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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.1 No.2 pp.20-28
DOI :

FRP-콘크리트 합성말뚝의 개발

최진우1, 주형중2, 남정훈3, 윤순종4
홍익대학교 토목공학과1, 홍익대학교 토목공학과2, 홍익대학교 토목공학과3, 홍익대학교 토목공학과4

Development of the Hybrid CFFT Pile

Soon-Jong Yoon4, Jin-Woo Choi1, Hyung-Joong Joo2, Jung-Hoon Nam3
4Department of Civil Engineering, Hongik University
1Department of Civil Engineering, Hongik University, 2Department of Civil Engineering, Hongik University, 3Department of Civil Engineering, Hongik University

Abstract

In this paper, new type CFFT (Concrete Filled FRP Tube) was suggested in order to improve the flexuralstiffness. Since the existing CFFT was produced by filament winding process, re-bar for concrete may be necessary inorder to ensure structural safety under flexure re-bar. In comparison with existing type CFFT, new type CFFT wasreinforced by circular shaped pultrusion FRP without re-bar. Filament winding FRP was attached to the outer layer ofpultrusion FRP. Structural behavior of new type CFFT filled with concrete (HCFFT) was investigated by themechanical property test for the component element and the FE analysis. Furthermore, compressive strength of theHCFFT member based on the equation suggested in previous studies.

1. 서 론

FRP-콘크리트 합성말뚝(Concrete Filled FRP Tube Pile, CFFT Pile)은 외기에 노출되는 부분에 FRP를 사용하며 내부를 콘크리트로 충전한 합성부재이다. CFFT는 강재-콘크리트 합성말뚝(Concrete Filled Tube Pile, CFT Pile)에 비하여 부식에 대한 저항성이 매우 뛰어나기 때문에 국내에서도 그에 대한 관심이 증가하고 있다. 

그러나, FRP-콘크리트 합성말뚝은 보강섬유가 원주방향으로 배치시킨 필라멘트와인딩 FRP를 사용하기 때문에 구속효과에 의한 압축강도의 향상을 기대할 수 있으나 휨 및 전단에 대하여 취약한 부재가 될 가능성이 있다. 이러한 휨 및 전단 거동에 대한 안전성을 확보하기 위하여, FRP-콘크리트 합성말뚝에 압축력이 편심재하될 경우 철근 등 별도의 휨보강재가 필요하다. 

따라서, 이 연구에서는 축방향 및 원주방향으로 보강섬유가 배치될 수 있도록 모듈화된 펄트루젼 FRP 부재를 제작하고 그 부재의 외부를 필라멘트 와인딩FRP로 보강하는 복합재 이중구조로서 압축, 휨, 전단에 대하여 뛰어난 성능을 확보할 수 있을 것으로 기대되는 FRP-콘크리트 합성말뚝(Hybrid CFFT, HCFFT)을 제안하였다. 즉, 제안된 HCFFT는 심부콘크리트와 콘크리트에 작용하는 압축력에 의한 구속압력으로 압축강도를 증가시켜주는 역할을 하는 필라멘트와인딩 FRP와 편심하중이 재하되었을 때 휨 및 전단 거동에 저항하는 펄트루젼 FRP로 구성되게 된다. 이 연구에서 제안한 HCFFT는 CFFT 또는 RCFFT와 같은 기존복합재 말뚝에 비해 구조적 성능이 우수하기 때문에 시장성이 있을 것으로 판단된다. 따라서, HCFFT는 말뚝뿐만 아니라 해상파일, 말뚝 등과 같이 휨에 대한 저항성이 요구되는 분야의 건설구조재로 다양하게 활용될 수 있을 것으로 판단된다. Fig. 1은 이 연구에서 제안한 HCFFT에 사용되는 FRP를 나타낸 것이다. 

