최윤철
(Yun-Cheul Choi)
1
이상섭
(Sang-Sup Lee)
2
최현기
(Hyun-Ki Choi)
3
박금성
(Keum-Sung Park)
4*
© Korea Institute for Structural Maintenance Inspection. All rights reserved.
키워드
합성보, 휨강도, 전단연결재, 전단부착응력
Key words
Composite beam, Flexural strength, Shear connection, Shear bond stress
1. 서 론
도심지 주차문제 해결에 있어 주차장 전용 건축물과 공작 물형태의 주차장이 주목을 받고 있다. 그러나 주차장 전용 건 축물의 경우 허가대상 건축물로서
사전 준비기간이 길고, 건 폐율, 용적율, 일조건, 사선제한 등의 제약 조건으로 대지의 활용면적이 감소되어 비경제적이다. 또한, 주차전용 건축물 은
기둥이나 바닥판(보, 슬래브 등)에 내화구조 적용에 따른 부대비용 발생으로 공사비가 과다하게 발생되며, 3층 이상 건 축 시 내진설계가 반영되어야
하는 단점을 지니고 있다. 그러나 공작물 형태의 주차장의 경우, 이러한 주차전용 건축물에 적용 되는 별도의 제한 규정이 필요하지 않는 주차시설 건축물이다.
그러나 공작물 형태의 주차장은 차로나 주차 구획부의 층 고 규정이 설정되어 있으며, 특히 공작물 주차장의 전체 높이 가 8 m 이하로 건설되도록 규정되어
있다. 따라서 평면 대지 위에 주차가 가능한 몇 개 층의 최적 공간을 확보하기 위해서 는 바닥판의 층고절감 뿐만 아니라 기둥 없이 장스팬이 가능 한
합성바닥판 공법의 적용이 절실히 요구된다. 이에 본 연구 에서는 법적 제한을 받는 공작물 형태의 주차장을 대상으로 층고 저감 및 장스팬화가 가능한
U자형 와이드 형상의 합성 보를 개발하였다.
합성보의 구조적 거동은 강재보와 콘크리트 슬래브 단면사 이의 전단부착 및 전단연결재에 의한 합성정도에 따라 상이 한 양상을 띠게 된다. 전단부착 강도
, 전단연결재의 형태 및 합성율에 의해 지배를 받는 합성작용은 강재 및 콘크리트의 재료적 성질과 함께 합성보의 강도 및 강성에 대한 주요 영향 인자로서
작용한다. 콘크리트 슬래브가 강재 보의 상부플랜 지 위에 위치하고 있는 단면형상의 노출형 합성보는 보와 슬 래브가 스터드 또는 기타 유사 전단열결재에
의한 합성작용 으로 일체화 거동은 하지만, 강재 보가 콘크리에 의해 둘러 싸 인 형태의 매입협 합성보에서는 부재사이의 직접적인 접촉 면적이 매우 크기
때문에 화학적 전단부착이 전체 합성거동 에 영향인자로 작용하게 된다(Shin, 2008).
이에 본 연구에서 새롭게 제시된 U자형 와이드 형상을 갖 는 합성보를 대상으로 휨 및 전단거동 특성 분석을 위한 실험 적 연구를 진행하였다. 특히,
본 연구에서 제시된 합성보는 충 전형 합성보의 형태로 콘크리트가 강재보에 충전되고, 슬래 브 걸침부가 콘크리트 내에 매립되어 강재와 콘크리트가 만
나는 마철력에 의해 전단부착력이 발생하게 된다. 또한, 전단 연결재가 없이도 부분합성 거동이 예상되는 바 이를 실험적 으로 평가하고자 한다.
2. 강-PC(U자형 와이드) 합성보 개발
본 연구에서 개발한 합성보는 Fig. 1과 같이 건물 높이 8 m 이하로 제한되는 공작물 주차장에 3개층 4개단의 주차장으로 구성되며, 16 m 이상의 장스팬 공작물 주차장을 대상으로 한
다. 8 m 이하로 제한되는 공작물 주차장에 3개 층 4개단의 주 차장 계획 시 층고 저감은 필수적이며 각 층고는 2.65 m 이하 가 되어야 한다.
