Nghiên cứu ảnh hưởng của cốt liệu tái chế từ phế thải xây dựng đến tính chất của bê tông rỗng thoát nước

m. Theo Hình 3, khi khối lượng thể tích tăng, cường độ nén của gạch bê tông rỗng tăng rõ rệt.
Cường độ nén lớn nhất là 14,8 MPa ghi nhận với mẫu có khối lượng thể tích lớn nhất là 1694 kg/m3,
trong khi các mẫu có khối lượng thể tích nhỏ, cường độ chỉ đạt dưới 5 MPa. Đối với cùng độ rỗng
thiết kế, cường độ nén phụ thuộc nhiều vào hàm lượng cốt liệu gạch đỏ sử dụng. Các mẫu sử dụng cốt
liệu gạch đỏ lớn hơn sẽ có cường độ nén thấp hơn. Kết quả này cũng trùng với một số nghiên cứu đã
công bố [16, 36]. Ví dụ, với độ rỗng thiết kế 20%, mẫu sử dụng 100% cốt liệu bê tông có cường độ
10,6 MPa, nếu sử dụng 100% cốt liệu từ gạch đỏ, cường độ chỉ đạt 5,2 MPa, giảm khoảng 50% cường
độ. Quy luật cũng tương tự với các độ rỗng thiết kế khác. Tuy nhiên, mức độ ảnh hưởng của cốt liệu
gạch đỏ nhỏ hơn mức độ ảnh hưởng của độ rỗng thiết kế đến cường độ. Kết quả cho thấy yếu tố quan
trọng nhất quyết định cường độ của gạch bê tông rỗng là độ rỗng hay khối lượng thể tích [37].
Hình 4. Bề mặt mẫu sau khi bị nén vỡ
Ảnh hưởng của cốt liệu tái chế đến cường độ
nén có thể giải thích dựa trên các đặc tính của cơ
học của cốt liệu tái chế và cường độ liên kết với đá
xi măng. Cốt liệu tái chế có cường độ yếu và lớp
hồ xi măng bao bọc mỏng hơn so với cốt liệu tự
nhiên (do có hình dạng nhiều góc cạnh, tỷ diện bề
mặt lớn), dẫn đến các vết vứt và trạng thái phá hủy
mẫu khi chịu tải trọng chủ yếu tập trung ở cốt liệu.
Hình 4 cho thấy mẫu bị phá hủy chủ yếu qua các
hạt cốt liệu. Hơn nữa, lớp vữa, đá xi măng cũ còn
dính lại trên cốt liệu tái chế cũng ảnh hưởng đáng
kể đến cường độ bám dính và sự hình thành vết nứt
ở vùng liên kết ITZ. Điều này cũng giải thích việc
các mẫu có cường độ uốn không cao, dao động từ
1,5 đến 3,2 MPa. Quy luật ảnh hưởng của độ rỗng,
khối lượng thể tích mẫu đến cường độ uốn tương
tự như cường độ nén. Tuy nhiên sự chênh lệch khi
thay đổi các biến số (hàm lượng gạch và độ rỗng) không lớn như cường độ nén.
3.2. Đặc tính độ rỗng
Đặc tính độ rỗng được đánh giá trong nghiên cứu này thông qua nguyên tắc tính toán thể tích
chiếm chỗ của nước, trong đó, thể tích nước chiếm chỗ và điền đầy các lỗ rỗng được tính toán thành
64
Tuân, N. K., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
thể tích lỗ rỗng. Kết quả nghiên cứu được thể hiện trong các Hình 5–8. Độ rỗng được đánh giá thông
qua ba thông số: tổng độ rỗng (quyết định các đặc tính cơ học), độ rỗng hiệu quả (độ rỗng hình thành
khả năng tiêu thoát nước), độ rỗng trong hạt (quyết định khả năng hút và giữ nước). Trong đó, tổng
độ rỗng được xác định bằng hai công thức khác nhau (công thức (1) và (2)). Kết quả cho thấy, tổng
độ rỗng của gạch bê tông rỗng tăng theo độ rỗng thiết kế và hàm lượng cốt liệu gạch đỏ sử dụng trong
hỗn hợp cốt liệu. Do cốt liệu gạch đỏ của độ rỗng trong hạt và độ hút nước cao (14,7%) nên khi tăng
hàm lượng cốt liệu gạch đỏ sẽ làm tăng tương ứng tổng độ rỗng và độ hút nước. Cụ thể, với độ rỗng
thiết kế 15%, tổng độ rỗng tăng từ 28,5% lên 38,7% khi tăng hàm lượng cốt liệu gạch đỏ từ 0 đến
100%. Quy luật tương tự đối với độ rỗng thiết kế 20% và 25%. Trong thông số tổng độ rỗng phải kể
đến sự đóng góp của hạt AAC, trong tất cả các cấp phối đều sử dụng 10% hạt AAC. Với độ hút nước
lên đến 78,4%, hạt AAC có vai trò tăng cường độ rỗng trong hạt và khả năng hút, giữ nước. Vai trò
của khả năng hút nước và giữ nước sẽ được đánh giá cụ thể trong các nghiên cứu tiếp theo của tác giả.