Fig. 1. FFRP-PFRP Composite Member

2. 콘크리트 충전관의 이론적 배경

2.1 구속압력(Confinement Pressure)

압축부재에서 횡방향 구속압력은 압축하중에 의해 부재축 방향으로 수축하는 변형에 대해 직각방향(반지름 방향)으로 팽창(포아송 효과)하여 반지름 방향으로 변형이 발생할 때 이 변형을 구속하는 부재에 의해 발생한다. 구속에 대한 역학적 거동은 콘크리트의 팽창 정도와 그 팽창을 억제하는 구속부재의 강성의 영향을 받는다. 따라서, Fig. 2의 CFFT 부재가 압축하중을 받을 경우 심부콘크리트가 포아송비의 영향으로 반지름 방향으로 팽창하게 되고, FRP는 팽창을 억제하여 결국 압축성능을 향상시키므로 동일한 압축력이 작용할 경우 더 작은 단면 압축재의 설계도 가능하다. 

Fig. 2. Composition of CFFT

건설분야에서 콘크리트 압축재의 심부를 구속하는 가장 일반적인 방법으로는 띠철근이나 나선철근을 사용하는 방법이 적용되어 왔다. 특히, 나선철근의 경우 그 배치간격에 따라 심부콘크리트를 효과적으로 구속하여 압축성능 향상에 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다. 그러나 외부 유해환경으로부터 철근을 보호하기 위한 콘크리트 피복은 결국 단면을 증가시키게 되며, 균열이나 파손 등의 영향으로 완전한 구속효과를 거두지 못한다. 그러나, Fig. 2의 CFFT는 콘크리트의 외곽에 위치하여 외부 유해환경으로부터 심부콘크리트를 보호하며, 특히 수분의 침투를 막을 수 있어 내부에 배근된 철근을 보호할 수 있다. 또한, 뛰어난 연성과 원주방향의 높은 강도 및 강성은 심부콘크리트의 팽창을 효과적으로 구속할 수 있다. 이러한 구속 정도는 평형조건으로부터 쉽게 결정할 수 있다. 

CFFT가 압축하중을 받을 경우 극한상태에서 Fig. 3과 같이 반지름 방향으로 발생하는 응력과 보강재에 의한 구속응력은 평형을 이루게 되며 식 (1)의 관계가 성립한다. 

Fig. 3. Confining Effect

 

식 (1)에서 fl은 횡방향 구속압이고, fp, t는 각각 외곽을 구성하고 있는 외부보강재의 원주방향 인장강도와 보강두께를 나타내며, ρp는 심부콘크리트와 외부보강재의 체적비로서 식 (2)와 같이 정의된다. 

 

2.2 압축강도(Compressive Strength)

기존 연구결과 구속된 콘크리트의 압축강도 평가식은 Richart 등(1982)에 의해 처음 제안되었으며, 식 (3)과 같다. 

 

식 (3)에서, fcc는 횡방향으로 구속된 콘크리트의 압축강도, fco는 횡방향으로 구속되지 않은 콘크리트의 압축강도, fl은 횡방향 구속압력, k1은 유효구속계수(Confinement Effectiveness Coefficient)를 각각 나타낸다. 식 (3)은 강재에 의해 구속된 콘크리트의 실험적 연구로부터 제안되었고, 구속되지 않은 콘크리트의 강도(fco)와 구속된 콘크리트의 강도(fcc)의 비로 구성되며, 구속비(fl/fco)와 강도비(fcc/fco) 사이의 관계는 선형을 나타낸다. 또한 기타 실험적 연구(Kabhari et a l., 1997; Samaan et al., 1998; Miyauchi et al., 1999; Touganji, 1999)에 의해 식 (3)은 FRP에 구속된 콘크리트의 강도 추정에도 사용할 수 있는 것으로 평가되고있다. 

