좋은 용접접합부를 만드는 일곱 가지 원칙

Structural Steel · Welded Connection Design

좋은 용접접합부를 만드는 일곱 가지 원칙

Seven Principles of a Good Welded Connection — Duane K. Miller

원전 : Duane K. Miller, "Welding Wisdom: Part One," Modern Steel Construction, August 2015, AISC.

초록 (ABSTRACT)

강구조물의 파괴는 부재의 강도 부족보다 접합부 상세에서 시작되는 경우가 압도적으로 많으며, 그 접합부는 대개 설계 검토식을 통과한 것이다. 본 고는 Duane K. Miller가 제시한 좋은 용접접합부의 일곱 가지 원칙을 뼈대로, 각 원칙의 배후에 있는 역학과 기준 조항을 AISC·AWS 체계를 중심으로 끝까지 추적한다. 전달 하중의 산정과 과대용접의 대가, 하중경로와 유효길이의 괴리, 용접 위치와 피로 상세범주, 노치의 방향성, 잔류응력과 3축 구속, 용접부 휨, 루트와 토우의 보호를 다루며, 네 건의 계산 예제로 각 원칙의 크기를 정량화한다. 결론적으로 일곱 원칙은 힘·노치·연성의 세 축으로 수렴하며, 과대용접은 세 축 모두에서 손해라는 점을 보인다.

키워드 : 용접접합부(welded connection), 유효목두께(effective throat), 하중경로(load path), 응력집중원(stress raiser), 잔류응력(residual stress), 구속(restraint), 피로 상세범주(fatigue detail category), 루트와 토우(root and toe), AISC 360-22, AWS D1.1

목차

1. 들어가며 — 계산서를 통과한 접합부가 왜 깨지는가
2. 0. 기초지식 — 용접 상세를 읽는 최소한의 어휘
   • 유효목두께 · CJP와 PJP · 최소/최대 각장 · 유효길이 · 강도식 · 용접기호
3. 원칙 1 — 전달하는 힘만큼 강하게, 그러나 그 이상은 아니게
   • 계산 예제 1 : 플레이트 거더 웨브–플랜지 용접
   • 계산 예제 2 : 거싯 플레이트와 방향강도계수
4. 원칙 2 — 하중경로는 손가락으로 짚을 수 있어야 한다
5. 원칙 3 — 용접은 응력이 낮은 곳에 둔다
   • 계산 예제 3 : 커버플레이트 종단 위치
6. 원칙 4 — 응력집중원을 만들지 말 것
7. 원칙 5 — 구속하지 말 것
8. 원칙 6 — 용접에 휨을 걸지 말 것
   • 계산 예제 4 : 휨을 받는 용접과 스티프너의 효과
9. 원칙 7 — 토우와 루트를 지켜라
10. 종합 — 일곱 원칙을 하나의 시선으로
11. 기호 및 약어
12. 참고문헌

들어가며 — 계산서를 통과한 접합부가 왜 깨지는가

강구조물의 파괴 사례를 모아 놓고 보면, 부재 자체가 계산된 강도에 못 미쳐서 무너진 경우는 놀랄 만큼 드물다. 대부분은 접합부에서 시작된다. 그리고 그 접합부는 거의 예외 없이 계산서를 통과한 접합부다. 강도 검토는 만족했고, 용접 각장은 기준의 최소치를 넘겼으며, 비파괴검사도 통과했다. 그런데도 깨졌다.

이 모순의 정체는 간단하다. 강도 검토는 접합부의 여러 성질 중 하나만 본다. 용접 접합부가 실제로 감당해야 하는 것은 설계하중만이 아니다. 용접 과정에서 스스로 만들어 낸 잔류응력, 상세 형상이 만들어 낸 응력집중, 시공 과정에서 생긴 미융착면, 그리고 이 모든 것이 겹쳤을 때의 구속 상태까지 함께 견뎌야 한다. 이것들은 Rn 계산식 어디에도 등장하지 않는다. 그래서 계산서만 보는 설계자는 자기가 무엇을 놓쳤는지 알 방법이 없다.

본 고는 이 간극을 다룬다. 출발점은 미국 Lincoln Electric의 엔지니어링 서비스 매니저였던 Duane K. Miller가 미국강구조학회(AISC)의 기관지 Modern Steel Construction 2015년 8월호에 기고한 「Welding Wisdom: Part One」이다. 이 글은 2015년 NASCC: The Steel Conference에서 발표된 「Welded Connections: The Good, the Bad and the Ugly」를 바탕으로, 좋은 용접 접합부가 갖추어야 할 일곱 가지 원칙을 제시한다. 원문은 잡지 기고문답게 간결하지만, 그 안에 담긴 판단 기준은 40년 넘게 용접 파괴 사례를 들여다본 사람만이 정리할 수 있는 종류의 것이다.

본 고는 그 일곱 원칙을 뼈대로 삼되, 각 원칙 뒤에 있는 역학과 기준 조항을 끝까지 따라간다. 원문이 한 문단으로 지나간 곳에서 멈춰 서서 "왜 그런가"를 묻고, 계산 예제로 크기를 확인하고, 도면에서 무엇을 어떻게 바꿔야 하는지까지 내려간다. 그림은 모두 이 글을 위해 새로 그렸다.

이 글의 범위

본 고는 부재 수준의 용접 상세 판단에 한정한다. 즉 "이 이음을 어떤 용접으로, 얼마나 크게, 어디에 둘 것인가"라는 질문을 다룬다. 볼트 접합의 설계, 접합부의 회전강성과 모멘트–회전 관계, 내진 접합부의 사전인증 절차 전반, 용접 시공관리와 비파괴검사 판정 기준은 각각 별도의 논고에서 다룬다. 기준 체계는 원문의 배경인 미국 기준 — ANSI/AISC 360-22, ANSI/AISC 341-22, ANSI/AISC 358-22, AWS D1.1 및 AWS D1.8 — 을 중심으로 서술하고, 국내 실무에 필요한 범위에서 KDS 14 31 계열의 대응 개념을 병기한다.

한 가지 미리 말해 둘 것이 있다. 일곱 원칙은 서로 독립적이지 않다. 원칙 4(응력집중원)와 원칙 7(토우와 루트)은 사실상 같은 현상의 두 얼굴이고, 원칙 1(효율)과 원칙 5(구속)는 과대용접이라는 하나의 나쁜 습관에서 만난다. 그래서 이 글은 각 원칙을 독립된 장으로 다루되, 서로 연결되는 지점마다 그 연결을 명시한다. 일곱 개의 규칙을 외우는 것이 목적이 아니라, 접합부 상세를 볼 때 작동하는 하나의 시선을 갖는 것이 목적이기 때문이다.

0. 기초지식 — 용접 상세를 읽는 최소한의 어휘

본론에 들어가기 전에 용어를 정리한다. 이 장은 용접을 처음 배우는 사람을 위한 것이 아니라, 이후 일곱 개 장에서 쓸 단어의 뜻을 정확히 맞춰 두기 위한 것이다. 특히 유효목두께, 루트, 토우 이 세 단어는 이 글 전체에서 반복해서 돌아오므로, 여기서 확실히 짚고 간다.

0.1 이음 형식과 용접 형식은 다른 것이다

도면 검토를 하다 보면 "맞대기 용접"과 "필릿 용접"을 같은 층위의 단어로 쓰는 경우를 자주 본다. 정확하지 않다. 이 둘은 서로 다른 축에 속한다.

이음 형식(joint type)은 부재가 어떻게 놓여 있는가를 말한다. 맞대기이음(butt joint), T이음(tee joint), 겹침이음(lap joint), 모서리이음(corner joint), 변이음(edge joint)의 다섯 가지다. 이것은 설계자가 부재를 배치한 결과이지, 용접 방식의 선택이 아니다.

용접 형식(weld type)은 그 틈을 어떻게 메울 것인가를 말한다. 필릿용접(fillet weld), 홈용접(groove weld), 플러그·슬롯용접(plug and slot weld)이 주된 종류이고, 홈용접은 다시 완전용입(CJP, complete joint penetration)과 부분용입(PJP, partial joint penetration)으로 나뉜다.

두 축은 독립적이다. T이음은 필릿으로 처리할 수도, PJP로 처리할 수도, CJP로 처리할 수도 있다. 맞대기이음은 보통 홈용접이지만 겹침판을 대면 필릿이 될 수도 있다. 이 구분이 중요한 이유는, 앞으로 보게 될 같은 용접 형식이 이음 형식에 따라 완전히 다른 거동을 보이는 상황(원칙 4의 뒷댐재 문제가 대표적이다) 때문이다.

0.2 유효목두께 — 강도를 지배하는 단 하나의 치수

용접부 강도 계산에서 실제로 쓰이는 치수는 각장이 아니라 유효목두께(effective throat, t_e)다. 도면에는 각장을 쓰지만, 힘을 전달하는 것은 목두께다. 이 둘을 혼동하면 강도를 √2배만큼 틀리게 계산한다.

그림 1. 필릿용접 T이음 단면과 각 부위의 명칭. 각장(w)은 도면에 표기하는 치수이고, 유효목두께(t_e)는 강도 계산에 쓰는 치수다. 등각 직각 필릿에서 t_e = 0.707w이며, 루트(root)와 두 개의 토우(toe)는 이 글 전체에서 반복해서 등장하는 취약점이다.

직각 등각 필릿용접에서 유효목두께는 루트에서 용접 표면까지의 최단거리, 즉 이등변직각삼각형의 높이다.

$$t_e=\frac{w}{\sqrt{2}}=0.707w$$

(1)

여기서 반드시 짚어야 할 점이 있다. 식 (1)은 용접 표면이 직선이라고 가정한 값이다. 실제 용접은 볼록(convex)하거나 오목(concave)하다. 볼록한 여분은 강도로 인정되지 않는다. 즉 덧살을 아무리 얹어도 계산상 목두께는 늘지 않는다. 반대로 오목한 경우에는 실제 목두께가 0.707w보다 작아지므로, 이때는 실측 목두께를 써야 한다. 오목 필릿을 무심코 지시하면 도면상 각장은 만족하는데 실제 강도는 부족한 상황이 생긴다.

서브머지드아크용접(SAW)처럼 용입이 깊은 공정에서는 루트가 이음면 안쪽으로 파고들어 유효목두께가 0.707w보다 커진다. AISC 360-22 Chapter J2의 필릿용접 조항은 이러한 깊은 용입을 인정하는 조건을 규정하고 있으나, 공정과 조건이 시험으로 검증된 경우에 한한다. 도면 단계에서 이를 미리 기대해서는 안 된다.

0.3 CJP와 PJP — 루트가 있느냐 없느냐

그림 2. 홈용접 세 가지의 유효목두께. (a) CJP는 용입이 판 두께 전체를 관통하므로 t_e = t이고 루트가 남지 않는다. (b) 양면 PJP는 중앙에 미용착부가 남지만 대칭이므로 편심이 없다. (c) 단면 PJP는 루트가 인장에 그대로 노출되며, 이것이 원칙 7에서 다룰 핵심 문제다.

CJP(완전용입 홈용접)는 용접금속이 판 두께 전체에 걸쳐 모재와 융합된 상태를 말한다. 유효목두께는 접합되는 얇은 쪽 판의 두께와 같다. 정합(matching) 용접재를 썼다면 용접부의 강도는 모재 이상이므로, 강도 검토 자체가 필요 없다. AISC 360-22 Table J2.5는 CJP 홈용접에 대해 강도가 모재에 의해 지배되거나 하중을 고려할 필요가 없음을 명시하고 있다. 이것이 CJP의 진짜 매력이다. 계산이 사라진다.

그러나 계산이 사라진 자리에 다른 부담이 들어온다. CJP는 개선 가공, 뒷댐재 또는 백가우징, 다층 용접, 그리고 초음파탐상(UT) 전수검사를 요구한다. 입열량이 크므로 잔류응력과 변형도 크다. 뒤에서 보겠지만 CJP를 불필요한 곳에 지시하는 것은 그 자체로 하나의 설계 오류다.

PJP(부분용입 홈용접)는 의도적으로 판 두께의 일부만 용입시킨다. 유효목두께는 개선 형상, 개선 각도, 용접 자세, 용접 공정에 따라 달라지며, AISC 360-22 Chapter J2의 해당 표에 규정되어 있다. 중요한 것은 지시한 홈 깊이가 곧 유효목두께가 아니라는 점이다. 좁은 개선 각도에서는 루트 부근이 완전히 채워지지 않을 위험이 있어 유효목두께를 감하도록 되어 있다.

PJP에서 진짜 문제는 강도가 아니라 남는 것이다. 용입되지 않은 부분은 사라지지 않는다. 그것은 완벽하게 날카로운, 반지름이 사실상 0인 인공 균열로 접합부 안에 영원히 남는다. 이 미용착부가 인장을 받는 방향으로 놓이면 그 순간부터 접합부는 균열이 이미 시작된 상태로 사용되는 셈이다. 원칙 7이 다루는 것이 바로 이 문제다.

0.4 최소 각장과 최대 각장 — 두 규정의 논리가 다르다

필릿용접의 크기에는 위아래 두 개의 제한이 있고, 두 제한은 완전히 다른 이유에서 나왔다.

최소 각장은 강도 때문이 아니라 냉각속도 때문에 정해진다. 두꺼운 모재에 작은 용접을 놓으면 용접금속의 열이 주변 모재로 급격히 빠져나간다. 급랭된 열영향부는 마르텐사이트가 생겨 경화되고, 수소가 갇히면 저온균열(cold cracking)이 발생한다. 그래서 두꺼운 판일수록 최소 각장이 커진다. 여기서 놓치기 쉬운 점은, AISC 360-22 Table J2.4의 최소 각장이 접합되는 두 부재 중 얇은 쪽 두께를 기준으로 한다는 것이다.

표 1. 필릿용접 최소 각장 (ANSI/AISC 360-22 Table J2.4 기준. 접합되는 부재 중 얇은 쪽 두께 기준)

얇은 쪽 부재 두께	최소 각장	지배 논리
6 mm (1/4 in) 이하	3 mm (1/8 in)	강도가 아니라 냉각속도 억제. 급랭 → HAZ 경화 → 수소 유기 저온균열 방지
6 mm 초과 ~ 13 mm (1/2 in) 이하	5 mm (3/16 in)
13 mm 초과 ~ 19 mm (3/4 in) 이하	6 mm (1/4 in)
19 mm 초과	8 mm (5/16 in)

왜 두꺼운 쪽이 아니라 얇은 쪽인가? 이 규정은 여러 차례 논쟁의 대상이 되었고, 과거 기준에서는 두꺼운 쪽을 기준으로 삼은 적도 있다. 현행 논리는 이렇다. 냉각속도를 지배하는 것은 열이 빠져나갈 수 있는 경로의 총량인데, 이는 두 판의 두께 모두에 영향을 받는다. 그러나 실무적으로 얇은 판이 두꺼운 판에 붙는 경우에는 얇은 판 자체가 용접 부위에서 예열 효과를 일부 담당하고, 또 과도한 최소 각장은 얇은 판을 태워 버리는 문제를 낳는다. 여기에 더해, 저수소계 용접재와 적절한 예열이 병행되면 저온균열 위험이 크게 줄어든다는 시험 결과가 축적되었다. 요컨대 이 표는 순수한 역학이 아니라 야금학적 경험의 산물이다. 그래서 두꺼운 판에서는 이 표만 믿지 말고 AWS D1.1의 예열 규정을 함께 확인해야 한다.