Hình 5. Mối quan hệ giữa hàm lượng cốt liệu gạch với tổng
độ rỗng và độ hút nước của gạch bê tông rỗng
Hình 6. Mối quan hệ giữa các thông số độ rỗng
(Độ rỗng thiết kế 15%)
Hình 7. Mối quan hệ giữa các thông số độ rỗng
(Độ rỗng thiết kế 20%)
Hình 8. Mối quan hệ giữa các thông số độ rỗng
(Độ rỗng thiết kế 25%)
Khi đánh giá tổng độ rỗng theo hai công thức khác nhau, kết quả cho thấy tổng độ rỗng theo công
thức (1) cao hơn so với tính toán theo công thức (2) (Hình 6–8). Điều này có thể giải thích do trong
quá trình thiết lập công thức (1) đã bỏ qua các lỗ rỗng kín và lỗ rỗng có kích thước nhỏ không bị nước
chiếm chỗ trong quá trình ngâm bão hòa mẫu trong nước. Công thức (1) xem như các lỗ rỗng được
điền đầy hoàn toàn, vì vậy giá trị tổng độ rỗng lớn hơn so với tính toán theo công thức (2). Công thức
(2) thể hiện thể tích lỗ rỗng thực tế bị nước chiếm chỗ. Sự chênh lệch tổng độ rỗng tính toán theo hai
công thức lớn nhất là 2,5%. Đối với mẫu gạch bê tông rỗng có độ rỗng thiết kế 25%, sự chênh lệch
giữa tổng độ rỗng tính toán theo hai công thức trên là nhỏ nhất, điều này là do với độ rỗng hiệu quả
65
Tuân, N. K., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
lớn hơn (lỗ rỗng lớn), tức hàm lượng đá xi măng bao bọc các hạt mỏng hơn, tạo điều kiện thuận lợi
cho nước xâm nhập và điền đầy các lỗ rỗng nhỏ và lỗ rỗng trong hạt. Vì vậy giá trị tổng độ rỗng tính
toán trong công thức (2) tương đồng với công thức (1) hơn (Hình 8).
Khi thay đổi độ rỗng thiết kế, hàm lượng hồ xi măng sử dụng thay đổi (độ rỗng thiết kế càng lớn
thì lượng hồ xi măng càng nhỏ). Vì vậy độ rỗng hiệu quả tăng theo độ rỗng thiết kế và có sự tương
đồng. Tuy nhiên, với cùng độ rỗng thiết kế, khi tăng hàm lượng cốt liệu gạch sử dụng, độ rỗng hiệu
quả có xu hướng tăng nhẹ như trong Hình 6–8. Do cốt liệu gạch đỏ có hình dạng hạt góc cạnh, tỷ diện
tích bề mặt lớn, do vậy độ rỗng hiệu quả tăng nhẹ khi tăng hàm lượng gạch với cùng độ rỗng thiết
kế. Đây là điểm khác biệt so với khi sử dụng cốt liệu tự nhiên có bề mặt trơn nhẵn, lý giải này cũng
tương đồng với một số nghiên cứu khác [36]. Ví dụ, với độ rỗng thiết kế 15%, khi sử dụng hàm lượng
cốt liệu gạch đỏ từ 20 – 100%, độ rỗng hiệu quả thu được dao động trong khoảng 15,1 đến 18,6%.