이는 주차부분과 차량통행부분의 변단면 보 로 최적화되어야 하며, 각 보의 춤은 550 mm와 350 mm로 설 계되어야 한다.
Fig. 1
Prototype building(parking lot)
기존 연구에서는 변단면 부재를 활용하여 보 웨브면에서 슬래브 일정높이가 보의 춤 내에 위치하도록 설계하고 있다. 그러나 변단면 접합처리 및 충고저감으로
인한 접합부의 완 전 합성거동에 문제가 있으며, 접합부 강성저하 및 차량 이동 시 진동성능의 저하로 사용성 확보에 문제가 있다.
상기 제약조건과 선행 합성보의 문제점 개선을 위해 본 연 구에서는 Figs. 2 및 3과 같이 와이드 절곡형 U자형 강판과 절 곡된 플랜지면 위에 다양한 형태의 채널형 강재 내에 슬래브 가 위치토록 구성하여 절대 춤 350 mm을 확보하고자
하였다. 또한, 절곡된 하부 U자형 내에 하단부에 클립형의 고정부에 다양한 철근 트러스 형태로 프리스트레스 캠버를 갖도록 제 작된 트러스 근이 설치되도록
하여 복합보의 강도와 강성을 확보하고자 하였다. 채널 내에 설치된 슬래브는 채널 웨브에 홀을 두어 보강 철근이 횡방향으로 관통되도록 하여 접합부 의
강성과 일체성을 확보하고자 하였다.
Fig. 2
Component of steel-concrete composite beam
Fig. 3
Development of steel-concrete composite beam
이와 같이 설치된 프리스트레스 캠버를 갖는 트러스 철근과 접합부를 관통하는 보강근으로 인해 접합부의 강성확보에 유 리함은 물론 장스팬으로 인한 철재
조립형 복합보는 접합부의 강성 증대로 처짐과 진동성능 확보가 가능하도록 개발하였다.
3. 실험계획
3.1. 실험체 변수
3.1.1. 휨 실험체
실험체의 주요변수는 강재보의 강판두께(6 mm, 9 mm), 슬 래브 걸침부 형상(ㄱ형강, ㄷ형강), 보 보강철근의 형태(삼각 형, 사각형)이며 총
7개의 실험체를 설계하였다.
Fig. 4와 같이 SPC6-C-P는 보 보강철근이 없는 기준 실험체 이며, 보 보강철근을 배근한 6개의 실험체를 계획하였다. 실 험체 모두 보춤은 350 mm,
스팬 6.0 m로 설계하였으며, 실험 시 지점을 고려하여 순스팬은 5.8 m가 되도록 하였다. 또한 슬 래브 유효폭은 1,000 mm로 하였다.
Fig. 4
Details of test specimens(unit: mm)
3.1.2. 전단부착 실험체
강재보와 콘크리트 슬래브로 구성되는 노출형 합성보는 강 재보 상부 플랜지에 용접되는 전단연결재에 의해 합성작용을 하게 된다. 그러나 본 연구의 강-PC형
복합보는 충전형 합성 보의 형태로 콘크리트가 강재보에 충전되고, 슬래브 걸침부 가 콘크리트 내에 매립되기 때문에 강재와 콘크리트가 만나 는 마찰력에
의해 전단부착력이 발생하게 된다. 또한 보 보강 철근의 상하부 간격조정을 위해 사용하는 φ6 트러스철근은 강재보에 용접되기 때문에 이로 인한 전단부착성능도
존재한 다. 이러한 이유로 전단연결재가 없이도 부분합성 거동을 할 것으로 예상되는 바, 이를 검증하기 위해 전단부착 성능평가 를 실시하였다. 전단부착성능
실험체의 주요변수는 슬래브 걸침부 형태와 전단부착요소로서의 트러스 철근 및 Flat bar 로 Table 1과 같다.