최대 각장은 반대로 순전히 기하학적인 문제다. 판의 끝면(edge)을 따라 필릿을 놓을 때, 각장이 판 두께와 같아지면 용접이 판의 모서리를 녹여 없애 버려 실제 목두께를 확인할 수 없게 된다. 그래서 AISC 360-22 Chapter J2는 두께 6 mm(1/4 in) 미만의 판에서는 최대 각장을 판 두께까지, 6 mm 이상에서는 판 두께에서 2 mm(1/16 in)를 뺀 값까지로 제한한다. 도면에 이 제한을 위반한 각장이 표기되어 있으면, 현장은 결국 판 끝을 녹인 채로 용접하고 검사자는 목두께를 판정할 수 없게 된다.

0.5 유효길이 — 길다고 다 일하는 것은 아니다

필릿용접의 유효면적은 유효목두께에 유효길이를 곱한 값이다. 그런데 유효길이는 실제로 놓인 길이와 같지 않을 수 있다.

첫째, 종방향으로 하중을 받는 필릿용접에서 용접 길이가 각장의 100배를 넘으면 AISC 360-22 Chapter J2는 감소계수를 적용하도록 한다. 이유는 명확하다. 긴 용접선을 따라 전단류가 균등하게 분포하지 않기 때문이다. 양 끝단의 강성이 크므로 힘이 끝으로 몰리고, 중앙부는 상대적으로 놀게 된다. 용접이 충분히 연성적이면 재분배가 일어나지만, 길이가 길수록 끝단이 먼저 파단하는 지퍼 효과(unzipping)가 나타난다. 이는 원칙 2에서 다룰 "하중경로가 불명확하면 계산한 길이가 실제로 일하지 않는다"는 주제와 정확히 같은 현상이다.

둘째, 필릿용접의 최소 유효길이는 각장의 4배 이상이어야 하며, 이보다 짧으면 유효각장을 유효길이의 1/4로 간주한다. 짧은 용접에서는 시단과 종단의 크레이터가 전체 길이의 상당 부분을 차지하기 때문이다.

0.6 강도식의 구조 — 용접금속과 모재를 모두 본다

용접 접합부의 설계강도는 용접금속과 융합면의 모재 두 가지를 각각 검토해서 작은 쪽을 취한다. 하나만 보면 안 된다.

$$R_n=F_{nw}{A}_{we}\text{(용접금속)}$$

(2)

$$R_n=F_{nBM}{A}_{BM}\text{(융합면 모재)}$$

(3)

필릿용접의 용접금속 공칭응력은 다음과 같다. 이 식이 이 글에서 가장 자주 쓰이는 식이다.

$$F_{nw}=0.60F_{EXX}{k}_{ds},k_{ds}=1.0+0.50{\sin }^{1.5}\theta$$

(4)

여기서 F_EXX는 용접재의 규정 최소 인장강도, θ는 하중의 작용선과 용접선이 이루는 각, k_ds는 방향강도계수(directional strength factor)다. 강도저항계수는 φ = 0.75(LRFD), 안전율은 Ω = 2.00(ASD)이다.

계수 0.60에 주목할 필요가 있다. 이것은 필릿용접이 목단면에서 전단으로 파괴된다는 실험적 관찰에서 나온 값이다. 하중이 어느 방향으로 걸리든, 필릿용접의 파단면은 대체로 목단면 부근이고 그 파단은 전단 지배다. 인장으로 당겨도, 밀어도, 옆으로 밀어도 결국 전단으로 계산한다는 이 단순화는 실무를 대단히 편하게 만들었다. 다만 θ = 90°(횡방향)에서는 실제 강도가 이 값보다 상당히 높다는 사실이 오래전부터 알려져 있었고, 그것을 반영한 것이 k_ds다. 이 계수의 물리적 의미와 함정은 원칙 1에서 자세히 다룬다.

모재 측 검토는 융합면에서의 전단파단이 지배하는 경우가 많으며, 이때 공칭전단응력은 0.60F_u다. 실무에서는 정합 용접재를 쓰고 각장이 최대 각장 제한 안에 있으면 모재가 지배하는 일이 드물다는 경험칙이 통용되지만, 고강도 용접재를 저강도 모재에 쓰는 경우나 얇은 판에 큰 필릿을 놓는 경우에는 반드시 확인해야 한다.

0.7 용접기호 — 원칙이 현장에 전달되는 유일한 통로

지금까지 정리한 개념들은 결국 도면 위의 용접기호 하나로 현장에 전달된다. 이 글의 일곱 원칙 중 상당수는 계산이 아니라 기호와 주기(note)로만 관리되므로, 기호를 정확히 쓰는 일은 설계의 마지막 단계가 아니라 설계 그 자체다.

용접기호의 구조에서 실무상 가장 자주 틀리는 세 가지를 짚는다.

첫째, 기준선 아래와 위의 의미. 지시선의 기준선 아래쪽에 붙은 기호는 화살표가 가리키는 쪽(arrow side)의 용접을, 위쪽에 붙은 기호는 반대쪽(other side)의 용접을 뜻한다. 양면 용접은 위아래 모두에 기호를 붙인다. 이 규약을 반대로 쓰면 편측 용접이 지시된 것이 되어, 원칙 6과 원칙 7이 경고한 바로 그 상황이 만들어진다.

둘째, 크기와 길이의 표기 위치. 필릿용접에서 각장은 기호의 왼쪽에, 길이는 오른쪽에 쓴다. 단속용접이면 길이 다음에 피치를 함께 적는다. 부등각 필릿은 두 각장을 모두 적고 도면에 형상을 별도로 그려 준다. PJP 홈용접에서는 유효목두께와 홈 깊이가 다른 값이므로 둘을 구분해 표기해야 한다. 이를 혼동하면 0.3절에서 본 대로 실제 강도가 의도보다 작아진다.

셋째, 보조기호와 주기. 현장용접 기호, 전둘레 용접 기호, 마무리 기호(평활·볼록·오목)는 각각 구체적인 시공 행위를 지시한다. 특히 마무리 기호는 원칙 7의 토우 처리를 전달하는 수단이다. "덧살을 제거하고 평활하게 가공할 것, 마무리 방향은 응력 방향과 평행하게 할 것"이라는 요구는 기호와 주기가 함께 있어야 온전히 전달된다.

덧붙여, 다음 항목들은 기호만으로는 전달되지 않으므로 반드시 주기 또는 시방서에 글로 써야 한다. 이 목록은 이 글의 나머지 장에서 반복해서 등장한다.

• 뒷댐재의 존치·제거 여부와 제거 후 처리(백가우징, 백웰드, 보강 필릿)
• 뒷댐재의 연속성 요구(토막 이음 금지 또는 사전 접합)
• 위빙탭(용접 시·종단 탭)의 제거와 마무리 수준
• 그라인딩 방향
• 용접 순서와 예열·층간온도 관리
• 인장영역에 임시 부착물 용접을 금지하는 구간

0장 요약 — 앞으로 계속 쓸 다섯 개의 단어

• 유효목두께 t_e — 힘을 전달하는 실제 단면. 도면의 각장이 아니다. 등각 직각 필릿에서 0.707w.
• 루트(root) — 용접금속이 도달한 가장 깊은 지점. PJP에서는 여기에 인공 균열이 남는다.
• 토우(toe) — 용접 표면과 모재가 만나는 선. 기하학적 불연속이자 결함의 집합소.
• k_ds — 방향강도계수. 횡방향 필릿의 추가 강도를 인정하되, 연성을 대가로 요구한다.
• 구속(restraint) — 용접부의 수축을 주변이 막는 정도. 계산식에 없지만 파괴를 지배한다.

원칙 1 — 전달하는 힘만큼 강하게, 그러나 그 이상은 아니게

좋은 용접 접합부는 접합부를 통과하는 모든 하중을 효율적인 방식으로 전달할 만큼 충분히 강하다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 1

이 원칙은 두 개의 문장이 하나로 붙어 있는 형태다. 앞부분은 "충분히 강할 것", 뒷부분은 "효율적일 것"이다. 실무에서 앞부분을 놓치는 사람은 드물다. 강도 부족은 계산서에서 바로 드러나기 때문이다. 그러나 뒷부분을 놓치는 사람은 대단히 많다. 그리고 원문이 짚는 것처럼, 과대용접의 대가는 돈만이 아니다.

1.1 부재 강도를 재현할 필요는 없다

먼저 가장 흔한 오해를 정리한다. 용접은 접합되는 부재의 강도를 재현할 의무가 없다. 용접이 해야 할 일은 오직 하나, 접합부를 실제로 통과하는 하중을 전달하는 것이다.

이 구분이 실무에서 왜 중요한가. "혹시 모르니 부재 강도만큼 잡아 두자"는 판단이 겉보기에는 안전측처럼 보이기 때문이다. 그러나 이 판단은 용접량을 몇 배로 늘리고, 그 결과 잔류응력·변형·균열 위험을 함께 늘린다. 안전을 사려다 위험을 산 셈이 된다. 뒤에서 정량적으로 보겠지만, 각장을 두 배로 키우면 용착금속량은 네 배가 되고 그와 함께 입열량·수축량·구속응력이 모두 커진다.

그러면 "실제로 통과하는 하중"은 어떻게 아는가. 횡방향 이음(transverse splice)에서는 쉽다. 부재를 잘라 놓고 그 단면력을 그대로 넘겨주면 된다. 문제는 종방향 용접(longitudinal weld)이다. 여기서는 같은 용접 상세가 하중 상태에 따라 전혀 다른 일을 한다. 원문이 네 개의 그림을 나란히 놓아 보여 주는 것이 정확히 이 점이다.

1.2 같은 이음, 네 가지 하중 — 용접이 하는 일은 전혀 다르다

그림 3. 완전히 동일한 상자형 조립 단면과 동일한 종방향 용접 상세를, 네 가지 다른 하중 상태에 놓았을 때. 용접이 전달해야 하는 힘은 (a)·(b)에서 사실상 0, (c)에서 수평전단, (d)에서 전 인장으로 완전히 달라진다. 그런데 도면상의 용접 기호는 넷 다 똑같이 그릴 수 있다.

(a) 행어 — 축인장. 상자 단면이 인장재로 매달려 있고, 인장응력이 전 단면에 균등하게 분포한다. 이때 종방향 용접선을 가로질러 전달되는 힘은 얼마인가. 답은 거의 0이다. 네 장의 판이 모두 같은 변형률로 함께 늘어나므로, 판과 판 사이에 상대 미끄러짐이 일어나지 않는다. 미끄러짐이 없으면 전단류도 없다.

(b) 기둥 — 축압축. (a)의 부호만 바뀐 경우다. 역시 판들이 함께 줄어들 뿐이므로 용접선을 가로지르는 힘은 없다. 다만 이 경우 용접은 다른 임무를 갖는다. 개별 판이 따로 국부좌굴하지 않도록 붙들어 두는 일이다. 이는 강도 문제가 아니라 안정성 문제이며, 최소 각장과 단속용접의 간격 제한으로 다룬다.

AISC 360-22 Table J2.5는 이 상황을 정확히 규정하고 있다. 용접선과 평행한 방향의 인장 또는 압축은 그 부재들을 접합하는 용접의 설계에서 고려할 필요가 없다는 것이다. 이 한 줄은 대단히 강력한 진술이다. 그런데 실무에서 이 조항을 근거로 용접을 줄이는 설계자는 의외로 적다.

그렇다면 (a)와 (b)의 용접은 전혀 필요 없는가. 그렇지 않다. 원문의 표현대로 이 용접들은 "부재들을 붙들고 있으면 된다(hold the parts together)." 그리고 흥미롭게도, 이 용접이 평생 겪을 가장 큰 응력은 운반과 취급 과정에서 발생할 가능성이 높다. 공장에서 크레인으로 들어 올릴 때, 트럭에 실려 흔들릴 때, 현장에서 세울 때의 하중이 사용 중 하중보다 크다. 이런 상황에서 CJP 홈용접을 지시하는 것은 명백히 정당화되지 않는다.

(c) 보 — 휨. 이제 이야기가 달라진다. 같은 조립 단면이 휨을 받으면 웨브와 플랜지 사이에 수평전단(longitudinal shear)이 발생한다. 판들이 서로 미끄러지려 하기 때문이다. 이때 용접이 전달해야 하는 것은 단위길이당 전단류다.

$$q=\frac{VQ}{I}$$

(5)

여기서 V는 단면의 전단력, Q는 용접선 바깥쪽 면적의 중립축에 대한 단면1차모멘트, I는 전체 단면2차모멘트다. 원문이 지적하듯 이 값은 대체로 매우 작다. 그래서 최소 각장의 필릿용접, 심지어 단속 필릿용접으로도 충분한 경우가 많다. 다음 절의 계산 예제에서 실제 숫자를 확인한다.

(d) 브래킷 — 전 인장 전달. 마지막 경우가 결정적으로 다르다. 상자 단면의 한쪽 면에 브래킷이 붙어 있고, 그 브래킷에 걸린 인장력이 접합부를 통과해서 반대편으로 넘어가야 한다. 이제 용접선은 하중 경로 위에 놓여 있고, 용접의 유효단면이 곧 파단면이다. 하중의 크기와 이음 길이에 따라서는 CJP 홈용접이 실제로 요구될 수 있다.

원칙 1의 첫 번째 교훈

도면에 그려진 용접 기호는 넷 다 같을 수 있다. 그러나 그 용접이 하는 일은 "아무것도 안 함"에서 "전 하중 전달"까지 걸쳐 있다. 용접 크기를 정하기 전에 반드시 물어야 할 질문은 "이 부재가 얼마나 강한가"가 아니라 "이 용접선을 가로질러 실제로 얼마의 힘이 흐르는가"다.

1.3 힘이 흐르는 방향을 그림으로 확인한다

그림 4. 종방향 용접에 실제로 흐르는 힘. 왼쪽은 용접선과 평행한 축력만 있어 용접선을 가로지르는 성분이 없는 경우, 가운데는 접합면을 따라 미끄러지려는 수평전단, 오른쪽은 용접 단면을 직접 인장하는 경우다. 용접의 임무를 결정하는 것은 하중의 크기가 아니라 용접선에 대한 하중의 방향이다.

그림 4는 같은 이야기를 힘의 방향이라는 관점에서 다시 정리한 것이다. 핵심은 용접선에 대해 힘이 어떤 각도로 놓여 있는가다.

• 힘이 용접선과 평행하고 두 판이 함께 움직인다면 → 용접선을 가로지르는 전달력이 없다.
• 힘이 용접선과 평행하지만 두 판이 서로 미끄러지려 한다면 → 전단류가 흐른다.
• 힘이 용접선을 가로지른다면 → 용접 유효단면이 그대로 파단면이다.

이 세 가지를 구분하는 습관은 생각보다 강력하다. 필자가 검토했던 사례 중에, 창고 건물의 플레이트 거더 전 구간에 웨브–플랜지 CJP가 지시되어 있던 도면이 있었다. 설계자에게 이유를 물으니 "중요 부재라서"라고 했다. 실제로 그 용접선에 흐르는 것은 식 (5)의 전단류뿐이었고, 계산해 보니 5 mm 필릿으로 충분했다. 변경으로 절감된 용접 물량은 전체 강재비의 문제가 아니라 공기(工期)의 문제였다.

