C-형 필릿용접 형상 및 설계방안을 제안하였다. 보 플랜지와 연속판의 완전용입 용접부는 맞댄이음(butt joint) 형식이 되어 국부좌굴에 취약하고 이로 인해 피로파괴가 발생하는 경향이 있으므로 용접작업에 지장이 없는 범위에서 용접접근공(스켈럽)의 크기를 최소화할 필요가 있다. RBS형상, 스틱아웃, 트림, 연속판 두께 증가 등과 같이 이미 검증된 약축 모멘트 용접접합부의 내진상세들은 따르는 것이 바람직하다.
H형강 철골 모멘트 골조에서는 기둥의 강축 방향 용접 모멘트접합부를 활용하는 것이 구조적으로 가장 이상적이다. 하지만, 모멘트 골조가 직교하는 경우, 기둥의 약축 방향으로도 용접 모멘트접합부를 사용해야 한다. 국내에서는 특히 강축 및 약축 방향 모두를 용접 모멘트접합부를 자주 사용하는 관행이 있다. 대표적인 연성내진상세인 RBS(reduced beam section, 보단면감소)접합부의 경우 국내외적으로 강축접합 위주로 실험연구가 진행되어 약축 RBS 용접모멘트접합부에 대한 실험자료가 매우 희소하다. 본 연구에서는 RBS를 도입한 약축 용접 모멘트접합부의 내진성능을 실험적으로 고찰하였다. Gilton-Uang (2002)의 선행연구를 참고하여 보 플랜지는 연속판과 맞댐용접하고 웨브는 전단이음판과 C-형 필릿용접부로 설계하여 실험을 수행하였다. 보에 사용된 강재가 내진용 강재가 아닌 일반 SS400 강재임에도 불구하고 3% 이상의 소성회전각을 발휘하였다. 제한된 결과이긴 하지만, 전단이음판과 보 웨브 사이의 C-형 필릿용접부 설계에서 보 웨브에 작용하는 휨모멘트와 전단력의 편심의 영향을 구체적으로 고찰할 필요가 있는 것으로 판단된다. 본 실험결과를 토대로 전단이음판 부근의 보 웨브 파단을 방지할 수 있는 C-형 필릿용접 형상 및 설계방안을 제안하였다. 보 플랜지와 연속판의 완전용입 용접부는 맞댄이음(butt joint) 형식이 되어 국부좌굴에 취약하고 이로 인해 피로파괴가 발생하는 경향이 있으므로 용접작업에 지장이 없는 범위에서 용접접근공(스켈럽)의 크기를 최소화할 필요가 있다. RBS형상, 스틱아웃, 트림, 연속판 두께 증가 등과 같이 이미 검증된 약축 모멘트 용접접합부의 내진상세들은 따르는 것이 바람직하다.
In steel moment frames constructed of H-shapes, strong-axis moment connections should be used for maximum structural efficiency if possible. And most of cyclic seismic testing, domestic and international, has been conducted for strong-axis moment connections and cyclic test data for weak-axis connec...
In steel moment frames constructed of H-shapes, strong-axis moment connections should be used for maximum structural efficiency if possible. And most of cyclic seismic testing, domestic and international, has been conducted for strong-axis moment connections and cyclic test data for weak-axis connections is quite limited. However, when perpendicular moment frames meet, weak-axis moment connections are also needed at the intersecting locations. Especially, both strong- and weak-axis moment connections have been frequently used in domestic practice. In this study, cyclic seismic performance of RBS (reduced beam section) weak-axis welded moment connections was experimentally investigated. Test specimens, designed according to the procedure proposed by Gilton and Uang (2002), performed well and developed an excellent plastic rotation capacity of 0.03 rad or higher, although a simplified sizing procedure for attaching the beam web to the shear plate in the form of C-shaped fillet weld was used. The test results of this study showed that the sharp corner of C-shaped fillet weld tends to be the origin of crack propagation due to stress concentration there and needs to be trimmed for the better weld shape. Different from strong-axis moment connections, due to the presence of weld access hole, a kind of CJP butt joint is formed between the beam flange and the horizontal continuity plate in weak-axis moment connections. When weld access hole is large, this butt joint can experience cyclic local buckling and subsequent low cycle fatigue fracture as observed in this testing program. Thus the size of web access hole at the butt joint should be minimized if possible. The recommended seismic detailing such as stickout, trimming, and thicker continuity plate for construction tolerance should be followed for design and fabrication of weak-axis welded moment connections.
