Concreto autocompactante ligero que incorpora agregados de perlita, escoria y poliestireno Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Dominic Stefan Law Yim Wan1; Farhad Aslani, M.ASCE2; y Guowei Ma3 Resumen: El concreto autocompactante (SCC) es una forma altamente fluida de concreto que puede consolidarse bajo su propio peso, reduciendo así la necesidad de cualquier proceso de compactación mecánica. El concreto ligero (LWC), que incorpora el uso de agregados ligeros, puede reducir la densidad del concreto y, por lo tanto, las posibles cargas muertas asociadas. En las últimas décadas, ha habido numerosos estudios en la producción de concreto autocompactante ligero (LWSCC) que tienen como objetivo combinar los beneficios de SCC y LWC. Debido a los diversos agregados ligeros y sus diferentes características materiales, es imperativo evaluar si las propiedades de ambos concretos aún se aplican cuando se usan diferentes agregados livianos. Este documento tiene como objetivo desarrollar información sobre las propiedades frescas y endurecidas del concreto autocompactante liviano utilizando agregados ligeros de perlita, escoria y poliestireno en diferentes porcentajes de reemplazo. Las propiedades frescas se investigaron utilizando las pruebas de flujo de caída, T500, y pruebas de anillo en J. Las propiedades endurecidas incluyen resistencias a la compresión y a la tracción de 7 y 28 días, y comportamiento de tensión-tensión de compresión a los 28 días. DOI: 10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0002350. © 2018 American Society of Civil Engineers. Palabras clave: Concreto autocompactante (SCC); Concreto ligero (LWC); Concreto autocompactante ligero (LWSCC); Agregado de perlita; Agregado de Escoria; Agregado de poliestireno. Introducción El concreto autocompactante (SCC) es un concreto altamente trabajable que puede fluir y consolidarse bajo su propio peso sin necesidad de vibración mecánica, lo que permite fundir fácilmente el concreto en encofrados compuestos por grandes áreas de refuerzo de acero (Fares y Noumowé 2015). Se utiliza principalmente para disminuir el tiempo de construcción, garantizar una compactación suficiente y eliminar los ruidos asociados con la vibración mecánica (Andiç-çakır et al. 2009; Aslani 2013, 2014; Aslani y Nejadi 2012a, b, c, d, e). Para producir SCC, se utilizan altas cantidades de aglutinantes de cemento y diferentes aditivos químicos para inducir sus propiedades de flujo (Iqbal et al. 2015). Las propiedades de flujo de SCC son altamente sensibles a la forma, textura, tamaño máximo y granulometría del agregado (Gesogˇlu et al. 2014). Se puede producir con varios materiales, cada uno con un efecto diferente en el comportamiento fresco y endurecido del concreto. Como resultado, no existe un diseño de mezcla definido y las mezclas de prueba deben hacerse antes de cada aplicación (Andiç-çakır et al. 2009; Aslani y Nejadi 2013a, b; Aslani y Maia 2013; Aslani y Natoori 2013; Aslani y Samali 2014; Aslani y Bastami 2014; Aslani et al. 2014a, b). El método de diseño de SCC difiere del concreto ordinario considerando las dos propiedades opuestas de fluidez y resistencia a la segregación (Choi et al. 2006; Aslani et al. 2018a, b). Para optimizar la trabajabilidad del concreto autocompactante, un bajo 1 Master Student, School of Civil, Environmental, and Mining Engineering, Univ. of Western Australia, Perth, WA 6009, Australia. 2 Senior Lecturer, School of Civil, Environmental, and Mining Engineering, Univ. of Western Australia, Perth, WA 6009, Australia (corresponding author). Email: farhad.aslani@uwa.edu.au 3 Professor, School of Civil, Environmental, and Mining Engineering, Univ. of Western Australia, Perth, WA 6009, Australia. Nota. Este manuscrito fue enviado el 9 de agosto de 2017; aprobado el 23 de enero de 2018; publicado en línea el 31 de mayo de 2018. Periodo de discusión abierta hasta el 31 de octubre de 2018; se deben enviar discusiones separadas para trabajos individuales. Este artículo forma parte de Journal of Materials in Civil Engineering, © ASCE, ISSN 0899-1561. © ASCE límite elástico y una viscosidad moderada son requeridos para garantizar que los agregados no se segreguen durante el flujo (Andiç-çakır et al. 2009). La resistencia a la segregación del SCC se debe a la alta viscosidad y al efecto contrario de las partículas finas en los aditivos para evitar que los agregados floten o se hundan (Bogas et al. 2012). Aunque existen muchos beneficios de SCC en comparación con el concreto normal, el alto costo de los materiales necesarios para producir SCC y el alto peso unitario resultante han sido factores limitantes para su aplicación. (Gesoǧ lu et al. 2014). El concreto autocompactante ligero (LWSCC) pretende combinar los beneficios del concreto ligero (LWC) y el SCC, que puede ofrecer a los ingenieros una mayor libertad al momento de diseñar estructuras de concreto de manera eficiente con respecto a los costos y el tiempo del proyecto. La adición agregados ligeros (LWAs) en el concreto para producir LWC puede resultar en una mayor relación resistencia-peso y propiedades térmicas mejoradas y resistencia al fuego, y conducir a una disminución de las cargas muertas (Kivrak et al. 2006; Abdelaziz 2010). La disminución de las cargas muertas es beneficioso en la industria de la construcción porque puede resultar en ahorros de costos por la reducción del tamaño de los elementos estructurales y posiblemente la cantidad de refuerzo de acero requerido (Abdelaziz 2010). La gran diferencia en las densidades del agregado ligero y el aglutinante causa una mayor posibilidad de segregación (Bogas et al. 2012). Los principales problemas asociados con los agregados ligeros porosos son su alta absorción de agua durante el proceso de mezcla, y la tendencia de los agregados más ligeros a flotar aumenta el riesgo de segregación (Ranjbar y Mousavi 2015). Esta segregación puede controlarse mediante la adición de suficientes aditivos modificadores de la viscosidad (VMAs) o mediante el aumento del contenido del aglutinante, asegurando así que haya suficiente viscosidad para suspender los agregados dentro del aglutinante sin afectar significativamente sus propiedades de flujo (Andiç-çakır et al. 2009). Hassan et al. (2015) descubrió que a medida que aumentaba el porcentaje de agregados ligeros, la densidad de la mezcla disminuía 04018178-1 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. y el diámetro de flujo de asentamiento se reducía. Semejantemente, conclusiones de Abouhussien et al. (2015) han demostrado que el aumento de la relación entre agregado ligero y arena provocó un aumento de los tiempos del túnel en V, lo que indica un impacto negativo en su