1.4 [계산 예제 1] 플레이트 거더 웨브–플랜지 용접

예제 1. 플레이트 거더의 웨브–플랜지 필릿용접 각장 결정

문제

다음 용접 조립 플레이트 거더의 웨브–플랜지 종방향 필릿용접 각장을 결정한다. 계수전단력은 V_u = 1,200 kN이다.

• 플랜지 : PL 450 × 25 (상·하 각 1매)
• 웨브 : PL 1,400 × 12
• 강재 : F_y = 355 MPa, F_u = 490 MPa
• 용접재 : E70 계열, F_EXX = 483 MPa (70 ksi)
• 양면 연속 필릿용접, 하중은 용접선과 평행 → k_ds = 1.0

(1) 단면 성능

전체 춤 d = 1,400 + 2 × 25 = 1,450 mm. 플랜지 도심에서 중립축까지의 거리는

$${\overline{y}}_f=\frac{1400}{2}+\frac{25}{2}=712.5\text{mm}$$

(6)

단면2차모멘트는

$$I=\frac{12\times {1400}^3}{12}+2[\frac{450\times {25}^3}{12}+(450\times 25)(712.5{)}^2]$$

(7)

웨브 : 12 × 1400³ / 12 = 2.744 × 10⁹ mm⁴
플랜지 1매 : 450 × 25³/12 = 5.859 × 10⁵ mm⁴,   11,250 × 712.5² = 5.7111 × 10⁹ mm⁴
플랜지 2매 합 : 2 × (5.7111 × 10⁹ + 5.859 × 10⁵) = 1.1423 × 10¹⁰ mm⁴
I = 2.744 × 10⁹ + 1.1423 × 10¹⁰ = 1.4167 × 10¹⁰ mm⁴

(2) 용접선에서의 전단류

용접선(플랜지–웨브 경계) 바깥쪽 면적, 즉 플랜지 1매의 단면1차모멘트는

$$Q=A_f{\overline{y}}_f=(450\times 25)(712.5)=8.016\times {10}^6{\text{mm}}^3$$

(8)

$$q=\frac{V_{u}Q}{I}=\frac{(1.200\times {10}^6)(8.016\times {10}^6)}{1.4167\times {10}^{10}}=679\text{N/mm}$$

(9)

양면 용접이므로 용접 한 줄이 부담하는 값은 q₁ = 679 / 2 = 340 N/mm이다.

(3) 필요 각장

단위길이당 설계강도는 식 (4)와 φ = 0.75를 써서

$$\varphi r_n=\varphi (0.60F_{EXX})k_{ds}(0.707w)=0.75(0.60\times 483)(1.0)(0.707w)$$

(10)

0.75 × 0.60 × 483 = 217.4 MPa
φr_n = 217.4 × 0.707 w = 153.7 w (N/mm, w는 mm)

$$153.7w\ge 340\Rightarrow w\ge 2.21\text{mm}$$

(11)

(4) 최소 각장 검토

접합되는 부재 중 얇은 쪽은 웨브 12 mm이므로, 표 1에 따라 최소 각장 5 mm가 요구된다.

(5) 융합면 모재 검토

웨브 측 융합면의 전단파단에 대한 단위길이당 설계강도는

$$\varphi r_{n,BM}=0.75(0.60F_u)t_w=0.75(0.60\times 490)(12)=\mathrm{2,646}\text{N/mm}$$

(12)

이는 소요값 679 N/mm를 크게 상회하므로 지배하지 않는다.

결론 : 각장 w = 5 mm 양면 연속 필릿용접

강도상 필요한 값은 2.21 mm에 불과하며, 최소 각장 규정이 설계를 지배한다. 즉 이 용접은 역학적으로는 이미 두 배 이상의 여유를 가지고 있고, 5 mm라는 치수는 강도가 아니라 냉각속도가 정한 값이다.

해설 — 이 예제에서 읽어야 할 것

플레이트 거더의 웨브–플랜지 용접은 강구조에서 가장 긴 용접선 중 하나다. 그런데 그 긴 용접선에 흐르는 힘은 놀랄 만큼 작다. 이 사실을 모르면 "주요 부재의 주요 용접"이라는 인상만으로 8 mm, 10 mm를 지시하게 된다. 5 mm 대신 10 mm를 지시하면 용착금속량은 4배가 되고, 거더 한 본당 용접 시간과 변형 교정 시간이 함께 늘어난다. 다음 절에서 이 4배의 의미를 정량적으로 본다.

1.5 "효율"의 정체 — 각장 2배는 용접량 4배다

원칙 1의 뒷부분, 즉 "효율적으로"라는 말의 의미를 이제 정면으로 본다. 필릿용접의 단면적은 각장의 제곱에 비례한다.

$$A_{\text{deposit}}\approx \frac{w^2}{2}(\text{볼록 여분 제외})$$

(13)

그림 5. 각장에 따른 단위길이당 용착금속량. 관계가 선형이 아니라 2차이므로, 각장을 6 mm에서 12 mm로 두 배 키우면 용착금속량은 네 배가 된다. 용접시간·입열량·잔류응력·각변형·균열 위험이 모두 이 곡선을 따라 함께 증가한다.

이 단순한 제곱 관계가 실무에서 갖는 함의는 다음과 같다.

표 2. 각장 증가가 가져오는 연쇄 효과 (6 mm 기준 대비)

항목	w = 6 mm	w = 8 mm	w = 12 mm	지배 관계
단위길이 용착금속량	1.00	1.78	4.00	∝ w²
용접 소요시간 (근사)	1.00	1.78	4.00	용착량에 비례
단위길이 입열량 (근사)	1.00	1.78	4.00	용착량에 비례
각변형(angular distortion) 경향	1.00	↑	↑↑	수축력·모멘트 증가
설계강도	1.00	1.33	2.00	∝ w (선형)

표 2의 마지막 두 행을 나란히 읽어야 한다. 강도는 각장에 비례해서 늘지만(선형), 비용과 부작용은 각장의 제곱으로 는다. 다시 말해 각장을 키워서 얻는 강도는 점점 비싸진다. 과대용접은 단순한 낭비가 아니라 수익체감이 심한 낭비다.

부작용의 목록은 다음과 같다. 원문이 짧게 언급한 것을 항목별로 풀면 이렇다.

1. 잔류응력 증가. 용착금속이 많을수록 수축하려는 총량이 커지고, 주변 모재가 이를 막으면서 남는 응력이 커진다. 이는 원칙 5의 주제다.
2. 변형 증가. 필릿용접의 수축은 용접부 쪽으로 부재를 끌어당긴다. 편측 용접에서는 각변형이, 양측 용접에서는 세로 수축과 휨이 발생한다. 교정 작업(불꽃 교정 등)은 다시 열이력을 추가한다.
3. 균열 위험 증가. 두꺼운 다층 용접일수록 층간 온도 관리가 어렵고, 수소 확산 경로가 길어져 지연균열 위험이 커진다.
4. 층상균열(lamellar tearing) 위험 증가. 두꺼운 모재의 판 두께 방향으로 큰 수축력이 걸리면, 압연 방향으로 늘어난 개재물을 따라 모재가 층층이 찢어진다. 이 파괴는 용접부가 아니라 모재 안쪽에서 일어나므로 표면 검사로 발견되지 않는다.
5. 검사 부담 증가. 용접이 커지고 다층이 되면 결함 발생 확률과 검사 난이도가 함께 오른다.

정리하면, "혹시 모르니 크게"라는 판단은 강도 여유를 사는 대신 균열 위험을 사는 거래다. 그리고 접합부 파괴의 대부분이 강도 부족이 아니라 균열에서 시작한다는 점을 생각하면, 이 거래는 명백히 손해다.

1.6 방향강도계수 k_ds — 공짜로 얻는 50%에는 대가가 있다

이제 식 (4)의 k_ds를 정면으로 다룬다. 이 계수는 실무에서 상당한 물량 차이를 만들면서도, 그 전제조건이 잘 알려져 있지 않다.

그림 6. 하중 작용선과 용접선이 이루는 각 θ에 따른 방향강도계수 k_ds. 종방향(θ = 0°)에서 1.0, 횡방향(θ = 90°)에서 1.5로 증가한다. 즉 같은 각장의 필릿용접이라도 힘을 옆으로 받으면 50% 더 강하다. 그러나 이 추가 강도는 변형능력을 대가로 얻는 것이다.

왜 횡방향이 더 강한가. 필릿용접의 목단면에 작용하는 응력 상태는 하중 방향에 따라 달라진다. 종방향 하중에서는 목단면이 거의 순수전단을 받는다. 반면 횡방향 하중에서는 목단면에 수직응력과 전단응력이 함께 작용하고, 실제 파단면은 목단면이 아니라 그로부터 기울어진 면에서 형성된다. 이 기울어진 파단면은 목단면보다 넓고, 또한 응력 상태가 순수전단보다 유리하다. 실험 결과 횡방향 필릿의 강도는 종방향의 약 1.5배로 일관되게 관측되었고, 이를 반영한 것이 식 (4)의 형태다.

그러나 대가가 있다. 횡방향 필릿은 종방향 필릿보다 훨씬 덜 연성적이다. 최대하중에서의 변형량이 절반 이하로 줄어든다. 이 사실이 실무에 미치는 영향은 결정적이다.

k_ds를 쓸 때의 세 가지 전제

1. 변형적합성(strain compatibility)이 확보되어야 한다. 한 접합부 안에서 종방향과 횡방향 필릿이 함께 있을 때, 횡방향 필릿은 훨씬 작은 변형에서 최대강도에 도달한 뒤 파단하기 시작한다. 그 시점에 종방향 필릿은 아직 자기 강도의 일부만 발휘하고 있다. 두 강도를 그냥 더하면 존재하지 않는 강도를 계산한 것이 된다.
2. 편측 용접에는 쓸 수 없다. 인장재의 한쪽에만 놓인 필릿용접은 편심 때문에 회전이 동반되어 변형적합성이 성립하지 않는다.
3. 각형강관(rectangular HSS)의 단부 접합에는 적용이 금지된다. AISC 360-22에서 이 제한이 명시적으로 도입되었다. 각형강관의 벽면 강성이 불균일해 용접선을 따라 응력이 심하게 불균등하게 분포하고, 방향강도 증가를 뒷받침하는 변형적합성이 성립하지 않기 때문이다. 이는 원칙 2가 다루는 "하중경로 불명확"의 전형적인 사례이기도 하다.

AISC 360-22는 종방향과 횡방향 필릿이 함께 쓰인 용접군에 대해, 다음 두 값 중 큰 쪽을 공칭강도로 취하도록 규정한다.

$$R_n=R_{nwl}+R_{nwt}(k_{ds}=1.0\text{ 를 양쪽 모두에 적용})$$

(14a)

$$R_n=0.85R_{nwl}+1.5R_{nwt}(k_{ds}=1.0\text{ 기준값에 계수 적용})$$

(14b)

식 (14a)는 "횡방향의 추가 강도를 포기하는 대신 양쪽 모두 최대치를 쓴다"는 접근이고, 식 (14b)는 "횡방향의 1.5배를 인정하되 종방향은 15% 깎는다"는 접근이다. 후자의 0.85가 바로 변형적합성에 대한 대가다. 횡방향 필릿이 파단할 무렵 종방향 필릿이 아직 다 일하지 못한다는 사실을 계수로 반영한 것이다.

1.7 [계산 예제 2] 거싯 플레이트 — k_ds를 잘못 쓰면 얼마나 위험한가

예제 2. 종·횡 필릿 혼용 거싯 접합의 용접 길이

문제

인장력 T_u = 600 kN을 전달하는 거싯 접합이 있다. 부재 단부를 거싯에 겹쳐 놓고, 폭 방향으로 횡방향 필릿 1줄(길이 200 mm)과 길이 방향으로 종방향 필릿 2줄(각 길이 L)을 배치한다. 필요한 L을 구한다.

• 필릿 각장 w = 8 mm → t_e = 0.707 × 8 = 5.66 mm
• F_EXX = 483 MPa, φ = 0.75
• 거싯 12 mm, 부재 10 mm (얇은 쪽 10 mm → 최소 각장 5 mm, 판 끝 최대 각장 10 − 2 = 8 mm) → w = 8 mm 적합

(1) 단위길이당 설계강도 (k_ds = 1.0 기준)

$$\varphi r_n=0.75(0.60\times 483)(5.66)=\mathrm{1,230}\text{N/mm}=1.23\text{kN/mm}$$

(15)

(2) 각 용접군의 기준강도

종방향 2줄 : φR_nwl = 1.23 × 2L = 2.46 L (kN)
횡방향 1줄 : φR_nwt = 1.23 × 200 = 246 kN

(3) 식 (14a) 적용

$$2.46L+246\ge 600\Rightarrow L\ge 143.9\text{mm}$$

(16)

(4) 식 (14b) 적용

$$0.85(2.46L)+1.5(246)\ge 600$$

(17)

2.091 L + 369 ≥ 600 → 2.091 L ≥ 231 → L ≥ 110.5 mm

(5) 두 값 중 큰 강도를 주는 쪽을 채택

같은 L에 대해 식 (14b)가 더 큰 강도를 주므로 (14b)가 지배한다. 따라서 L = 115 mm(여유 반올림)를 채택한다.

결론 : 종방향 필릿 L = 115 mm × 2줄, 횡방향 필릿 200 mm × 1줄, 모두 8 mm

유효길이 검토 : L/w = 115/8 = 14.4 < 100 이므로 길이 감소계수는 적용되지 않는다.

해설 — 흔한 오류 하나

만약 설계자가 "횡방향이니까 k_ds = 1.5를 그냥 쓰자"고 판단해 다음과 같이 계산했다고 하자.

(잘못된 계산) 2.46 L + 1.5 × 246 ≥ 600 → 2.46 L ≥ 231 → L ≥ 93.9 mm

이 계산은 종방향 필릿에는 아무런 감소도 적용하지 않으면서 횡방향에는 최대 증가를 적용했다. 결과는 110.5 mm 대신 93.9 mm, 즉 약 15% 짧은 용접이다. 이 15%는 변형적합성이 성립하지 않는 구간에서 나온 가짜 강도다. 정적 하중에서는 재분배로 견딜 수도 있으나, 반복하중이나 지진하중처럼 연성이 요구되는 상황에서는 횡방향 필릿이 먼저 파단하면서 종방향으로 파괴가 전파된다.

1.8 원칙 1 실무 점검표

표 3. 원칙 1 — 도면에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
용접선을 가로지르는 힘을 계산했는가	부재 강도가 아니라 접합부를 통과하는 하중으로 산정했는지. 종방향 용접이면 식 (5)의 전단류를 확인.
CJP 지시의 근거가 있는가	축력만 전달하는 조립 단면의 종방향 이음에 CJP가 지시되어 있다면 거의 확실히 과설계다.
최소 각장이 지배하는가	강도상 필요치가 최소 각장보다 작다면, 그 이상은 올리지 않는다.
최대 각장을 위반하지 않았는가	판 끝면 필릿에서 t ≥ 6 mm이면 w ≤ t − 2 mm.
kds 적용 조건을 만족하는가	양면 용접인가, 변형적합성이 성립하는가, 각형강관 단부가 아닌가.
종·횡 혼용 시 조합식을 썼는가	식 (14a)·(14b) 중 큰 쪽. 횡방향에만 1.5를 곱하고 종방향을 그대로 두는 계산은 오류.
모재 융합면을 검토했는가	얇은 판에 큰 필릿, 고강도 용접재–저강도 모재 조합에서 특히.
유효길이 규정을 만족하는가	L ≥ 4w, 그리고 종방향 하중에서 L > 100w이면 감소계수 적용.