Mức độ ảnh hưởng phụ thuộc nhiều vào phương pháp đầm chặt trong quá trình tạo hình mẫu. Trong
nghiên cứu này, tác giả sử dụng phương pháp đầm nhẹ. Ảnh hưởng của các phương pháp đầm chặt sẽ
được trình bày trong các nghiên cứu khác của tác giả. Ngoài ra, sự phân tán ngẫu nhiên của các hạt
AAC và cốt liệu tái chế cũng ảnh hưởng đến độ rỗng hiệu quả và đặc tính của cấu trúc lỗ rỗng của bê
tông rỗng. Xét về quy luật sắp xếp ở trạng thái lèn chặt (tương tự như khi xác định khối lượng thể tích
chọc chặt – ASTM C29) thì các hạt có kích thước nhỏ sẽ nằm trong khoảng trống giữa các hạt có kích
thước lớn. Tuy nhiên, trong nghiên cứu này, quá trình tạo hình hỗn hợp bê tông rỗng không có tác
động rung lèn chặt, mà chỉ được lèn chặt bằng phương pháp đầm nhẹ (làm đầy khuôn với 2 lớp, dùng
bay và dụng cụ lăn làm phẳng bề mặt. Vì vậy, các hạt cốt liệu AAC có kích thước 2,5 – 5 mm phân bố
ngẫu nhiên qua quan sát bề mặt nứt vỡ (Hình 4), một phần hạt AAC phân bố giữa khoảng trống giữa
các hạt, điều này làm ảnh hưởng đến độ rỗng hiệu quả của bê tông rỗng. Một phần hạt AAC phân bố
như cốt liệu tham gia vào bộ khung chịu lực (ảnh hưởng đáng kể đến cường độ do các hạt AAC có
cường độ rất yếu). Tổng độ rỗng lớn nhất thu được với mẫu có độ rỗng thiết kế 25% và sử dụng 100%
cốt liệu gạch đỏ với 48,4%. Với tổng độ rỗng lớn nhất, đây cũng là mẫu có khối lượng thể tích nhỏ
nhất và cường độ nén thấp nhất.
3.3. Hệ số thoát nước
Các đặc tính lỗ rỗng quyết định các tính chất khác của gạch bê tông rỗng, trong đó, độ rỗng hiệu
quả quyết định hệ số thoát nước của vật liệu nhờ hệ thống lỗ rỗng hở và thông nhau. Đây được xem
là đặc tính nổi bật nhất của bê tông rỗng. Thông thường, hệ số thoát nước của bê tông rỗng từ 1 – 33
mm/s [36], và phù hợp với các ứng dụng tiêu thoát nước bề mặt. Hệ số thoát nước được thể hiện trong
Hình 9. Hệ số thoát nước của các mẫu gạch bê tông rỗng có giá từ 2,4 mm/s đến 9,8 mm/s. Kết quả
cho thấy độ rỗng thiết kế càng nhỏ thì tốc độ thoát nước càng chậm. Với độ rỗng thiết kế 15%, 20%
và 25% thì tốc độ thoát nước lần lượt dao động trong khoảng 2,5 – 5,4 mm/s; 5,0 – 6,3 mm/s và 7,7 –
9,8 mm/s. Trong cùng một độ rỗng thiết kế, hệ số thoát nước phụ thuộc vào tỷ lệ thành phần cốt liệu
gạch đỏ sử dụng. Theo phân tích kết quả mục 3.2, độ rỗng hiệu quả phụ thuộc vào tỷ lệ cốt liệu gạch
đỏ sử dụng, do đó, với các cấp phối có tỷ lệ cốt liệu gạch đỏ khác nhau sẽ thu được hệ số thoát nước
khác nhau. Hệ số thoát nước lớn nhất là 9,8 mm/s ghi nhận ở mẫu có độ rỗng thiết kế là 25% và tỷ lệ
cốt liệu gạch đỏ là 40% (M15) và 100% (M18). Điểm đáng lưu ý là các mẫu M15 có độ rỗng hiệu quả
lớn hơn mẫu M18, điều này cho thấy ngoài độ rỗng hiệu quả thì đặc tính thông nhau của hệ thống lỗ
rỗng cũng ảnh hưởng đến tốc độ thoát nước. Những hệ thống lỗ rỗng thông nhau tạo thành đường đi
ngắn nhất của chất lỏng qua mẫu sẽ cho hệ số thoát nước lớn hơn. Đồng thời đường kính trung bình
của hệ thống lỗ rỗng cũng quyết định hệ số thoát nước. Kết quả ở các mẫu M6, M7, M12 cũng minh
chứng cho giải thích trên, các mẫu này có độ rỗng hiệu quả lần lượt là 17,4%; 19,5% và 21,1% nhưng
hệ số thoát nước thu được khá tương đồng lần lượt là 5,4 mm/s, 5,5 mm/s và 5,3 mm/s.