trabajabilidad. Sin embargo, Gesoǧlu et al. (2015) analizaron que la mejora de la calidad y la forma más esférica de los agregados provocaba una menor fricción interna y el bloqueo de la mezcla, mejorando así la fluidez del concreto autocompactante. Abdelaziz (2010) investigó el aumento de la dosificación del aditivo [superplastificante (SP) y aditivo modificador de la viscosidad] en el flujo de asentamiento. El flujo de depresión de LWSCC aumentó con el aumento de la dosis de mezcla hasta un cierto límite de dosificación; a partir de entonces, el flujo de asentamiento disminuyó. Este límite de dosificación se asocia con la capacidad de los aditivos químicos para reducir las fuerzas de atracción entre partículas cargadas de forma opuesta y aumentar las fuerzas de rechazo entre las partículas. Por lo tanto, el aumento de la dosis aumentó la viscosidad y la cantidad de partículas cargadas negativamente, disminuyendo así el diámetro del flujo de asentamiento. La introducción de agregados ligeros en SCC tiene un impacto negativo en la resistencia a la compresión de LWSCC (Topçu y Uygunoǧlu 2010). Sin embargo, al aumentar la calidad de los agregados ligeros según lo indicado por las tasas de absorción más bajas, se observa una menor reducción en la resistencia a la compresión (Kim et al. 2010). La resistencia a la compresión está relacionada con la absorción y la forma de partículas de agregados ligeros que afectan la interacción entre los agregados y la pasta de cemento (Yehia et al. 2014). LWSCC tiene una menor resistencia a la tracción por rotura en comparación con el concreto normal debido a la tensión de rotura que se produce a través de los agregados ligeros en lugar de la pasta de cemente debido a su trayectoria de resistencia naturalmente más débil (Gesoǧlu et al. 2014). Las mezclas de concreto tienden a desarrollar una resistencia a la tracción por rotura más alta a edades tempranas que la del concreto normal; sin embargo, a edades posteriores esta resistencia está limitada por las limitaciones de resistencia del LWA donde se produce la tensión de rotura (Wang 2009). Importancia de la investigación Se han realizado varios estudios sobre LWSCC porque el alto costo de los materiales en la producción de SCC puede equilibrarse con el ahorro de la eliminación de los procesos de compactación y la reducción de las posibles cargas muertas y, por lo tanto, del tamaño de los miembros estructurales de la sección transversal bajo flexión y la cantidad de refuerzo requerido. Los diferentes agregados ligeros y sus propiedades únicas dan como resultado diferentes características en sus estados fresco y endurecido. Por lo tanto, es necesario realizar investigaciones experimentales para determinar las propiedades de cada agregado ligero diferente para evaluar su idoneidad en la producción de LWSCC. La clave en el desarrollo de LWSCC es optimizar el diseño de la mezcla para cada agregado liviano para obtener un concreto ligero y viable que esté libre de segregación y satisfaga los requisitos de trabajabilidad de SCC. La aplicación de SCC es limitada dentro de Australia debido a los altos costos de los materiales requeridos. Sin embargo, el LWSCC puede contrarrestar estos costos reduciendo las cargas muertas, además de reducir los períodos de construcción. Al evaluar la idoneidad de los agregados ligeros de perlita (PER), escoria (SCR) y los agregados ligeros de poliestireno en la producción de LWSCC en función de sus propiedades frescas y endurecidas, esta investigación servirá como base para desarrollar y promover la aplicación de LWSCC en Australia. © ASCE Tabla 1. Propiedades del cemento Propiedades Químicas CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3 ASÍ QUE3 MgO Na2O Cloruro total Físicas Gravedad específica Índice de finura Consistencia normal Configuración del tiempo inicial Ajuste de Ajuste la hora final Solidez Pérdida en la ignición Residuo en tamiz de 45μm Mecánico Resistencia a la compresión del mortero f 0c a los 3 días f 0c a los 7 días f 0c a los 28 días Contracción a los 28 días Valores 63.40% 20.10% 4.60% 2.80% 2.70% 1.30% 0.60% 0.02% 3.0–3.2 t/m3 390 m2/kg 27% 120 min 210 min 2 mm 3.80% 4.70% 38,6 MPa 48,4 MPa 58,5 MPa 640 μcepa Estudio Experimental Materiales Cemento En este estudio experimental, se utilizó cemento de uso general (GPC) de acuerdo con AS 3972 Tipo GP (SA2010a). El GPC está fabricado con clínker de cemento portland, yeso y piedra caliza. Las propiedades de GPC se muestran en la Tabla 1. Cenizas volantes Se ha demostrado que el uso de cenizas volantes como reemplazo parcial del cemento mejora las propiedades mecánicas y la durabilidad del concreto (Wang 2009). Las partículas de cenizas volantes son de tamaño similar a las partículas de cemento, pero debido a la forma esférica de vidrio, se ha demostrado que las cenizas volantes mejoran la trabajabilidad del concreto (Taylor 2013). Las cenizas volantes de grado 1 que cumplen con los requisitos de AS 3582.2 (SA 2001) se utilizaron como puzolana natural en este estudio experimental. Las propiedades químicas y físicas de las cenizas volantes se dan en la Tabla 2. Escoria de alto horno granulada en tierra La escoria granulada de alto horno en el suelo (GGBFS) es otro pozuelo que se utiliza como material cementante complementario. La GGBFS puede retrasar el tiempo de fraguado, y la ganancia de resistencia es generalmente más lenta a edades tempranas, pero desarrolla una mayor resistencia global a edades posteriores (ACI 2003). La GGBFS se obtuvo a través de Boston Consulting Group (BCG) y cumple con AS 3582.2 (SA 2001). Las propiedades de GGBFS se muestran en la Tabla 3. Humo de sílice El humo de sílice utilizado en este experimento ha sido probado bajo ASTM C1240 (ASTM 2011) y AS 3583 (SA 2016). El humo de sílice consiste en partículas esféricas con forma de vidrio mucho más finas que las partículas de cemento. El aumento en el área de superficie lo hace altamente reactivo y puede proporcionar una alta ganancia de resistencia temprana y una baja permeabilidad del concreto, además de reducir la probabilidad de que se produzca una hemorragia (Taylor 2013). 