식 (3)에서 유효구속계수(k1)는 강재에 의하여 효과적으로 보강된 경우 4.1, 띠철근을 사용한 철근콘크리트 부재에서도 약 4.1의 값을 갖는 것으로 정의한다(Richardt et al., 1982). 그러나 FRP로 구속된 경우 유효구속계수(k1)는 각각의 실험적 연구에 따라 각각 다르게 정의하고 있다. 각 연구에 의해 제안되고 있는 FRP의 유효구속계수는 Table 1과 같다. 

Table 1. Confinement Effectiveness Coefficient of CFFT,k1

Table 1에 나타낸 구속계수는 상수로 표현될 경우 강도비와 구속비의 관계가 선형으로 변화한다는 것을 의미하며, 구속압과 콘크리트 강도의 함수로 표현될 경우 강도비와 구속비의 관계는 비선형으로 변화한다는 것을 알 수 있다. Table 1에서 Samaan(1998)과 Saafi(1999)이 제안한 식은 콘크리트로 채워진 FRP 원통관에 대한 실험결과에 근거를 두고 있는 반면 다른식들은 콘크리트 기둥을 FRP로 감싼(Wrapping) 실험체에 대한 실험결과를 근거로 하고 있다. 

CFFT의 압축강도는 이 구속계수에 따라 차이를 나타내며, 기존 연구결과에서 알 수 있듯이 연구결과에 따라 그 값을 달리하고 있다. 따라서 CFFT 부재를 건설분야에 적용하기 위해 압축 강도를 평가할 경우, Table 1에 나타난 유효구속계수를 사용하기 위해서는 실험 등을 통한 적절한 검증절차를 거쳐야 할 것으로 판단된다. 

3. HCFFT의 구성 및 특징

이 연구에서는 길이에 제한이 없이 연속생산이 가능하며 부재의 축방향으로 보강섬유가 배치되는 펄트루젼 FRP를 도입하여 CFFT에 대한 장점을 그대로 유지하는 반면 휨 및 전단에 대해서도 충분한 구조성능을 확보할 수 있는 HCFFT를 제안하였다. 즉, 펄트루젼 FRP 원통관을 제작하고 외부를 필라멘트와인딩 FRP로 보강하게 되면 휨 및 전단에 대해서는 펄트루젼 FRP부재가 저항하고 필라멘트와인딩 FRP는 콘크리트를 구속하여 축방향 성능을 향상시킬 수 있게 된다. HCFFT의 시공 순서는 펄트루젼공정에 의해 FRP단면을 생산한 후 각 모듈을 접합하고 원주방향으로 필라멘트와인딩 FRP로 보강하여 FRP 부재를 공장제작하고 현장으로 운반하여 콘크리트를 타설 및 양생하는 순서로 이루어진다. 이 연구에서 제안한 CFFT의 단면형상과 FRP 부재의 제작공정은 Fig. 4~5에 각각 나타내었다. 

Fig. 4. Cross-Section of HCFFT

Fig. 5. Manufacturing Process of FRP Members

HCFFT의 단면은 소구경과 대구경으로 구분되는데 소구경일 경우 펄트루젼 FRP를 일체로 제작하게 되며, 대구경일 경우는 펄트루젼 제조공정상 대형 단면의 제작이 어려워 단위모듈화 시켜 펄트루젼 FRP를 제작한 후 서로 연결하여 원통모양으로 제작한 후 필라멘트와인딩 FRP로 외부를 보강한다. 또한, 일반적으로 펄트루젼 FRP는 단면이 커질수록 역학적 성질이 감소되는 경향이 있어 일정한 품질을 확보하기 위해 단위모듈을 연결하여 부재를 구성하는 방법을 채택하였다. 이 연구에서 제안한 HCFFT의 부재 길이방향 연결방법의 개요는 Fig. 6과 같다. Fig. 6에 나타낸 방법은 펄트루젼 FRP를 연결재로 직접 이용하는 방법과 펄트루젼 FRP의 중공단면을 이용하는 방법으로 분류되며, 부착과 연결재에 의한 기계적 접합으로 구조적 신뢰성을 확보할 수 있다.FRP의 역학적 성질은 보강섬유의 종류, 보강량, 보강방향에 따라 큰 차이를 나타내기 때문에 Fig. 6에 나타낸 HCFFT는 동일 단면 크기에 대하여 지중깊이 등의 외부조건에 대한 하중조건의 변화에 맞는 부재설계가 가능하다. 

