Изучение и оценка способов развития боковых напряжений внутри бетонных труб

Аль-Брис Роаа Хилми Кадхим; Али Юсуф Мохамед

Аль-Брис Роаа хилми Кадхим,

аспирант, Департамент строительства, Российский университет дружбы народов, 1042215011 @рШг.ги, Али Юсуф Мохамед,

аспирант, Департамент строительства, Российский университет дружбы народов, 1042215169@rudn.ru

В данной статье сообщается об экспериментальном исследовании развития осевой и боковой деформации полимера, армированного волокнами (ПАВ) ограниченного высокопрочного бетона (ВПБ) с предварительно напряженными оболочками полимеров армированных волокнами. Всего было изготовлено 24 образца из арамидного ПАВ (АПАВ) с оболочкой из ПАВ в виде заполненных бетоном ПАВ труб (ЗБПТ), оснащенных аппаратурой для измерения изменений деформации во время приложения предварительного напряжения, снятия концевых ограничений и прогрессирующей потери предварительного напряжения. Предварительно напряженные образцы ЗБПТ были подготовлены с тремя различными дозировками минеральной добавки для создания диапазона бокового предварительного напряжения, приложенного к АПАВ трубам, изготовленным с толщиной листа 0,2 или 0,3 мм/слой и называемым соответственно легко- или хорошо напряженным. В дополнение к этим трем уровням предварительного напряжения были изготовлены и испытаны образцы-компаньоны без предварительного напряжения для определения базовых характеристик. Экспериментальные результаты данного исследования показывают, что боковое преднапря-жение плит ЗБПТ, изготовленных с использованием ВПБ, может быть достигнуто путем изменения дозировки минеральной добавки с боковым преднапряжением до 7,3 МПа, зафиксированным в данном исследовании. Значительные изменения деформации были измерены во время снятия концевых ограничений, при этом в осевом направлении было зарегистрировано до 700 микродеформаций. Наконец, измерение потерь предварительного напряжения в течение месяца после приложения предварительного напряжения выявило минимальные прогрессирующие потери, при этом только 250 и 100 мк£ были зарегистрированы для осевой и кольцевой деформаций, соответственно.

Ключевые слова: Полимер армированные волокны, поверхностно-активное вещество с арамидной поверхностью, предварительное напряжение бетона

Введение

Использование полимеров, армированных волокнами, композитов в качестве обертки или оболочки для укрепления бетонных колонн привлекло значительное внимание исследователей за последние два десятилетия. Недавние обзоры [1-5] показали, что во многих исследованиях рассматривался как бетон, обернутый полимерно армированно волокно (например, [6-9]), предназначенный для укрепления существующих бетонных колонн, так и заполненные бетоном ПАВ трубы (ЗБПТ) (например, [10-24]), предназначенные для строительства новых колонн, что привело к большому количеству предложенных моделей (например, [25-30]).В последнее время в строительной отрасли наблюдается прогрессивный рост использования высокопрочных бетонов (ВПБ) по сравнению с бетонами нормальной прочности (НПБ) благодаря улучшенным эксплуатационным характеристикам и снижению мертвых нагрузок. Однако, как было недавно продемонстрировано в работе Vincent и Ozbakkaloglu [31], колонны из ВПБ, армированные стеклопластиком, имеют тенденцию к более быстрому и неконтролируемому расширению во время активации механизма удержания по сравнению с более постепенным расширением НПБ из-за более высокой хрупкости ВПБ [3, 14]. Добавление предварительного напряжения к волокнам ПАВ является по-

тенциальным методом преодоления неконтролируемого расширения, однако существует мало исследований по применению предварительного напряжения в бетоне, ограниченном ПАВ.