04018178-2 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Tabla 2. Propiedades de las cenizas volantes Propiedades Químicas CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3 SO3 MgO Na2O K2O Sro TiO2 P2 O5 Mn2O3 Álcali total Físicas Densidad relativa Humedad Pérdida en la ignición Anhídrido sulfúrico Ion cloruro Composición química Requerimiento relativo de agua Índice de fuerza Tabla 4. Propiedades del humo de sílice Valores Propiedades Químico Silicio como SiO2 Sodio como Na2O Potasio como K2O Álcali disponible Cloruro como Cl− Anhídrido sulfúrico Sulfato como SO3 Físico Densidad aparente Densidad relativa Actividad puzolánica a los 7 días Controlar la resistencia de la mezcla Contenido de humedad Pérdida de ignición 3.30% 50.40% 31.50% 10.40% 0.10% 1.10% 0.30% 0.50% <0,1% 1.90% 0.50% 0.20% 0.60% 2.29 <0,1% 1.10% 0.10% 0.00% 92.30% 93% Químico S SO3 MgO Al2O3 FeO MnO Cl Contenido de residuos insolubles Físico Gravedad específica Requerimiento relativo de agua Fuerza relativa Aumento de temperatura Finura (pasando 45-μm tamiz) 98% 0.33% 0.17% 0.40% 0.15% 0.83% 0.90% 625 kg/m3 2.21 111% 31.3 MPa 1.10% 2.40% Tabla 5. Distribución de agregados naturales trit urados de 10 mm Tamaño del tamiz % Pasa 13,2 mm 9,5 mm 6,7 mm 4,75 mm 2,35 mm 1.18 milímetro 600 μm 300 μm 150 μm 75 μm 102% Tabla 3. Propiedades de la escoria de contralto horno granulada en suelo Propiedades Valores Valores 0.40% 2.40% 5.70% 12.60% 0.80% 0.10% 0.01% 0,20% 100 87 20 7 4 3 2 2 2 2 Tabla 6. Propiedades físicas de agregados naturales triturados de 10 mm Propiedades físicas Valores (%) Contenido de humedad Índice de Flakiness 3.0–3.2 103% 100% 18.8°C 98% 0.5 24.0 Tabla 7. Distribución de agregados naturales triturados de 4 mm Tamaño del tamiz Las propiedades químicas y físicas del humo de sílice se dan en la Tabla 4. 4,75 mm 2,36 mm 1,18 mm 600 μm 300 μm 150 μm 75 μm Natural Agregados En este estudio, se ut−ilizaron agregados naturales triturados de 10 y 4 mm como agregados naturales gruesos y finos, respectivamente. En este experimento se utilizó arena de sílice fina AFS 45-50 obtenida de Rocla Quarry Products, Perth, Australia. Los métodos de muestreo y las pruebas de estos agregados se realizaron de acuerdo con la AS 1141 (SA1974). Los resultados se muestran en las Tablas 5–11. Agregados ligeros Los agregados de perlita, escoria y poliestireno (llamados BST) se utilizaron como agregados ligeros en este estudio experimental. Se clasifican en agregados ligeros o ultraligeros de acuerdo con AS 2758.1 (SA 1998a). Los agregados de poliestireno recubiertos químicamente se utilizaron en este experimento como un agregado ultraligero en reemplazo de agregados naturales finos. Estos agregados de poliestireno están registrados y distribuidos como © ASCE % Pasa 100 80 55 39 27 18 13 Tabla 8. Propiedades físicas de los agregados naturales triturados 4 mm Propiedades físicas Densidad aparente de partículas Densidad de partículas secas Densidad de partículas secas de superficie saturada Absorción de agua Contenido de humedad Valores 2,76 t/m3 2,65 t/m3 2,69 t/m3 1.40% 2.50% . 04018178-3 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Tabla 9. Propiedades químicas de la arena fina natural Tabla 13. Distribución de agregados de perlita Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Propiedades químicas SiO2 Fe2O3 Al2O3 Cao MgO Na2O K2O Valores (%) 99.86 0.01 0.02 0.00 0.00 0.00 0.00 TiO2 0.03 MnO <0.001 Tamaño del tamiz (mm) 4.75 3.35 1.18 Tabla 14. Propiedades físicas de los agregados de perlita Propiedades físicas Gravedad específica Color Punto de fusión Punto de ablandamiento Tabla 10. Distribución de agregados naturales de arena fina Tamaño del tamiz (μm) % Retenido 25–40 80–90 98–100 Valores 0.055–0.3 Blanco apagado 1.250–1.340°C 871–1.093°C % Retenido Tabla 15. Distribución de agregados de escoria 850 600 0 0.30 425 300 212 150 106 75 Tamaño del tamiz (mm) 11.90 40.80 31.60 12.60 2.30 0.20 Tabla 11. Propiedades físicas de la arena fina natural Valores (%) Pérdida en la ignición Contenido de agua a 105°C Número de especificación de los hombres de fundición estadounidenses 0.01 <0.001 47.50 Tabla 12. Propiedades químicas de los agregados de perlita Sílice Óxido de aluminio Óxido férrico Óxido de calcio Óxido de magnesio Óxido de sodio Óxido de potasio Óxido de titanio Metales pesados Sulfatos Humedad Contenido orgánico Valores (%) 74 14 1 1.30 0.30 3 4 0.10 Traza Traza 0.30 <0.1 BST en Australia y se han utilizado tradicionalmente como relleno de cemento en la producción de concreto ligero. Los agregados de perlita son rocas volcánicas silíceas naturales procedentes de Nueva Zelanda, pero están fácilmente disponibles en Australia. Las propiedades de los agregados de perlita se presentan en la Tabla 12–14. La escoria es un agregado volcánico natural y se utilizó como reemplazo de agregados gruesos naturales. Las propiedades de los agregados de escoria de 10 mm se presentan en las Tablas 15 y 16. Aditivos químicos En este estudio experimental, el SP cumplió con los aditivos químicos AS1478.1 tipo SN (SA 2000). Fue diseñado para bajar la © ASCE 100 76 14 7 7 2 Tabla 16. Propiedades físicas de los agregados de escoria Propiedades físicas Propiedades químicas % Pasa 13.2 9.5 6.7 4.75 2.36 0.075 Propiedades físicas Densidad aparente de partículas Densidad de partículas secas Densidad seca de superficie saturada Absorción de agua Valores 2.15 t/m3 1.71 t/m3 1.91 t/m3 11.90% viscosidad y el límite elástico del concreto fresco, mejorando así las propiedades de flujo del concreto. El reductor de agua de alta gama (HRWR) satisfizo el tipo HWR de acuerdo con AS 1478.1. El VMA utilizado a lo largo de este estudio fue necesario para controlar la estabilidad y la resistencia a la segregación de SCC y se adhirió a AS 1478 (SA 2000) para aditivos tipo SN. Proporciones de mezcla En este estudio se utilizaron dos mezclas de control con contenidos de aglutinante de 400 y 450 kg/m3 (400 Mezcla de control y 450 Mezcla de control, respectivamente). La composición aglutinante de las mezclas de control consistió en 40% de cemento, 30% de cenizas volantes, 22,5% de escoria de alto horno granulada en tierra y 7,5% de humo de sílice en masa. Una relación de contenido de agua de 0.45, una relación de agregado grueso a fino de 0.45 y una relación de arena fina a agregados finos de 0.4 fueron constantes a lo largo de este estudio experimental. Debido a que SCC es altamente sensible al tamaño agregado y la clasificación, los agregados naturales fueron reemplazados por agregados livianos de tamaño similar. Por lo tanto, utilizando 400 Control Mix, los agregados finos naturales fueron reemplazados por agregados BST en reemplazos del 10, 20 y 30%. Los agregados PER reemplazaron a los agregados finos naturales en incrementos de 25, 50, 75 y 100%. Los agregados gruesos naturales fueron reemplazado por SCR en 25, 50, 75 y 100% de reemplazo. La proporción de estas mezclas se presenta en los cuadros 17-19. Debido a los agregados de escoria y BST que muestran propiedades frescas pobres, 04018178-4 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Cuadro 17. Proporciones de la mezcla de escoria. Escoria Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Derechos de autor ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Parámetros © ASCE Control de mezcla 400 Proporción de mezcla Mezcla Aglutinante(Kg/m3) GP cemento 160 Cenizas volátiles 120 GGBFS 90 Humo de sílice 30 Contenido cementicio total 400 Agua(L/m3) 180 Agregados(Kg/m3) Triturado natural 4 mm. 590 Arena fina de sílice AS45-50 386 Triturado natural 10 mm. 808 Escoria 0 Aditivos(L/m3) 4.2 Superplastificante 0.75 Reductor de agua de alta gama 0.85 Agente modificador de viscosidad Control de mezcla 450 400 SCR Mezcla 25% 400 SCR 50% 400 SCR 75% 400 SCR 100% 450 SCR 50% 180 135 101.25 33.75 450 202.5 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 180 135 101.25 33.75 450 202.5 554 363 759 0 590 386 606 130 590 386 404 260 590 386 202 389 590 386 0 519 554 363 379 244 3 0.75 0 4.2 0.75 0.85 4.2 0.75 0.85 4.2 0.75 0.1 4.2 0.75 1.3 2.5 0.75 1.65 Cuadro 18. Proporciones de la mezcla BST BST Parámetros Control de mezcla 400 Proporción de mezcla Aglutinante(Kg/m3) GP cemento Cenizas volátiles GGBFS Humo de sílice Contenido cementicio total Agua(L/m3) Agregados(Kg/m3) Triturado natural 4 mm. Arena fina de sílice AS 45-50 Triturado natural 10 mm. BST Aditivos(L/m3) Superplastificante Reductor de agua de alta gama Agente modificador de viscosidad Control de mezcla 450 400 BST 400 BST 20% 450 BST 30% Mezcla Mezcla 160 120 90 30 400 180 180 135 101.25 33.75 450 202.5 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 180 135 101.25 33.75 450 202.5 590 386 808 0 554 363 759 0 531 386 808 1.11 472 386 808 2.23 413 386 808 3.34 388 363 759 3.14 3.7 0.75 1.1 3.4 0.75 1.6 3.25 0.75 2 2.5 0.75 1.6 4.2 0.75 0.85 10% 400 BST 30% 3 0.75 0 Cuadro 19. Proporciones de la mezcla de perlita. Perlita Parámetros Proporción de mezcla Aglutinante(Kg/m3) GP cemento Cenizas volátiles GGBFS Humo de sílice Contenido cementicio total Agua(L/m3) Agregados(Kg/m3) Triturado natural 4 mm. Arena fina de sílice AS45-50 Triturado natural 10 mm. Perlita Aditivos(L/m3) Superplastificante Reductor de agua de alta gama Agente modificador de viscosidad Control de mezcla 400 Mezcla 400 PER 25% 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 590 386 808 0 442 386 808 28 4.2 0.75 0.85 3 0.75 0.75 04018178-5 J. Mater. Civ. Eng., 2018, 30(8): 04018178 400 PER 50% 160 120 90 30 400 180 295 386 808 56 2.8 0.75 1.5 400 PER 75% 400 PER 100% 160 120 90 30 400 180 160 120 90 30 400 180 147 386 808 83 0 385 808 111 1.7 0.75 2 1.5 0.75 3 J. Mater. Civ. Eng. el contenido de aglutinante se incrementó a 450 kg/m3 para una muestra representativa al 50% de sustitución de SCR y al 30% de sustitución de BST con fines de comparación. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Derechos de autor ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos Condiciones de muestreo y curado Para las pruebas de resistencia a la compresión y a la tracción, cada mezcla requería 12 φ100 200 mm de moldes cilíndricos y tres φ150 300 mm de moldes cilíndricos para la prueba de resistencia a la compresión y la prueba de comportamiento tensión-deformación. Los especímenes fueron preparados vertiendo el concreto directamente en los moldes sin compactar, desmoldados después de 24 h, y se les permitió curar hasta la etapa de prueba. Los especímenes fueron curados en una sala de humidificación controlada con una temperatura de 20 ± 2°C. Métodos de prueba de la muestra En este experimento, las propiedades endurecidas del concreto fueron evaluadas por su resistencia a la compresión, resistencia a la tracción y comportamiento estresante. Se probaron tres φ100x 200 mm de probetas cilíndricas para resistencia a la compresión a los 7 y 28 días. El procedimiento de prueba siguió AS 1012.14 (SA 1991) y los cilindros se cargaron a una velocidad de 0,2 kN/s hasta el fallo. Se pesaron los tres cilindros φ100x200 mm probados para resistencia a la compresión a 28 días y se midieron sus dimensiones para obtener la densidad endurecida de acuerdo con AS 1012.12.1 (SA 1998b). Además, se probaron tres muestras φ150x300 mm de resistencia a la compresión a los 28 días para obtener el factor de eficiencia de los cilindros más pequeños φ100x200 mm. Uno de los especímenes de φ150x300 mm fue unido con galgas extensométricas horizontales de 60 mm y verticales de 60 mm para obtener el comportamiento de tensión-deformación según AS 1012.17 (SA 1997). El ensayo de rotura por tracción se realizó en tres muestras cilíndricas φ100x200 mm a cada edad de 7 y 28 días, de acuerdo con AS 1012.10 (SA 2010b). Los especímenes fueron cargados a una velocidad de 1.5±0.5 MPa hasta el fallo. Propiedades del concreto fresco Las propiedades frescas del SCC se evaluaron mediante las pruebas especificadas en las directrices y los criterios del SCC definidos por la Federación Europea de Productos Químicos de Construcción y Sistemas de Concreto (EFNARC) (2002, 2005). Estas pruebas experimentales evalúan la fluidez, viscosidad, capacidad de paso y resistencia a la segregación. El flujode caída, T500, y las pruebas de anillo-J se llevaron a cabo utilizando un conode Abrams de acuerdo con AS 1012.3.5 (SA 2015). Se midió el diámetro del flujo de caída y el tiempo para alcanzar los 500 mm (T500). En la prueba del anillo J, se midieron el diámetro y la diferencia de altura del anillo J. Resultados experimentales Propiedades del concreto fresco En el cuadro 20 y la fig. 1 se presentan los resultados de los ensayos de propiedades frescas, incluido el ensayo de flujo de depresión (diámetro del flujo de depresión y tiempo necesario para llegar a 500 mm de diámetro, T500), y el ensayo de anillo-J (diámetro del flujo y diferencia de altura del anillo-J). Las mezclas de control a 400 y 450 kg/m3 lograron diámetros de flujo de caída de 750 y 690 mm, respectivamente, que están por encima del diámetro deflujo de caída recomendado de 650 mm, como sugiere EFNARC (2005). Se puede observar que, a un contenido de aglutinante más alto, se puede lograr un diámetro de flujo de caída suficiente con una dosis de superplastificante más baja y sin cualquier agente modificador de vis© ASCE Tabla 20. Resultados de las pruebas de propiedades frescas Porcentaje de sustitución de agregados finos 400 Mezcla de control 400 BST 10% 400 BST 20% 400 BST 30% 400 SCR 25% 400 SCR 50% 400 SCR 75% 400 SCR 100% 400 PER 25% 400 PER 50% 400 PER 75% 400 PER 100% 450 Mezcla de control 450 BST 30% 450 SCR 50% Diámetro flujo Diámetro Tiempo Diferencia de T500 anillo J altura del anillo J de caída (s) (mm) (mm) (mm) 750 620 570 490 700 680 670 630 680 660 610 590 690 540 660 700 480 440 400 640 580 540 450 660 640 560 540 650 490 610 1.98 2.65 3.66 N/A 2.34 2.88 3.62 3.55 1.96 2.02 1.46 1.95 1.97 3.2 2.14 5-10 40 50 55 15 25 30 40 5 10 10 15 10 20 10 -cosidad presente. El aumento del contenido de aglutinante aumenta