Fig. 6. Connection of HCFFT

4. HCFFT의 제작 및 내구성 분석

4.1 HCFFT의 제작

이 연구에서 개발하고자 하는 HCFFT에 적용하는 FRP는 필라멘트와인딩 FRP와 펄트루젼 FRP이며, 제작된 펄트루젼 FRP 모듈을 접합한 후 필라멘트와인딩 공정을 진행하게 된다. 각 FRP의 시편제작과정을 Fig. 7~8에 나타내었다. 

Fig. 7. Manufacturing Process of PFRP Members

Fig. 8. Manufacturing Process of FFRP Members

4.2 필라멘트와인딩 FRP의 인장강도실험

HCFFT에 적용하는 필라멘트와인딩 FRP는 압축력이 작용할 때 심부콘크리트와 펄트루젼 FRP에 구속압력을 주고 외부환경으로부터 발생할 수 있는 부재의 손상을 방지해준다. 따라서 HCFFT의 구조적 거동을 파악하기 위한 필라멘트와인딩 FRP의 역학적 특성 조사가 필요하다. 

인장강도실험에 사용한 시편의 직경은 150mm, 300mm이고 4, 6, 8 겹(ply)으로 각각 적층한 6종류의 원통관에서 5개씩 시편을 채취하여 제작하였다. 

각 시편의 중앙부분에 길이방향과 길이 직각방향으로 변형률게이지를 부착하였으며, UTM (Universal Testing Machine)을 이용하여 하중을 재하하였다. 하중은 변위제어방식으로 3mm/min의 속도로 재하하였으며, 변형률게이지로부터 측정되는 데이터는 데이터로거(TDS-302)를 사용하여 수집 및 저장하였다. 인장시편의 형태 및 실험방법은 Fig. 9와 같다. 인장강도실험결과 모든 시편은 Fig. 10에 나타낸 바와 같이 섬유배치방향으로 취성파괴되었다. 실험결과의 평균은 Table 2에 나타내었으며, 계측기로 측정된 데이터로부터 응력-변형률 관계를 그래프로 그렸으며, Fig. 11에 나타내었다. 필라멘트와인딩 FRP의 탄성계수는 ASTM D 3039/D 3039M-08에서 제안하고 있는 방법을 적용하여 변형률 1,000μϵ~3,000μϵ 구간에서의 기울기를 채택하여 결정하였다. 

Fig. 9. FFRP Tension Test

Fig. 10. Failure Mode of Tension Test Specimen

Fig. 11. Stress-Strain Relationship of FFRP Test Specimen

Table 2. Test Results of FFRP Tension Test

4.3 필라멘트와인딩 FRP의 Split Disk Test

Split Disk Test는 기존의 연구(박, 2006)를 참고로하여 수행하였으며 시편의 직경은 150mm, 300mm이고 4, 6, 8 겹(ply)으로 각각 적층한 6종류의 원통관에서 5개씩 시편을 채취하여 제작하였다. 

각 시편은 중앙부분에 원주방향과 원주 직각방향으로 변형률게이지를 부착하였고, UTM을 사용하여 하중을 재하하였다. 또한 원형시편에 하중을 재하하기 위해 필요한 철재지그를 Fig. 12와 같이 시편의 직경에 따라 2가지로 제작하였다. 

Fig. 12. Steel Zig for the Split Disk Test

하중은 변위제어방식으로 3mm/min의 속도로 재하하였으며, 변형률게이지로부터 측정되는 데이터는 데이터로거를 사용하여 수집, 저장하였다. Split Disk Test의 시편형태 및 실험방법은 Fig. 13에 나타내었다. 

