J Korean Soc Hazard Mitig 2016; 16(6): 69-75  https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2016.16.6.69
Evaluation of Material Properties of High-Strength Concrete for PSC Bridge
Joo-Ha Lee*, and Rock-Jun Choi**
**Master Course, Department of Civil Engineering, The University of Suwon
Correspondence to: Member, Assistant Professor, Department of Civil Engineering, The University of Suwon (Tel: +82-31-220-2159, Fax: +82-31-220-2522, E-mail: leejooha@suwon.ac.kr)
Received: September 30, 2016; Revised: October 4, 2016; Accepted: November 21, 2016; Published online: December 31, 2016.
© The Korean Society of Hazard Mitigation. All rights reserved.

This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0/) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.
Abstract

최근 PSC 교량의 장경간화에 따라 프리스트레스트 콘크리트(PSC) 교량의 도입이 증가하고 있다. 하지만 PSC 교량에 적용하기 위한 고강도 콘크리트에 대한 장기거동을 포함한 내구성에 관한 연구는 아직 충분히 이뤄지지 않은 실정이다. 특히 프리스트레스를 가하는 공정으로 인해 재령 초기에 높은 강도가 발현되어야 하는 특성이 있다. 이러한 고강도 콘크리트의 재료적 특성과 내구성은 곧 PSC 교량의 역학적 거동 및 내구성과 직결되게 된다. 따라서 PSC 교량에 적용가능한 물리적 요구 조건을 만족함과 동시에 높은 내구성을 지닌 고강도 콘크리트가 사용되어져야 한다. 본 연구에서는 PSC 교량에 적용 가능한 고강도 콘크리트의 배합비를 도출하고, 강도와 탄성계수 등 역학적 특성과 장기적인 내구성능을 평가하였다.

Keywords: PSC Bridge, High-Strength Concretes, Mechanical Properties, Durability
1. 서론

고강도 콘크리트는 주어진 단면의 거더에 대해 경간을 늘리거나, 거더 간격을 늘려서 경간당 거더 수를 경감시켜 상당한 비용 절감을 가져 올 수 있으므로, 최근에는 프리스트레스트 콘크리트(PSC) 교량에서 고강도 콘크리트의 수요가 점차 증대하고 있다(Russell 1994).

고강도 콘크리트의 재료 특성과 관련한 최근의 연구들을 살펴보면, Kim et al.(2015)은 고함량 고로슬래그(GGBFS)를 결합재에 혼입에 따른 고강도 콘크리트의 유동성, 압축강도, 동결융해 저항성, 탄산화저항성에 대하여 평가하였으며, Constantinescu et al.(2015)은 고강도 콘크리트의 양생조건에 따른 압축강도와 탄성계수 등의 역학적 특성에 대한 연구를 수행하였다. 또한 Sharma et al.(2016)은 Foundry slag와 Alccofine을 사용하여 고강도 콘크리트를 배합하고 양생시간에 따른 압축강도, 인장강도, 휨강도에 대하여 평가하는 등 국내외적으로 고강도 콘크리트와 관련된 연구는 현재까지도 지속적으로 진행되고 있으나 고강도 콘크리트의 결합재에 따른 상대적 효과에 대한 실험 데이터는 여전히 부족한 실정이다.

본 연구의 목적은 PSC 교량에 적용하기 위한 고강도 콘크리트의 배합비와 역학적 특성, 내구성에 관한 데이터를 획득하는데 있다. 배합 설계 시에는 프리스트레스가 도입되는 초기재령에서의 콘크리트의 강도와 펌프 압송에 적절한 슬럼프가 기본적으로 고려되었다. 압축강도와 슬럼프 외에 극심한 환경에서의 PSC 교량의 내구성 향상을 위해 공기량을 고려하였다.