66
Tuân, N. K., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 9. Hệ số thoát nước của gạch bê tông rỗng Hình 10. Mối quan hệ giữa cường độ nén, hệ số thoát
nước và tổng độ rỗng
3.4. Mối quan hệ giữa cường độ, độ rỗng và hệ số thoát nước
Như phân tích mục 3.2, độ rỗng là thông số đặc trưng quyết định các tính chất của bê tông rỗng.
Với mỗi loại độ rỗng (độ rỗng trong hạt, độ rỗng giữa các hạt) sẽ có ảnh hưởng rõ rệt đến một số tính
chất nhất định của bê tông rỗng. Nhưng các đặc tính đó có mối liên hệ với nhau và có ảnh hưởng đến
các tính chất chung của bê tông rỗng. Vì vậy, mục 3.4 sẽ sử dụng thông số tổng độ rỗng để phân tích
ảnh hưởng của độ rỗng đến các thông số khác của bê tông rỗng. Hình 10 thể hiện mối quan hệ giữa
các đại lượng: cường độ nén, hệ số thoát nước và tổng độ rỗng của bê tông rỗng.
Biểu đồ cho thấy tổng độ rỗng tăng lên làm giảm cường độ nén của bê tông rỗng. Điều này hợp
quy luật và đã được phân tích trong mục 3.1. Độ rỗng hiệu quả hoặc độ rỗng trong hạt đều ảnh hưởng
đến cường độ của bê tông. Khi độ rỗng trong hạt tăng làm suy yếu cường độ của cốt liệu. Cốt liệu tái
chế có lớp vữa rỗng xốp, nhiều vết nứt làm giảm đáng kể cường độ nén và cường độ bám dính với lớp
đá chất kết dính mới. Độ rỗng hiệu quả tăng đồng nghĩa với lượng đã chất kết dính giảm (theo ACI
522R-10), làm giảm khả năng liên kết giữa các hạt cốt liệu. Bộ khung chịu lực trở lên yếu hơn và làm
giảm cường độ nén của mẫu. Khi tổng độ rỗng tăng từ 28,5% (độ rỗng thiết kế 15% và 0% cốt liệu
gạch) lên 48,4% (độ rỗng thiết kế 25% và 100% cốt liệu gạch), cường độ mẫu giảm gần 70% từ 14,8
MPa xuống 4,5 MPa. Trong khi đó, hệ số thoát nước tăng 308% từ 2,4 mm/s lên 9,8 mm/s với hai cấp
phối trên. Điều này cho thấy, hệ số thoát nước và cường độ nén là hai hàm mục tiêu tỷ lệ nghịch với
nhau. Khi muốn ưu tiên tăng một đại lượng thì đại lượng còn lại sẽ bị giảm. Điều này đặt ra bài toán
cần có sự cân đối giữa các đại lượng để thu được bê tông rỗng có các ứng dụng phù hợp. Ví dụ, với
ứng dụng chế tạo gạch bê tông rỗng dùng để lát vỉa hè cho người đi bộ, tải trọng nhẹ cho phép thiết
kế với cường độ thấp, vì vậy có thể ưu tiên tăng độ rỗng để tăng khả năng tiêu thoát nước. Việc này
vừa giảm khối lượng viên gạch (Theo phân tích mục 3.1), vừa tăng hiệu quả tiêu thoát nước và hạn
chế quá trình tắc nghẽn nhờ hệ thống lỗ rỗng thông nhau có đường kính trung bình lớn, đường đi của
chất lỏng là ngắn nhất [38]. Ngược lại, nếu ứng dụng yêu cầu bê tông rỗng cường độ lớn hơn như bãi
đỗ xe, đường nội bộ, . . . lúc này cần giảm độ rỗng nhưng vẫn đảm bảo khả năng tiêu thoát nước, hoặc
áp dụng thêm các biện pháp hỗ trợ như đầm nén hoặc sử dụng phụ gia nhằm nâng cao cường độ đá
chất kết dính [39].
4. Kết luận
Dựa trên nguyên vật liệu sử dụng và các phương pháp nghiên cứu được lựa chọn, nhóm tác giả
đưa ra một số kết luận sau:
Đặc tính của hỗn hợp cốt liệu tái chế ảnh hưởng đến các tính chất cường độ nén, cường độ uốn,
độ rỗng và hệ số thoát nước của bê tông rỗng.
67
Tuân, N. K., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Khi tỷ lệ gạch đỏ trong hỗn hợp cốt liệu tăng, độ hút nước của bê tông rỗng tăng từ 9,6% lên
16,9%, 8,2% lên 16,5% và 9% lên 17,9% tương ứng với độ rỗng thiết kế là 15%, 20% và 25%.
