Nghiên cứu chế tạo bê tông nhẹ cường độ cao sử dụng hạt vi cầu rỗng từ tro bay

p đó cho dần sợi PP vào hỗn hợp trộn đều
150
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
trong vòng 2 phút. Liều lượng PGSD được điều chỉnh để hỗn hợp bê tông đảm bảo tính công tác như
mong muốn.
2.4. Phương pháp thí nghiệm
Độ chảy của HHBT được xác định theo tiêu chuẩn BS EN 1015-3:1999. Giá trị độ chảy được lấy
bằng trung bình đường kính của hai lần đo vuông góc. Các mẫu thử được đúc trong khuôn thép, đầm
chặt trên bàn rung và bảo dưỡng ẩm ở độ ẩm tương đối trên 95%, nhiệt độ 27±2 °C. Cường độ nén
được xác định với mẫu lập phương 100×100×100 mm theo tiêu chuẩn BS EN 12390-3:2009. Khối
lượng thể tích khô và độ hút nước được xác định với mẫu kích thước 40×40×160 mm theo tiêu chuẩn
BS EN 1015-10:1999. Mẫu bê tông được sấy khô đến khối lượng không đổi ở 105±5 °C và cân được
khối lượng mẫu khô, sau đó ngâm bão hòa nước trong 48 h để cân khối lượng ẩm. Độ hút nước là
phân trăm chênh lệch khối lượng mẫu ẩm và mẫu khô của 3 mẫu thí nghiệm song song. Hệ số dẫn
nhiệt được xác định theo tiêu chuẩn ASTM C518-04. Mẫu thử nghiệm được đúc trong khuôn hình
lăng trụ 300×300×55,3 mm, và được bảo dưỡng điều kiện tiêu chuẩn đến 28 ngày. Sau đó được sấy
khô ở nhiệt độ 105±5 °C đến khối lượng không đổi trước khi tiến hành thí nghiệm.
3. Kết quả và bàn luận
3.1. Tính công tác của hỗn hợp bê tông
Độ chảy của HHBT FAC-HSLWC với tỷ lệ N/CKD = 0,4 và hàm lượng PGSD được cố định 0,6%
theo khối lượng CKD thể hiện trong Hình 3(a) cho thấy, khi hàm lượng FAC tăng thì HHBT có xu
hướng giảm tính công tác khi đánh giá thông qua độ chảy xòe. Cụ thể, độ chảy xòe của HHBT của
mẫu đối chứng là 215 mm giảm xuống còn 190 mm và 165 mm, tương ứng giảm khoảng 11,6 đến
22,3% so với mẫu đối chứng khi FAC thay thế cát ở tỷ lệ 50 đến 100%. Hiện tượng giảm tính linh
động của HHBT có thể giải thích là do kích thước các hạt FAC nhỏ hơn cát nên khi thay thế cát bởi
FAC thì tổng diện tích bề mặt trong hệ tăng lên do đó làm giảm lượng nước tự do trong hệ dẫn đến
tính linh động của HHBT giảm. Ngoài ra, do đặc tính của các hạt FAC nên độ hút nước của FAC để
đạt độ ẩm bão hòa cao hơn khá nhiều so với cát như thể hiện trong Bảng 1 cũng là nguyên nhân quan
trọng làm giảm lượng nước tự do trong hỗn hợp. Với các cấp phối sử dụng OPC kết hợp với SF và
GGBFS, độ chảy xòe của HHBT giảm khi sử dụng SF 10%, tính lưu động của HHBT được cải thiện
hơn khi sử dụng kết hợp SF với GGBFS ở các tỷ lệ 20, 40 và 60% (Hình 3(b)).