주요 변수는 1종 시멘트(OPC), 플라이애쉬(FA), 고로슬래그 미분말(BS), 4종 시멘트(LHC) 등의 결합재의 종류와 구성이다. 개발된 고강도 콘크리트의 압축강도와 탄성계수, 쪼갬 인장강도, 휨강도 등 역학적 성능과 염화물 침투 저항성, 동결융해 및 복합열화 저항성, 수화열 등 내구성에 관한 실험을 수행하였다. 또한 PSC 교량의 설계와 시공시 중요한 요소인 크리프와 건조수축, 자기수축 등 시간 의존적 변형에 대한 실험과 해석을 하였다

2. 재료

실험에 사용된 결합재는 OPC, FA, BS, LHC이고, 이의 화학적 구성과 물리적 특성은 Table 1과 같다. 굵은 골재는 부순 화강암으로 비중은 2.63, 조립률은 6.59, 최대치수는 20 mm이다. 잔골재는 비중 2.59, 조립률 2.84의 세척사를 사용하였다. 혼화제는 비중 1.22의 액상형 폴리나프탈렌 술폰산염 고성능 감수제 (Poly-Naphthalene Sulfonate Type)와 빈졸계 공기연행제를 사용하였다.

Table 1

Material Properties of Cementitious Materials.

 OPC  FA  BS  LHC 
SiO221.352.834.325.3
Al2O34.722.512.73.1
Fe2O33.113.40.53.6
CaO63.14.141.362.5
MgO2.90.85.932.0
SO32.20.42.532.3
K2O-0.90.50.5
Na2O-0.40.4-
Loss on ignition0.83.80.480.9
C3S59.8--31
C2S13.7--48
C3A5.1--2
C4AF9.3--11
Specific gravity3.152.132.913.19
 Fineness (m2/kg) 341348453357

3. 배합

PSC 교량에 고강도 콘크리트의 적용을 위해 모든 배합은 28일 재령에서 설계 강도를 60 MPa로 하였다. 동시에 프리스트레스를 전달하기 위해서는 초기재령에서의 강도가 매우 중요하므로, 3일 재령에서 목표 압축강도를 30 MPa로 정하였고, 물-결합재비(w/b)는 0.28로 하였다. 슬럼프플로우는 500±50 mm가 만족하도록 고성능감수제의 양을 달리하였다. Table 2에 나타난 바와 같이, 배합은 결합재의 종류와 구성을 달리하여 OPC, FA10, FA20, BS30, BS50, FA15BS35, LHC로 설계하였으며, 여기서 숫자는 전체 결합재량에 대한 퍼센트 질량을 의미한다. 즉 FA15BS25는 15%의 플라이애쉬와 35%의 고로슬래그 미분말이 혼입된 것이며, LHC는 1종 시멘트 대신 4종 시멘트를 사용한 것이다.

Table 2

Mix Design of HSC (kg/m3).

Mix IDw/bWaterCementFly ashSlagFine aggregateCoarse aggregate
OPC0.28170607--676910
FA100.2817054661-667898
FA200.28170486121-658885
BS300.28170425-182668900
BS500.28170304-304663892
FA15BS350.2817030491213653879
LHC0.28170607
(low heat cement)
--676910

4. 실험 방법

공시체는 타설 후에 플라스틱 시트로 덮고 20±2 °C의 실내에서 24시간 동안 둔 후 탈형하였고, 실험 시까지 20±3 °C에서 수중 양생하였다.

수화열은 400×400×400 mm의 정육면체 공시체를 스티로폼으로 단열한 거푸집을 제작하여 타설한 한 후 측정하였다. thermocouple을 공시체 중앙에 설치하여, Maturity meter와 연결하였다.

압축강도와 탄성계수는 φ100×200 mm 원주형 공시체를 재령 3, 7, 28, 56일에 각각 KS F 2405와 KS F 2438에 따라 실험하였다. 쪼갬 인장은 φ100×200 mm 원주형 공시체를 재령 7, 28, 56일에 KS F 2423에 따라 측정하였고, 휨강도는 150×150×550 mm 각주형 공시체로 7, 28, 56일에 KS F 2408에 따라 측정하였다.

콘크리트의 염소이온 침투 저항성은 콘크리트를 통과하는 전하량으로 측정되며, 재령 28일에 직경 100 mm, 두께 50 mm의 원주형 공시체로 실험하였다. 0.3 N NaOH (+) 수용액과 3% NaCl (-) 수용액을 공시체의 각각의 면에 접촉시켰다. 이후 공시체를 종방향으로 할렬하고, 표면에 질산은 수용액을 뿌려서 변색되는 부분을 측정하여 염소이온 침투 깊이를 구하였다. 이 때 확산계수는 다음 식 (1)에 따라 계산할 수 있다.