In steel moment frames constructed of H-shapes, strong-axis moment connections should be used for maximum structural efficiency if possible. And most of cyclic seismic testing, domestic and international, has been conducted for strong-axis moment connections and cyclic test data for weak-axis connections is quite limited. However, when perpendicular moment frames meet, weak-axis moment connections are also needed at the intersecting locations. Especially, both strong- and weak-axis moment connections have been frequently used in domestic practice. In this study, cyclic seismic performance of RBS (reduced beam section) weak-axis welded moment connections was experimentally investigated. Test specimens, designed according to the procedure proposed by Gilton and Uang (2002), performed well and developed an excellent plastic rotation capacity of 0.03 rad or higher, although a simplified sizing procedure for attaching the beam web to the shear plate in the form of C-shaped fillet weld was used. The test results of this study showed that the sharp corner of C-shaped fillet weld tends to be the origin of crack propagation due to stress concentration there and needs to be trimmed for the better weld shape. Different from strong-axis moment connections, due to the presence of weld access hole, a kind of CJP butt joint is formed between the beam flange and the horizontal continuity plate in weak-axis moment connections. When weld access hole is large, this butt joint can experience cyclic local buckling and subsequent low cycle fatigue fracture as observed in this testing program. Thus the size of web access hole at the butt joint should be minimized if possible. The recommended seismic detailing such as stickout, trimming, and thicker continuity plate for construction tolerance should be followed for design and fabrication of weak-axis welded moment connections.
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문제 정의
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.
제안 방법
RBS를 도입한 약축 모멘트 용접접합부의 내진성능을 실험적으로 고찰하고 전단이음판의 형상과 C-형 필릿용접부에 대한 개선방안을 제시한 본 연구의 결과를 요약하면 다음과 같다.
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, 2010a)[8].
기둥 단면의 중심에서 보 가력부 중심까지의 거리는 3,800mm이다. 기둥 플랜지에서 2,500mm의 위치에 횡지지 가새를 설치하였다. 가력은 KBC 2009의 0722.
3 (a), (b)에 나타난 바와같이 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)).
본 연구에서는 이철호 등(2002)[9]의 연구를 참조하여 강 축과 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 b는 보춤의 75%인 525mm, 450mm, RBS 최대절삭폭 c는 RBS의 최소폭 bRBS가 보폭 bf의 63.
본 연구에서는, 전단이음판에 작용하는 Vpl과 Hpl의 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.
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 b는 보춤의 75%인 525mm, 450mm, RBS 최대절삭폭 c는 RBS의 최소폭 bRBS가 보폭 bf의 63.3%, 60.0%가 되도록 55mm, 40mm로결정하였으며, RBS부 최소폭의 소성단면계수는 원래 단면의 소성단면계수의 72%, 73%이다.
실험체에는 접합부의 전체 회전각 성분을 패널존, 기둥, 보의 성분으로 분리할 수 있도록 변위계를 설치하고, 연속판과 보 플랜지의 변형도를 계측할 수 있도록 변형도계를 설치하였다.
이 2개의 실험체를 통하여 RBS, 스틱아웃, 트림의 도입에 따른 약축 모멘트 용접접합부의 소성변형능력, 응력도 집중위치, 전단이음판과 보 웨브의 C-형 필릿용접부의 거동 등을 검토하였다.
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.
