휨실험 결과를 요약하여 Table 2에 정리하였다. Fig. 5와 Fig. 6는 각각 실험체들의 하중-변위 관계와 최종 파괴형상을 나타낸다. 길이 6 m 실험체의 휨실험 결과, 두께 1.1 mm 데크를 사용한 F11-6-01은 하중 28 kN에서 상부 압축플랜지에 좌굴이 발생하기 시작하였고 이후 최대하중에 도달하면서 압축플랜지의 좌굴변형과 목재 가력판 하부에서 데크의 국부적 변형이 같이 증가하며 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다. 동일한 변수의 F11-6-02 실험체의 경우 하중 31 kN에서 상부플랜지에 좌굴이 발생하기 시작하였고 최대하중에 도달한 이후에는 동일하게 압축플랜지, 목재 가력판 하부의 데크에서 좌굴변형이 증가하며 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다. 6 m 길이에 두께 1.4 mm 데크를 사용한 F14-6-01은 하중 47 kN에서 좌측 가력부의 상부플랜지가 데크 안쪽 방향으로 변형하기 시작하였고 이후 하중 49 kN에서 상부 압축플랜지에 국부좌굴이 발생하기 시작하였다. 최대하중에 도달하면서 상부플랜지와 가력부 하단의 변형이 증가하며 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다. 동일한 변수의 F14-6-02 실험체는 목재 가력판을 사용하지 않고 철재 힌지를 가력부에 두어 직접 데크의 상부플랜지를 가력하며 진행하였다. 하중 43 kN에서 가력부의 상부플랜지가 데크 안쪽 방향으로 변형하기 시작하였고 이후 하중 45 kN에서 좌측 가력부 하단이 국부적으로 변형하면서 웨브에서도 면외방향으로 변형이 증가하였다(Fig. 6(b) 참조). 최대하중에 도달한 이후 상부플랜지의 좌굴변형이 증가하면서 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다.

Fig. 5. 
Load - displacement relationship of bending test specimens

Fig. 6. 
Failure mode of bending test specimens

4 m 길이에 두께 1.1 mm 데크를 사용한 F11-4-01 실험체는 하중 45 kN에서 약간의 하중 감소와 함께 상부플랜지에서 좌굴이 발생하기 시작하였다. 최대하중에 도달하면서 압축플랜지의 좌굴변형과 목재 가력판 하부에서 데크의 찌그러짐 변형이 증가하면서 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다. 동일한 변수의 F11-4-02 실험체는 하중 48 kN에서 상부플랜지에 좌굴이 발생하기 시작하였고 최대하중 이후 모든 압축플랜지의 좌굴변형과 가력부의 변형이 증가하였으며, 하중 감소가 발생하여 실험을 종료하였다.

Fig. 5에 데크의 전체단면에 대한 단면2차모멘트(I_g)와 유효단면2차모멘트(I_eff)를 적용하여 산정한 초기강성을 비교하여 나타내었다. 데크의 단면성능은 2장의 유효폭법을 적용하여 도출하였으며. 데크의 단위폭 당 유효단면2차모멘트 I_eff는 1.1 mm 두께 데크의 경우 24.3×10⁶ mm⁴/m, 1.4 m 두께 데크의 경우 34.5×10⁶ mm⁴/m를 적용하였다.

1.1 mm 두께의 데크를 사용한 4 m 길이의 실험체의 경우 다른 실험체에 비해 초기강성이 다소 저하되는 경향을 보였지만 전체적으로 전체단면에 대한 단면2차모멘트를 적용한 경우보다 유효단면2차모멘트를 적용하여 산정한 초기강성이 실험결과와 잘 일치하는 것을 볼 수 있다.

Table 2는 휨실험 결과에 의한 휨모멘트 강도 M_test를 유효폭법에 의해 산정한 단면계수를 적용하여 계산한 공칭휨강도 M_n과 비교한 결과를 보여준다. 길이 6 m 데크의 휨실험 결과 데크의 휨강도는 공칭휨강도에 대하여 87 % - 96 %의 수준으로 나타났고 두께가 얇은 1.1 mm 데크의 경우 휨강도는 공칭휨강도 대비 92 % - 95 % 수준으로 나타나 가력부의 변형이 데크의 전체적인 안정성에 불리하게 작용한 것으로 판단된다. 반면에 두께 1.4 mm 데크의 경우 휨강도는 공칭휨강도 대비 87 % - 96 % 수준으로 목재 가력판을 사용하지 않은 F14-6-02 실험체에서 가력점 상부 압축플랜지의 조기변형으로 인해 초기 강성이 증가하였으나 강도는 크게 저하되는 것을 볼 수 있다.