(a) (b)
Hình 3. Tính công tác của HHBT FAC-HSLWC sử dụng (a) FAC, (b) hỗn hợp SF và GGBFS
151
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 4. Lượng PGSD để đạt cùng độ chảy xòe
180±5 mm của HHBT
Trong trường hợp giữ cố định độ chảy xòe của
HHBT trong khoảng 180±5 mm thì lượng PGSD
cần điều chỉnh tăng từ 0,41% đến 0,76% khi tỷ lệ
FAC thay thế cát từ 0 đến 100%. Với các cấp phối
sử dụng PGK, sử dụng SF10% thì lượng PGSD
tăng từ 0,5% (OPC100) lên 0,76% (SF10GS0),
lượng PGSD giảm khi sử dụng kết hợp SF với GG-
BFS ở tỷ lệ 20 đến 60%.
3.2. Khối lượng thể tích khô và cường độ nén
KLTT của FAC-HSLWC thể hiện trong
Hình 5(a) cho thấy, khi tỷ lệ FAC thay thế cát trong
HHBT tăng từ 0 (mẫu FAC0 - đối chứng) đến 50,
70 và 100% thì KLTT khô của bê tông tương ứng từ 2180 kg/m3 giảm xuống còn 1656, 1505 và 1322
kg/m3, tương ứng với mức giảm là 24, 30,9 và 39,4%. Trong khi đó, khi thay thế cát bởi FAC thì cường
độ nén của bê tông giảm khi tăng hàm lượng thể tích của FAC ở các tuổi khảo sát 7, 28 và 91 ngày.
Cường độ nén tuổi 28 ngày của giảm từ 74,1 MPa (mẫu đối chứng) xuống còn 69,3, 68,6 và 63,3 MPa
tương ứng với mức giảm 6,7, 7,4 và 14,6% khi tỷ lệ FAC/(FAC+C) tương ứng là 50, 70 và 100%. Sự
giảm cường độ khi thay thế cát bởi FAC có thể giải thích là do các hạt FAC có bề mặt trơn nhẵn và
độ rỗng cao nên ảnh hưởng đến cường độ nén của hệ. Hiện tượng giảm cường độ của FAC-HSLWC
khi sử dụng FAC thay thế một phần cát tự nhiên cũng đã được một số nghiên cứu chỉ ra [29–32] và
được giải thích do một số nguyên nhân chủ yếu sau. Đầu tiên phải kể đến đó là các hạt FAC có cấu tạo
dạng hình cầu có lớp vỏ có thành phần chính là khoáng aluminosilicate ở dạng pha thủy tinh tương
đối trơn nhẵn nên vùng tiếp giáp giữa đá xi măng và các hạt FAC (vùng ITZ) sẽ kém hơn so với các
hạt cát tự nhiên, như trong một số nghiên cứu đã chỉ ra [33]. Khả năng liên kết giữa các hạt FAC và
đá xi măng sẽ phụ thuộc nhiều vào phản ứng puzolanic giữa các khoáng silica vô định hình của FAC
với canxi hydroxyt (CH) sinh từ phản ứng thủy hóa của xi măng tạo nên khoáng hydro canxi silicate
(C-S-H) và làm giảm lượng CH điều này sẽ giúp cải thiện tốt hơn vùng ITZ. Tuy nhiên, tốc độ phản
ứng puzolanic xảy ra chậm so với phản ứng thủy hóa của xi măng và khi lượng FAC trong hệ tăng quá
cao sẽ dư thừa so với nồng độ CH trong hệ để các phản ứng puzolanic có thể tiếp tục xảy ra. Một lý
(a) (b)
Hình 5. Ảnh hưởng của tỷ lệ FAC/(FAC+C) đến cường độ nén với (a) KLTT ở tuổi 28 ngày
và với (b) cường độ riêng của FAC-HSLWC
152
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
do nữa liên quan đến độ rỗng trong bê tông khi sử dụng FAC. Khi sử dụng hạt FAC thì lượng khí cuốn
vào HHBT tăng lên, hình thành nên các lỗ rỗng bọt khí điều này là do các hạt FAC có kích thước nhỏ,
làm tăng đáng kể diện tích bề mặt trong hệ, điều này làm giảm khả năng thấm ướt vật liệu của dung
dịch trong hệ dẫn đến tăng hàm lượng bọt khí. Hiện tượng này này cũng được chỉ ra trong nghiên cứu
của Wang [34]. Các hạt lỗ rỗng kích thước lớn cũng là nguyên nhân làm giảm cường độ của bê tông.