원칙 2 — 하중경로는 손가락으로 짚을 수 있어야 한다

좋은 용접 접합부는 명확하고 직접적인 하중경로를 갖는다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 2

원칙 1이 "얼마나 큰 힘인가"를 물었다면, 원칙 2는 "그 힘이 어디로 가는가"를 묻는다. 그리고 이 질문은 계산서에 답이 적혀 있지 않다. 계산서는 용접의 전체 길이를 분모에 놓고 나눗셈을 할 뿐이다. 힘이 실제로 그 길이 전체에 고르게 퍼지는지는 묻지 않는다.

2.1 힘은 언제나 가장 뻣뻣한 길로 간다

구조역학의 가장 기본적인 사실 하나에서 출발한다. 부정정 구조에서 힘의 분배는 강성에 비례한다. 이 명제는 부재 수준에서는 누구나 알고 있지만, 접합부 내부의 국부 거동에 적용할 때는 자주 잊힌다.

접합부 안에서도 똑같은 일이 벌어진다. 어떤 힘이 A라는 경로와 B라는 경로 중에서 갈 수 있다면, 힘은 두 경로의 강성에 비례해서 나뉜다. 그리고 강성 차이가 크면 사실상 한쪽으로만 흐른다. 설계자가 종이에 그린 "평균 응력"은 자연이 따르는 규칙이 아니다.

원문이 든 예는 러그(lug)다. 어떤 부재에 러그를 용접해 하중을 걸어 준다. 러그의 힘은 용접을 지나 플랜지로 들어가고, 결국은 웨브로 가야 한다. 이때 플랜지가 힘을 옆으로 퍼뜨려 줄 만큼 뻣뻣한지가 모든 것을 결정한다.

2.2 하중경로가 불명확한 접합부 — 유연한 플랜지의 함정

그림 7. 러그의 힘이 유연한 플랜지를 거쳐 웨브로 흐르는 경우. 플랜지가 면외방향으로 휘어 올라가면서 힘이 웨브 바로 위 좁은 구간으로 몰린다. 아래 그래프는 용접선을 따른 실제 응력 분포로, 설계에서 가정한 균등 분포와 전혀 다르다.

그림 7의 상황을 단계별로 따라가 보자.

1. 러그에 인장력 P가 걸린다.
2. P는 러그–플랜지 용접을 통해 플랜지로 넘어간다.
3. 플랜지는 이 힘을 받아 웨브로 넘겨야 한다. 그런데 플랜지는 면외방향(판 두께 방향)으로 매우 유연하다. 얇은 판을 옆으로 미는 것과 위로 들어 올리는 것의 차이를 생각하면 된다.
4. 따라서 플랜지 중 웨브와 직접 닿아 있는 좁은 구간만 뻣뻣하고, 그 바깥은 물렁하다.
5. 힘은 뻣뻣한 곳으로 몰린다. 웨브 바로 위 좁은 구간의 용접이 하중의 대부분을 받는다.

여기서 설계 오류가 발생한다. 설계자는 러그 폭 전체(예를 들어 300 mm)에 걸쳐 용접이 균등하게 일한다고 보고 계산했다. 실제로 일하는 구간은 그 절반도 되지 않는다. 계산상 검토비가 0.6이었던 접합부의 국부 응력이 실제로는 항복강도를 넘어선다.

이 현상은 낯선 것이 아니다. 강구조 설계에서 유효폭(effective width)이라는 개념으로 여러 곳에 등장한다. 기둥 플랜지에 붙는 보 플랜지의 유효폭, HSS 접합부의 유효폭, 베이스플레이트의 유효 지압폭 모두 같은 물리 현상을 다룬다. 원칙 2는 이 개념을 용접 상세 전반으로 확장한 것이다.

계산이 실패하는 지점

용접부 검토식 R_u ≤ φR_n 은 유효면적 A_we = t_e × L 을 쓴다. 여기서 L은 실제로 힘을 나눠 받는 길이여야 한다. 그런데 우리는 관행적으로 도면에 그린 길이를 넣는다. 두 값이 다르면 검토식은 통과했는데 접합부는 항복한다. 원칙 2는 이 두 값을 같게 만들라는 요구다.

이 문제를 정량적으로 다루는 방법은 두 가지다.

방법 1 — 유효길이를 보수적으로 가정한다. 웨브 두께를 t_w라 할 때, 플랜지를 통해 힘이 퍼지는 범위를 웨브 중심에서 좌우로 일정 거리까지로 제한하고 그 구간만 유효한 것으로 본다. 기준에 명시된 유효폭 규정이 있으면 그것을 쓰고, 없으면 45° 또는 1:2.5 확산 가정과 같은 보수적 규칙을 스스로 정해 계산서에 명시한다. 중요한 것은 가정을 밝히는 것이다.

방법 2 — 유한요소해석으로 확인한다. 접합부 상세를 셸 요소로 모델링하면 용접선을 따른 응력 분포를 직접 볼 수 있다. 다만 이 경우에도 결과를 읽는 눈이 필요하다. 국부 응력이 항복강도를 넘는 것 자체는 문제가 아닐 수 있다. 강재는 항복하며 재분배하기 때문이다. 물어야 할 질문은 "항복했는가"가 아니라 "항복이 국부에 머무는가, 아니면 파괴로 이어질 만큼 넓게 퍼지는가"다.

실무적으로는 방법 1로 판단하고, 반복하중을 받거나 파괴 시 영향이 큰 접합부에 한해 방법 2로 확인하는 것이 합리적이다. 그러나 어느 쪽이든 가장 먼저 할 일은 상세를 바꾸어 문제를 없애는 것이다.

2.3 해결 — 강성을 보태 경로를 확정한다

그림 8. 스티프너 두 매를 넣어 하중경로를 확정한 경우. 러그 → 용접 → 플랜지 → 스티프너 → 웨브라는 경로가 한 줄로 정해지고, 플랜지의 면외 휨이 구속되어 용접선을 따른 응력이 거의 균등해진다.

해결의 원리는 단순하다. 유연한 구간에 강성을 보태서, 힘이 실제로 퍼지게 만든다. 스티프너 두 매를 러그 양옆에 넣으면 플랜지의 면외 휨이 구속되고, 러그 폭 전체가 비슷한 강성을 갖게 된다.

여기서 반드시 강조해야 할 점이 있다. 스티프너를 넣으면 용접이 늘어나는 것 같지만, 실제로는 줄어드는 경우가 많다. 스티프너 용접이 추가되는 대신 러그 용접의 각장을 낮출 수 있기 때문이다. 그림 7에서 실제로 일하던 길이가 절반이었다면, 그림 8에서는 전체 길이가 일하므로 필요 각장이 절반 가까이 줄어든다. 각장이 절반이면 용착량은 1/4이다.

스티프너 외의 대안도 있다.

• 러그를 웨브 위치로 옮긴다. 가장 값싼 해결책이다. 애초에 힘이 갈 곳 바로 위에 힘을 걸어 준다.
• 러그가 웨브를 관통하도록 한다. 슬롯을 내고 러그를 끼워 웨브에 직접 용접하면 플랜지를 아예 거치지 않는다. 다만 슬롯 가공과 관통부 상세가 새로운 응력집중을 만들 수 있으므로 원칙 4를 함께 검토해야 한다.
• 플랜지를 두껍게 한다. 가능하지만 대개 가장 비싼 해결책이다.

2.4 하중경로를 확인하는 세 가지 습관

실무에서 원칙 2를 적용하는 방법은 계산이 아니라 습관에 가깝다. 다음 세 가지를 권한다.

첫째, 손가락으로 경로를 짚어 본다. 도면 위에서 하중 작용점부터 최종 지지점까지 손가락을 끊김 없이 옮겨 갈 수 있는가. 중간에 "여기서 어떻게 되는 거지?"라고 멈추게 되는 지점이 있다면, 그 지점이 문제다. 이 방법은 우스울 만큼 단순하지만 놀랄 만큼 잘 작동한다.

둘째, 강성이 급변하는 지점을 표시한다. 힘의 경로 위에서 판이 얇아지거나, 지지되지 않은 판을 면외로 밀거나, 단면이 갑자기 작아지는 지점이 있으면 거기서 응력이 재분배된다. 그 지점 근처의 용접은 계산값보다 큰 응력을 받는다.

셋째, 스트럿–타이 모델을 머릿속에 그린다. 철근콘크리트의 D-영역 설계에서 쓰는 사고방식이 강접합부에도 그대로 적용된다. 압축은 스트럿, 인장은 타이, 그 만남은 절점이다. 이 모델을 그릴 수 없다면 하중경로가 정의되지 않은 것이다. 특히 거싯 플레이트, 브레이스 접합부, 아웃리거 절점처럼 힘이 여러 방향에서 모이는 곳에서 유용하다.

원칙 2의 핵심

하중경로를 그림으로 그릴 수 없다면, 그 접합부는 아직 설계된 것이 아니다. 검토식을 통과했다는 사실은 경로가 존재한다는 증거가 되지 못한다. 검토식은 설계자가 넣어 준 유효길이를 그대로 믿을 뿐이기 때문이다.

원칙 3 — 용접은 응력이 낮은 곳에 둔다

좋은 용접 접합부는 용접을 낮은 응력 영역에 배치한다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 3

이 원칙은 언뜻 당연해 보이지만, 실제로는 설계자가 가진 가장 강력한 자유도 중 하나를 다룬다. 용접의 크기와 형식은 하중이 정해지면 어느 정도 따라오지만, 용접을 어디에 둘 것인가는 대개 설계자가 선택할 수 있다. 그리고 그 선택이 강도·피로·시공성·검사비를 한꺼번에 바꾼다.

3.1 어느 부재를 끊을 것인가

그림 9. 같은 접합부에서 어느 부재를 불연속으로 둘 것인가의 선택. (a) 두껍고 힘이 큰 부재를 끊으면 그 힘 전부가 용접을 통과해야 하므로 용접이 커진다. (b) 얇고 힘이 작은 부재를 끊으면 작은 용접으로 충분하다. 연속 부재의 힘은 용접선을 그냥 지나쳐 흐른다.

원문이 그림 8·9로 제시한 대비가 이것이다. 두 부재가 만나는 접합부에서 하나는 연속으로 지나가고 다른 하나는 끊긴다. 끊긴 부재의 힘만이 용접을 통과한다. 연속 부재의 힘은 용접선과 무관하게 자기 단면을 따라 흘러간다.

따라서 판단은 명확하다. 힘이 작은 쪽, 두께가 얇은 쪽을 불연속으로 두라. 이 하나의 결정이 용접 각장을 절반으로 줄이고, 그에 따라 용착량을 1/4로 줄인다.

실무에서 이 선택이 등장하는 장면은 많다.

• 보–기둥 접합에서 연속판(continuity plate)을 어느 쪽에 두는가
• 트러스 절점에서 현재를 연속으로 두고 사재를 끊는가, 그 반대인가
• 거싯 플레이트를 기둥에 연속으로 붙일 것인가, 보에 붙일 것인가
• 박스 단면의 다이어프램을 어느 면에 대해 연속으로 둘 것인가

다만 이 판단은 다른 요구와 충돌할 수 있다. 내진 접합부에서는 소성힌지의 위치를 제어하기 위해 의도적으로 특정 부재를 연속으로 두어야 하고, 제작상의 이유로 절단 순서가 정해지기도 한다. 원칙 3은 절대 규칙이 아니라 다른 제약이 없을 때 기본적으로 취해야 할 방향이다.

3.2 이음을 변곡점에 두기

그림 10. 연속거더의 휨모멘트도와 이음 위치. 지점부의 부모멘트와 경간 중앙의 정모멘트 사이에는 모멘트가 0이 되는 변곡점이 존재한다. 이 단면에 이음을 두면 플랜지의 휨응력이 사실상 0이므로 용접은 작아지고 검사 부담도 줄어든다.

연속거더에서 이 원칙의 적용은 교과서적이다. 등분포하중을 받는 2경간 연속보에서 변곡점은 지점에서 경간의 약 1/4 지점 부근에 나타난다(하중 조건과 지점 조건에 따라 위치는 달라진다). 이 단면에서 휨모멘트는 0이므로, 플랜지에 작용하는 휨응력도 0이다.

물론 완전히 0은 아니다. 다음 사항을 함께 고려해야 한다.

• 변곡점의 위치는 하중 배치에 따라 이동한다. 활하중의 부분재하를 고려하면 변곡점은 일정 구간 안에서 움직인다. 따라서 "변곡점"이 아니라 "저응력 구간"으로 생각하고, 모든 하중조합에 대한 모멘트 포락선으로 판단해야 한다.
• 전단력은 0이 아니다. 오히려 변곡점 부근에서 전단력이 클 수 있다. 웨브 이음은 전단과 잔여 모멘트를 함께 전달해야 한다.
• 이음부의 최소 강도 요구가 있을 수 있다. 많은 기준이 부재 강도의 일정 비율 이상을 이음부에 요구한다. 이 요구가 있으면 저응력 구간이라도 무한정 작게 만들 수는 없다.

3.3 커버플레이트 종단 — 피로가 지배하는 세계

반복하중을 받는 구조물에서는 원칙 3의 효과가 훨씬 극적으로 나타난다. 정적 설계에서는 응력이 절반이 되면 안전율이 두 배가 되지만, 피로에서는 응력범위가 절반이 되면 수명이 여덟 배가 된다. 응력범위의 3승에 반비례하기 때문이다.

그림 11. 커버플레이트 종단부. 커버플레이트가 끝나는 지점의 횡방향 필릿용접 토우는 피로 상세범주에서 가장 불리한 등급에 속한다. 아래 그래프는 경간을 따른 응력범위 분포로, 종단 위치의 Δσ가 판정을 지배한다. 종단을 지점 쪽 저응력 구간으로 옮기면 같은 상세로도 검토를 통과할 수 있다.

커버플레이트는 정모멘트 구간의 휨강도를 보강하기 위해 플랜지에 덧대는 판이다. 문제는 이 판이 끝나는 곳이다. 그 지점에서 단면이 급변하고, 횡방향 필릿용접의 토우가 인장응력 방향에 직각으로 놓인다. AISC 360-22 Appendix 3의 피로 상세범주에서 커버플레이트 종단은 가장 낮은 등급 그룹에 속하며, 플랜지 두께와 종단 처리 방식에 따라 범주 E 또는 E′로 분류된다.

여기서 원칙 3의 처방은 명확하다. 커버플레이트를 필요한 길이보다 더 길게 연장해서, 종단부가 응력범위가 낮은 구간에 오게 하라. 강재를 더 쓰는 대신 상세등급의 불리함을 상쇄하는 거래다.

3.4 피로 상세범주 — 숫자로 보는 상세의 값

그림 12. 피로 상세범주별 S–N 선도. 각 선은 (허용 응력범위 Δσ) – (반복횟수 N) 관계를 로그–로그 축에 나타낸 것이며, 오른쪽 수평 구간은 피로한계다. 범주가 한 단계 내려갈 때마다 같은 수명에서 견딜 수 있는 응력범위가 뚜렷하게 줄어든다.