la viscosidad plástica de lamezcla, controlando así su resistencia a la segregación, considerando que el uso de un contenido de aglutinante inferior requiere el uso de VMA para proporcionar viscosidad plástica adicional a efectos de estabilidad. Métodos de prueba de la muestra Los agregados finos naturales de la Mezcla de Control 400 fueron reemplazados por agregados BST en 10, 20 y 30% de reemplazos. Además, después de analizar los resultados de propiedades frescas y endurecidas, se desarrolló una mezcla adicional con un contenido de aglutinante de 450 kg/m3 y un 30% de sustitución para mejorar las propiedades frescas y endurecidas. La Fig. 2 demuestra la distribución agregada de BST en cada reemplazo porcentual. Los agregados BST eran muy propensos a la segregación debido a su naturaleza ultra-ligera. Como resultado, se utilizó menos superplastificante en comparación con la mezcla de control y se requirieron dosis más grandes de MAV para controlar la segregación, este efecto es especialmente significativo con el aumento de las cantidades de BST.Hubo una disminución significativa de la viabilidad en todas las pruebas de propiedades frescas a medida que aumenta el porcentaje de reemplazo de BST. La introducción del 10% de reemplazo agregado fino (400 BST 10%) disminuyó el diámetro del flujo de caída en 120 mm y dio lugar a una gran diferencia de altura del anillo J de 40 mm, indicación de la escasa viabilidad. La mezcla de 400 BST 30% no logró un diámetro de caída más allá de 500 mm y por lo tanto no se pudo registrar un tiempo T500. La disminución de la capacidad de trabajo se puede explicar por la reducción del superplastificante utilizado en combinación con la naturaleza ultraligera de BST.La reducción del superplastificante para controlar la estabilidad dio como resultado un punto de rendimiento en un estado de esfuerzo mucho mayor que la mezcla de control, y la reducción de la densidad de la mezcla no proporcionó suficiente estrés para superar este punto de rendimiento. También se realizó una mezcla adicional con un contenido de aglutinante de 450 kg/m3 al 30% de reemplazo de BST (450 BST 30%).Las mezclas de 400 y 450 BST 30% no satisfacían los criterios de viabilidad de SCC en términos de diámetro de flujo de caída; sin embargo, hubo una mejora en las propiedades frescas con un aumento en el contenido de aglutinante. El aglutinante adicional ayudó a controlar la resistencia a la segregación de la mezcla y proporcionó suficiente peso propio para superar el punto de rendimiento y resultar en un flujo suficiente. 04018178-6 J. Mater. Civ. Eng., 2018, 30(8): 04018178 J. Mater. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Derechos de autor ASCE. Solo para uso personal; todos Figura 1. Diámetro del flujo del ensayo de depresión y diámetro del flujo del anillo J de (a) BST;(b) escoria; y (c) perlita a 400Kg/m 3 contenido de aglutinante. Figura 2. Distribución agregada de BST de (a) 400 BST 10%; b) 400 BST 20%; y c) 400 BST 30%. Figura 2. Distribución agregada de (a) BST 10% de 400 BST;(b)20% de 400 BST; y (c)30% de 400 BST. Un porcentaje más elevado de sustituciones de BST podría introducirse en SCC con un contenido de aglutinante superior a 450Kg/m3. El aglutinante proporcionará suficiente viscosidad plástica para suspender los agregados en la mezcla sin segregación de agregados BST. Por lo tanto, la resistencia a la segregación podría controlarse y no tener un factor contribuyente negativo en el flujo de concreto y, por lo tanto, se podría introducir más superplastificante. Propiedades frescas de las mezclas de perlita agregados se mojaron durante 24 h y se dejaron secar a condiciones secas superficiales saturadas. La distribución agregada de las mezclas que contienen perlita se presentan en la Fig. 3. Durante el pretratamiento de los agregados de perlita, se observó que los agregados de perlita se expandían en tamaño a medida que se absorbía el agua. Sin embargo, cuando se tratan y se secan en condiciones secas superficiales saturadas, el volumen de los agregados permaneció en su tamaño expandido. Y una vez que los agregados de perlita entran en la mezcla, los agregados se trituraron y se comprimieron de nuevo a un tamaño más pequeño que es similar a su original. Los agregados finos naturales de la mezcla de control 400 fueron reemplazados por agregados de perlita en reemplazos del 25, 50, 75 y 100%. Debido a la alta absorción de agregados de perlita, los © ASCE 04018178-7 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Derechos de autor ASCE. Solo para uso personal; todos Figura 3. Distribución agregada de perlita de (a) 400 PER 25%; b) 400 50 %; c) 400 75 %; y d) 400 %. A medida que los agregados se comprimían, el exceso de agua porosa en los agregados se liberaba. Este efecto hizo que la mezcla contuviera un mayor contenido de agua, disminuyendo así la viscosidad y el punto de rendimiento. Esto explica la falta de homogeneidad en los tiempos T500 registrados y la reducción del superplastificante utilizado en mezclas que contienen un mayor contenido de perlita. Todas las mezclas de perlita satisfacían los criterios de propiedad fresca del concreto auto compactable en términos de fluidez y capacidad de paso. Sin embargo, es necesario abordar la volatilidad de los tiempos T500 porque el bajo tiempo para la mezcla de 400 PER 75% indica baja viscosidad, lo que podría aumentar la posibilidad de segregación. Para moderar las condiciones de secado de los agregados de perlita en investigaciones adicionales, debe darse más tiempo para que la perlita se seque incluso después de condiciones de superficie saturada seca para reducir la cantidad de agua en exceso que entra en la mezcla. Propiedades frescas de las mezclas de escoria Los agregados gruesos naturales de la Mezcla de control 400 fueron reemplazados con agregados de escoria de 10 mm a 25, 50, 75 y 100% de reemplazo de áridos gruesos. La Fig. 4 demuestra la distribución agregada de escoria en cada porcentaje de reemplazo de agregado grueso. Todas las mezclas de escoria de 400 kg/m3 satisfacían los criterios SCC de fluidez, según lo indicado por los resultados del flujo de caída. Sin embargo, estas mezclas han mostrado una disminución en la capacidad de paso en el aumento de los reemplazos de escoria como se indica por la diferencia de altura. © ASCE del anillo J. El aumento del contenido de aglutinante en un 50% de reemplazo (450 SRC 50%) ha demostrado que se observó una mejora significativa de la capacidad de paso y una disminución de la densidad La mejora de la viabilidad también podría ser posiblemente el resultado de la ambigüedad en la preparación de los agregados de escoria a condiciones secas superficiales saturadas. Los agregados