D=RTzFExdαxdtE=U2Lα=2RTzFEerf1(12cdc0)

D: 염화물 확산계수 (m2/sec)

z: 이온의 원자가 (염소이온의 경우 z=1)

F: 패러데이 상수 (9.648×104 J/V·mol)

U: 양극과 음극 사이의 전압차 (V)

R: 기체상수 (8.314 J/K·mol)

T: 용액의 온도 (K)

L: 시편의 두께 (m)

xd: 염소이온의 침투 깊이 (m)

t: 실험 지속시간 (sec)

erf: Error function

cd: 질산은 변색부의 염소이온 농도 (cd≈0.07 N)

c0: 음극 셀의 염소이온 농도 (c0≈2 N)

동결융해 저항성은 KS F 2456에 따라서, 100×100×400 mm 각주형 공시체를 제작하여 실험하였다. 제설염과 동결융해 사이클이 콘크리트의 손상에 미치는 영향을 알아보기 위해 담수와 10 % CaCl2 수용액에서 각각 실험하였으며 매 30 사이클 후에 공시체의 질량과 변형 진동의 1차 공명 진동수를 측정하였다.

자기수축은 100×100×400 mm 각주 공시체에 게이지를 매입하고 28일까지 측정하였고, 동시에 thermocouple을 공시체 중앙에 매입하여 온도 발현을 측정하였다. 24시간 후에 탈형하고 공시체의 표면을 알루미늄 호일로 밀봉하였다. 측정 중 공시체는 온도 23±1 °C, 상대습도 60±3 %의 항온항습실에 수직으로 세워서 보관하였다. 건조수축은 자기수축과 동일한 공시체를 제작하여 밀봉하지 않고 같은 기간 동안 ASTM C 157에 따라서 측정하였다.

크리프에 의한 변형에서 수축 변형률만을 분리시키는 것은 쉽지 않으므로, 크리프와 건조수축을 동시에 측정하였다. 크리프 변형률은 KS F 2453에 따라 φ150×300 mm 원주형 공시체의 중앙에 게이지를 매입하여 실험하였고, 수축 변형률은 크리프 실험과 동일한 공시체에 하중을 가하지 않고 측정하였다. 초기재령에서 프리스트레스를 콘크리트에 가할 수 있는지 확인하기 위해 3일째에 하중을 재하 하였고, 90일 동안 측정하였다.

5. 실험 결과 및 분석

5.1 수화열

초기재령에서의 수화열은 Fig. 1과 같다. 수화열의 감소는 혼화 재료의 대체율 뿐만 아니라 그 종류의 영향을 받는다. 예를 들어 FA10과 FA20, BS50의 최고 온도는 OPC에 비해 각각 1.8, 2.7, 4.9 °C가 감소하였지만, BS30의 경우는 OPC와 거의 동일하였다. FA15BS35의 삼성분계 배합은 단일 결합재 배합인 OPC에 비해 최대 상승 온도가 훨씬 낮았고, 가장 낮은 온도 상승을 보인 LHC는 OPC 보다 12.8 °C가 낮았다. 모든 시험체가 최고 온도에 도달하는 시간은 비슷했는데, 이러한 현상은 다량의 혼화재가 혼입되어 시멘트의 수화반응 조건이 향상된 데서 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 1.

Hydration Heat.


5.2 압축강도

3, 7, 28, 56일에서의 콘크리트 강도는 Fig. 2와 같다. OPC와 LHC에 비해 혼화재가 혼입된 배합은 초기재령에서의 강도가 작게 나타났다. 특히 FA20과 BS50, FA15BS35와 같이 다량의 혼화재로 대체한 배합은 3일 재령의 압축강도가 목표 강도인 30 MPa에 도달하지 못하였다. 그러나 7일 재령에서는 모든 배합의 압축강도가 30 MPa을 초과하였고 28일 재령에서는 FA20을 제외한 모든 배합이 60 MPa 이상을 획득하였다. 28일 재령에서 20%의 플라이애쉬를 대체한 경우 압축강도가 35% 가량 감소하는 등 플라이애쉬로 인해 압축강도가 상당히 감소함을 확인할 수 있었다. 플라이애쉬의 느린 포졸란 반응으로 인해 적절한 강도 발현을 위해서는 지속적인 수중양생과 양호한 양생 온도가 필요하다. FA10 및 FA20, FA15BS35와 같이 플라이애쉬를 사용한 콘크리트는 OPC에 비해 강도가 낮았지만 28일 재령 이후에 다른 배합에 비해 높은 강도 증가를 보였다. 슬래그를 사용한 BS30과 BS50은 28일과 56일 재령에서 가장 높은 강도를 나타내었다.