Fig. 13. Split Disk Test

Split Disk Test 결과 모든 시편은 Fig. 14와 같이 취성파괴되었으며, 실험결과의 평균을 Table 3에 정리하였다. 또한 계측기로 측정된 데이터로부터 응력-변형률 관계를 그래프로 그렸으며, Fig. 15에 나타내었다. 

Fig. 14. Failure Mode of Split Disk Test Specimen

Fig. 15. Stress-Strain Relationship of Split Disk Test

Table 3. Average Test Results of Split Disk Test

4.4 필라멘트와인딩 FRP 원통관 압축실험

필라멘트와인딩 FRP 원통관 압축실험은 Fig. 16에 나타낸 바와 같이 직경 150mm 길이 300mm, 직경 300mm 길이 600mm인 두 종류의 원통관에 대하여 실시하였다. 시편은 직경별로 4, 6, 8 겹(ply)으로 적층하였으며, 총 6종류의 시편을 3개씩 준비하여 실험을 실시하였다. 각 시편은 중앙부분에 길이방향과 길이 직각방향으로 변형률게이지를 부착하고 50mm의 용량을 가지고 있는 변위계(LVDT, Linear Variable Differential Transformer)를 설치하여 길이방향 압축변위를 측정하였으며, 변형률게이지와 LVDT로부터 측정되는 데이터는 데이터로거(TDS-302)를 이용하여 수집하였다. 필라멘트와인딩 FRP 원통관 압축실험과정은 Fig. 17에 나타내었다. 실험결과 모든 시편은 Fig.18에 나타낸 바와 같이 섬유배치방향으로 취성파괴되었다. 실험결과는 Table 4에 정리하였으며, 계측기로 측정된 데이터로부터 하중-변위, 하중-변형률 관계를 Fig. 19~20에 나타내었다. 

Fig. 16. FFRP Circular Tube Compression Test Speciment

Fig. 17. FFRP Circular Tube Compression Test

Fig. 18. Failure Mode of FFRP Circular Tube Compression Test

Fig. 19. Load-Displacement Relationship of FFRP Circular Tube Compression Test

Fig. 20. Load-Strain Relationship of FFRP Circular Tube Compression Test

Table 4. Average Test Results of FFRP Circular Tube Compression Test

5. HCFFT에 대한 압축강도 예측

5.1 HCFFT의 강도평가식 제안

이 연구에서 제안하는 HCFFT의 구조적 거동을 예측하기 위해 기존의 연구자들에 의해 제안된 강도평가식을 바탕으로 HCFFT의 강도평가식을 제안하고 유한요소해석을 수행하여 그 타당성을 검증하였다.

Lin 등(2004)은 CFFT와 RCFFT(Reinforced CFFT) 등의 실험체를 제작하여 일축압축실험을 수행하였으며, 실험결과로부터 철근과 FRP의 구속에 의한 압축강도 향상효과를 산술적으로 합하여 RCFFT에 대한 압축강도평가식을 식 (4)와 같이 제안하였다. 

 

식 (4)에서 Pu는 철근콘크리트의 극한압축강도이고, fcc는 필라멘트와인딩 FRP의 구속에 의한 압축응력이며, fco, Aco는 각각 구속되지 않은 콘크리트의 응력과 전체단면적이다. 

또한 박(2010)은 나선철근과 FRP 사이에 존재하는 콘크리트를 고려한 압축강도평가식을 식 (5)~(6)과 같이 제안하였다. 

 

 

식 (5)~(6)에서, fck는 콘크리트의 설계기준압축강도, fls는 나선철근의 구속압, fl은 FRP로 인한 횡방향 구속압, fy는 철근의 항복응력, Ast는 축방향 철근의 단면적이다. 