Table 1
|
Specimen type
|
Specimen No.
|
Specimen parameter
|
Specimen dimension
|
|
Steel thickness of U shape(mm)
|
Slab support shape
|
Truss type
|
Flat bar
|
Beam depth(mm)
|
Span (clear span) (mm)
|
Slab effective depth (mm)
|
|
Flexural specimen
|
SPC6-C-P
|
6.0
|
|
-
|
-
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC6-C-T
|
6.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC6-A-T
|
6.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC6-C-R
|
6.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC9-C-T
|
9.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC9-A-T
|
9.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
SPC9-C-R
|
9.0
|
|
|
350
|
6,000 (5,800)
|
1,000
|
|
shear and bond
|
SB6-C-N
|
6.0
|
|
-
|
-
|
|
|
SB6-C-N-FB
|
6.0
|
|
-
|
|
|
SB6-C-T
|
6.0
|
|
|
-
|
|
SB6-A-T
|
6.0
|
|
|
-
|
3.2. 실험방법
휨 실험은 Fig. 5(a)와 같이 2800 kN의 Actuator를 실험체의 중앙부에 설치하고, 반력점을 실험체의 양단부 1/4지점에 만 들어 초당 0.04 mm의 속도로
간접하중이 가해지도록 하는 2 점 가력 단순보 실험으로 계획하였다. 변위측정을 위한 변위 계는 길이의 1/4, 2/4, 3/4지점에서의 수직처짐을
측정할 수 있 도록 설치하였다.
전단 부착 실험 가력은 Fig. 5(b)와 같이 2800kN의 Acuator 를 실험체의 도심위치에 설치하였다. 강재와 콘크리트 부분 은 50 mm이격되어 있고, 콘크리트 부분은 단순지지한
상태 에서 돌출된 강재 단면을 단순 압축 가력하도록 하였다.
변위측정을 위한 변위계는 총 3개를 설치하였다. LVDT는 모두 가력되는 강재보의 슬립변위를 측정하기 위해 강재보 하부면 중앙에 1개와 양측면에 각각
1개씩 설치하였다.
4. 실험결과
4.1. 휨 실험의 하중-슬립 관계
슬립 발생 횟수는 실험체마다 차이가 있으나 모두 항복점 이전에 나타난다. 슬립은 강재와 콘크리트의 부착파괴에 의 해 나타난다. 강-PC형 복합보와
같은 합성보의 부착강도는 두 이질재료가 만나는 면의 마찰력, 콘크리트의 접착성능, 콘크 리트 내에 매립되는 강재의 형상에 의한 기계적 부착력, 그리
고 트러스 철근의 용접성능 등에 의해 나타난다. 이 중 마찰력 및 접착성능은 매우 작고, 기계적 부착성능과 트러스 철근의 용접 성능이 주로 부착성능을
향상시키는 요소이다. 초기에 나 타나는 슬립은 대부분 마찰이나 접착에 의한 부착성능이 저하 되어 나타나고, 최종슬립은 기계적 부착강도와 트러스철근의
용접이 파괴되어 나타나는 현상이다. Fig. 6과 같이 대부분의 실험체들은 슬립 발생 시 일시적으로 하중이 감소하나, 곧바로 응력전달이 원활히 이루어져 원래의 하중-변위 상태로 회복되 어 항복에
이르기까지 큰 변화가 생기지 않음을 알 수 있다.
Table 2와 같이 SPC6-C-P는 트러스철근이 없는 형태로 1 차, 2차 슬립은 마찰력과 접착성능 저하에 의해 나타났고, 3차 및 4차 슬립은 기계적 부착
파괴로 인해 나타났다. 최종 슬립 은 444.2 kN으로 항복강도의 82.4%에 해당하고, 이 때 변위는 27.7 mm로 항복변위의 74%에 해당한다.
SPC6-C-T는 총 3회 의 슬립이 보이며, 초기 슬립은 392.8 kN에서 나타났고, 최종 슬립은 647.9 kN으로 항복강도의 93.5%에 해당한다.
SPC6-A-T 는 625 kN에서 한번만 슬립이 발생하였고, 이는 항복강도의 93.8%이다. SPC6-C-R도 625.1 kN에서 한번 슬립이 발생하
고, 이는 항복강도의 90%에 해당한다.