전단실험결과를 정리하여 Table 3에 나타냈다. Figs. 8-9은 전단실험체의 하중-변위 관계와 실험종료 후 파괴모드를 나타낸다. 실험 결과 두께 1.1 mm, 순전단경간 300 mm 실험체인 S11-300은 하중 94 kN에서 국부좌굴이 데크 중앙부 상부플랜지에서 발생하기 시작하였다. 하중 100 kN에 도달한 후 웨브에 좌굴이 발생하였고, 최대하중 101.3 kN에 도달했을 때 가력부 좌측 웨브에서 전단좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. 두께 1.1 mm, 순전단경간 600 mm 실험체인 S11-600은 하중 62.5 kN에서 데크 중앙부 상부플랜지에서 국부좌굴이 발생하기 시작하였으며, 최대하중 62.9 kN에 도달했을 때 데크 가력부를 중심으로 좌굴 변형이 증가하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다.

Fig. 8. 
Load - displacement relationship of shear test specimens

Fig. 9. 
Failure mode of shear test specimens

두께 1.4 mm, 순전단경간 300 mm 실험체인 S14-300은 하중 124 kN에 도달했을 때 데크 중앙부 상부 플랜지에 국부좌굴이 발생하기 시작하였다. 최대하중 145.5 kN에 도달한 이후에는 데크의 웨브에 전단좌굴이 발생하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. 두께 1.4 mm, 순전단경간 600 mm 실험체인 S14-600은 하중 80.3 kN에서 데크 중앙부 상부 플랜지에 국부좌굴이 발생하기 시작하였다. 하중 94.3 kN에서 중앙부 우측 목재 가력판 중심으로 변형이 증가하였고, 최대하중 95.1 kN에 도달한 이후에는 좌굴 변형이 증가하면서 하중이 감소하여 실험을 종료하였다.

Table 3에 3점 가력에 따른 실험체의 전단강도 V_test를 계산하여 나타내었다. 공칭전단강도(V_n) 산정을 위하여 전단좌굴계수 k_v를 실험적으로 평가하고자 실험체의 전단강도 V_test를 식 (12)의 V_cr/k_v로 나누어 계산하였다. Table 3에 나타낸 것과 같이 전단실험결과로 도출한 k_v값은 13.7 - 30.1의 분포를 보였으며, 순전단경간이 300 mm인 경우 전단경간 600 mm인 경우보다 더 큰 전단좌굴계수값을 보였다. 냉간성형강 설계기준 AISI S100-16^[6]에서는 실험조건과 같이 횡방향 스티프너가 설치된 경우 강판의 전단좌굴계수 k_v는 강판의 경계조건을 단순지지 조건으로 가정하여 a/h > 1.0인 경우 5.34 + 4.0/(a/h)²으로 산정한다. 여기서, a는 횡방향 스티프너간의 순간격, h는 웨브의 높이를 나타낸다. 전단실험체에서 a/h 값은 1.0과 2.0에 해당하므로 설계기준에 의한 k_v값은 각각 9.34와 6.34에 해당한다. 따라서, 실험에 의한 전단좌굴계수는 설계기준에서 제안하는 값보다 2.16~3.22배 큰 값을 보여주었다.

Table 3의 V_n은 횡방향 스티프너를 설치하지 않은 일반조건의 전단강도 산정에 적용하기 위하여 설계기준의 절곡이 없는 웨브에 대한 전단좌굴계수 5.34를 2.16배한 11.5로 계산하여 나타내었다. 두께 1.1 mm 실험체의 경우 실험체의 전단강도는 공칭전단강도 대비 1.60~2.58배 큰 값으로 나타났으며, 두께 1.4 mm 실험체의 경우 1.17~1.79배 큰 값으로 나타났다.