피로 검토식의 구조는 다음과 같다. 반복횟수 N에 대한 허용 응력범위는

$$F_{SR}={\left(\frac{C_f}{N}\right)}^{0.333}\ge F_{TH}$$

(18)

여기서 C_f는 상세범주별 상수, F_TH는 피로한계(threshold)다. 지수 0.333은 응력범위의 3승 법칙을 뜻하며, 이는 균열 진전 속도가 응력확대계수 범위의 약 3승에 비례한다는 Paris 법칙에서 온 것이다. 즉 이 지수는 경험식의 임의 상수가 아니라 파괴역학에서 유도된 값이다.

표 4. 대표적 피로 상세범주와 해당 용접 상세 (AISC 360-22 Appendix 3, Table A-3.1 기준. 값은 ksi 단위계 상수를 SI로 환산한 근사치이며, 실제 설계 시 적용 기준의 원표를 확인해야 한다)

범주	Cf (×10⁸, ksi 단위)	FTH	N = 2×10⁶ 에서 Δσ	대표 상세
A	250	165 MPa (24 ksi)	약 160 MPa	압연재 원단면, 용접 없음
B	120	110 MPa (16 ksi)	약 125 MPa	덧살을 제거하고 평활 가공한 횡방향 CJP 홈용접
C	44	69 MPa (10 ksi)	약 90 MPa	덧살을 남긴 횡방향 CJP 홈용접, 스티프너 토우
D	22	48 MPa (7 ksi)	약 71 MPa	중간 길이의 종방향 부착물
E	11	31 MPa (4.5 ksi)	약 56 MPa	커버플레이트 종단(얇은 플랜지), 긴 종방향 부착물
E′	3.9	18 MPa (2.6 ksi)	약 40 MPa	커버플레이트 종단(두꺼운 플랜지·넓은 커버플레이트)

표 4에서 가장 중요한 대비는 범주 B와 범주 C다. 둘 다 횡방향 CJP 홈용접이다. 차이는 오직 하나, 덧살(reinforcement)을 제거하고 평활하게 갈았는가다. 이 하나의 마무리 작업만으로 N = 2×10⁶에서 허용 응력범위가 약 90 MPa에서 약 125 MPa로, 40% 가까이 올라간다. 부재를 키우지 않고 상세만 바꿔서 얻는 이득이다.

왜 그런가. 덧살이 남아 있으면 용접 토우에서 판 표면과 용접 표면이 만나는 각이 생기고, 이 기하학적 불연속이 응력집중을 만든다. 덧살을 갈아 내면 표면이 연속이 되어 토우 자체가 사라진다. 원칙 3과 원칙 7이 여기서 만난다.

3.5 [계산 예제 3] 커버플레이트 종단 위치의 결정

예제 3. 반복하중을 받는 거더의 커버플레이트 종단 위치

문제

설계수명 동안 N = 2 × 10⁶회의 반복하중을 받는 거더가 있다. 커버플레이트를 필요 강도 기준으로 종단하면 그 지점의 응력범위가 Δσ = 60 MPa이다. 플랜지 두께가 25 mm이므로 상세범주는 E′로 분류된다. 검토하고, 필요하다면 대안을 제시한다.

(1) 범주 E′에 대한 허용 응력범위

$$F_{SR}={\left(\frac{3.9\times {10}^8}{2\times {10}^6}\right)}^{0.333}=(195{)}^{0.333}=5.79\text{ksi}$$

(19)

5.79 ksi × 6.895 = 39.9 MPa
피로한계 F_TH = 18 MPa 보다 크므로 식 (19)의 값이 지배한다.

(2) 검토

$$\mathrm{\Delta }\sigma =60\text{MPa}>F_{SR}=39.9\text{MPa}\Rightarrow \mathbf{\text{부적합}}$$

(20)

검토비는 60/39.9 = 1.50으로, 50% 초과한다.

(3) 대안 1 — 종단을 저응력 구간으로 이동

Δσ ≤ 39.9 MPa 인 위치까지 커버플레이트를 연장한다. 응력범위가 경간을 따라 대략 정현파 형태로 분포한다고 보면, Δσ가 60 MPa에서 39.9 MPa로 낮아지는 위치는 지점 쪽으로 상당히 이동해야 한다. 필요한 연장 길이는 실제 모멘트 포락선으로 계산한다.

(4) 대안 2 — 상세범주를 올린다

커버플레이트의 폭을 플랜지보다 좁게 하고 종단부에 횡방향 용접을 두지 않는 상세로 바꾸면 범주 E가 적용될 수 있다. 이 경우

$$F_{SR}={\left(\frac{11\times {10}^8}{2\times {10}^6}\right)}^{0.333}=(550{)}^{0.333}=8.18\text{ksi}=56.4\text{MPa}$$

(21)

여전히 60 MPa > 56.4 MPa로 근소하게 부적합하다. 종단을 조금만 옮기면 통과한다.

(5) 대안 3 — 커버플레이트를 없앤다

플랜지 두께를 키워 커버플레이트 자체를 제거하면, 해당 위치의 상세범주는 압연재 또는 종방향 연속 용접 수준(범주 A~B)으로 올라간다. 강재량은 늘지만 피로 검토는 여유롭게 통과한다. 반복하중을 받는 구조에서 커버플레이트는 대체로 좋은 선택이 아니다.

결론

같은 하중, 같은 부재 크기에서 상세를 어떻게 잡느냐만으로 허용 응력범위가 39.9 MPa(E′) → 56.4 MPa(E) → 90 MPa(C) → 125 MPa(B)로 세 배 이상 변한다. 피로 지배 구조에서 설계자가 가진 가장 큰 지렛대는 부재 치수가 아니라 상세다.

3.6 원칙 3 실무 점검표

표 5. 원칙 3 — 도면에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
불연속 부재의 선택이 합리적인가	얇고 힘이 작은 쪽을 끊었는가. 두꺼운 부재를 끊고 있다면 이유가 있어야 한다.
이음 위치를 모멘트 포락선으로 검토했는가	단일 하중조합의 변곡점이 아니라 모든 조합의 포락선으로 저응력 구간을 정했는가.
반복하중 여부를 확인했는가	크레인 거더, 기계 지지 구조, 교량, 풍하중 지배 구조는 피로 검토 대상이다.
부착물 종단이 고응력 구간에 있지 않은가	커버플레이트, 거싯, 브래킷, 배관 지지대의 종단부 위치를 확인.
상세범주를 올릴 여지가 있는가	덧살 제거, 토우 그라인딩, 종단 형상 개선으로 한 등급 올릴 수 있는지 검토.
비구조 부착물이 관리되고 있는가	배관 행거, 케이블 트레이, 임시 지그의 용접이 인장 플랜지에 무단으로 붙는 것을 도면에서 금지했는가.

원칙 3의 핵심

용접의 크기는 하중이 정하지만, 용접의 위치는 설계자가 정한다. 그리고 피로 지배 구조에서는 위치를 옮기는 것이 부재를 키우는 것보다 거의 언제나 효율적이다.

원칙 4 — 응력집중원을 만들지 말 것

좋은 용접 접합부는 응력집중원(stress raiser)을 도입하지 않는다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 4

이 원칙은 일곱 개 중에서 가장 실전적이다. 원칙 1~3이 "얼마나, 어디에"의 문제였다면, 원칙 4는 설계자가 자기도 모르게 접합부 안에 인공 균열을 심는 상황을 다룬다. 그리고 이 인공 균열은 대개 계산서에 등장하지 않는다.

4.1 노치는 그 자체로 나쁜 것이 아니다

먼저 이 원칙을 잘못 적용하는 흔한 방식부터 정리한다. "노치가 있으면 나쁘다"는 명제는 절반만 맞다. 정확한 명제는 이것이다.

응력집중원의 성립 조건

기하학적 불연속(노치, 미융착면, 급격한 단면변화)은 그 면에 수직인 응력 성분이 존재할 때에만 응력집중원으로 작동한다. 응력이 그 면과 나란히 흐른다면, 같은 노치라도 사실상 무해하다.

그림 16. 노치의 방향성. (a) 노치면이 응력에 직교하면 응력 흐름선이 노치 끝으로 밀집하여 응력집중계수 K_t가 크게 올라간다. (b) 노치면이 응력과 나란하면 흐름선이 노치를 그냥 지나가며 K_t ≈ 1이다. 같은 결함이라도 방향이 모든 것을 결정한다.

이 사실을 역학적으로 표현하면 이렇다. 균열 선단의 거동은 응력확대계수 K로 기술되며, 균열면을 벌리는 모드 I(개구 모드)의 K_I가 지배적이다.

$$K_I=Y\sigma \sqrt{\pi a}$$

(22)

여기서 σ는 균열면에 수직인 응력이고, a는 균열 길이, Y는 형상계수다. 응력이 균열면과 나란하면 σ가 0이므로 K_I도 0이다. 균열이 있어도 벌어지지 않는다.

이 하나의 원리로 이제 실무의 여러 상황을 판단할 수 있다.

4.2 뒷댐재 — 같은 물건이 치명적일 수도, 무해할 수도 있다

강재 뒷댐재(steel backing)는 CJP 홈용접의 루트를 받쳐 주어 용접금속이 흘러내리지 않게 하는 부재다. 시공 편의상 용접 후 그대로 두는 경우가 많고, 이것을 잔류 뒷댐재(left-in-place backing)라 한다.

문제는 뒷댐재와 모재가 완전히 융합되지 않는다는 데 있다. 뒷댐재는 용접 열로 아래쪽이 일부 녹아 붙지만, 뒷댐재의 끝면과 인접 부재의 면 사이에는 반드시 미융착 틈이 남는다. 이 틈은 반지름이 사실상 0인 완벽한 노치다.

(가) T이음 — 치명적인 경우

그림 13. T이음(보 플랜지–기둥 플랜지 모멘트 접합)에 남긴 뒷댐재. 뒷댐재의 끝면과 기둥 플랜지면 사이의 미융착 틈이 보 플랜지의 인장응력 방향과 직교한다. 이 상세가 1994 Northridge 지진에서 대량 파단의 출발점이었다.

보 플랜지를 기둥 플랜지에 CJP로 접합하는 모멘트 접합을 생각하자. 뒷댐재는 보 플랜지 아래에 놓이고, 그 끝면은 기둥 플랜지면에 맞닿는다. 그 접촉면은 융합되지 않는다.

이제 보에 모멘트가 걸려 하부 플랜지에 인장이 발생하면, 그 인장은 수평 방향이다. 그리고 뒷댐재–기둥면 사이의 미융착면은 연직 방향이다. 두 방향은 직교한다. 식 (22)의 σ가 최대가 되는 배치다.

1994년 1월 미국 캘리포니아 Northridge 지진에서 다수의 강모멘트골조 접합부가 취성 파단했다. 사후 조사에서 파단의 상당수가 하부 플랜지 CJP 용접의 루트 부근, 즉 뒷댐재가 만든 노치에서 시작된 것으로 확인되었다. 이후 진행된 SAC Joint Venture 연구 프로그램의 성과는 FEMA 350 시리즈 및 AISC 341·358로 이어졌다.

현행 AISC 358-22는 다수의 사전인증 접합부에서 하부 플랜지 뒷댐재의 제거를 요구한다. 제거 절차는 대략 다음과 같다.

1. 뒷댐재를 제거한다.
2. 노출된 루트 패스를 백가우징(backgouging)하여 건전한 용접금속이 나올 때까지 파낸다.
3. 백가우징한 면을 다시 용접한다(back weld).
4. 그 위에 보강 필릿용접을 덧대어 기하학적 전이를 완만하게 만든다.

이 보강 필릿의 역할이 중요하다. 단순히 강도를 보태는 것이 아니라, 플랜지 하면과 기둥면이 만나는 90° 모서리를 45° 경사로 바꾸어 응력집중계수를 낮추는 것이 목적이다.

한편 상부 플랜지의 뒷댐재는 존치가 허용되는 경우가 있다. 이유는 두 가지다. 첫째, 상부 플랜지의 뒷댐재는 노치가 슬래브 쪽(대개 압축측)에 놓인다. 둘째, 상부에서는 뒷댐재 하단을 기둥 플랜지에 연속 필릿용접으로 붙여 노치를 봉합할 수 있다. AISC 358-22는 이러한 조건과 요구를 접합부 유형별로 규정하고 있으므로, 실제 적용 시 해당 장(章)의 요구를 그대로 따라야 한다.

국내 실무에서 자주 보이는 오류

사전인증 접합부를 채택하면서 뒷댐재 처리 요구만 빠뜨리는 경우가 있다. 사전인증(prequalification)은 상세·재료·용접·검사 요구를 하나의 묶음으로 만족할 때만 성립한다. 형상만 베끼고 뒷댐재 제거, 위빙탭 제거, 용접재의 노치인성(CVN) 요구, 접근성 확보를 빼면 그것은 더 이상 사전인증 접합부가 아니다.

(나) 맞대기 이음 — 무해한 경우

그림 14. 맞대기 이음에 남긴 뒷댐재. 판 뒷면과 뒷댐재 윗면 사이에 자연히 발생하는 미융착면은 판에 작용하는 인장응력과 나란하다. 따라서 이 면을 벌리는 수직응력 성분이 없고, 응력집중원으로 작동하지 않는다.

같은 뒷댐재가 맞대기 이음에서는 전혀 다른 이야기가 된다. 두 판을 맞대어 CJP로 접합하고 뒷댐재를 남기면, 판 뒷면과 뒷댐재 윗면 사이에 미융착면이 생긴다. 그런데 이 면은 판의 평면과 나란하고, 따라서 판에 작용하는 인장응력과도 나란하다.

식 (22)의 σ가 0이므로 K_I도 0이다. 이 미융착면은 응력집중원으로 작동하지 않는다. 원문이 이 두 경우를 나란히 놓은 이유가 여기에 있다. "뒷댐재는 나쁘다"가 아니라 "뒷댐재가 만드는 노치의 방향을 보라"가 정답이다.

다만 예외가 있다. 맞대기 이음이라도 휨을 받아 판 두께 방향으로 응력이 변하거나, 판 두께 방향(z방향) 인장이 존재하는 경우에는 상황이 달라진다. 또 뒷댐재 자체의 끝단(길이 방향 끝)은 항상 확인해야 한다.

(다) 불연속 뒷댐재 — 스스로 만든 노치

그림 15. 뒷댐재를 여러 토막으로 나누어 놓은 경우. (a) 토막과 토막이 맞닿기만 한 이음매는 그대로 면상(planar) 노치가 되며, 상자 단면이 휨을 받으면 이 면에서 인장응력이 국부적으로 증폭된다. (b) 연속 뒷댐재를 쓰거나, 토막을 미리 CJP로 접합해 두면 노치가 사라진다.

이 경우는 순전히 시공 편의에서 비롯된다. 긴 이음에 뒷댐재를 대야 하는데 재료가 짧으면 여러 토막을 이어 놓는다. 그 이음매는 서로 맞닿아 있을 뿐 융합되어 있지 않다.

상자 단면이 휨을 받으면 이 이음매 위치에서 인장응력이 국부적으로 증폭된다. 노치면이 응력 방향에 직교하기 때문이다. 원문이 제시하는 두 가지 해법은 다음과 같다.

• 뒷댐재 토막들을 미리 CJP로 접합한 뒤 이음에 적용한다. 노치 자체를 없앤다.
• 연속 뒷댐재를 쓴다. 문제가 애초에 발생하지 않는다.