Fig. 2.

Compressive Strength.


5.3 탄성계수

3, 7, 28, 56일 재령의 콘크리트 탄성계수는 Table 3과 같다. 추가적인 결합재가 혼입되었을 경우에 사용하는 ACI 318-14와 ACI 363R-10 식과 실험결과를 비교한 결과를 Fig. 3에 나타내어 식의 정확성을 평가하였다. ACI 318-14와 ACI 363R-10의 예측식은 각각 식 (2) 및 (3)과 같다.

Table 3

Mechanical Properties of Hardened HSC.

Mix IDModulus of elasticity (GPa)Splitting tensile strength (MPa)Flexural strength (MPa)
3-day7-day28-day56-day7-day28-day56-day7-day28-day56-day
OPC35.430.936.548.33.63.93.79.811.110.1
FA1022.643.232.932.43.23.54.08.410.49.3
FA2011.326.629.930.63.33.43.28.38.310.3
BS3023.031.834.739.33.03.63.512.512.111.1
BS5022.832.738.342.03.94.44.511.110.211.5
FA15BS3510.727.931.230.53.94.25.78.310.610.5
LHC27.229.737.132.43.33.94.56.99.29.2

Fig. 3.

Elastic Modulus by Tests and Code.


Ec=4,700fc(MPa)Ec=3,320fc+6,900(MPa)

여기서, fc은 콘크리트의 압축강도(MPa)이다.

Fig. 3에서 보는 것과 같이 ACI 363R-10가 ACI 318-14보다 정확한 것으로 나타났다. 본 연구 결과 3일 재령에서 OPC와 LHC의 탄성계수는 28일 재령의 탄성계수에 비해 각각 약 97% 및 73%로 나타났으나, 혼화재를 혼입한 콘크리트의 3일 재령에서의 탄성계수는 28일 재령에 비해 70% 이하로 측정되었다. 그러나 7일 재령에서는 모든 배합의 탄성계수가 28일 재령의 80% 이상을 획득하였다.

5.4 쪼갬 인장 강도 및 휨 강도

쪼갬 인장강도과 휨강도를 Table 3에 나타내었다. 인장강도와 압축강도의 비는 압축강도의 일반적인 크기에 따라 달라지며, 압축강도가 크면 인장/압축강도 비는 작아진다. 보통 강도 콘크리트의 직접인장/압축강도 비는 8~9%이지만 고강도 콘크리트에서는 약 5 %까지 작아지는 것으로 알려져 있다(Metha and Monteriro 1993; Neville 1995). 실험 결과 모든 배합의 쪼갬 인장 압축강도의 비는 3.9~9.5% 범위에 있었고, 압축강도가 증가함에 따라 휨강도도 커지는 것으로 나타났다. 그러나 결합재의 종류와 구성은 쪼갬 인장 휨강도에 큰 영향을 주지 않는 것으로 판단된다.

5.5 염소 이온 침투 저항성

염소이온 침투 저항성 실험 결과는 Fig. 4와 같이 혼화재의 효과가 크게 나타났다. 치환율이 커지면 플라이애쉬와 고로슬래그가 공극의 크기와 모양을 고르게 만들기 때문에 확산계수가 감소한다. FA15BS35가 가장 낮은 염소이온 침투성을 나타낸 반면 FA20은 기존 문헌과 달리 가장 높은 염화물 확산계수가 관측되었다(Leng et al. 2000). 실험시 FA20의 압축강도가 가장 낮았고, 이는 보다 많은 공극과 확산로가 형성되어 염소이온의 확산계수가 커진 것으로 판단된다. Fig. 5는 염화물 확산계수와 압축강도의 관계이다. LHC를 제외하면 압축강도가 증가할수록 염화물 확산계수가 감소하였다.