Một thông số nữa để đánh giá phẩm chất của vật liệu thường được sử dụng cho bê tông nhẹ là
cường độ riêng, đó là tỷ số giữa cường độ nén và khối lượng thể tích khô của bê tông. Đối với các
cấp phối FAC-HSLWC nghiên cứu, kết quả thể hiện trong Hình 5(b) cho thấy, cường độ riêng của các
mẫu bê tông nhẹ tăng tỷ lệ với thể tích của FAC trong HHBT, cụ thể cường độ riêng của mẫu FAC0 từ
0,034 MPa/kg.m−3 tăng lên 0,418, 0,0456 và 0,0479 MPa/kg.m−3 tương ứng với mức tăng 12,3, 34,1,
40,9% khi tỷ lệ FAC thay thế cát là 50, 70 và 100%.
Hình 6. Cường độ nén của FAC-HSLWC khi sử
dụng OPC và hỗn hợp PGK
Ảnh hưởng của loại PGK trong CKD đến
cường độ nén của FAC-HSLWC thể hiện trong
Hình 6 cho thấy, khi SF thay thế OPC ở tỷ lệ 10%
thì cường độ của bê tông tăng ở các tuổi khảo sát
là 7, 28 và 91 ngày, mức độ tăng tương ứng là 6,6,
5,6 và 6,8%. Khi thay thế một phần OPC với PGK
là SF và GGBFS ở tỷ lệ GGBFS 20, 40 và 60% thì
cường độ 7, 28, 91 ngày đều giảm so với mẫu chứa
10% SF (mẫu 10SFGS0). Tuy nhiên khi so sánh
các mẫu chứa GGBFS với mẫu OPC (OPC100) thì
ở tỷ lệ GGBFS từ 20-40%, cường độ nén ở tuổi 28
và 91 ngày là tương đương, trong khi ở tỷ lệ 60%
GGBFS cường độ thấp hơn với mẫu OPC khoảng
8,7 và 4,4% ở tuối 28 và 91 ngày tương ứng. Cường độ riêng của các cấp phối sử dụng 20-60% GG-
BFS trong khoảng 0,0423-0,046 MPa/kg.m−3, không chênh lệch nhiều so với 0,0444 MPa/kg.m−3 của
cấp phối OPC100.
3.3. Độ hút nước
Độ hút nước (Hp) của FAC-HSLWC với khi thay thế cát bởi FAC ở các tỷ lệ khác nhau thể hiện
trong Hình 7(a) cho thấy, độ hút nước tăng khi tăng hàm lượng FAC. Độ hút nước tuổi 28 ngày từ
3,61% của mẫu đối chứng (FAC0) tăng lên 28,0, 39,9 và 71,7% tương ứng với tỷ lệ FAC thay thế cát
50, 70 và 100%. Hiện tượng tăng độ hút nước của FAC-HSLWC khi khi tăng hàm lượng FAC có thể
giải thích là do các hạt FAC có khả năng hấp thụ nước lớn hơn các hạt cát. Kết quả thí nghiệm cho
thấy độ hút nước của FAC là 10,3% so với 3,2% của cát. Chính vì vậy, bê tông chứa FAC sẽ hấp thụ
lượng nước lớn hơn so với bê tông thông thường. Điều này sẽ làm tăng hệ thống lỗ rỗng trong đá xi
măng khi một phần lượng nước trộn bay hơi để lại. Một nguyên nhân nữa cũng có thể ảnh hưởng đến
độ hút nước của bê tông là khả năng cuốn khí của HHBT tăng lên khi FAC thay thế cát, do các hạt
FAC có kích thước nhỏ hơn cát, làm tăng tổng diện tích bề mặt trong hệ, điều này cũng được một số
nghiên cứu chỉ ra thông qua xác định độ xốp của bê tông FAC. Hiện tượng tăng lượng nước hấp thụ
khi hàm lượng FAC tăng cũng được một số nghiên cứu khác chỉ ra [35, 36].