이 사례는 도면이 아니라 시공에서 만들어지는 응력집중원의 전형이다. 설계도면에는 "뒷댐재"라고만 적혀 있고, 그것이 몇 토막인지는 현장이 정한다. 따라서 중요한 이음에서는 도면 또는 시방서에 연속 뒷댐재 사용 또는 사전 CJP 접합을 명시해야 한다.

4.3 응력집중원의 목록 — 도면에서 찾아야 할 것들

뒷댐재 외에도 설계자가 무심코 만드는 응력집중원은 많다. 아래 표는 실무에서 자주 마주치는 것들을 정리한 것이다.

표 6. 흔한 응력집중원과 처방

응력집중원	왜 문제인가	처방
T이음의 잔류 뒷댐재	노치면이 플랜지 인장과 직교	제거 → 백가우징 → 백웰드 → 보강 필릿
토막난 뒷댐재	이음매가 면상 노치	연속 뒷댐재 또는 사전 CJP 접합
단면 PJP의 미용착 루트	반지름 0의 인공 균열	양면 PJP 또는 CJP (원칙 7 참조)
잔류 위빙탭(weld tab)	용접 시·종단의 결함 집중부가 그대로 남음	제거 후 평활 처리. AISC 358-22는 모재면 근처까지 제거를 요구한다
급격한 폭·두께 변화	기하학적 단면 급변	1:2.5 이상의 완만한 테이퍼
날카로운 재입 모서리(re-entrant corner)	이론적으로 응력이 발산	충분한 곡률반경. 코프·스캘럽 형상 지정
화염절단면의 거친 표면	표면 노치 + 경화층	기계 가공 또는 그라인딩. 인장 플랜지 절단면은 특히
인장 플랜지의 임시 부착물	토우가 그대로 남아 피로등급 급락	도면에 인장영역 부착 금지 구간을 명시
용접 아크 스트라이크	국부 급랭 경화 + 미세균열	발생 금지 명시, 발생 시 그라인딩 및 검사

표 6의 마지막 두 항목은 설계자가 도면에 글로 써야만 관리되는 항목이다. 계산으로 다룰 수 없고, 시공자가 알아서 해 주지도 않는다.

4.4 원칙 4 실무 점검표

표 7. 원칙 4 — 도면에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
모든 미융착면의 방향을 확인했는가	각 미융착면에 대해 "이 면에 수직인 응력 성분이 있는가"를 물었는가.
뒷댐재 처리를 지시했는가	제거인지 존치인지, 존치라면 봉합 필릿용접이 지시되어 있는가.
뒷댐재의 연속성을 명시했는가	중요 이음에서 토막 뒷댐재를 금지하거나 사전 접합을 요구했는가.
위빙탭 제거를 지시했는가	제거 후 마무리 수준까지 지정했는가.
단면 변화의 테이퍼를 지정했는가	플랜지 폭·두께 변화 구간의 기울기가 도면에 있는가.
재입 모서리에 곡률을 주었는가	코프, 스캘럽, 액세스홀의 반지름이 지정되어 있는가.
인장영역 부착 제한을 명시했는가	배관 지지, 임시 지그, 케이블 트레이의 용접 위치를 통제했는가.

원칙 5 — 구속하지 말 것

좋은 용접 접합부는 구속되어 있지 않다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 5

지금까지의 네 원칙은 모두 외력에 관한 것이었다. 원칙 5는 다르다. 이것은 외력이 하나도 없는 상태에서 이미 접합부 안에 존재하는 힘을 다룬다. 그리고 이 힘은 어떤 설계식에도 등장하지 않는다.

5.1 잔류응력은 어떻게 만들어지는가

그림 17. 용접 잔류응력이 만들어지는 세 단계. ① 국부 가열로 팽창하려 하지만 주변 찬 모재가 막아 용접부가 압축 항복한다. ② 냉각하며 수축하려 하지만 주변이 다시 막아 이번에는 인장 항복한다. ③ 결과적으로 용접부에는 항복강도 수준의 인장이, 주변에는 이를 평형시키는 압축이 남는다. 아래 그래프는 용접선을 가로지르는 잔류응력 분포다.

과정을 순서대로 따라가면 이렇다.

1단계 — 가열과 팽창 구속. 아크가 지나가며 좁은 영역이 용융점까지 올라간다. 이 영역은 열팽창하려 한다. 그러나 사방을 둘러싼 모재는 차갑고 그대로 있다. 뜨거운 부분은 팽창하지 못하고 압축을 받는다. 고온에서 강재의 항복강도는 크게 떨어지므로, 이 압축은 쉽게 항복강도를 넘어선다. 즉 압축 소성변형이 일어난다.

2단계 — 냉각과 수축 구속. 아크가 지나가고 용접부가 식는다. 이제 수축하려 한다. 그런데 1단계에서 이미 압축 소성변형으로 줄어든 상태였던 금속이 여기서 더 줄어들려 하므로, 원래 길이보다 훨씬 짧아지려 한다. 주변 모재가 이를 막는다. 용접부는 이번에는 인장을 받는다.

3단계 — 평형. 인장이 커지다가 용접금속이 항복하면 더 이상 커지지 않는다. 최종 상태에서 용접부와 그 인근의 잔류응력은 대체로 항복강도 수준의 인장이고, 이를 평형시키기 위해 그 바깥 영역에는 압축이 남는다. 단면 전체에 걸쳐 합력과 합모멘트는 0이다.

받아들이기 어렵지만 사실인 것

외력이 하나도 걸리지 않은 용접 구조물에서, 용접부와 그 주변은 이미 항복강도 수준의 인장응력을 품고 있다. 설계하중은 이 위에 얹히는 것이다. 그럼에도 대부분의 강구조가 문제없이 사용되는 이유는, 강재가 충분히 연성적이어서 국부적으로 항복하며 응력을 재분배하기 때문이다. 즉 강구조의 안전은 상당 부분 연성에 빚지고 있다. 그리고 연성을 앗아 가는 조건이 바로 구속이다.

5.2 구속이 연성을 없애는 방식 — 3축 응력

그림 18. 구속도의 영향과 그 완화. (a) 부재가 움직일 수 있으면 수축이 변위로 흡수되어 잔류응력이 낮고 파괴는 연성적이다. (b) 구속되면 수축이 응력으로 전환되어 3축 인장이 형성되고 취성 파단 위험이 커진다. (c) 넉넉한 반지름의 용접 액세스홀은 서로 직교하는 용접이 한 점에서 만나지 않게 하여 3축 구속을 끊는다.

강재가 연성적으로 거동하는 이유는 항복하기 때문이고, 항복은 전단에 의해 일어난다. von Mises 또는 Tresca 항복조건 어느 쪽으로 보아도 항복을 지배하는 것은 주응력의 차이다.

$${\sigma }_{vm}=\sqrt{\frac{1}{2}[({\sigma }_1-{\sigma }_2{)}^2+({\sigma }_2-{\sigma }_3{)}^2+({\sigma }_3-{\sigma }_1{)}^2]}$$

(23)

이제 σ₁ ≈ σ₂ ≈ σ₃ 인 3축 등인장 상태를 생각해 보자. 식 (23)의 우변은 0에 가까워진다. 세 방향으로 똑같이 강하게 당겨지고 있는데도 von Mises 응력은 거의 0이다. 즉 아무리 세게 당겨도 항복하지 않는다.

항복하지 않으면 소성변형이 없고, 소성변형이 없으면 응력 재분배도 없다. 이런 상태에서 균열이 생기면 그것을 멈춰 세울 메커니즘이 없다. 재료 자체는 연성강재인데도 취성적으로 파단한다.

3축 인장은 어디서 만들어지는가. 답은 구속이다. 구체적으로는

• 두꺼운 판(판 두께 방향으로도 구속이 강함)
• 서로 직교하는 방향의 용접이 한 지점에서 만나는 경우
• 상자 단면처럼 사방이 막힌 형상
• 부재가 이미 고정되어 있는 상태에서 하는 현장용접
• 큰 용접(수축량 자체가 큼 — 원칙 1의 과대용접이 여기서 대가를 치른다)

5.3 용접 액세스홀 — 구속을 끊는 장치

원문이 명시적으로 언급하는 처방이 넉넉하게 만든 용접 액세스홀(weld access hole)과 큰 스나이프(snipe)다. 이 상세의 목적을 제대로 이해하는 것이 중요하다.

보 단부를 기둥에 접합할 때, 플랜지는 기둥 플랜지에 CJP로 접합되고 웨브는 별도로 접합된다. 만약 웨브가 플랜지 접합부까지 그대로 붙어 있다면, 플랜지 용접(수평 방향)과 웨브(연직 방향)가 한 지점에서 만나 3축 구속을 만든다. 게다가 용접봉이 들어갈 공간도 없다.

액세스홀은 웨브의 일부를 잘라 내어 이 두 가지를 동시에 해결한다.

1. 접근성 — 용접봉이 플랜지 용접선 전체에 도달할 수 있다.
2. 구속 해제 — 직교하는 용접이 한 점에서 만나지 않게 하여 3축 인장의 형성을 막는다.

그런데 액세스홀 자체가 새로운 문제를 만든다. 구멍을 뚫으면 그 가장자리가 자유단이 되고, 여기가 응력집중부가 된다. 특히 절단면이 거칠거나 곡률이 급하면 원칙 4의 관점에서 나쁜 상세가 된다. Northridge 이후의 연구에서 액세스홀 형상 자체가 파단의 출발점이 된 사례가 다수 확인되었다.

그래서 AISC 360-22는 용접 액세스홀의 기하학적 요구(최소 크기, 최소 반지름, 표면 마무리)를 규정하고 있고, 내진 접합부에는 AISC 341-22와 AWS D1.8이 더 엄격한 형상과 마무리를 요구한다. 요점은 다음과 같다.

• 충분히 클 것 — 접근성과 구속 해제 모두를 위해.
• 모서리에 충분한 반지름을 줄 것 — 급격한 재입 모서리 금지.
• 플랜지면과 접선으로 만날 것 — 기하학적 전이를 매끄럽게.
• 절단면을 매끄럽게 마무리할 것 — 화염절단 자국과 노치를 제거.

액세스홀에 대한 두 개의 상반된 요구

액세스홀은 크면 구속이 줄지만 단면 결손과 응력집중이 커지고, 작으면 그 반대다. 이 상충을 해결하는 것이 기준에 규정된 형상이며, 그 형상은 임의로 정한 것이 아니라 실험과 파단 사례 분석에서 도출된 것이다. 현장에서 "조금 작게 뚫어도 되겠지"라고 판단하는 순간 그 근거가 사라진다.

5.4 층상균열 — 구속이 모재를 찢는다

구속의 또 다른 얼굴이 층상균열(lamellar tearing)이다. 이 파괴는 용접부가 아니라 모재 안쪽에서 일어나며, 표면 검사로는 발견되지 않는다.

발생 조건은 세 가지가 겹칠 때다.

1. 판 두께 방향(z방향)의 큰 인장 — 용접 수축이 판을 두께 방향으로 당긴다.
2. 강한 구속 — 수축이 변위로 흡수되지 못하고 응력으로 전환된다.
3. 모재의 z방향 연성 부족 — 압연 과정에서 개재물(주로 황화물)이 압연 방향으로 납작하게 늘어나 있으면, 두께 방향으로 당길 때 이 면을 따라 층층이 찢어진다.

전형적인 발생 위치는 두꺼운 판에 T이음이나 모서리이음으로 큰 용접을 놓은 곳, 특히 기둥 플랜지에 붙는 연속판이나 두꺼운 거싯이다.

대책은 세 가지 축에서 나온다.

• 상세 변경 — 판 두께 방향으로 당기는 상세 자체를 피한다. 예를 들어 T이음 대신 관통 상세로 바꾼다.
• 용접 축소 — 수축력 자체를 줄인다. 원칙 1의 과대용접 회피가 여기서 다시 효력을 발휘한다. 양면 대칭 용접으로 수축을 상쇄시키는 것도 유효하다.
• 재료 선정 — 판 두께 방향 특성이 보증된 강재(Z방향 성능이 규정된 강재)를 지정한다. 개재물 형상 제어와 저황 강재가 여기에 해당한다.

5.5 용접 순서 — 도면 밖의 설계 변수

구속은 형상만으로 결정되지 않는다. 어떤 순서로 용접하는가가 최종 구속 상태를 좌우한다. 같은 접합부라도 순서에 따라 잔류응력의 크기와 분포가 크게 달라진다.

일반 원칙은 다음과 같다.

• 수축량이 큰 용접을 먼저 — 아직 자유롭게 움직일 수 있을 때 큰 수축을 끝낸다.
• 구속도가 낮은 상태에서 중요한 용접을 먼저 — 나중에 할수록 주변이 고정되어 구속이 커진다.
• 대칭 용접은 대칭으로 — 한쪽을 다 하고 반대쪽을 하면 변형이 누적된다.
• 현장용접은 가급적 구속이 적은 시점에 — 이미 골조가 세워진 뒤의 현장용접은 구속이 매우 크다.

중요 접합부에서는 시공계획서에 용접 순서를 명시하도록 요구하는 것이 좋다. 이것은 시공자의 재량 사항이 아니라 구조 성능에 직결되는 설계 사항이다.

5.6 원칙 5 실무 점검표

표 8. 원칙 5 — 도면과 시공계획에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
직교하는 용접이 한 점에서 만나는가	만난다면 액세스홀·스나이프로 분리되어 있는가.
액세스홀 형상이 지정되어 있는가	크기, 반지름, 접선 연결, 표면 마무리까지 도면에 있는가. 내진 접합부는 별도 요구를 적용했는가.
판 두께 방향 인장이 발생하는가	발생한다면 층상균열 대책(상세 변경, 용접 축소, Z방향 강재)이 있는가.
용접 크기가 필요 이상은 아닌가	원칙 1과 동일. 과대용접은 구속응력을 직접 키운다.
용접 순서가 계획되어 있는가	중요 접합부에 대해 순서를 명시하고 검토했는가.
예열·층간온도가 지정되어 있는가	두꺼운 판, 고구속 접합부에서 AWS D1.1의 요구 이상으로 관리되는가.
현장용접의 구속 상태를 검토했는가	가조립 상태에서 용접하는지, 이미 고정된 뒤인지.

원칙 6 — 용접에 휨을 걸지 말 것

좋은 용접 접합부는 용접에 휨을 가하지 않는다.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 6

이 원칙은 원문 스스로가 "먼저 이것이 무엇을 뜻하지 않는지부터 이해해야 한다"고 단서를 다는 유일한 원칙이다. 오해하기 쉽기 때문이다.

6.1 무엇이 아닌가 — 흔한 오해부터

플레이트 거더는 종방향 필릿용접으로 조립되고, 그 거더는 휨을 받는다. 그렇다면 원칙 6에 위배되는가? 그렇지 않다.

원칙 6이 금지하는 것은 부재가 휨을 받는 것이 아니라, 용접을 그 자신의 길이축(종축)을 중심으로 휘게 만드는 하중이다. 두 가지는 완전히 다르다.

• 부재의 휨 — 거더 전체가 휘고, 용접선에는 그 결과로 수평전단이 흐른다. 용접은 전단만 받는다. 문제없다.
• 용접의 휨 — 용접선을 축으로 두 부재가 상대적으로 회전하려 한다. 용접의 루트와 토우가 벌어지고 닫히는 방향으로 변형이 강요된다. 이것이 문제다.