Чтобы устранить этот пробел в исследованиях, в данной работе сообщается об экспериментальной программе по наблюдению за развитием предварительного напряжения в образцах ВПБ для ПАВ-ограниченных образцов, изготовленных с использованием четырех различных доз минеральной добавки. Изменения осевых и боковых деформаций в ПАВ оболочке представлены для трех основных этапов предварительного напряжения: приложение предварительного напряжения, снятие концевых ограничений и прогрессирующая потеря предварительного напряжения. Сначала представлены детали программы испытаний, затем сравнение развития осевых и кольцевых деформаций на этих трех ключевых этапах. Наконец, приведено обсуждение влияния ключевых.

Тестовая база данных

Детали изготовленных образцов

Всего для данной экспериментальной программы было изготовлено и лабора-торно испытано 24 образца. Все образцы были изготовлены в виде цилиндрических бетонных образцов с арамидным ПАВ (АПАВ) диаметром 152 мм и высотой 305 мм. В экспериментальной программе использовались четыре различные бетонные смеси со средней прочностью на сжатие (fco) 100,2 и 110,3 МПа для экспансивных и неэкспансивных смесей, соответственно. ПАВ трубы для всех образцов были изготовлены с использованием ручной техники мокрой укладки из одного непрерывного листа для создания четырех слоев. Трубам давали 24 часа для затвердевания, после чего внутрь заливали бетон для создания ЗБПТ. Номинальная толщина волокон 0,2 или 0,3 мм на слой использовалась для изготовления образцов с общей толщиной волокон (tf) 0,8 или 1,2 мм, называемых соответственно легко- и хорошо армированными. В таблице 1 приведена краткая информация об образцах для испытаний.

Таблица 1

Сведения об испытательном образце

Общее количество Бетон Прочность бетона, флу/ф'ко Количество

клетчатки Микс f'co (МПа) Образцов

толщина, тг (мм)

0.8 Микс 1 110.3 0.25 3

Микс 2 100.2 0.27 3

Микс 3 100.2 0.27 3

Микс 4 100,2 0.27 3

1.2 Микс 1 110.3 0.37 3

Микс 2 100.2 0.41 3

Микс 3 100.2 0.41 3

Микс 4 100.2 0.41 3

Для бокового предварительного напряжения волокон в оболочке АПАВ образцы ЗБПТ были помещены в стальные преднапряжения, которые состояли из стальных торцевых колпачков толщиной 16 мм, соединенных резьбовым стержнем диаметром 16 мм. Образцы помещали в эти установки сразу после отливки бетона в трубы ПАВ,

чтобысдерживать расширение бетона в осевом направлении и ограничивать расширение боковыми направляющими. Для обеспечения согласованности контрольные образцы из всех четырех бетонных смесей были отлиты в стальные трубы для воспроизведения условий отверждения, испытываемых в трубах ПАВ. Эта конфигурация также ограничивала тенденцию к потере целостности для экспансивных бетонных смесей по мере их отверждения. Эти стальные трубы были тщательно вырезаны и удалены из контрольных цилиндров непосредственно перед тестированием fco. Пример пред напрягающих установок можно увидеть на рисунке 1.

а) б)

Рисунок 1. Стальные торцевые колпачки истержень, используемые дляс восстановления преднапря-жения: а) образец стальной трубы перед отливкой контрольного образца; б) образец ЗБПТ во время отверждения бетона

Для определения мощности дозы экспансивной примеси были подготовлены многочисленные пробные смеси, нацеленные на уровни предварительного напряжения волокон на уровне 0, 10, 20 и 30% от их конечной растягивающей деформации (е1) для слабо ограниченных образцов. Окончательные конструкции смеси и свойства материала волокна и композита ПАВ представлены в таблицах 2 и 3 соответственно, с более подробным объяснением экспериментальной рограммы,представленной в другом месте [32].