Table 2
Test results focus on load-slip relationship
|
Specimen type
|
Specimen No.
|
Strength(kN)
|
Displacement(mm)
|
Slip
|
|
|
Yield strength (py)
|
Maximum strength (pu)
|
Yield displacement (δy)
|
Maximum displacement (δu)
|
1th
|
2nd
|
3th
|
4th
|
|
|
Load
|
Disp.
|
Load
|
Disp.
|
Load
|
Disp.
|
Load
|
Disp.
|
|
|
Flexural specimen
|
SPC6-C-P
|
538.82
|
741.42
|
37.46
|
146.96
|
328.2
|
17.82
|
348.7
|
19.72
|
385.9
|
22.64
|
444.2
|
27.70
|
|
SPC6-C-T
|
692.87
|
826.80
|
43.62
|
126.18
|
392.8
|
19.86
|
563.2
|
31.26
|
647.9
|
37.90
|
-
|
-
|
|
SPC6-A-T
|
666.20
|
832.18
|
40.68
|
134.58
|
625.0
|
35.72
|
-
|
-
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
SPC6-C-R
|
695.42
|
848.09
|
40.42
|
142.92
|
625.1
|
33.72
|
-
|
-
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
SPC9-C-T
|
831.84
|
989.56
|
48.16
|
145.56
|
402.0
|
16.76
|
572.6
|
26.88
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
SPC9-A-T
|
842.17
|
970.06
|
52.30
|
108.78
|
522.9
|
23.06
|
712.9
|
36.12
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
SPC9-C-R
|
873.86
|
1019.72
|
47.74
|
132.64
|
575.2
|
25.22
|
615.6
|
28.04
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
|
Specimen type |
Specimen No. |
Maximum strength(Pu) |
Displacement(mm) |
|
|
Center(mm) |
Left side center(mm) |
Right side center(mm) |
|
|
shear and bond
|
SB6-C-N
|
363.17
|
33.84
|
30.69
|
30.41
|
|
SB6-C-N-FB
|
777.58
|
30.44
|
26.59
|
26.77
|
|
SB6-C-T
|
376.04
|
28.11
|
24.27
|
24.28
|
|
SB6-A-T
|
508.72
|
30.13
|
30.61
|
29.37
|
SPC9시리즈는 2번의 슬립이 발생하는데, C-T는 402.0 kN 에서 초기 슬립이 발생하고, 최종슬립은 572.6 kN으로 항복강 도의 69%이고,
A-T의 최종슬립은 712.9 kN로 항복강도의 84.6%로 나타났다. C-R은 572.6 kN에 초기슬립이 발생하고, 최종슬립은 615.6 kN으로
항복강도의 70%에 해당한다.
SPC6시리즈에서 C-P는 트러스철근이 없는 경우이므로 이 를 제외한 나머지 3개의 실험체의 최종슬립은 평균 약 92.4% 로 항복강도와 근접한 점에서
발생하였으나, SPC9시리즈는 평균 74.5%로 항복보다 상대적으로 더 빨리 부착파괴가 일어 나 슬립이 발생하였다.
슬립이 발생할 때마다 크고 작은 하중 감소가 발생하였으 나, 처짐은 크게 변화가 없었다. 슬립 발생 이후에는 하중이 다시 증가하여 전체적인 포락선
형태는 크게 변하지 않고 항 복점을 지나 최대강도에 이르는 것을 그림 6에 나타내었다.
4.2. 전단부착성능평가
4.2.1. 하중-변위
전단부착성능 실험결과는 Table 1과 Fig. 7에서 보는 바와 같이 Flat Bar를 2개 설치한 SB6-C-N-FB가 777.58 kN로 가장 크고, 트러스철근이 없는 SB6-C-N실험체가 363.17
kN으로 가장 작게 나타났다.
Fig. 7
Load-displacement and failure patten
최대하중 시 미끄럼 변위는 중앙부 변위가 대체로 크게 나 타나고, 양측면은 유사한 값을 나타내었다.
슬래브 걸침부 형태가 ㄱ형강(Angle)인 SB6-A-T 실험체는 3곳의 LVDT 측정 변위가 거의 동일한 값을 가지고 일정하게 미끄럼 변위가 발생하였다.
최대강도 발현 시 대부분 30 mm 전후의 미끄럼 변위가 발생함을 알 수 있다.
Fig. 7의 중앙부 하중-변위 그래프를 보면, 항복점 부근에서 2∼3회에 걸쳐 갑작스런 슬립이 발생하는데 이는 기계적 부 착력과 트러스철근의 용접부 파괴로
인한 것으로 판단된다. 슬립이 발생할 때마다 약 20 kN의 하중이 감소되고, 약 0.2 mm의 변형이 진행되지만, 강성이 급격히 감소하여 슬립 발생
이후 변형이 점점 증가하는 양상을 보인다.