Khi sử dụng SF thay thế OPC, độ hút nước ở tuổi 7 và 28 ngày đều giảm, mức giảm 8,9 và 13,1%
tương ứng ở tuổi 7 và 28 ngày so với mẫu OPC100. Khi sử dụng tiếp tục GGBFS thay thế OPC, độ
hút nước của FAC-HSLWC giảm tăng thêm tương ứng với mức tăng hàm lượng GGBFS từ 20-60%
ở cả tuổi 7 và 28 ngày. Mức độ giảm độ hút nước đạt được tốt nhất ở tỷ lệ GGBFS 60%, độ hút
153
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
nước giảm từ 7,15% của mẫu đối chứng (OPC100) xuống còn 5,35% tương ứng với mức giảm 25,2%
(Hình 7(b)).
(a) (b)
Hình 7. Mối quan hệ giữa độ hút nước toàn phần của FAC-HSLWC với các mẫu chứa (a) FAC
và (b) hỗn hợp SF và GGBFS
3.4. Hệ số dẫn nhiệt
Các công trình xây dựng ngày càng được chú trọng đến hiệu quả tiết kiệm năng lượng. Một trong
các thông số quan trọng ảnh hưởng đến truyền nhiệt của công trình xây dựng là hệ số truyền nhiệt của
các vật liệu bao che. Đối với bê tông nhẹ, một trong ưu điểm nổi bật của nó là khả năng dẫn nhiệt thấp
do chứa các lỗ rỗng khí. Tuy nhiên, độ dẫn nhiệt của các loại bê tông nhẹ là không giống nhau, ngoài
phụ thuộc vào khối lượng thể tích của nó, còn phụ thuộc vào các yếu tố khác như loại và hàm lượng
cốt liệu, tính chất của đá xi măng, kích thước và phân bố lỗ rỗng. Đối với FAC-HSLWC, kết quả xác
định hệ số dẫn nhiệt thể hiện trong Hình 8(a) cho thấy, hệ số dẫn nhiệt giảm đáng kể từ 1,236 W/m.K
của mỗi đối chứng (FAC0) xuống còn 0,685, 0,530 và 0,363 W/m.K, tương đương với mức giảm 44,6,
(a) (b)
Hình 8. Mối quan hệ giữa hệ số dẫn nhiệt của FAC-HSLWC với các mẫu chứa (a) FAC,
và (b) hỗn hợp SF và GGBFS
154
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
57,1 và 70,6% khi thay thế cát bởi FAC ở tỷ lệ 50, 70 và 100%. Lưu ý rằng, mẫu đối chứng FAC0 ở
đây là mẫu bê tông cốt liệu là cát, với bê tông có cốt liệu gồm cả đá và cát thì hệ số dẫn nhiệt khoảng
1,98 W/m.K, hoặc có thể thể cao hơn từ 2,6-2,7 như với cốt liệu đá granit [8]. Độ dẫn nhiệt của đá xi
măng đã được một số nghiên cứu chỉ ra trong khoảng 0,6-0,73 với tỷ lệ N/XM trong khoảng 0,36-0,84
[37] hay 0,8-0,84 khi kết hợp OPC với SF [8]. Điều này cũng giải thích vì sao khi tăng hàm lượng các
hạt vi cầu rỗng FAC, KLTT của bê tông giảm thì hệ số dẫn nhiệt cũng giảm.
Với các cấp phối sử dụng OPC kết hợp với phụ gia khoáng SF và GGBFS trong Hình 8(b) cho
thấy, hệ số dẫn nhiệt có xu hướng giảm tăng nhẹ khi sử dụng hai loại phụ gia khoáng này, tuy nhiên
mức độ tăng không lớn, mức độ tăng lớn nhất đạt 8,8% với phụ gia khoáng là SF10% và GGBFS
60%. Độ dẫn nhiệt của bê tông tăng khi sử dụng SF, GGBFS có thể giải thích là do ảnh hưởng của
các loại PGK này làm đặc chắc hơn cấu trúc của đá xi măng.