Таблица 2

Пропорции смеси бетона

Бетонная составляющая Микс 1 Микс 2 Микс 3 Микс 4

Цемент (кг/м3) 462 462 462 462

Дым кремнезема (кг/м3) 88 88 88 88

Песок (кг/м3) 700 647 629 618

Грубый агрегат (кг/м3) 1049 970 942 927

Вода (кг/м3) 136 163 166 172

Суперпластификатор (кг/м3) 15 14 14 13

Экспансивная примесь (кг/м3) 0 105 143 165

Соотношение воды и связующего* 0.269 0.266 0.255 0.255

* Содержание связующего включает цемент, дым кремнезема и обширную примесь

Таблица 3

Свойства композитных материалов фибры и ПАВ

Тип Номиналь- Свойства материала

ный тол- От производителя Определяется купонными тестами

щина, tf Конечный Конечный Эластич- Конечный Конечный Эластич-

(мм/слой) растяжи- растяжи- ный мо- растяжи- растяжи- ный мо-

мый ударение, ff (МПа) мый, £f (%) дуль, е f (ГПа) мый ударение, f (МПа) мый, £ (%) дуль, Е (ГПа)

Арамид- 0,2 или 0,3 2600 2,20 118,2 2390* 1,86 128,5*

ное во-

локно

*Значения, определяемые с использованием номинальной толщины волокон

Инструментация

Каждый из 24 испытуемых образцов был оснащен двумя 5-миллиметровыми однонаправленными тензорезисторами, прикрепленными к внешней поверхности трубки ПАВ на средней высоте образца. Эти тензорезисторы были выровнены горизонтально на противоположных сторонах оболочки АПАВ за пределами области перекрытия для измерения деформации обруча. Эти тензорезисторы регистрировали развитие подготовки в трубах ПАВ в течение более 50 дней по мере отверждения бетона, причем измерения начинались сразу после заливки бетона.

Чтобы контролировать влияние удаления конечных ограничений на потерю пред-стресса, шесть образцов с самой высокой мощностью дозы экспансивной примеси-были инструментированы для измерения развития осевой и обручной деформации на этом этапе. Этим образцам были выделены два дополнительных 5-мм тензорези-стора, расположенных на средней высоте на противоположных сторонах трубки ПАВ, установленной в осевом направлении.

Один видеп был инструментирован для мониторинга количества прогрессирующей предстрессовой релаксации в течение четырехнедельного периода после удаления предстрессовой установки. Этот образец имел четыре 5-мм тензорезистора, прикрепленных к поверхности трубки ПАВ для мониторинга осевой деформации, и еще четыре 5-ти-мм датчики для мониторинга развития боковой деформации. Эти тензорезисторы были расположены на средней высоте образца за пределами обла-стиперекрытия и установлены с равным расстоянием по периметру образца.

Результаты теста

Латеральное предстрейновое развитие

Боковое предстрессовое развитие из-за расширения отверждающего бетона фиксировалось более 50 дней. На рисунке 2 представлено среднее боковое предварительное развитие исоответствующее предварительное напряжение для четырех бетонных смесей, представленных в таблице 2.

На рисунке 2 а) представлена латеральная предварительная подготовка для слабо ограниченных испытательных образцов, где видно, что развилась предварительная подготовка приблизительно от 4000 до 7000 мке. На рисунке 2(б) показана аналогичнаятенденция девелопмента деформации для хорошо ограниченных испытуемых образцов с предварительным напряжением приблизительно от 3000 до 5000 ^е. Из этих рисунков видно, что при развитии прочности на сжатие бетона большая часть предстресса лат эрала развивалась в течение 28 дней после литья бетона. В

этом сравнении также очевидно, что, как и ожидалось, более высокие боковые штаммы развились в слабо ограниченных образцах по сравнению с их хорошо ограниченными аналогами, а легкостьв латеральном деформационном оплетениибыла вызвана увеличением мощности дозы экспансивной минеральной примеси. Более тщательный осмотр этих рисунков показывает, что обе серии образцов без экспансивных примесей демонстрировали небольшую сжимающую деформацию около 50 мке. Этот результат можно объяснить небольшим количеством усадки бетона, преодолевающим начальные растяжимые деформации, вызванные гидростатическое давление свежей бетонной смеси.