HCFFT는 필라멘트와인딩 FRP의 구속효과에 의한 압축강도 향상효과는 RCFFT와 유사하지만 HCFFT의 경우 내부가 철근 대신 펄트루젼 FRP로 구성되기 때문에 식 (5)~(6)을 적용하기 어렵다. 식 (5)~(6)은 철근이 파괴될 때 축방향 철근이 항복에 도달한다는 기본가정을 기초로 하고 있으나 HCFFT의 경우 내부 펄트루젼 FRP는 콘크리트의 파괴변형률보다 매우 큰 변형률을 보이기 때문에 철근의 항복응력(fy)을 펄트루젼 FRP의 파괴강도로 대체할 경우 매우 큰 값을 예측하게 된다. 따라서 펄트루젼 FRP의 응력은 HCFFT 가 파괴될 때의 축방향 변형률을 기초로 결정하여야 한다. 

펄트루젼 FRP와 콘크리트는 탄성계수가 유사하기 때문에 HCFFT의 축방향 파괴변형률과 CFFT의 파괴변형률이 큰 차이가 없는 것으로 가정하여, HCFFT에 대한 축방향 파괴변형률을 식 (7)로 결정하였다. 

 

HCFFT가 파괴될 때 펄트루젼 FRP의 압축응력은 식 (7)을 이용하여 극한변형률을 구한 후 탄성계수를 곱하여 결정하였다. 제안한 HCFFT의 압축강도평가식은 식 (8)과 같다. 

 

식 (8)에서 ffr은 HCFFT가 파괴될 때 펄트루젼 FRP의 압축응력을 나타내고, Apfrp는 펄트루젼 FRP의 단면적이다. 식 (8)을 통해 펄트루젼 FRP의 탄성계수(30GPa~50GPa)에 따른 압축강도를 Fig. 21에 나타내었다. 

Fig. 21. The Ratio between the Modulus of Elasticity and Strength of PFRP

5.2 HCFFT의 유한요소해석

제안한 HCFFT 강도평가식의 타당성을 검증하기 위하여 유한요소해석을 실시하였다. 유한요소해석은 범용 유한요소해석 프로그램인 ANSYS Ver. 11을 사용하였으며, 해석에 사용된 HCFFT는 기존 연구에서 적용한 단면의 크기와 재료의 역학적 성질을 동일하게 적용하였다. 펄트루젼 FRP의 단면형태 및 치수는 말뚝 길이방향으로의 연결방법과 펄트루젼 FRP 모듈의 접합방법을 고려하여 결정하였다. 유한요소해석에 적용된 각 재료별 부재의 치수와 재료의 역학적 성질은 Table 5~6에 각각 정리하였다. 

Table. 5. Demension of HCFFT

Table. 6. Material Properties of HCFFT

유한요소해석은 FRP와 콘크리트를 3차원 유한요소(Three-dimensional Finite Element)를 사용하여 수행하였으며, FRP는 선형탄성재료, 콘크리트는 비선형으로 가정하였다. 해석모델은 실험체 하부의 모든 절점을 고정단으로 설정하였다. 하중은 일축압축실험과 동일하게 필라멘트와인딩 FRP를 제외한 콘크리트 전면적과 펄트루젼 FRP 단면에 Pressure load로 재하하였다. 해석에 사용된 모델은 Fig. 22에 나타내었다. 유한요소해석 결과 HCFFT의 응력분포는 내부콘크리트의 중앙으로 갈수록 집중되는 것으로 나타났다. 각 유한요소해석 모델의 해석 결과를 Fig. 23에 나타내었다. 