6.2 왜 위험한가 — 변형률이 두 점에 집중된다

그림 19. 용접부의 휨과 그 해결. (a) 세워진 판의 상단에 면외 하중이 걸리면 필릿용접이 자신의 길이축을 중심으로 벌어지듯 휘고, 변형률이 루트와 토우 두 점에 집중된다. (b) 스티프너로 회전을 구속하면 용접은 전단만 받는다. (c) 부재 방향을 바꾸어 하중이 용접선을 따라 흐르게 하면 휨 성분이 아예 사라진다.

필릿용접의 단면은 삼각형이다. 이 삼각형이 루트를 중심으로 회전하려 하면, 변형은 단면 전체에 고르게 퍼지지 않는다. 루트와 토우, 즉 이미 기하학적으로 가장 취약한 두 지점에 집중된다.

이것이 왜 치명적인지는 앞의 두 원칙과 연결하면 분명해진다.

• 루트는 미융착면이 있는 곳이다(원칙 4·7). 여기에 벌어지는 방향의 변형을 강요하면 모드 I 개구가 직접 일어난다.
• 토우는 기하학적 불연속에 언더컷 등의 결함이 모이는 곳이다(원칙 7). 여기에 최대 변형률이 걸린다.

게다가 필릿용접은 매우 얇다. 각장 8 mm 필릿의 목두께는 5.7 mm에 불과하다. 이 얇은 단면에 휨을 걸면 응력구배가 극단적으로 커진다. 회전각이 조금만 생겨도 표면 변형률은 항복변형률을 훌쩍 넘어선다.

실무에서 이 상황이 생기는 전형적인 장면

• 바닥판에 세워 용접한 얇은 판의 상단에 옆에서 힘이 걸리는 경우(가드레일 지주, 난간, 기계 지지대)
• 플랜지에 필릿으로만 붙인 거싯에 면외 하중이 작용하는 경우
• 단부 지지 없이 편측 필릿으로만 붙인 브래킷
• 덕트·배관 지지대가 얇은 판에 붙어 진동하는 경우 — 반복 회전이므로 피로 파괴로 이어진다

6.3 두 가지 해결

해결 1 — 스티프너로 회전을 구속한다. 그림 19(b)처럼 세워진 판의 옆에 삼각 스티프너(거싯)를 붙이면, 판이 회전하려 할 때 스티프너가 이를 막는다. 용접은 회전이 아니라 전단만 받게 된다. 이 방법은 대개 가장 값싸다. 작은 삼각판 하나가 접합부의 성격을 바꾼다.

다만 스티프너를 붙일 때 스티프너 자신의 단부가 새로운 응력집중원이 된다는 점을 잊으면 안 된다(원칙 4). 스티프너 단부에는 충분한 곡률 또는 테이퍼를 주고, 필요하면 그 부분을 저응력 구간에 두어야 한다(원칙 3).

해결 2 — 부재의 방향을 바꾼다. 그림 19(c)처럼 하중이 용접선을 따라 흐르도록 부재를 배치하면 휨 성분이 아예 발생하지 않는다. 이 방법이 가능하다면 언제나 이쪽이 낫다. 보강해서 문제를 견디는 것보다 문제를 만들지 않는 것이 낫기 때문이다.

원칙 2와의 연결도 분명하다. 용접에 휨이 걸린다는 것은 곧 하중경로가 우회하고 있다는 신호다. 힘이 최단·최직접 경로로 흐르고 있다면 용접에 회전을 강요할 일이 없다.

6.35 [계산 예제 4] 휨을 받는 용접은 왜 키워도 소용없는가

예제 4. 세워 붙인 판에 면외 하중이 걸릴 때, 스티프너의 효과

문제

바닥판 위에 판을 세워 양면 필릿용접으로 고정하고, 그 상단에 면외 방향 수평하중을 가한다. 스티프너가 없는 경우와 있는 경우의 용접 소요 각장을 비교한다.

• 세운 판 : PL 200(폭) × 12(두께), 노출 높이 h = 300 mm
• 계수하중 : P_u = 15 kN (판 상단, 면외 방향)
• 용접재 F_EXX = 483 MPa, φ = 0.75, k_ds = 1.0 (보수적)
• 용접을 선(line)으로 보는 탄성해석법을 적용한다

(1) 밑단에 걸리는 모멘트

$$M_u=P_{u}h=15\times 0.300=4.50\text{kN}\cdot \text{m}=4.50\times {10}^6\text{N}\cdot \text{mm}$$

(24)

(2) Case A — 스티프너 없음

용접군은 판 양면에 놓인 길이 200 mm의 두 줄이며, 두 줄 사이의 거리는 판 두께 12 mm뿐이다. 용접을 단위 목두께의 선으로 보면

$$I_w=2L{\left(\frac{d}{2}\right)}^2=2(200)(6{)}^2=\mathrm{14,400}{\text{mm}}^3$$

(25)

$$S_w=\frac{I_w}{c}=\frac{\mathrm{14,400}}{6}=\mathrm{2,400}{\text{mm}}^2$$

(26)

$$f_b=\frac{M_u}{S_w}=\frac{4.50\times {10}^6}{\mathrm{2,400}}=\mathrm{1,875}\text{N/mm}$$

(27)

직접전단은 15,000 N / 400 mm = 37.5 N/mm로 무시할 수 있는 수준이므로 합성값도 약 1,875 N/mm다. 식 (10)에서 φr_n = 153.7 w 이므로

$$w\ge \frac{\mathrm{1,875}}{153.7}=12.2\text{mm}$$

(28)

Case A 결론 : 해가 존재하지 않는다

필요 각장 12.2 mm는 판 두께 12 mm보다 크다. 판 끝면 최대 각장 제한(12 − 2 = 10 mm)도 위반한다. 즉 용접을 아무리 키워도 이 상세는 성립하지 않는다. 각장을 키워 해결하려는 시도 자체가 방향이 틀렸다.

(3) Case B — 양쪽에 삼각 스티프너 추가 (깊이 a = 150 mm)

스티프너를 넣으면 하중 방향으로 길이 150 mm의 용접선이 네 줄(스티프너 2매 × 양면) 추가된다. 이 용접선들은 휨축에 대해 종방향이므로 단면2차모멘트 기여가 크다.

$$I_w=4\cdot \frac{a^3}{12}+2L{\left(\frac{d}{2}\right)}^2=4\cdot \frac{{150}^3}{12}+\mathrm{14,400}$$

(29)

4 × (150³/12) = 4 × 281,250 = 1,125,000 mm³
I_w = 1,125,000 + 14,400 = 1,139,400 mm³
c = a/2 = 75 mm

$$S_w=\frac{\mathrm{1,139,400}}{75}=\mathrm{15,192}{\text{mm}}^2$$

(30)

$$f_b=\frac{4.50\times {10}^6}{\mathrm{15,192}}=296\text{N/mm}\Rightarrow w\ge \frac{296}{153.7}=1.93\text{mm}$$

(31)

Case B 결론 : 최소 각장 5 mm로 충분

강도상 필요한 값은 1.93 mm이므로, 최소 각장 규정(스티프너 10 mm 기준 5 mm)이 지배한다.

해설 — 스티프너가 한 일

스티프너는 용접의 강도를 키운 것이 아니라 용접군의 기하학을 바꾸었다. 단면계수가 2,400 mm²에서 15,192 mm²로 6.3배 커졌다. 저항 모멘트의 지렛대가 판 두께 12 mm에서 스티프너 깊이 150 mm로 바뀌었기 때문이다.

여기서 원칙 6의 핵심이 숫자로 드러난다. 용접에 휨이 걸릴 때 그 휨을 이기는 지렛대는 판 두께뿐이며, 판 두께는 언제나 작다. 그래서 각장을 키우는 대응은 거의 언제나 실패한다. 반면 회전을 구속해 주는 요소를 하나 넣으면 지렛대가 한 자릿수 커진다.

덧붙여, Case A의 용접은 계산상 부적합할 뿐 아니라 루트와 토우에 변형률이 집중되는 상태이기도 하다. 즉 이 상세는 강도 검토를 통과하더라도 여전히 나쁜 상세다. 원칙 6이 단순한 강도 문제가 아닌 이유가 여기에 있다.

6.4 원칙 6 실무 점검표

표 9. 원칙 6 — 도면에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
용접선을 축으로 한 회전이 발생하는가	접합되는 두 부재의 상대 회전을 그림으로 그려 본다. 회전이 있으면 용접에 휨이 걸린다.
편측 용접에 면외 하중이 걸리는가	편측 필릿 + 면외 하중은 가장 나쁜 조합이다.
회전 구속 요소가 있는가	스티프너, 거싯, 양측 지지 중 하나가 존재하는가.
부재 방향 전환이 가능한가	보강하기 전에, 하중이 용접선을 따라 흐르게 배치할 수 있는지 먼저 검토했는가.
반복 회전이 있는가	진동·풍하중으로 회전이 반복되면 피로 검토가 필요하다.
보강 요소의 단부를 처리했는가	스티프너 단부가 새로운 응력집중원이 되지 않도록 형상을 지정했는가.

원칙 7 — 토우와 루트를 지켜라

좋은 용접 접합부는 용접의 토우와 루트를 보호한다. … 발끝을 살피고 뿌리를 기억하라.— Duane K. Miller, Welding Wisdom Part One, 원칙 7

원문은 이 원칙을 "watch your toes and remember your roots"라는 말장난으로 마무리한다. 가벼운 표현이지만 담긴 내용은 가볍지 않다. 용접 접합부의 파괴는 거의 예외 없이 이 두 곳 중 하나에서 시작한다.

7.1 루트 — 설계자가 만든 인공 균열

그림 20. 루트를 지키는 세 가지 수준. (a) 단면 PJP는 루트가 인장에 그대로 노출되어, 반지름 0의 인공 균열이 응력에 직교한 상태다. (b) 양면 PJP는 루트가 부재 내부에 갇혀 정적하중에는 대체로 충분하다. (c) CJP는 루트 자체가 존재하지 않는다.

단면 PJP의 루트가 인장을 받는 것은 원문이 명시적으로 지목하는 최악의 상세다. 이유는 원칙 4에서 이미 확립되었다. 미용착 루트는 완벽하게 날카로운 면상 결함이고, 인장이 그 면에 직교하면 식 (22)의 K_I가 최대가 된다.

양면 PJP는 상당한 개선이다. 미용착부가 부재 내부 중앙에 갇히고, 양측이 대칭이므로 편심에 의한 부가 휨도 없다. 원문은 이 상세가 많은 정적 하중 상황에서 루트를 적절히 보호한다고 평가한다.

그러나 원문은 곧바로 단서를 단다. 반복하중을 받는 접합부에서는 양면 PJP의 파괴도 결국 루트에서 시작한다. 정적하중에서는 소성 재분배로 견딜 수 있지만, 반복하중에서는 재분배가 균열 진전을 막아 주지 못한다. 매 사이클마다 루트 선단에서 균열이 조금씩 자란다.

표 10. 루트 보호 수준의 선택

상세	정적하중	반복하중	내진 접합부
단면 PJP (루트 인장)	위험. 노치 인성이 낮은 재료·저온에서 취성파단 가능	사실상 금기	사용 불가
양면 PJP	대체로 적절	루트에서 균열 개시. 별도 검토 필요	일반적으로 부적합
CJP	적절	적절 (토우 처리 별도)	표준. 단 뒷댐재·위빙탭 처리 필수
필릿(양면)	적절	토우가 지배. 상세범주 확인	용도별 제한 확인

표 10에서 읽어야 할 것은 "정적이면 괜찮다"가 조건부라는 사실이다. 정적하중이라도 다음 경우에는 단면 PJP가 위험하다.

• 저온에서 사용되는 구조(노치 인성이 떨어진다)
• 두꺼운 판(구속이 커 3축 응력이 형성된다 — 원칙 5)
• 용접재 또는 모재의 노치 인성이 보증되지 않은 경우
• 충격하중이 예상되는 경우(변형률 속도가 높으면 취성 경향이 커진다)

7.2 토우 — 결함이 모이는 자리

그림 21. 토우 품질의 세 가지 상태. (a) 언더컷은 모재를 파내어 단면을 줄이는 동시에 반지름이 0에 가까운 노치를 남긴다. (b) 오버랩은 용접금속이 융합 없이 모재 위에 얹혀 예각 노치를 만든다. (c) 완만한 토우에서는 응력 흐름선이 매끄럽게 넘어간다. 붉은 선은 응력 흐름선의 밀집을 나타낸다.

토우는 용접 표면이 모재와 만나는 선이다. 이곳이 왜 위험한가. 세 가지 이유가 겹친다.

첫째, 기하학적 불연속이다. 용접의 볼록한 표면이 평평한 모재와 만나면서 각이 생긴다. 이 각이 급할수록 응력집중계수가 커진다.

둘째, 결함이 모이는 자리다. 원문이 열거하는 대로 언더컷(undercut), 오버랩(overlap), 비드밑 균열(underbead cracking)이 모두 토우 근처에서 발생한다.

• 언더컷 — 아크가 모재를 녹였는데 용접금속이 그 자리를 채우지 못해 홈이 남는다. 단면 감소와 날카로운 노치를 동시에 만든다.
• 오버랩 — 용접금속이 모재 위로 흘러넘쳤으나 융합되지 않고 얹혀 있다. 겉보기에는 용접이 큰데 실제로는 예각의 미융착 노치다. 육안검사에서 오히려 "잘된 용접"으로 오인되기 쉽다.
• 비드밑 균열 — 열영향부의 경화된 조직에서 수소에 의해 발생하는 미세균열. 표면에 드러나지 않는 경우가 많다.

셋째, 잔류응력이 최대인 지점이다. 그림 17에서 본 것처럼 용접부와 그 인접부의 잔류응력은 항복강도 수준의 인장이다. 토우는 정확히 그 영역에 있다.

이 세 가지가 겹치므로, 반복하중을 받는 용접 구조의 피로균열은 압도적으로 토우에서 시작한다. 원문이 지적하는 커버플레이트 종단부의 균열 개시점도 정확히 횡방향 필릿용접의 토우다.

7.3 토우를 개선하는 방법 — 등급 하나의 값

토우 처리는 비용 대비 효과가 가장 큰 개선 중 하나다. 표 4에서 확인했듯, 횡방향 CJP 홈용접의 덧살을 제거하고 평활하게 가공하면 상세범주가 C에서 B로 올라간다. N = 2×10⁶에서 허용 응력범위가 약 90 MPa에서 약 125 MPa로 올라간다.

왜 이렇게 크게 달라지는가. 덧살을 갈아 내면 토우라는 기하학적 특징 자체가 사라지기 때문이다. 표면이 연속이 되면 응력집중이 없다. 결함이 모일 자리도 없다.

토우 개선 방법에는 여러 가지가 있다.

• 덧살 제거(grinding flush) — 가장 확실하다. 다만 반드시 응력 방향과 나란하게 갈아야 한다. 응력에 직교하는 방향으로 갈면 그라인딩 자국 자체가 새로운 노치가 된다.
• 토우 그라인딩 — 덧살 전체가 아니라 토우 부분만 완만하게 갈아 곡률을 준다.
• TIG 드레싱 — 토우를 다시 녹여 표면장력으로 매끄러운 곡면을 만든다.
• 피닝·해머 피닝 — 토우에 압축 잔류응력을 도입해 유효 응력범위를 낮춘다.
• 용접 조건 개선 — 애초에 완만한 토우가 형성되도록 전류·속도·자세를 관리한다. 가장 값싸다.