3000 Г 8000 -

Т 8

нюо 6000

4000

4000 2000 2000

-2000

о)

Микс 4

Микс 3

_____.. Шике 2

Микс 1

20 40 60 К

Время^дней) Время (дней)

О

8000

а

6 БОСС

6 6000

4 400С

4 4000

2 2000

0 а

-2 -2 ООО

Микс 4

Микс 3

Микс 2

Мих -

1

Ь)

20 40

Время {дней)

Рисунок 2. Деформация обруча и соответствующее развитие бокового предстресса в ванне ПАВ: а) образцы с tf = 0,8 мм; Ь) образцы с tf = 1,2 мм.

Снятие конечных ограничений

Как показано на рисунке 3, снятие преднапрягающей установки приводит к тому, что образцы испытывают снижение деформации растяжения обруча до б0 мке. В дополнение к этому, до 700 ^е растягивающая деформация в осевом направлении была разработана из-за расширения бетона по мере высвобождения ограничений. Этот результат указывает на то, что на осевые деформации значительно больше влияло устранение конечных ограничений по сравнению с вариациями бокового предстресса. Это также указывает на то, что вариации деформации растяжения были достаточными для того, чтобы внутренний бетон испытывал трещины растяжения. Стоит отметить, что на практике эти осевые растягивающие деформации, как ожидается, будут преодолены топорными нагрузками, присутствующими в колонне во время строительства.

Осевая деформация, ре Осевая деформация, ре

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

а) Ь)

Рисунок 3. Изменения деформации обруча при удалении образцов из стальных концевых ограничений: а) образцы с tf = 0,8 мм; б) образцы с tf = 1,2 мм.

Потери при растяжении

В дополнение к предстрессовому развитию и зарегистрированным предстрессо-вым сокращениям, дальнейшие зависящие от времени потери до напряжения были исследованы на одном хорошо ограниченном образце с самым высоким уровнем предварительного напряжения из микс 4. На рисунках 4(а) и 4(б) показано среднее развитие предстрессовых потерь непосредственно в осевом и обруче, соответственно. Этот результат указывает на минимальные прогрессирующие потери перед напряжением, при этом только в приложении 250 и 100 ^е регистрируется в течение месяц для осевых и обручных деформаций, соответственно.

Время {недели)

1 -50 к А

Ч /гу V™ \

-1 50

Время (недели)

о) Ь)

Рисунок 4. Зависящие от времени изменения потерь до напряжения после снятия конечных ограничений: а) потери осевой деформации; б) потери деформации обруча.

Выводы

В настоящей работе представлены результаты исследования развития осевой и боковой деформации замкнутого высокопрочного бетона ПАВ с предварительно напряженными оболочками ПАВ, и предварительно представлены следующие выводы:

1. Развитие бокового предварительного напряжения в ЗБПТ, изготовленных с использованием ВПБ, достигается путем добавления в бетонную смесь минеральной добавки с расширяющим эффектом. Аналогично развитию прочности бетона на сжатие, большая часть бокового предварительного напряжения развивалась в течение 28 дней после заливки бетона.

2. Величину бокового предстресса в ПАВ можно контролировать, изменяя мощность дозы экспансивной минеральной примеси в конструкции бетонной смеси. Мощность дозы до 30% добавления к общеесодержание цемента привело к боковому предварительному напряжению до 7,3 МПа для слабо ограниченных образцов.

3. Устранение конечных ограничений для предварительно напряженных ЗБПТ оказывает лишь незначительное влияние на количество предстресса, развивающегося в обрацов. Тем не менее, эта процедура значительно влияет на осевые деформации, и зарегистрированные растягивающие деформации достаточны, чтобы вызвать трещины на растяжении во внутреннем бетоне.

4. Колонны ЗБПТ с предварительно напряженными волокнами испытывают минимальные прогрессирующие потери перед напряжением в течение первых четырех недель после предстрессового применения.

Литература

1. Ozbakkaloglu, T., J.C. Lim, and T. Vincent, 2013 FRP-confined concrete in circular sections: Review and assessment of the stress-strain models. Eng. Struct. 49: p. 10681088.