Gạch bê tông rỗng sử dụng cốt liệu tái chế có hệ số thoát nước từ 2,4 mm/s đến 9,8 mm/s, đảm
bảo tốc độ thoát nước bề mặt tốt. Hệ số thoát nước chủ yếu phụ thuộc vào độ rỗng thiết kế.
Cường độ nén dao động từ 4,5 MPa đến 14,8 MPa. Kết quả phụ thuộc vào độ rỗng thiết kế và hàm
lượng cốt liệu gạch đỏ trong hỗn hợp cốt liệu. Khi tăng hàm lượng gạch đỏ từ 0 – 100%, cường độ bê
tông rỗng giảm xuống.
Khi tăng độ rỗng thiết kế từ 15% đến 20% và 25%, tổng độ rỗng tăng từ 28,5% lên đến 48,4%,
tương ứng với hệ số thoát nước tăng và cường độ giảm. Mức độ ảnh hưởng do hàm lượng cốt liệu gạch
đỏ tái chế trong hỗn hợp cốt liệu quyết định.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu này được hỗ trợ bởi Dự án SATREPS – Trường Đại học Xây dựng Hà Nội và các cộng
sự. Tác giả chân thành cảm ơn sự hỗ trợ tài chính của Dự án trong việc triển khai nghiên cứu và hoàn
thiện bài báo này.
Tài liệu tham khảo
[1] Bộ Tài nguyên và Môi Trường (2018). Báo cáo môi trường quốc gia 2017 - Chuyên đề: quản lý chất thải.
[2] Tam, V. W. Y., Soomro, M., Evangelista, A. C. J. (2018). A review of recycled aggregate in concrete
applications (2000–2017). Construction and Building Materials, 172:272–292.
[3] So¨derholm, P. (2011). Taxing virgin natural resources: Lessons from aggregates taxation in Europe.
Resources, Conservation and Recycling, 55(11):911–922.
[4] Tam, V. W. Y., Tam, L., Le, K. N. (2010). Cross-cultural comparison of concrete recycling decision-
making and implementation in construction industry. Waste Management, 30(2):291–297.
[5] da Rocha, C. G., Sattler, M. A. (2009). A discussion on the reuse of building components in Brazil: An
analysis of major social, economical and legal factors. Conservation and Recycling, 54(2):104–112.
[6] BS 8500-2:2015. Concrete-Complementary British Standard to BS EN 206-1-Part 2. Specification for
constituent materials and concrete. British Standards Institution, London.
[7] JIS A 5021:2018. Recycled aggregate for concrete-Class H. Japanese Standards Association.
[8] JIS A 5022:2018. Recycled aggregate concrete-Class M. Japanese Standards Association.
[9] JIS A 5023:2018. Recycled aggregate for concrete-Class L. Japanese Standards Association.
[10] TCVN 11969:2018. Cốt liệu lớn tái chế cho bê tông.
[11] Wang, H., Li, H., Liang, X., Zhou, H., Xie, N., Dai, Z. (2019). Investigation on the mechanical properties
and environmental impacts of pervious concrete containing fly ash based on the cement-aggregate ratio.
Construction and Building Materials, 202:387–395.
[12] Sansalone, J., Kuang, X., Ying, G., Ranieri, V. (2012). Filtration and clogging of permeable pavement
loaded by urban drainage. Water Research, 46(20):6763–6774.
[13] Huang, J., Alyousef, R., Suhatril, M., Baharom, S., Alabduljabbar, H., Alaskar, A., Assilzadeh, H. (2020).
Influence of porosity and cement grade on concrete mechanical properties. Advances in Concrete Con-
struction, 10(5):393–402.
[14] Elizondo-Martínez, E.-J., Andrés-Valeri, V.-C., Jato-Espino, D., Rodriguez-Hernandez, J. (2020). Review
of porous concrete as multifunctional and sustainable pavement. Journal of Building Engineering, 27:
100967.
[15] ACI 522.R-10 (2010). Report on Pervious Concrete.
[16] Debnath, B., Sarkar, P. P. (2019). Permeability prediction and pore structure feature of pervious concrete
using brick as aggregate. Construction and Building Materials, 213:643–651.
[17] C´osic´, K., Korat, L., Ducman, V., Netinger, I. (2015). Influence of aggregate type and size on properties
of pervious concrete. Construction and Building Materials, 78:69–76.