Hình 9. Quan hệ KLTT và hệ số dẫn nhiệt của
FAC-HSLWC
Mối quan hệ giữa KLTT và hệ số dẫn nhiệt
của bê tông đã được nhiều nghiên cứu đưa ra. Hệ
số dẫn nhiệt bê tông có thể dự đoán theo KLTT
khô của bê tông cùng với ảnh hưởng của loại cốt
liệu [38]. ACI 213-14 đưa ra công thức dự đoán hệ
số dẫn nhiệt của bê tông từ kết quả nghiên cứu của
Vahore [39]:
k = 0,072e0,00125Wc (1)
trong đó, k là hệ số dẫn nhiệt (W/m.K), Wc là
KLTT khô của bê tông (kg/m3).
Khi so sánh kết quả thí nghiệm hệ số dẫn nhiệt
FAC-HSLWC trong nghiên cứu này với kết quả
tính toán hệ số dẫn nhiệt theo công thức (1) cho
thấy, công thức dự đoán hệ số dẫn nhiệt (1) của Vahore cho kết quả thấp hơn so với thực tế. Phương
trình hồi quy từ kết quả thí nghiệm dựa trên công thức của Vahore giữa hệ số dẫn nhiệt và KLTT của
FAC-HSLWC như trong công thức (2) cho hệ số tương quan R2 = 0,9835 (Hình 9).
k = 0,0567e0,0014Wc (2)
4. Kết luận
Nghiên cứu phát triển hệ bê tông nhẹ cường độ cao sử dụng cenosphere (FAC-HSLWC) với các
biến gồm tỷ lệ FAC thay thế cát tự nhiên từ 0 đến 100%; sử dụng xi măng OPC kết hợp các loại PGK
khác nhau gồm SF và SF kết hợp với GGBFS đã được thực hiện. Thông qua nghiên cứu xác định một
số tính chất của FAC-HSLWC, một số kết luận cho phép rút ra như sau:
- Thay thế cát bởi FAC làm giảm đáng kể KLTT, làm giảm cường độ nén, nhưng cường độ riêng
của FAC-HSLWC tăng. Với tỷ lệ N/CKD = 0,4 và CKD =750 kg/m3 trong nghiên cứu này, khi thay
thế cát bởi FAC từ 50 đến 100% làm giảm KLTT tương ứng từ 24 đến 39,4%, cường độ nén tuổi 28
ngày giảm 6,7 đến 14,6%, nhưng cường độ riêng của FAC-HSLWC tăng từ 12,3 đến 40,9%.
- Sử dụng 10% SF, 10% SF kết hợp với GGBFS ở tỷ lệ 20-40% thay thế OPC làm tăng hoặc cho
cường độ tương đương, trong khi tăng tỷ lệ GGBFS đến 60% làm giảm khoảng 8,7% cường độ 28
ngày của FAC-HSLWC so với mẫu đối chứng OPC.
155
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
- Độ hút nước của FAC-HSLWC tăng khi FAC thay thế cát, sử dụng OPC kết hợp với các loại
PGK là SF và GGBFS làm giảm độ hút nước, trong đó sử dụng PGK gồm 10% SF kết hợp với 60%
GGBFS cho hiệu quả cải thiện tốt nhất, mức giảm khoảng 25,2% so mẫu đối chứng OPC.
- Hệ số dẫn nhiệt của bê tông giảm đáng kể khi sử dụng FAC thay thế cát, mức độ giảm đến 70,6%
khi thay thế hoàn toàn cát bằng FAC trong nghiên cứu này. Hệ số dẫn nhiệt tỷ lệ thuận với hàm lượng
FAC, cũng như KLTT. Có thể dự đoán hệ số dẫn nhiệt từ KLTT của FAC-HSLWC với hệ số tương
đồng khá cao.