2. Ozbakkaloglu, T. and J.C. Lim, 2013 Axial compressive behavior of FRP-confined concrete: Experimental test database and a new design-oriented model. Compos. Part B. 55: p. 607 - 634.

3. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Confinement model for FRP-confined high-strength concrete. ASCE, J. Compos. Constr. 18(4): p. 04013058.

4. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Design model for FRP-confined normal- and high-strength concrete square and rectangular columns. Mag. Conc. Res. 66(20): p. 10201035.

5. Ozbakkaloglu, T., 2013 Compressive behavior of concrete-filled FRP tube columns: Assessment of critical column parameters. Eng. Struct. 51: p. 151-161.

6. Ilki, A., et al., 2008 FRP Retrofit of Low and Medium Strength Circular and Rectangular Reinforced Concrete Columns. ASCE J. Mater. Civ. Eng. 20(2): p. 169 - 188.

7. Rousakis, T. and A. Karabinis, 2008 Substandard reinforced concrete members subjected to compression: FRP confining effects. Mater. Struct. 41(9): p. 1595 - 1611.

8. Wang, Z., et al., 2012 CFRP-confined square RC columns. I: Experimental investigation. ASCE, J. Compos. Constr. 16(2): p. 150 - 160.

9. Ozbakkaloglu, T. and E. Akin, 2012 Behavior of FRP-confined normal- and high-strength concrete under cyclic axial compression. ASCE, J. Compos. Constr. 16(4): p. 451463.

10. Xie, T. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Behavior of Steel Fiber-Reinforced High-Strength Concrete-Filled FRP Tube Columns under Axial Compression. Engineering Structures. 90: p. 158-171.

11. Ozbakkaloglu, T. and T. Xie, 2016 Geopolymer Concrete-Filled FRP Tubes: Behavior of Circular and Square Columns under Axial Compression. Compos. Part B. 96: p. 215230.

12. Xie, T. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Behavior of Recycled Aggregate Concrete-Filled Basalt and Carbon FRP Tubes. Constr. Build. Mater. 105: p. 132-143.

13. Fam, A. and S. Rizkalla, 2001 Behavior of axially loaded concrete-filled circular fiber-reinforced polymer tubes. ACI Struct. J. 98(3).

14. Ozbakkaloglu, T. and T. Vincent, 2014 Axial compressive behavior of circular high-strength concrete-filled FRP tubes. ASCE, J. Compos. Constr. 18(2): p. 04013037.

15. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Influence of slenderness on stress-strain behavior of concrete-filled FRP tubes: an experimental study. ASCE, J. Compos. Constr. 19(1): p. 04014029.

16. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Influence of Concrete Age on Stress-Strain Behavior of FRP-Confined Normal- and High-Strength Concrete. Constr. Build. Mater. 82: p. 61-70.

17. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Influence of overlap configuration on compressive behavior of CFRP-confined normal- and high-strength concrete. Mater. Struct. 49(4): p. 1245-1268.

18. Ozbakkaloglu, T., 2013 Axial compressive behavior of square and rectangular high-strength concrete-filled FRP tubes. ASCE, J. Compos. Constr. 17(1): p. 151-161.

19. Ozbakkaloglu, T. and Y. Idris, 2014 Seismic behavior of FRP-high-strength concrete-steel double skin tubular columns. ASCE, J. Struct. Eng. 140(6): p. 04014019.

20. Idris, Y. and T. Ozbakkaloglu, 2013 Seismic behavior of high-strength concrete-filled FRP tube columns. ASCE, J. Compos. Constr. 17(6): p. 04013013.

21. Idris, Y. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Behavior of square fiber reinforced polymer-high-strength concrete-steel double-skin tubular columns under combined axial compression and reversed-cyclic lateral loading. Eng. Struct. 118: p. 307 - 319.

22. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Hoop strains in FRP-confined concrete columns: experimental observations. Mater. Struct. 48(9): p. 2839-2854.