Fig. 22. Finite Element Analysis Model

Fig. 23. Stress Distibution of HCFFT FE Analysis Model

또한, 유한요소해석과 강도평가식에 따른 결과를 비교하여 Table 7과 Fig. 24에 나타내었다. Fig. 24에서 RCFFT 실험 및 HCFFT 유한요소해석, HCFFT의 강도평가식의 결과를 비교한 결과 HCFFT의 예측강도는 RCFFT의 실험결과보다 큰 것을 확인할 수 있으며, 이 연구에서 제안된 HCFFT의 강도평가식은 유한요소해석 결과와 약 9% 이내의 차이를 보임을 알 수 있었다. 강도평가식은 다양한 변수를 고려한 HCFFT의 실험적 연구를 추가로 실시하여 신뢰성을 얻을 수 있도록 수정되어야 할 것으로 판단된다. 

Table 7. Comparison of Analysis Results

Fig. 24. Comparison of Analysis Results

6. 결 론

이 연구에서는 기존의 CFFT의 휨 및 전단 거동에 대한 취약점을 보안하기 위한 새로운 형식의 HCFFT 를 제안하였고, HCFFT에 사용될 필라멘트와인딩 FRP에 대하여 다양한 실험을 실시하여 적용성을 검토하였으며, HCFFT의 강도평가식을 제안하고 유한요소해석을 통하여 강도평가식의 신뢰성을 검증하였다. 

HCFFT는 기존의 CFFT의 섬유배치로 인한 휨 및 전단 거동에 대한 취약점을 효과적으로 보안할 것이며, 강도평가식과 유한요소해석을 통하여 기존의 RCFFT보다도 뛰어난 압축강도를 보일 것으로 판단된다 

현재 HCFFT에 적용할 펄트루젼 FRP에 대한 재료의 역학적 특성을 알아보기 위한 실험과 HCFFT의 압축강도실험이 진행중이며 추후 휨강도실험을 실시하여 HCFFT의 구조적 거동특성을 파악할 수 있도록 연구를 진행하고 있다. 

감사의 글

이 연구는 한국건설교통기술평가원의 건설기술혁신 사업의 연구비 지원으로 수행되었으며, 연구비 지원에 감사드립니다. 

Reference

1.ANSYS Inc. (2008). Release 11.0 Documentation for ANSYS, Philadelphia.
2.ASTM D 3039/D 3039M-08. (2008). Standard test method for tensile properties of polymer matrix composite materials, American Society for Testing and Materials.
3.Lin, H. J. and Liao C. I. (2004). “Compressive Strength of Reinforced Concrete Column Confined by Composite Materials.” Comp. Struct., No. 65, pp.239-250.
4.Park, J. H. (2010). “Evaluation of Compressive Behavior of FRP Strut in PSC Box Girder Bridges.” Ph. D. Thesis, Hanyang University, Seoul, Korea.
5.Park, J. K. (2007). “An Experimental Study on the Evaluation and Prediction of Structural Behavior of FRP-Concrete Composite Compression Member.” Ph. D. Thesis, Hongik University, Seoul, Korea.
6.Park, J. S. (2006). “A Study on the Compressive Strength Prediction of Composite Concrete Filled FRP Tube.” Master’s Thesis, Hongik University, Seoul, Korea.
7.Park, J. S., Joo, H. J., Park, J. H., Choi, E. S., and Yoon, S. J. (2010). “Flexural Behavior of FRP-Reinforced Concrete Composite Member.” The First International Conference on Advances in Interaction and Multiscale Mechanics (AIMM'10), Jeju, Korea.
8.Richart, F. E., Brandtzaeg, A., and Brown, R. L. (1928). “A study of failure of concrete under combined compressive stresses.” Engineering Experiment Station Bulletin, No. 185.
9.Saafi, M., Toutanji, H. and Li, Z. (1999). “Behavior of concrete columns confined with fiber reinforced polymer tubes.” ACI Mat. J., Vol. 96, No. 4, pp.500-509.
10.Samaan, M. (1997). “Analytical and experimental investigation of FRP concrete composite columns.” Ph.D Dissertation, University of Central Florida.
11.Toutanji, H. (1999). “Stress-strain relationship of concrete cylinders confined with FRP composites.” ACI Mat. J., Vol. 96, No. 3, pp. 397-404.