4.2.2. 전단부착관계
휨 및 전단부착실험을 통해 도출된 결과를 토대로 U자형 와이드 합성보의 전단부착성능을 평가하였다.
Table 3은 전단 부착 실험체별 부착면적이 다르기 때문에 객 관적 평가를 위해 부착응력을 계산하였다. 부착면적은 부착면 의 둘레와 매립되는 강재 길이의 곱으로
구한다. 강재의 길이는 650 mm이지만 콘크리트에 매립되는 부분은 600 mm로 모든 실험체에 대해 동일하다. 부착면 둘레는 Fig. 8에 나타낸 것과 같이 강재의 양면이 콘크리트와 맞닿은 부분의 길이로 하였다.
Table 3
Caption written in English
|
Specimen No.
|
Bond circumfe -rence (mm)
|
Flat bar area (mm2)
|
Bond area (mm2)
|
Maximum load(kN)
|
Bond stress (N/mm2)
|
|
|
SB6-C-N
|
724
|
-
|
434,400
|
363.17
|
0.8360
|
|
SB6-C-
|
89,600
|
524,000
|
777.58
|
1.4839
|
|
N-FB
|
|
SB6-C-T
|
-
|
434,400
|
376.04
|
0.8656
|
|
SB6-A-T
|
-
|
445,200
|
508.72
|
1.1427
|
Fig. 8
Calculation of bond circumference
ㄷ형강의 부착면 둘레 :
L
=
{
2
(
B
−
t
)
+
2
(
H
−
t
)
}
×
2
E
A
=
2
(
90
−
4.5
)
+
2
(
100
−
4.5
)
×
2
=
724
m
m
ㄱ형강의 부착면 둘레 :
L
=
{
2
(
B
−
t
)
+
2
(
H
−
t
)
}
×
2
E
A
=
2
(
90
−
4.5
)
+
2
(
100
−
4.5
)
×
2
=
724
m
m
Flat Bar의 부착면적 :
(
50
+
6
)
×
2
×
2
E
A
×
400
m
m
=
89
,
600
m
m
2
이렇게 계산한 부착면 둘레와 면적은 Table 3에 나타내었 다. 부착응력은 Flat Bar가 있는 SB6-C-N-FB가 1.48로 가장 크고, SB6-C-N은 0.84로 가장 작게 나타났다. 한편
트러스철 근을 강재보에 용접한 SB6-C-T와 SB6-A-T는 용접부가 탈락 하면서 슬립이 발생하였고, 부착응력은 전체적으로 트러스철 근이 없는 경우보다
높게 나타났다.
기계적 부착응력은 콘크리트 내에 매립된 강재의 형상에 따라 결정되는 것이므로, 실험결과 얻은 전단부착 강도를 완 전히 매립된 부분의 면적에 부착응력으로
나누어 산정하였 다. 그러나 강-PC형 복합보에서 부착강도는 기계적 부착력뿐 만 아니라 Flat Bar의 전단강도, 트러스철근의 용접강도, 부재 의
축과 직각방향인 철근의 전단강도 등이 영향을 미치기 때 문에 추후 강-PC형 복합보의 전단부착 저항요소들에 대한 성 능을 산정하여 순수 기계적 부착응력과
구분하여 연구할 필 요가 있다.
4.2.3. 대상건물의 적용성 평가
대상건물의 강-PC형 복합보가 적용되는 구간은 길이가 6 m가량 되므로, 이를 기준으로 소요부착강도를 계산하면 다음 과 같다. 전단부착에 대한 소요강도는
콘크리트부분의 압축 력으로 계산할 수 있다.
소성중립축 yp는 실험체마다 차이가 있으므로, 이를 고려 하여 소요부착강도를 구하면 다음과 같다. 여기서 SB6-C-T와 SB6-A-T는 소성중립축이 동일하므로
한 개만 나타내었다.