Tài liệu tham khảo
[1] Expanded Shale Clay and Slate Institute (ESCSI) (1971). Lightweight Concrete-History, Application and
Economics. ESCSI, Chicago, IL, USA.
[2] ACI 213R-14 (2014). Guide for Structural Lightweight-Aggregate Concrete. ACI Committee 213.
[3] ACI 318-14 (2014). Building Code Requirements for Structural Concrete. American Institute of Concrete
(ACI).
[4] BS EN 1992-1-1:2004. Eurocode 2 Design of concrete structures. General rules and rules for buildings.
BSI.
[5] Zukri, A., Nazir, R., Said, K. N. M., Moayedi, H. (2018). Physical and Mechanical Properties of
Lightweight Expanded Clay Aggregate (LECA). MATECWeb of Conferences, EDP Sciences, 250:01016.
[6] Expanded Shale Clay and Slate Institute (ESCSI) (2007). Reference Manual for the Properties and Ap-
plications of Expanded Shale, Clay and Slate Lightweight Aggregate. ESCSI, Chicago, IL, USA.
[7] Liu, X., Chia, K. S., Zhang, M.-H. (2010). Development of lightweight concrete with high resistance to
water and chloride-ion penetration. Concrete Composites, 32(10):757–766.
[8] Wu, Y., Wang, J.-Y., Monteiro, P. J., Zhang, M.-H. (2015). Development of ultra-lightweight cement
composites with low thermal conductivity and high specific strength for energy efficient buildings. Con-
struction and Building Materials, 87:100–112.
[9] Alduaij, J., Alshaleh, K., Haque, M. N., Ellaithy, K. (1999). Lightweight concrete in hot coastal areas.
Cement and Concrete Composites, 21(5-6):453–458.
[10] Rossignolo, J. A., Agnesini, M. V. C., Morais, J. A. (2003). Properties of high-performance LWAC for
precast structures with Brazilian lightweight aggregates. Cement and Concrete Composites, 25(1):77–82.
[11] Harima, I. (2004). Evaluation of fatigue durability precast PC slab lightweight high-strength. Technical
Report Ishikawajimaharima.
[12] Moreno, D., Zunino, F., Paul, Á., Lopez, M. (2014). High strength lightweight concrete (HSLC): Chal-
lenges when moving from the laboratory to the field. Construction and Building Materials, 56:44–52.
[13] Nghị, N. Đ., và cs. (1995). Báo cáo tổng kết đề tài "Nghiên cứu công nghệ sản xuất keramzit và bê tông
keramzit". Mã số RD94-30 Bộ Xây dựng, Viện Vật liệu xây dựng.
[14] Đỉnh, N. V. (2001). Nghiên cứu chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng. Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Trường Đại
học Xây dựng.
[15] Hiếu, N. D. (2010). Nghiên cứu chế tạo bê tông keramzit chịu lực độ chảy cao. Luận án Tiến sỹ kỹ thuật,
Trường Đại học Xây dựng.
[16] Thiên, B. Đ., và cs. (2019). Nghiên cứu sử dụng tro bay sản xuất cốt liệu nhẹ dùng chế tạo tấm tường
rỗng bê tông đúc sẵn theo công nghệ rung ép hoặc đùn ép. Đề tài RD 105-16, Bộ Xây dựng.
[17] Đích, N. T., và cs. (2001). Báo cáo tổng kết đề tài "Nghiên cứu sử dụng vật liệu nhẹ cho nhà và công
trình". Mã số RDN 06-01 Bộ Xây dựng, Viện Khoa học công nghệ Xây dựng.
[18] Đích, N. T., và cs. (2004). Báo cáo tổng kết đề tài Mã số RDN 06 - 01 "Nghiên cứu sử dụng vật liệu nhẹ
cho nhà và công trinh". Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng.
[19] Ly, L. P. Nghiên cứu chế tạo bê tông nhẹ kết cấu sử dụng cốt liệu polystyrene. Luận án tiến sỹ, Viện Khoa
học và công nghệ xây dựng, Hà Nội.