68
Tuân, N. K., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[18] Sumanasooriya, M. S., Neithalath, N. (2011). Pore structure features of pervious concretes proportioned
for desired porosities and their performance prediction. Cement and Concrete Composites, 33(8):778–
787.
[19] Gaedicke, C., Marines, A., Mata, L., Miankodila, F. (2015). Efecto del uso de materiales reciclados
y métodos de compactación en las propiedades mecánicas e índice de reflectancia solar del hormigón
permeable. Revista ingeniería de construcción, 30(3):159–167.
[20] Chandrappa, A. K., Biligiri, K. P. (2016). Comprehensive investigation of permeability characteristics of
pervious concrete: A hydrodynamic approach. Construction and Building Materials, 123:627–637.
[21] Agar-Ozbek, A. S., Weerheijm, J., Schlangen, E., van Breugel, K. (2013). Investigating porous concrete
with improved strength: Testing at different scales. Construction and Building Materials, 41:480–490.
[22] Wang, J., Meng, Q., Zhang, L., Zhang, Y., He, B.-J., Zheng, S., Santamouris, M. (2019). Impacts of the
water absorption capability on the evaporative cooling effect of pervious paving materials. Building and
Environment, 151:187–197.
[23] Tijani, M. A., Ajagbe, W. O., Agbede, O. A. (2018). Recycling wastes for sustainable pervious concrete
production. Proceedings of the 17th National Conference of the Nigerian Institution of Environmental
Engineers (NIEE), 1–7.
[24] Ngo, K. T., Nguyen, T. D., Phan, Q. M., Nguyen, V. T., Kawamoto, K. (2020). Influence of AAC grains
on some properties of permeable pavement utilizing of CDW and industrial by-product. IOP Conference
Series: Materials Science and Engineering, IOP Publishing, 869:032046.
[25] Wang, J., Meng, Q., Tan, K., Zhang, L., Zhang, Y. (2018). Experimental investigation on the influence of
evaporative cooling of permeable pavements on outdoor thermal environment. Building and Environment,
140:184–193.
[26] TCVN 7572-2:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Phần 2: xác định thành phần hạt.
[27] TCVN 7572-4:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử Phần 4: Xác định khối lượng riêng,
khối lượng thể tích và độ hút nước.
[28] TCVN 7572-5:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử Phần 5: Xác định khối lượng riêng,
khối lượng thể tích và độ hút nước của đá gốc và hạt cốt liệu lớn.
[29] TCVN 7572-12:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Phần 12: Xác định độ hao mòn
khi va đập của cốt liệu lớn trong máy Los Angeles. 55–58.
[30] ASTM C33/C33M - 13 (2013). Standard Specification for Concrete Aggregates.
[31] Dean, S. W., Montes, F., Valavala, S., Haselbach, L. M. (2005). A New Test Method for Porosity Mea-
surements of Portland Cement Pervious Concrete. Journal of ASTM international, 2(1):12931.
[32] ASTM C1754/C1754M-12. Standard Test Method for Density and Void Content of Hardened Pervious
Concrete.
[33] Durner, W. (1994). Hydraulic conductivity estimation for soils with heterogeneous pore structure. Water
Resources Research, 30(2):211–223.
[34] JIS A 5371:2016. Precast Unreinforced Concrete Products. Japanese Standards Association.
[35] Sriravindrarajah, R., Wang, N. D. H., Ervin, L. J. W. (2012). Mix Design for Pervious Recycled Aggregate
Concrete. International Journal of Concrete Structures and Materials, 6(4):239–246.
[36] Bhutta, M. A. R., Hasanah, N., Farhayu, N., Hussin, M. W., bin Md Tahir, M., Mirza, J. (2013). Prop-
erties of porous concrete from waste crushed concrete (recycled aggregate). Construction and Building
Materials, 47:1243–1248.
[37] Zhang, Z., Zhang, Y., Yan, C., Liu, Y. (2017). Influence of crushing index on properties of recycled
aggregates pervious concrete. Construction and Building Materials, 135:112–118.
[38] Huang, J., Zhang, Y., Sun, Y., Ren, J., Zhao, Z., Zhang, J. (2021). Evaluation of pore size distribution and
permeability reduction behavior in pervious concrete. Construction and Building Materials, 290:123228.
[39] Kong, D., Lei, T., Zheng, J., Ma, C., Jiang, J., Jiang, J. (2010). Effect and mechanism of surface-coating
pozzalanics materials around aggregate on properties and ITZ microstructure of recycled aggregate con-
crete. Construction and Building Materials, 24(5):701–708.
69