전단이음판은 RBS 부분이 최대모멘트에 도달했을 때의 평형조건에 대응하는 웨브 전단력 Vpl과 수평력 Hpl을 모두 전달해야 하므로, Gilton과 Uang이 권장한대로 식 (2)를 이용하여 본 연구 실험체의 전단이음판 두께는 20mm로 결정하였다.
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.
대상 데이터
첫째 약축 용접 모멘트접합부에서 패널존의 전단강도 (shear strength) VPZ는 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.
본 연구에서는 보에 SS400 강재를 사용하였다. SS강은내진성이 뛰어난 SN 및 SHN강보다 화학적 성분 차이에 따라 용접성과 인성 등에서는 불리하다.
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.
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.
실험체의 보-기둥 용접부는 임계용접부이므로 강구조내진기준에 따라 -30°C에서 28J 이상의 CVN인성값을 갖는 인장강도 490MPa급 용접재를 사용하였다.
연속판은 시공의 편의를 위해 상부와 하부 보 플랜지보다 각각 3mm, 8mm 두꺼운 강판을 사용하였으며 기둥의 플랜 지와 웨브에 맞댐용접하였다. 그리고 75mm를 스틱아웃했으며, 실험체 WEAK-DB600-SW는 보의 폭이 연속판 폭의 70%보다 작기 때문에 Fig.
이론/모형
기둥 플랜지에서 2,500mm의 위치에 횡지지 가새를 설치하였다. 가력은 KBC 2009의 0722.2.4.2 강구조 보-기둥모멘트접합부의 가력방법에 따랐다. 이에 변위제어로 층간변위비 0.
본 연구에서는 Gilton과 Uang이 제시한 설계법에 준하여 다음과 같이 실험체를 설계하였다.
성능/효과
(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.
(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 맞댄 이음 형태로 접합되므로 T이음 형태로 접합되는 강축접합부에 비해서 용접접근공이 커지고 국부좌굴이 쉽게 발생할 수 있다. 이는 보 플랜지 맞댐용접부의 피로파괴를 유발할 수 있다.
(6) 본 연구에서 제안한 약축 모멘트 용접접합부는 충분한 소성변형능력을 보였으므로 특수모멘트골조에 적용 가능한 것으로 판단된다.
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.
)[10]을 만족시켜야 하며, 이를 검토하기 위해 약축에 대한 기둥의 소성단면계수를 사용하였다. 검토 결과 본 연구의 실험체들은 모두 이러한 조건을 만족함을 확인하였다.
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 보웨브에 의해 전달되며 초등 휨이론에 따른 일반적인 전단력분포와는 달리 보의 플랜지 근처에서 값이 더 큰 역포물선 분포(Fig.
넷째, 보의 폭이 연속판 폭의 70%보다 작은 경우 연속판을 트림하면 보 인장 플랜지 맞댐용접부의 변형도 집중이 감소한다. 다섯째, 보 전단력은 95% 이상이 보웨브에 의해 전달되며 초등 휨이론에 따른 일반적인 전단력분포와는 달리 보의 플랜지 근처에서 값이 더 큰 역포물선 분포(Fig. 2 (a))를 갖는다.
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.
SS강은내진성이 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.
본 연구의 실험에 사용한 강재의 인장시험결과는 Table 2와 같다. 모든 강재에서 항복강도와 인장강도가 기준값을 상회하였으며 항복비는 거의 모두 0.75 이하이다.
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 tpl은 Fig.
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.
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.
(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.
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.
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.
후속연구
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.
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.
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.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
보 플랜지에 RBS를 도입하는 방안은 무엇인가?
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.
SS강의 특징은?
본 연구에서는 보에 SS400 강재를 사용하였다. SS강은내진성이 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.
국내 철골 모멘트골조의 경우 강축뿐 아니라 약축 방향에도 모멘트접합부를 적용하는 관행이 있는데 이로인해 고려해야 하는 점은 무엇인가?
한편, 국내 철골 모멘트골조의 경우 강축뿐 아니라 약축 방향에도 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 내진 성능의 평가와 개선이 이루어져야 한다.
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