23. Chen, L. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Corner strengthening of square and rectangular concrete-filled FRP tubes. Eng. Struct. 117: p. 486 - 495.

24. Ozbakkaloglu, T., 2015 A novel FRP-dual-grade concrete-steel composite column system. Thin-Walled Structures. 96: p. 295-306.

25. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2017 Lateral strain-to-axial strain model for concrete-filled FRP tube columns incorporating interface gap and prestressed confinement. ASCE, J. Compos. Constr. 21(5): p. 04017021.

26. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Influence of Size and Slenderness on Compressive Strain Softening of Confined and Unconfined Concrete. Journal of Materials in Civil Engineering, ASCE. 28(2): p. 06015010.

27. Ozbakkaloglu, T., A. Gholampour, and J.C. Lim, 2016 Damage-Plasticity Model for FRP-Confined Normal- and High-Strength Concrete. Journal of Composites for Construction, ASCE. 20(6): p. 04016053.

28. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Lateral strain-to-axial strain relationship of confined concrete. ASCE, J. Struct. Eng. 141(5): p. 04014141.

29. Mansouri, I., et al., 2016 Predicting Behavior of FRP-Confined Concrete using Neuro Fuzzy, Neural Network, Multivariate Adaptive Regression Splines and M5 Model Tree Techniques. Materials and Structures: p. DOI:10.1617/s11527-015-0790-4.

30. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Unified Stress-strain model for FRP and actively confined normal-strength and high-strength concrete. ASCE, J. Compos. Constr. 19(4): p. 04014072.

31. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2013 Influence of concrete strength and confinement method on axial compressive behavior of FRP-confined high- and ultra high-strength concrete. Compos. Part B. 50: p. 413-428.

32. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Compressive behavior of prestressed high-strength concrete-filled aramid FRP tube columns: Experimental observations. ASCE, J. Compos. Constr. 19(6): p. 04015003.

Study and evaluation of ways of developing lateral stresses inside concrete pipes Al-Brees Roaa Hilmi Kadhim, Ali Yusuf Mohamed

RUDN University

This paper reports on an experimental study of the development of axial and lateral deformation of fiber reinforced polymer (FRP) confined high-strength concrete (HSC) with prestressed FRP shells. A total of 24 aramid FRP (AFRP)-confined concrete specimens were manufactured as concrete-filled FRP tubes (CFFTs) with instrumentation to measure the strain variations during application of prestress, removal of end constraints and progressive prestress losses. Prestressed CFFT specimens were prepared with three different dose rates of expansive mineral admixture to create a range of lateral prestress applied to AFRP tubes manufactured with sheet thicknesses of 0.2 or 0.3 mm/ply and referred to as lightly- or well-confined, respectively. In addition to these three levels of prestress, non-prestressed companion specimens were manufactured and tested to determine baseline performance. The experimental results from this study indicate that lateral prestressing of CFFTs manufactured with HSC can be achieved by varying the expansive mineral admixture dose rate with a lateral prestress of up to 7.3 MPa recorded in this study. Significant strain variations were measured during removal of the end constraints with up to 700 micro strain recorded in the axial direction. Finally, the measurement of prestress losses for the month following prestress application revealed minimal progressive losses, with only 250 and 100 p£ recorded for the axial and hoop strains, respectively. Keywords: Fiber reinforced polymer, aramid-surfaced surfactant, mineral additive, pre-stress concrete References

1. Ozbakkaloglu, T., J.C. Lim, and T. Vincent, 2013 FRP-confined concrete in circular sections: Review and assessment of the stress-strain models. Eng. Struct. 49: p. 1068-1088.

2. Ozbakkaloglu, T. and J.C. Lim, 2013 Axial compressive behavior of FRP-confined concrete: Experimental test database and a new design-oriented model. Compos. Part B. 55: p. 607 - 634.

3. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Confinement model for FRP-confined high-strength concrete. ASCE, J. Compos. Constr. 18(4): p. 04013058.

4. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Design model for FRP-confined normal- and high-strength concrete square and rectangular columns. Mag. Conc. Res. 66(20): p. 1020-1035.

5. Ozbakkaloglu, T., 2013 Compressive behavior of concrete-filled FRP tube columns: Assessment of critical column parameters. Eng. Struct. 51: p. 151-161.

6. Ilki, A., et al., 2008 FRP Retrofit of Low and Medium Strength Circular and Rectangular Reinforced Concrete Columns. ASCE J. Mater. Civ. Eng. 20(2): p. 169 - 188.

7. Rousakis, T. and A. Karabinis, 2008 Substandard reinforced concrete members subjected to compression: FRP confining effects. Mater. Struct. 41(9): p. 1595 - 1611.

8. Wang, Z., et al., 2012 CFRP-confined square RC columns. I: Experimental investigation. ASCE, J. Compos. Constr. 16(2): p. 150 - 160.

9. Ozbakkaloglu, T. and E. Akin, 2012 Behavior of FRP-confined normal- and high-strength concrete under cyclic axial compression. ASCE, J. Compos. Constr. 16(4): p. 451-463.

10. Xie, T. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Behavior of Steel Fiber-Reinforced High-Strength Concrete-Filled FRP Tube Columns under Axial Compression. Engineering Structures. 90: p. 158-171.

11. Ozbakkaloglu, T. and T. Xie, 2016 Geopolymer Concrete-Filled FRP Tubes: Behavior of Circular and Square Columns under Axial Compression. Compos. Part B. 96: p. 215-230.

12. Xie, T. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Behavior of Recycled Aggregate Concrete-Filled Basalt and Carbon FRP Tubes. Constr. Build. Mater. 105: p. 132-143.

13. Fam, A. and S. Rizkalla, 2001 Behavior of axially loaded concrete-filled circular fiber-reinforced polymer tubes. ACI Struct. J. 98(3).

14. Ozbakkaloglu, T. and T. Vincent, 2014 Axial compressive behavior of circular high-strength concrete-filled FRP tubes. ASCE, J. Compos. Constr. 18(2): p. 04013037.

15. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2014 Influence of slenderness on stress-strain behavior of concrete-filled FRP tubes: an experimental study. ASCE, J. Compos. Constr. 19(1): p. 04014029.

16. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Influence of Concrete Age on Stress-Strain Behavior of FRP-Confined Normal- and High-Strength Concrete. Constr. Build. Mater. 82: p. 61-70.

17. Vincent, T. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Influence of overlap configuration on compressive behavior of CFRP-confined normaland high-strength concrete. Mater. Struct. 49(4): p. 1245-1268.

18. Ozbakkaloglu, T., 2013 Axial compressive behavior of square and rectangular high-strength concrete-filled FRP tubes. ASCE, J. Compos. Constr. 17(1): p. 151-161.

19. Ozbakkaloglu, T. and Y. Idris, 2014 Seismic behavior of FRP-high-strength concrete-steel double skin tubular columns. ASCE, J. Struct. Eng. 140(6): p. 04014019.

20. Idris, Y. and T. Ozbakkaloglu, 2013 Seismic behavior of high-strength concrete-filled FRP tube columns. ASCE, J. Compos. Constr. 17(6): p. 04013013.

21. Idris, Y. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Behavior of square fiber reinforced polymer-high-strength concrete-steel double-skin tubular columns under combined axial compression and reversed-cyclic lateral loading. Eng. Struct. 118: p. 307 - 319.

22. Lim, J.C. and T. Ozbakkaloglu, 2015 Hoop strains in FRP-confined concrete columns: experimental observations. Mater. Struct. 48(9): p. 2839-2854.

23. Chen, L. and T. Ozbakkaloglu, 2016 Corner strengthening of square and rectangular concrete-filled FRP tubes. Eng. Struct. 117: p. 486 - 495.

24. Ozbakkaloglu, T., 2015 A novel FRP-dual-grade concrete-steel composite column system. Thin-Walled Structures. 96: p. 295306.