de escoria se mojaron durante 24h y se dejaron secar durante 24h.Sin embargo, el estado de los agregados podría verse afectado por la humedad y la temperatura durante el secado. La mezcla de 450 SCR 50% puede haber contenido más agua que la mezcla de 400 SCR 50%, que por lo tanto disminuyó el punto de rendimiento, lo que mejoró su viabilidad. Este aumento en el contenido de agua podría haber causado la disminución de densidad asociada. Las recomendaciones para ensayos adicionales con agregados de escoria incluyen el secado de los agregados ligeros a condiciones de humedad superficial saturada en un ambiente controlado. Propiedades endurecidas El cuadro 21 presenta la densidad y las fuerzas de compresión y tracción de BST, las mezclas de perlita y escoria alcanzadas a los 7 y 28 días realizadas en muestras de φ100 200 mm. Además, tres muestras cilíndricas φ150 300 mm para cada mezcla fueron probadas para resistencia a la compresión a los 28 días. Se calcularon las potencias medias de compresión a 28 días tanto para los tamaños de las muestras como para los factores de eficiencia de la resistencia a la compresión. El factor de eficiencia fue considerado como la fuerza de la φ100 200 mm sobre la fuerza de la φ150 300 mm. Los factores de eficiencia calculados de las mezclas de control y las mezclas LWSCC se presentan en el cuadro 22. 04018178-8 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Fig. 4. Distribución de agregados de escoria de (a) 400 SCR 25%; b) 400 SCR 50%; c) 400 SCR 75%; y d) 400 SCR al 100%. Tabla 21. Resultados del ensayo al concreto en estado endurecido Densidad (kg/m3) Edad Mezclar Mezcla de control 400 2,393.5 400 BST 10% 2,232.5 400 BST 20% 2,138.4 400 BST 30% 2,069.9 400 SCR 25% 2,307.2 400 SCR 50% 2,247.0 400 SCR 75% 2,193.5 400 SCR 100% 2,096.4 400 POR 25% 2,310.3 400 POR 50% 2,213.9 400 POR 75% 2,126.2 400 POR 100% 1,969.3 Mezcla de control 450 2,323.9 450 BST 30% 2,139.9 450 SCR 50% 2,189.1 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 7 28 © ASCE (días) Resistencia a la compresión Media, μ (MPa) Desviación estándar, σ (MPa) 31.97 54.20 20.79 35.98 19.41 28.38 17.62 26.29 32.29 51.27 34.72 47.53 30.87 46.46 26.78 40.17 23.63 37.22 20.94 30.22 12.16 21.24 6.68 10.03 35.22 50.39 22.58 28.92 25.44 38.93 0.58 1.11 0.36 0.70 0.61 0.26 1.52 0.29 2.03 1.93 1.28 1.37 1.66 1.00 1.19 3.44 0.42 1.49 0.29 1.00 0.43 N/A 1.02 0.12 1.33 0.65 0.46 1.68 2.05 1.27 04018178-9 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 Resistencia a la tracción Media, μ (MPa) Desviación estándar, σ (MPa) 3.50 4.85 2.65 3.28 2.89 3.12 2.39 2.87 3.93 5.00 4.13 4.63 3.29 4.11 2.92 4.06 2.63 3.19 2.54 3.13 3.29 4.11 0.95 1.25 3.19 3.70 2.85 2.72 2.89 3.54 0.47 0.32 0.47 0.66 0.17 0.18 0.35 0.23 0.17 0.13 0.03 0.16 0.47 0.09 0.33 0.29 0.21 0.09 0.12 0.54 0.47 0.09 0.08 0.17 0.31 0.43 0.35 0.35 0.08 0.15 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Tabla 22. Resultados del ensayo para la determinación de la resistencia a la compresión a 28 días y factores de eficiencia asociados Mezclar φ100 × 200 mm φ150 × 300 mm Mezcla de control 400 Mezcla de control 450 400 SCR 25% 400 SCR 50% 400 SCR 75% 400 SCR 100% 450 SCR 50% 400BST 10% 400 BST 20% 400 BST 30% 450 BST 30% 400 POR 25% 400 POR 50% 400 POR 75% 400 POR 100% 54.20 50.39 51.27 47.53 46.46 40.17 38.93 35.98 28.38 26.29 28.92 37.22 30.22 21.24 10.03 53.17 49.48 51.63 45.27 44.50 37.13 35.42 35.69 27.87 23.05 25.50 36.22 28.41 20.43 9.91 Factor de eficiencia 1.019 1.018 0.993 1.050 1.044 1.082 1.099 1.008 1.018 1.141 1.134 1.028 1.064 1.040 1.012 Resistencia a la compresión y a la tracción El aumento en el contenido del aglutinante entre las dos mezclas de control muestra una disminución de las resistencias a la compresión y a la tracción a 28 días (Figs. 5 y 6). Este es el resultado del método de cálculo del diseño de mezcla que se utilizó. En los cálculos se asumió que el conjunto de todos los materiales tenía un volumen de 1 m3 en el cálculo, por lo tanto, al aumentar el contenido de aglutinante, la cantidad de agregados naturales disminuye para mantener el volumen, reduciendo así sus resistencias a la compresión y a la tracción. En todas las mezclas de LWSCC, un aumento de LWA resultó en una disminución de las resistencias a la compresión y a la tracción (Figs. 5 y 6). Las mezclas de BST mostraron disminuciones en la densidad de 6.7, 10.7 y 13.5% y una reducción en la resistencia a la compresión de 33.3, 47.5 y 51.3% para las mezclas de 400 BST 10, 20 y 30%, respectivamente. Debido a que los agregados BST tienen una capa de recubrimiento químico, esto resulta en un enlace débil entre la pasta aglutinante y los agregados, creando así una zona de transición interfacial débil (Tang et al. 2016). El aumento del contenido de aglutinante en la mezcla 450 BST al 30% mostró mejoras en la resistencia general del concreto tanto en tracción como en compresión, así como una mejor resistencia a la segregación y a sus propiedades en estado fresco. Se deben realizar más pruebas en el contenido del aglutinante incorporado para investigar si BST puede ser viable en la producción de LWSCC. La disminución de la resistencia de los agregados de escoria no fue tan significativa como la reducción experimentada por los agregados de BST y perlita. La mezcla 450 SCR 50% ha mostrado una disminución en la resistencia a la compresión y a la tracción en comparación con la mezcla 400 SCR 50%. Esto puede ser el resultado de la ambigüedad en lograr una superficie saturada en condiciones secas. Además, el método de cálculo de las proporciones de diseño de la mezcla suponía un volumen total de 1 m3, por lo que al aumentar el contenido de aglutinante y a su vez el volumen de agua asociado para mantener una relación de contenido de agua de 0.45, supone menos volumen disponible para los agregados. Por lo tanto, la mezcla de 450 SCR 50% tendría menos agregado grueso que la 400 SCR 50%. El aumento del contenido de perlita dio lugar a una disminución de la resistencia mecánica (Figs. 5 y 6). Como se indicó anteriormente, el exceso de poros de agua ingresando a la mezcla podría aumentar Fig. 5. Resultados de la resistencia a la compresión de (a) escoria; b) perlita; y c) BST a 400 kg/m3 de contenido de aglutinante. © ASCE 04018178-10 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Fig. 6. Resultados de resistencia a la tracción de (a) escoria; b) perlita; y c) BST a 400 kg/m3 de contenido de aglutinante. Fig. 7. Curva tensión-deformación para (a) escoria; b) perlita; y c) mezclas BST. © ASCE 04018178-11 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. el contenido de agua de la mezcla y por lo tanto reducir su resistencia. Se produjo una disminución del 21, 