Fig. 4.

Chloride Migration Coefficient.


Fig. 5.

Chloride Migration Versus Strength.


5.6 동결 융해 저항성

담수와 CaCl2 수용액에서의 내구성 지수는 Fig. 6과 같다. 동결융해 시험기의 저장한계와 슬래그 양과 내구성 지수 사이에는 관계가 없다는 기존 연구에 따라(Toutanji et al. 2004), BS30은 본 실험에서 제외하였다. FA20을 제외하고 담수에 침수시킨 모든 공시체는 300 사이클 이후 내구성 지수가 90이 넘었다. 실험 결과에서 볼 수 있듯이 플라이애쉬의 양이 많아지면 동결융해 저항성이 낮아졌다. 플라이애쉬의 낮은 포졸란 반응을 고려할 때, 14일간의 재령은 동결융해 저항성을 줄어들게 하는 것으로 판단된다.

Fig. 6.

Durability Factor.


실제 콘크리트 구조물이 반복적인 동결융해와 제빙염에 노출되면 콘크리트의 표면에 심각한 스케일링이 발생한다. Fig. 6에서 보는 것과 같이 CaCl2 수용액에 침수시킨 공시체의 내구성 지수는 담수에서와 비슷한 경향을 보이지만 그 값은 담수보다 작게 나타났다. 그러나 FA10과 OPC, LHC 등 혼화재가 혼입되지 않거나 치환율이 낮은 배합에서는 CaCl2 수용액이 동결융해 저항성에 큰 영향을 주지 않았다.

5.7 자기 수축 및 건조수축

굳은 시멘트에서 습도의 감소에 따른 자기수축 및 건조수축의 차이가 없어도, 그 메커니즘은 다르다. 건조수축은 콘크리트 외부로 수분이 증발하는 것임에 반해 자기수축은 수화 반응에 따른 수분의 소진으로 설명된다(JCI 1999). 따라서 고강도 콘크리트의 적은 단위수량은 초기 재령의 수화 반응에 소모되고, 이는 고강도 콘크리트에서 큰 자기수축이 발생되는 주요한 요인이라 할 수 있다. 또한 w/c와 시멘트량, 다양한 포졸란 재료는 다른 방법으로 고강도 콘크리트의 자기수축 거동에 영향을 준다(Tazawa and Miyazawa 1995).

Fig. 7의 자기수축 실험 결과에서 볼 수 있듯이 OPC의 일부를 슬래그로 치환하면 자기수축이 증가하고, 보다 많은 슬래그가 치환되면 자기수축은 약간 감소한다. 또한 슬래그는 Fig. 8에서와 같이 건조수축도 증가시키지만, 자기수축과 달리 슬래그 양이 증가하면 건조수축도 크게 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 7.

Autogeneous Shrinkage.


Fig. 8.

Drying Shrinkage.


고강도 콘크리트에서 플라이애쉬의 혼입은 자기수축을 감소시키고, 플라이애쉬의 혼입률이 높을수록 낮은 자기수축이 발생하였다. 그러나 Fig. 8과 같이 플라이애쉬는 슬래그와 같이 건조수축을 크게 하고, 플라이애쉬와 슬래그를 동시에 혼입하는 경우에는 슬래그의 영향이 주요한 것으로 관측되었다. 즉 FA15BS35의 자기수축과 건조수축의 경향은 슬래그를 혼입한 경우와 비슷하였다. LHC는 가장 작은 자기수축과 건조수축을 보였고, 또한 자기수축/건조수축의 비는 25.3%로 낮게 나타났다. Fig. 9는 28일 재령에서 자기수축/건조수축 비와 압축강도와의 관계이다. 압축강도가 증가할수록 자기수축/건조수축 비도 증가하였고, 이는 고강도 콘크리트에서 증발로 인한 자기수축보다는 자기수축의 영향이 더 큰 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Ratio of Autogeneous over Drying Shrinkage.