그라인딩 방향에 대한 주의

덧살 제거를 지시할 때는 "응력 방향과 평행하게 마무리할 것"을 반드시 명시해야 한다. 이는 원칙 4의 노치 방향성 원리를 그대로 적용한 것이다. 그라인딩 자국은 미세한 홈이며, 그 홈이 응력에 직교하면 개선하려던 것을 오히려 악화시킨다.

7.4 그러나 — 모든 토우와 루트가 문제인 것은 아니다

원문은 원칙 7의 마지막에서 대단히 중요한 단서를 단다. 이 단서를 빼놓고 원칙 7만 기억하면 과잉 대응으로 이어진다.

응력집중원은 그 기하학적 특징에 수직인 힘(또는 힘의 성분)이 존재할 때에만 중요하다. 휨을 받는 플레이트 거더의 종방향 필릿용접의 루트와 토우에는 이러한 기하학적 불연속부에 집중되는 응력이 존재하지 않는다.— Welding Wisdom Part One, 원칙 7 결론부

즉 플레이트 거더의 웨브–플랜지 종방향 필릿용접의 토우와 루트는 문제가 되지 않는다. 왜인가. 그 용접선은 부재의 길이 방향과 나란하고, 휨응력도 길이 방향이다. 토우와 루트가 만드는 노치면에 수직인 응력 성분이 없다.

이 단서는 원칙 4의 노치 방향성 원리와 완전히 같은 이야기다. 그래서 원문 스스로 "원칙 7은 원칙 4와 직접적으로 연결되어 있다"고 명시한다. 결국 일곱 원칙 중 두 개는 하나의 원리의 두 적용인 셈이다.

원칙 4와 원칙 7을 하나로 묶으면

모든 용접에는 노치가 있다. 문제는 노치의 존재가 아니라 방향이다. 도면의 모든 용접에 대해 노치면(루트, 토우, 미융착면)의 방향을 확인하고, 그 면에 수직인 응력 성분이 있는지 물어라. 있다면 그곳이 파괴가 시작될 자리다. 없다면 그 노치는 그대로 두어도 좋다.

7.5 원칙 7 실무 점검표

표 11. 원칙 7 — 도면에서 확인할 것

확인 항목	판단 기준
단면 PJP의 루트가 인장을 받는가	받는다면 양면 PJP 또는 CJP로 변경을 검토한다.
반복하중이 있는가	있다면 양면 PJP도 루트 균열 개시를 검토해야 한다.
토우의 방향과 응력의 방향을 확인했는가	토우가 응력에 직교하면 피로 상세범주가 지배한다.
덧살 처리를 지시했는가	피로 지배 구간의 횡방향 CJP는 덧살 제거로 한 등급 올릴 수 있다.
그라인딩 방향을 명시했는가	"응력 방향과 평행하게"가 도면·시방서에 있는가.
언더컷 허용치를 지정했는가	AWS D1.1의 판정 기준을 인용하되, 피로 지배 구간은 더 엄격히.
오버랩을 검사 항목에 넣었는가	육안검사로 오인되기 쉬우므로 명시적으로 기재.
종방향 용접에 과잉 대응하고 있지 않은가	노치면에 수직 응력이 없다면 토우 처리를 요구할 필요가 없다.

종합 — 일곱 원칙을 하나의 시선으로

8.1 원칙들은 서로 어떻게 연결되는가

일곱 원칙을 차례로 살펴본 지금, 이들이 독립적인 일곱 개의 규칙이 아니라는 것이 분명해졌다. 실제로는 세 개의 축으로 묶인다.

표 12. 일곱 원칙의 구조

축	해당 원칙	공통 질문
힘	원칙 1, 2, 3	이 용접에 실제로 얼마의 힘이, 어느 경로로, 어느 위치에서 흐르는가. 계산서의 가정과 실제가 일치하는가.
노치	원칙 4, 7	이 상세가 만드는 기하학적 불연속면은 어느 방향인가. 그 면에 수직인 응력 성분이 있는가.
연성	원칙 5, 6	이 접합부가 항복하며 응력을 재분배할 수 있는가, 아니면 변형이 몇 개의 점에 갇혀 있는가.

이렇게 묶어 놓고 보면 왜 과대용접이 그렇게 나쁜지가 선명해진다. 과대용접은 세 축 모두에서 동시에 손해다. 힘의 축에서는 불필요한 비용이고, 노치의 축에서는 결함 발생 확률을 높이며, 연성의 축에서는 수축력과 구속을 키워 3축 응력을 유발한다. "혹시 모르니 크게"라는 판단이 왜 안전측이 아닌지, 이제 세 가지 방식으로 설명할 수 있다.

8.2 접합부 상세 검토의 순서

그림 22. 접합부 상세를 그리고 나서 던져야 할 일곱 개의 질문. 위쪽 세 개(원칙 1~3)는 힘에 관한 질문이고, 아래쪽 네 개(원칙 4~7)는 상세의 기하학과 연성에 관한 질문이다. 하나라도 답이 막히면 그 상세는 아직 완성되지 않았다.

실무에서 이 일곱 원칙을 적용하는 가장 효과적인 방법은 도면을 그린 다음에 던지는 질문 목록으로 쓰는 것이다. 설계 중에 일곱 가지를 동시에 생각하기는 어렵지만, 그려 놓고 확인하는 것은 어렵지 않다.

8.3 나쁜 상세와 좋은 상세 — 나란히 놓고 보기

표 13. 자주 마주치는 나쁜 상세와 그 대안

나쁜 상세	위배 원칙	무엇이 문제인가	대안
축력만 받는 조립 단면의 종방향 이음에 CJP 지시	1	전달되는 힘이 사실상 0인데 최대 용접을 지시	최소 각장 필릿 또는 단속 필릿
유연한 플랜지에 붙인 긴 러그	2	계산한 길이 전체가 일하지 않음	스티프너 추가 또는 러그를 웨브 위치로
경간 중앙 근처의 커버플레이트 종단	3, 7	최고 응력범위 구간에 최저 상세범주	종단을 지점 쪽으로 연장
모멘트 접합 하부 플랜지의 잔류 뒷댐재	4, 7	노치면이 인장에 직교	제거 → 백가우징 → 백웰드 → 보강 필릿
토막난 뒷댐재	4	이음매가 면상 노치	연속 뒷댐재 또는 사전 CJP 접합
두꺼운 판의 좁고 깊은 상자 내부 용접	5	3축 구속 → 취성 파단	상세 재구성, 액세스 확보, 용접 순서 계획
작게 뚫은 용접 액세스홀	4, 5	구속 해제 실패 + 재입 모서리 응력집중	기준 형상 준수, 곡률·표면 마무리 지정
편측 필릿으로만 붙인 세운 판에 면외 하중	6	용접에 휨 → 루트·토우 변형률 집중	스티프너 추가 또는 부재 방향 전환
인장을 받는 단면 PJP	7, 4	루트가 인공 균열로 노출	양면 PJP 또는 CJP
인장 플랜지에 무단 부착된 배관 지지대	3, 4, 7	고응력 구간에 저등급 상세를 추가	도면에 부착 금지 구간 명시

8.4 국내 실무에 옮길 때

본 고는 AISC·AWS 체계를 중심으로 서술했다. 국내 프로젝트에 적용할 때 유의할 점을 정리한다.

• 기준 체계의 대응. 강구조 설계는 KDS 14 31 계열이 지배하며, 용접 접합의 강도 산정 체계는 AISC와 유사한 강도설계 형식을 따른다. 다만 각 조항의 세부 수치와 적용 범위는 기준마다 다르므로, 본 고의 수치를 그대로 국내 설계에 대입해서는 안 된다. 원리를 가져오고 수치는 적용 기준에서 확인해야 한다.
• 용접 기준. 용접 시공·검사는 KS 및 국내 표준시방서 체계를 따른다. AWS D1.1을 참조 기준으로 쓰는 프로젝트도 많으므로, 어느 기준을 적용하는지 계약 문서에서 명확히 해야 한다.
• 내진 접합부. 사전인증 접합부를 도입할 때는 형상뿐 아니라 재료·용접·검사 요구 전체를 함께 가져와야 한다. 이 점은 원칙 4에서 강조한 바와 같다.
• 도면 표기의 습관. 이 글에서 반복해서 확인했듯, 원칙 4·5·7의 상당 부분은 계산이 아니라 도면과 시방서의 문장으로만 관리된다. 뒷댐재 처리, 위빙탭 제거, 그라인딩 방향, 용접 순서, 부착 금지 구간은 설계자가 쓰지 않으면 아무도 하지 않는다.

8.5 마무리

Miller의 일곱 원칙을 한 문장으로 압축하면 이렇게 될 것이다.

용접 접합부의 설계는 강도를 계산하는 일이 아니라, 힘이 지나갈 길을 정하고 그 길 위에 노치를 놓지 않으며 재료가 항복할 여지를 남겨 두는 일이다.

강도 계산은 이 세 가지가 모두 지켜졌을 때 비로소 의미를 갖는다. 계산서가 통과했다는 사실은 설계자가 가정한 조건이 성립할 경우 강도가 충분하다는 뜻일 뿐이다. 그 가정이 실제와 다르면 계산은 아무것도 보장하지 않는다.

끝으로 한 가지를 덧붙인다. 이 일곱 원칙은 어느 것도 새로운 이론이 아니다. 모두 오래전부터 알려진 역학과, 실제로 깨진 구조물에서 배운 교훈의 조합이다. 그럼에도 이 원칙들이 반복해서 정리되어야 하는 이유는, 설계 도구가 정교해질수록 상세를 눈으로 판단하는 훈련이 오히려 줄어들기 때문이다. 해석 프로그램은 응력을 계산해 주지만, 그 상세가 노치를 만들고 있는지, 힘이 실제로 그 길로 흐르는지, 재료가 항복할 여지가 남아 있는지는 알려 주지 않는다. 그것은 여전히 설계자가 도면을 들여다보며 스스로 물어야 하는 질문이다.

핵심 요약 — 이 글에서 가져갈 열 가지

1. 용접은 부재 강도를 재현할 의무가 없다. 접합부를 실제로 통과하는 하중만 전달하면 된다. 종방향 용접에서 이 값은 대개 놀랄 만큼 작다.
2. 각장 2배는 용착량 4배다. 강도는 선형으로 늘지만 비용·잔류응력·변형·균열 위험은 제곱으로 는다. 과대용접은 안전측이 아니다.
3. k_ds의 50%는 연성을 대가로 얻는다. 종·횡 혼용 시 조합식을 쓰지 않고 횡방향에만 1.5를 곱하면 존재하지 않는 강도를 계산한 것이다.
4. 계산서의 유효길이와 실제로 일하는 길이가 다르면 검토는 무의미하다. 유연한 판을 거치는 경로는 힘을 퍼뜨리지 못한다.
5. 용접의 위치는 설계자가 정한다. 피로 지배 구조에서 상세를 옮기는 것은 부재를 키우는 것보다 거의 언제나 효율적이다. 상세범주 한 등급이 허용 응력범위를 20~40% 바꾼다.
6. 노치는 존재가 아니라 방향이 문제다. 같은 뒷댐재가 T이음에서는 치명적이고 맞대기이음에서는 무해하다. 판단 기준은 "그 면에 수직인 응력 성분이 있는가" 하나뿐이다.
7. 외력이 0이어도 용접부는 이미 항복강도 수준의 인장을 품고 있다. 강구조의 안전은 상당 부분 연성에 빚지고 있으며, 구속은 그 연성을 앗아 간다.
8. 3축 인장에서는 von Mises 응력이 0에 가까워진다. 아무리 당겨도 항복하지 않고, 항복하지 않으면 재분배도 없다. 연성강재가 취성적으로 파단하는 이유다.
9. 용접에 휨이 걸리면 각장을 키워도 소용없다. 지렛대가 판 두께뿐이기 때문이다. 회전을 구속하는 요소 하나가 단면계수를 한 자릿수 키운다.
10. 도면에 글로 쓰지 않은 것은 시공되지 않는다. 뒷댐재 처리, 위빙탭 제거, 그라인딩 방향, 용접 순서, 부착 금지 구간은 계산으로 관리할 수 없다.

기호 및 약어

표 14. 본 고에서 사용한 기호

기호	의미	단위
w	필릿용접 각장 (leg size)	mm
te	유효목두께 (effective throat)	mm
E, E1, E2	PJP 홈용접의 유효목두께	mm
Awe	용접 유효면적	mm²
ABM	융합면 모재의 유효면적	mm²
Fnw	용접금속의 공칭응력	MPa
FnBM	모재의 공칭응력	MPa
FEXX	용접재의 규정 최소 인장강도	MPa
Fy, Fu	모재의 항복강도, 인장강도	MPa
kds	방향강도계수 (directional strength factor)	—
θ	하중 작용선과 용접선이 이루는 각	도(°)
φ	강도저항계수 (LRFD)	—
Ω	안전율 (ASD)	—
Rn	공칭강도	N, kN
q	단위길이당 전단류	N/mm
V, Q, I	전단력, 단면1차모멘트, 단면2차모멘트	N, mm³, mm⁴
Δσ, FSR	응력범위, 허용 응력범위	MPa
Cf, FTH	피로 상세범주 상수, 피로한계	—, MPa
N	설계수명 동안의 반복횟수	cycles
KI, Kt	모드 I 응력확대계수, 응력집중계수	MPa·√m, —
σvm	von Mises 상당응력	MPa

표 15. 약어

약어	원어 및 의미
CJP	Complete Joint Penetration — 완전용입 홈용접
PJP	Partial Joint Penetration — 부분용입 홈용접
HAZ	Heat Affected Zone — 열영향부
SAW	Submerged Arc Welding — 서브머지드아크용접
UT	Ultrasonic Testing — 초음파탐상검사
CVN	Charpy V-Notch — 샤르피 V노치 충격시험
LRFD	Load and Resistance Factor Design — 하중저항계수설계법
ASD	Allowable Strength Design — 허용강도설계법
HSS	Hollow Structural Section — 강관 단면

참고문헌

1. Miller, D. K. (2015). "Welding Wisdom: Part One." Modern Steel Construction, August 2015. American Institute of Steel Construction.
2. Miller, D. K. (2015). "Welded Connections: The Good, the Bad and the Ugly." Session N1, NASCC: The Steel Conference, American Institute of Steel Construction.
3. ANSI/AISC 360-22. Specification for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, 2022. — 특히 Chapter J2 (Welds) 및 Appendix 3 (Design for Fatigue).
4. ANSI/AISC 341-22. Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, 2022.
5. ANSI/AISC 358-22. Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications. American Institute of Steel Construction, 2022.
6. AWS D1.1/D1.1M. Structural Welding Code — Steel. American Welding Society.
7. AWS D1.8/D1.8M. Structural Welding Code — Seismic Supplement. American Welding Society.
8. FEMA 350. Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings. Federal Emergency Management Agency / SAC Joint Venture, 2000.
9. FEMA 355D. State of the Art Report on Connection Performance. Federal Emergency Management Agency / SAC Joint Venture, 2000.
10. Miller, D. K. Steel Structures Design Guide: Welded Connection Design. The Lincoln Electric Company.
11. AISC. Steel Construction Manual. American Institute of Steel Construction. — Part 8 (Design Considerations for Welds).
12. 국토교통부. KDS 14 31 00 강구조 설계기준. 국가건설기준센터.
13. 국토교통부. KDS 14 31 25 강구조 연결 설계기준. 국가건설기준센터.