[20] Ranjbar, N., Kuenzel, C. (2017). Cenospheres: A review. Fuel, 207:1–12.
[21] Hanif, A., Lu, Z., Li, Z. (2017). Utilization of fly ash cenosphere as lightweight filler in cement-based
composites – A review. Construction and Building Materials, 144:373–384.
156
Hùng, L. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[22] Dean, S. W., Bartake, P. P., Singh, D. N. (2005). Determination of Crushing Strength of Cenospheres.
Journal of ASTM International, 2(7):13092.
[23] Liu, F., Wang, J., Qian, X., Hollingsworth, J. (2017). Internal curing of high performance concrete using
cenospheres. Cement and Concrete Research, 95:39–46.
[24] Zhang, P., fu Li, Q. (2013). Effect of polypropylene fiber on durability of concrete composite containing
fly ash and silica fume. Composites Part B: Engineering, 45(1):1587–1594.
[25] Aly, T., Sanjayan, J. G., Collins, F. (2008). Effect of polypropylene fibers on shrinkage and cracking of
concretes. Materials and Structures, 41(10):1741–1753.
[26] Kayali, O., Haque, M. N., Zhu, B. (1999). Drying shrinkage of fibre-reinforced lightweight aggregate
concrete containing fly ash. Cement and Concrete Research, 29(11):1835–1840.
[27] Saje, D., Bandelj, B., Sˇusˇtersˇicˇ, J., Lopaticˇ, J., Saje, F. (2011). Shrinkage of Polypropylene Fiber-
Reinforced High-Performance Concrete. Journal of Materials in Civil Engineering, 23(7):941–952.
[28] Mohamed, R. A. S. (2006). Effect of polypropylene fibers on the mechanical properties of normal con-
crete. Journal of Engineering Sciences, Assiut University, 34(4):1049–1059.
[29] Hanif, A., Lu, Z., Diao, S., Zeng, X., Li, Z. (2017). Properties investigation of fiber reinforced cement-
based composites incorporating cenosphere fillers. Construction and Building Materials, 140:139–149.
[30] Pichór, W. (2009). Properties of fiber reinforced cement composites with cenospheres from coal ash.
Brittle Matrix Composites, Elsevier, 245–254.
[31] de Souza, F. B., Montedo, O. R. K., Grassi, R. L., Antunes, E. G. P. (2019). Lightweight high-strength
concrete with the use of waste cenosphere as fine aggregate. Matéria, 24(4).
[32] McBride, S. P., Shukla, A., Bose, A. (2002). Processing and characterization of a lightweight concrete
using cenospheres. Journal of Materials Science, 37(19):4217–4225.
[33] Montgomery, D., Diamond, S. (1984). The influence of fly ash cenospheres on the details of cracking in
flyash-bearing cement pastes. Cement and Concrete Research, 14(6):767–775.
[34] Wang, J.-Y., Chia, K.-S., Liew, J.-Y. R., Zhang, M.-H. (2013). Flexural performance of fiber-reinforced
ultra lightweight cement composites with low fiber content. Cement and Concrete Composites, 43:39–47.
[35] Patel, S. K., Satpathy, H. P., Nayak, A. N., Mohanty, C. R. (2019). Utilization of Fly Ash Cenosphere
for Production of Sustainable Lightweight Concrete. Journal of The Institution of Engineers, 101(1):
179–194.
[36] Barbare, N., Shukla, A., Bose, A. (2003). Uptake and loss of water in a cenosphere–concrete composite
material. Cement and Concrete Research, 33(10):1681–1686.
[37] Baghban, M. H., Hovde, P. J., Jacobsen, S. (2012). Analytical and experimental study on thermal con-
ductivity of hardened cement pastes. Materials and Structures, 46(9):1537–1546.
[38] ACI 122R-14 (2002). Guide to thermal properties of concrete and masonry systems. ACI Committee 122.
[39] Valore, R. C. (1980). Calculations of U-values of hollow concrete masonry. Concrete International, 2(2):
40–63.
157