5.8 크리프

Fig. 10은 90일 동안의 크리프 실험 결과이다. BS30은 크리프 시험장치의 부족으로 제외하였는데, 기존 연구에 의하면 결합재에 비해 슬래그 양이 적으면 콘크리트의 비크리프도 작아진다(Khatri et al. 1995). Fig. 10에서와 같이 플라이애쉬와 슬래그로 동시에 치환한 삼성분계 배합은 BS50과 비교할 때 기존 연구와 비슷한 경향을 보임을 확인할 수 있다. 초기재령에서 BS50과 FA15BS35 등 슬래그가 혼입된 배합의 비크리프는 OPC의 경우보다 작게 나타났지만 보다 긴 재령에서는 OPC 보다 더 크게 나타났다. 특히 BS50은 LHC 다음으로 가장 큰 크리프가 관측되었고, 이 두 배합은 90일 재령에서도 계속 증가하는 경향을 보였다. 플라 이애쉬를 혼입한 배합은 OPC보다 높은 비크리프롤 보였고, FA10과 FA20을 비교할 때 플라이애쉬의 치환율이 높을수록 높은 비크리프가 발생하여 기존 연구와 다른 경향을 나타내었다(Khatri et al. 1995; Sivasundaram el al. 1991). 이러한 현상은 하중을 가한 재령이 3일로 플라이애쉬의 늦은 포졸란 반응으로 인해 강도발현이 늦은데서 기인한 것으로 판단된다. 즉 Fig. 10에서처럼 FA10과 FA20은 초기 7일 동안 크게 증가하다가 이후에 다른 배합보다 느리게 증가하는 하는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 10.

Specific Creep.


6. 결론

PSC 교량에 적용하기 위한 고강도 콘크리트의 재료 특성 평가에 관한 본 연구의 결론은 다음과 같다.

  • 삼성분계 배합(FA15BS35)과 LHC의 최고 수화열은 OPC보다 작았지만, 최고 온도에 도달하는 시간은 비슷하였다.

  • 혼화재의 혼입은 초기재령에서의 압축강도를 감소시켰으나 28일 및 56일 재령에서 슬래그로 치환한 배합은 OPC보다 높은 강도를 보였다. 또한 28일 재령 이후에는 플라이애쉬를 혼입한 콘크리트의 강도증가율이 가장 크게 나타났다.

  • ACI 363R-10 식이 혼화재를 혼입한 고강도 콘크리트의 탄성계수 예측에 보다 정확한 것으로 나타났으며, 초기 재령에서 혼화재를 사용한 콘크리트의 탄성계수 발현율은 OPC와 LHC보다 낮았다.

  • 압축강도가 높을수록 인장/압축강도 비가 낮으며, 압축강도가 증가할수록 휨강도가 증가하였다. 다만 결합재의 종류와 구성은 쪼갬 인장 휨강도에 큰 영향을 주지 않는 것으로 나타났다.

  • 혼화재의 종류와 치환율에 상관없이 고강도 콘크리트는 동결융해에 대해 높은 내구성 지수를 보였다. 염화칼슘 수용액에 침수한 콘크리트는 담수에서보다 낮은 내구성 지수를 나타내었지만, 혼화재가 적게 치환되거나 시멘트만을 사용한 콘크리트에서는 동결융해 저항성에 큰 영향을 주지 않는 것으로 판단된다.

  • 고강도 콘크리트에서 슬래그의 혼입은 자기수축과 건조수축을 크게 한다. 플라이애쉬는 자기수축을 감소시키지만 슬래그처럼 건조수축을 증가시키는 것으로 나타났다. 슬래그와 플라이애쉬를 동시에 혼입하는 경우 고강도 콘크리트의 수축 특성은 슬래그의 영향이 주요하고, LHC의 수축특성은 OPC보다 우수하였다.

  • 혼화재를 사용한 콘크리트는 OPC보다 큰 크리프 변형을 보였다. 초기 재령에서 플라이애쉬 콘크리트의 크리프는 크게 증가하지만, 이후에는 다른 배합보다 느리게 증가하였고, LHC가 가장 큰 크리프 변형이 발생하였다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부 철도기술연구사업의 연구비지원(15RTRP-B067919-03)에 의해 수행되었습니다.

References
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