SB6-C-N :
R
c
=
0.85
f
c
k
×
y
p
×
B
e
=
0.85
×
24
×
123.82
×
6000
4
×
10
−
3
=
3788.89
k
N
SB6-C-T :
R
c
=
0.85
f
c
k
×
y
p
×
B
e
=
0.85
×
24
×
81.65
×
6000
4
×
10
−
3
=
2498.49
k
N
SB6-C-N-FB :
R
c
=
0.85
f
c
k
×
24
×
74.29
×
6000
4
×
10
−
3
=
2273.27
k
N
SB6-C-N의 공칭부착강도는 실험에 의한 응력으로 계산하 면 1,069.48 kN, SB6-C-T는 1,128.05 kN, SB6-A-T는 1,524.85
kN으로 소요강도에 미치지 못한다. 따라서 Flat bar를 사용하 여 소요강도 이상 부착강도를 확보해야 한다.
실험에서 Flat Bar를 2개 사용한 경우의 공칭강도가 2,330.69 kN이므로, 다른 실험체들도 전단부착 저항 성능을 확보하기 위해서는 최소
2개의 FB를 사용하여야 한다.
SB6-C-N :
F
s
b
=
A
s
b
×
f
s
b
=
434
,
400
×
6000
2
×
0.8360
×
10
−
3
=
1
,
089.48
k
N
SB6-C-T :
F
s
b
=
A
s
b
×
f
s
b
=
434
,
400
×
6000
2
×
0.8656
×
10
−
3
=
1
,
128.05
k
N
SB6-A-T :
F
s
b
=
A
s
b
×
f
s
b
=
445
,
200
×
6000
2
×
1.1417
×
10
−
3
=
1
,
524.85
k
N
SB6-C-N-FB :
F
s
b
=
A
s
b
×
f
s
b
=
524
,
000
×
6000
2
×
1.14839
×
10
−
3
=
2332.69
k
N
5. 결 론
본 연구에서 새롭게 제시된 U자형 와이드 형상을 갖는 합 성보를 대상으로 휨 및 전단거동 특성 분석을 위한 실험적 연 구를 진행하였으며, 실험결과
다음과 같은 결론을 도출하였다.
휨 성능평가 결과 초기에 나타나는 슬립은 대부분 마찰이 나 접착에 의한 부착성능이 저하되어 나타나고, 최종슬립은 기계적 부착강도와 트러스철근의 용접이
파괴되어 나타나는 현상이다. 대부분의 실험체들은 슬립 발생 시 일시적으로 하 중이 감소하나, 곧바로 응력전달이 원활히 이루어져 원래의 하중-변위 상태로
회복되어 항복에 이르기까지 큰 변화가 생 기지 않았다.
부착응력은 Flat Bar가 있는 SB6-C-N-FB가 1.48로 가장 크 고, SB6-C-N은 0.84로 가장 작게 나타났다. 트러스철근을 강 재보에
용접한 SB6-C-T와 SB6-A-T는 용접부가 탈락하면서 슬립이 발생하였고, 부착응력은 전체적으로 트러스철근이 없 는 경우보다 높게 나타났다.
전단부착실험 결과, 전단연결재가 없는 모든 실험체는 기 계적 부착만으로 충분한 전단부착 성능을 가지지 못하므로, Flat Bar를 최소 2개 이상
설치하여야 한다.
감사의 글
이 연구는 한국건설기술연구원의 주요사업과 국토교통부 주거환경연구사업(과제번호: 17RERP-B082884-04)의 지원 에 의해 수행되었습니다.
(2014), Building code requirement for structural concrete and commentary
(1994), Part 4: Structural use of steelwork in building. Code of practice for design
of composite slabs with profiled steel sheeting
(2003), Load carrying capacity of composite slabs with various end constraints.,
J. Construct. Steel Res., 59, 385-403.
(1993), Composite Slab Behaviour and Strength Analysis, Part 1: Caculation Procedure.,
Journal of Structural Engineeng, ASCE, 119, 16-35.
Architectural Institute of Korea (2016), Korea Building Code and Commentary.
(2008), Analysis of the Load Carrying Behavior of Shear Connection at the Interface
of Encased Composite Beams., Journal of Korean Society of Steel Construction, 20(1),
67-79.
(2002), Stress Transfer and Fracture Propagation in Different Kinds of Adhesive Joints.,
Journal of Engineering Mechanics, 128(5), 562-573.