46, 61, y 81% en la resistencia a la compresión a 28 días para las mezclas que contenían un 25, 50, 75 y 100% de agregado fino de perlita, respectivamente. Descargado de ascelibrary.org por la Universidad de Kansas el 19/01/19. Copyright ASCE. Solo para uso personal; todos los derechos reservados. Comportamiento tensión-deformación por compresión Los gráficos de tensión-deformación de las mezclas que contienen escoria, perlita y BST se muestran en la Fig. 7. A medida que se introdujeron los agregados ligeros, la densidad de cada mezcla se redujo, así como la resistencia a la compresión. Por lo tanto, estas disminuciones afectan al gráfico de tensión-deformación porque el gradiente de las gráficas durante su fase elástica lineal disminuyó, lo que también indica una disminución en su módulo de elasticidad. Conclusiones Este estudio experimental sirve como base para desarrollar y promover el uso de concreto autocompactante ligero en Australia. La mayoría de las mezclas preparadas en este estudio satisfacían tanto las clasificaciones de concreto ligero como las clasificaciones de concretos autocompactantes propuestas por EFNARC (2005). Los resultados presentados en este estudio han identificado diversas tendencias: • El aumento en el contenido de agregados ligeros tuvo un impacto perjudicial en la trabajabilidad y la resistencia a la compresión de LWSCC. Este efecto fue más significativo para los agregados de menor densidad como el BST. • El aumento en el contenido de aglutinante ayudó a mejorar la estabilidad general y la resistencia a la segregación de LWSCC. • Cuanto más ligera es la densidad del agregado, más propensa será la resistencia a la segregación de LWSCC. • Las mezclas de BST no cumplieron con los criterios de trabajabilidad del SCC; sin embargo, aumentar el contenido de aglutinante a 450 kg/m3 mostró mejoras significativas. • Las mezclas BST mostraron disminuciones en la resistencia a la compresión de 33.3, 47.5 y 51.3% para las mezclas 400 BST 10, 20 y 30%, respectivamente. • Hubo una disminución de 21, 46, 61 y 81% en la resistencia a la compresión a 28 días para las mezclas de SCC que contenían reemplazos de 25, 50, 75 y 100%, de agregados finos de perlita, respectivamente. • Las mezclas de escoria mostraron disminuciones de 5, 10, 14 y 25% en la resistencia a la compresión a 28 días para las mezclas de SCC que contenían reemplazos de agregado grueso de escoria 25, 50, 75 y 100%, respectivamente. Reconocimientos Este trabajo fue apoyado por la Escuela de Ingeniería Civil, Ambiental y de Minas de la Universidad de Australia Occidental. Los autores desean expresar su sincera gratitud y aprecio a las empresas de BASF y Abrams Marketing. Referencias . Abdelaziz, G. E. 2010. “A study on the performance of lightweight self-consolidated concrete.” Mag. Concr. Res. 62 (1): 39–49. https://doi.org/10.1680/macr.2008.62.1.39. Abouhussien, A. A., A. A. A. Hassan, and M. K. Ismail. 2015. © ASCE “Properties of semi-lightweight self-consolidating concrete containing lightweight slag aggregate.” Constr. Build. Mater. 75: 63–73. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2014.10.028. ACI (American Concrete Institute). 2003. Guide for structural lightweight aggregate concrete. ACI 213R-14. Farmington Hills, MI: ACI. Andiç-çakır, Ö., E. Yoğurtcu, Ş. Yazıcı, and K. Ramyar. 2009. “Self-compacting lightweight aggregate concrete: Design and experimental study.” Mag. Concr. Res. 61 (7): 519–527. https://doi.org/10.1680/macr.2008.00024. Aslani, F. 2013. “Effects of specimen size and shape on compressive and tensile strengths of self-compacting concrete with or without fibers.” Mag. Concr. Res. 65 (15): 914–929. https://doi.org/10.1680/macr.13.00016. Aslani, F. 2014. “Experimental and numerical study of timedependent behavior of reinforced self-compacting concrete slabs.” Ph.D. thesis, School of Civil and Environmental Engineering, Univ. of Technology. Aslani, F., and M. Bastami. 2014. “Relationship between deflection and crack mouth opening displacement of selfcompacting concrete beams with and without fibres.” Mech. Adv. Mater. Struct. 22 (11): 956–967. https://doi.org/10.1080/15376494.2014.906689. Aslani, F., G. Ma, D. Law Yim Wan, and V. Le. 2018a. “Experimental investigation into rubber granules and their effects on the fresh and hardened properties of self-compacting concrete.” J. Cleaner Prod. 172 (20): 1835–1847. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2017.12.003. Aslani, F., G. Ma, and G. Muselin. 2018b. “Development of high performance self-compacting concrete using waste recycled concrete aggregates and rubber granules.” J. Cleaner Prod. 182: 553–566. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2018.02.074. Aslani, F., and L. Maia. 2013. “Creep and shrinkage of high strength self-compacting concrete experimental and numerical analysis.” Mag. Concr. Res. 65 (17): 1044–1058. https://doi.org/10.1680/macr.13.00048. Aslani, F., and M. Natoori. 2013. “Stress-strain relationships for steel fibre reinforced self-compacting concrete.” Struct. Eng. Mech. 46 (2): 295–322. https://doi.org/10.12989/sem.2013.46.2.295. Aslani, F., and S. Nejadi. 2012a. “Bond behavior of reinforcement in conventional and self-compacting concrete.” Adv. Struct. Eng. 15 (12): 2033–2051. https://doi.org/10.1260/13694332.15.12.2033. Aslani, F., and S. Nejadi. 2012b. “Bond characteristics of reinforcing steel bars embedded in self-compacting concrete.” Aust. J. Struct. Eng. 13 (3): 279–295. https://doi.org/10.7158/S12-006.2012.13.3. Aslani, F., and S. Nejadi. 2012c. “Bond characteristics of steel fibre reinforced self-compacting concrete.” Can. J. Civ. Eng. 39 (7): 834–848. https://doi.org/10.1139/l2012-069. Aslani, F., and S. Nejadi. 2012d. “Mechanical properties of conventional and self-compacting concrete: An analytical study.” Constr. Build. Mater. 36: 330–347. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2012.04.034. Aslani, F., and S. Nejadi. 2012e. “Shrinkage behavior of selfcompacting concrete.” J. Zhejiang Univ. Sci. A 13 (6): 407– 419. https://doi.org/10.1631/jzus.A1100340. Aslani, F., and S. Nejadi. 2013a. “Creep and shrinkage of selfcompacting concrete with and without fibers.” J. Adv. Concr. Technol. 11 (10): 251–265. https://doi.org/10.3151/jact.11.251. Aslani, F., and S. Nejadi. 2013b. “Self-compacting concrete incorporating steel and polypropylene fibers: Compressive and tensile strengths, moduli of elasticity and rupture, compressive stress-strain curve, and energy dissipated under compression.” 04018178-12 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng. Compos. Part B Eng. 53: 121–133. https://doi.org/10.1016/j.compositesb.2013.04.044. Aslani, F., S. Nejadi, and B. Samali. 2014a. “Long-term flexural cracking control of reinforced self-compacting concrete oneway slabs with and without fibers.” Comput. Concr. 14 (4): 419–444. https://doi.org/10 .12989/cac.2014.14.4.419. Aslani, F., S. Nejadi, and B. Samali. 2014b. “Short term bond shear stress and cracking control of reinforced selfcompacting concrete one-way slabs under flexural loading.” Comput. Concr. 13 (6): 709–737. https://doi.org/10.12989/cac.2014.13.6.709. Aslani, F., and B. Samali. 2014. “Flexural toughness characteristics of self-compacting concrete incorporating steel and polypropylene fibers.” Aust. J. Struct. Eng. 15 (3): 269– 286. https://doi.org/10.7158/S13-011.2014.15.3. ASTM. 2011. Standard specification for silica fume used in cementitious mixtures. ASTM C1240. West Conshohocken, PA: ASTM. Bogas, J. A., A. Gomes, and M. F. C. Pereira. 2012. “Selfcompacting lightweight concrete produced with expanded clay aggregate.” Constr. Build. Mater. 35: 1013–1022. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat .2012.04.111. Choi, Y. W., Y. J. Kim, H. C. Shin, and H. Y. Moon. 2006. “An experimental research on the fluidity and mechanical properties of high-strength lightweight self-compacting concrete.” Cem. Concr. Res. 36 (9): 1595–1602. https://doi.org/10.1016/j.cemconres.2004.11.003. EFNARC (European Federation of Specialist Construction Chemicals and Concrete Systems). 2002. “Specification and guidelines for self-compacting concrete.” Accessed August 1, 2017. http://www.efnarc .org/pdf/SandGforSCC.PDF. EFNARC (European Federation of Specialist Construction Chemicals and Concrete Systems). 2005. “The European guidelines for self-compacting concrete: Specification, production and use.” Accessed August 1, 2017. http://www.efnarc.org/pdf/SCCGuidelinesMay2005.pdf. Fares, K., and A. Noumowé. 2015. “Lightweight selfconsolidating concrete exposed to elevated temperatures.” J. Mater. Civ. Eng. 27 (12): 04015039. https://doi.org/10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0001285. Gesoglu, M., E. Güneyisi, T. Özturan, H. Ö. Öz, and D. S. Asaad. 2014. ˇ “Permeation characteristics of self-compacting concrete made with partially substitution of natural aggregates with rounded lightweight aggregates.” Constr. Build. Mater. 59: 1–9. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2014.02.031. Gesoglu, M., E. Güneyisi, T. Ozturan, H. O. Oz, and D. S. Asaad. 2015. ˇ “Shear thickening intensity of self-compacting concretes containing rounded lightweight aggregates.” Constr. Build. Mater. 79: 40–47. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2015.01.012. Hassan, A. A. A., M. K. Ismail, and J. Mayo. 2015. “Mechanical properties of self-consolidating concrete containing lightweight recycled aggregate in different mixture compositions.” J. Build. Eng. 4: 113–126. https://doi.org/10.1016/j.jobe.2015.09.005. Iqbal, S., K. Holschemacher, and T. A. Bier. 2015. “Mechanical properties of steel fiber reinforced high strength lightweight self-compacting concrete (SHLSCC).” Constr. Build. Mater. 98: 325–333. https://doi.org/10 .1016/j.conbuildmat.2015.08.112. Kim, Y. J., Y. W. Choi, and M. Lachemi. 2010. “Characteristics of self-consolidating concrete using two types of lightweight coarse aggregates.” Constr. Build. Mater. 24 (1): 11–16. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2009.08.004. Kivrak, S., M. Tuncan, M. I. Onur, G. Arslan, and O. Arioz. © ASCE 2006. “An economic perspective of advantages of using lightweight concrete in construction.” In Proc., 31st Conf. on Our World in Concrete & Structures. Singapore: CI-Premier. Ranjbar, M. M., and S. Y. Mousavi. 2015. “Strength and durability assessment of self-compacted lightweight concrete containing expanded polystyrene.” Mater. Struct. 48 (4): 1001–1011. https://doi.org/10.1617/s11527-013-0210-6. SA (Standards Australia). 1974. Methods for sampling and testing aggregates. AS 1141-1974. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 1991. Method for securing and testing cores from hardened concrete for compressive strength. AS 1012.14. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 1997. Methods of testing concrete: Determination of the static chord modulus of elasticity and Poisson’s ratio of concrete specimens. AS 1012.17. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 1998a. Aggregates and rock for engineering purposes. 1: Concrete aggregates. AS 2758.11998. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 1998b. Methods of testing concrete: Determine of mass per unit volume of hardened concrete: Rapid measuring method. AS 1012.12.1. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2000. Chemical admixtures for concrete, mortar and grout—Part 1: Admixtures for concrete. AS 1478.1. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2001. Supplementary cementitious materials for use with portland and blended cement: Slag: Ground granulated iron blast-furnace. AS 3582.2. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2010a. General purpose and blended cements. AS 3972. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2010b. Methods of testing concrete: Determination of indirect tensile strength of concrete cylinders (‘Brazil’ or splitting test). AS 1012.10. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2015. Methods of testing concrete: Determination of properties related to the consistency of concrete: Slump flow, T500 and J-ring test. AS 1012.3.5. Sydney, Australia: SA. SA (Standards Australia). 2016. Methods of test for supplementary cementitious materials for use with Portland and blended cement. AS 3583. Sydney, Australia: SA. Tang, W., H. Cui, and S. Tahmasbi. 2016. “Fracture properties of polystyrene aggregate concrete after exposure to high temperatures.” Materials 9 (8): 630–673. https://doi.org/10.3390/ma9080630. Taylor, P. 2013. Curing concrete. 1st ed. Boca Raton, FL: CRC Press. Topçu, I. B., and T. Uygunoglu. 2010. ˇ “Effect of aggregate type on properties of hardened self-consolidating lightweight concrete (SCLC).” Constr. Build. Mater. 24 (7): 1286–1295. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2009.12.007. Wang, H.-Y. 2009. “Durability of self-consolidating lightweight aggregate concrete using dredged silt.” Constr. Build. Mater. 23 (6): 2332–2337. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2008.11.006. Yehia, S., M. Alhamaydeh, and S. Farrag. 2014. “High-strength lightweight SCC matrix with partial normal-weight coarseaggregate replacement: Strength and durability evaluations.” J. Mater. Civ. Eng. 26 (11): 04014086. https://doi.org/10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0000990. 04018178-13 J. Mater. Civ. N. 2018, 30(8): 04018178 J. Mamá. Civ. Eng.
