Structural Behavior of Self‐Consolidating Carbon Nanofiber Concrete 

 By Roberto Rodriguez, REU Student 

Rachel  Howser, Graduate Mentor 

Y. L. Mo, Faculty Advisor

 

August 2010 

 

 

 

 

 

 

 

 

Abstract 

  The purpose of this experimental research was to investigate the effectiveness of 

carbon nanofiber being used as a strain monitor when added to a concrete mix while tested 

under reversed‐cyclic loading. The two columns tested consisted of a traditional self‐

consolidating reinforced concrete (SCRC) column which served as the control specimen and a 

self‐consolidating carbon nanofiber concrete (SCCNFC) column. The SCCNFC column contained 

1.0% of carbon nanofibers by volume. Each column’s cross‐section was 304.8 mm (12.0 in.) by 

304.8 mm (12.0 in.), and the distance from the columns’ base to the center of the applied load 

was approximately 533 mm (21.0 in.).  The longitudinal reinforcement (vertical rebar) in each 

column consisted of six #8 rebars.  The objectives of the experiments included studying the 

structural behavior of the materials and examining the self‐sensing abilities of the two 

concretes.  

The research found that the addition of carbon nanofibers (CNF) to concrete improves 

the strength and ductility of concrete columns. It was also proven that SCCNFC can be used as a 

reversible strain sensor. 

1. Introduction  

  The  addition  of  carbon  nanofibers  to  concrete  has  many  mechanical  and  electrical 

properties including increased strength, ductility and conductivity (Chen and Chung 1993, Xiao 

2003).   Because of the tunnel conductivity effect, CNF exhibits properties necessary for strain 

monitoring  and  electromagnetic  interference  (EMI)  shielding.    Short‐fiber  composites  were 

found to be a new class of strain sensor based on the concept of short electrically conducting 

fiber pull‐out that accompanies slight and reversible crack opening.  The electrical conductivity 

of the fibers enables the DC electrical resistivity of the concrete to change in response to strain 

damage or temperature, allowing sensing (Chen and Chung 1996, Chung 1995, Xiao 2003).  The 

most  difficult  issue  presented  during  CNF  concrete  production  is  dispersion  of  the  CNF 

throughout  the mix.  It was discovered  that CNF disperses better  in  SCC  (Gao,  Strum, & Mo, 

2009), so a self‐consolidating carbon nanofiber concrete (SCCNFC) column was built and tested 

under a reversed‐cyclic load.  The structural behavior of the column was examined in addition 

to the self‐sensing ability of the concrete.  The results were compared to the structural and self‐

sensing ability of the SCRC column, the control specimen. 

2. Experimental Program  

In this project, researchers compared the behavior of two shear‐critical columns, SCRC 

and SCCNFC.  Both of the columns were tested by applying an axial load equal to one‐tenth of 

the  column’s axial  capacity and  then applying a  lateral  reversed‐cyclic  load at  the  top of  the 

column until failure occurred.  Linear Voltage Displacement Transducers (LVDTs) were placed in 

critical locations to measure displacement and strain (Figure 1). Additionally, wire meshes were 

embedded  in  all  of  the  columns  so  that  the  electrical  properties  of  the  concrete  could  be 

observed during the test to check the concretes for self‐health monitoring ability.   

  Figure 1(Left)  LVDT Configuration 

Materials 

  Based on  the  review of previous  studies  and  an extensive  series of mixes  completed 

through  this  research, a mix design was  chosen  for  the  two  columns.   The properties of  the 

materials used for the three mixes are as follows: 

• Cement:  The cement used in both mixtures was ASTM Type III Portland cement. 

• Fly Ash:  Class F fly ash was used for the SCRC mix.   

• Coarse Aggregate:  Crushed limestore with a maximum diameter of ¾” was used in the 

SCCNFC  column.    River  rock with  a maximum  diameter  of ¾” was  used  in  the  other 

column. 

• Fine Aggregate:  Natural river sand with a fineness modulus of 2.71 was used in both 

mixes. 

• High  –Range Water  Reducer  (HRWR):    Glenium®  3200HES  was  used  in  the  SCCNFC 

column  and Glenium®  3400 HES was  used  in  the  other  column.    Both  chemicals  are 

polycarboxylate admixtures from BASF Chemical Co. 

• Viscosity Modifying Agent (VMA):  RHEOMAC® VMA 450 was used in the specimens and 

also supplied by BASF Chemical Co. 

• Carbon Nanofibers:  Pyrograf Products, Inc. PR‐19‐XT‐LHT‐OX fibers were used in this 

study.  The specific gravity of the fibers is 0.0742.  The diameter of the fibers is 149 nm 

(5.87e‐6 in.) and the length is 19 μm (7.48e‐4 in.) resulting in an aspect ratio of 128. 

 

 

The mix proportions were as follows: 

             Table 1  Mix Proportions in kg/m3 (lb/yd3) of Concrete 

Material SCRC Mix SCCNFC Mix Cement 446 (752) 457 (771)

Fly Ash (Class C) - - Fly Ash (Class F) 299 (504) - Fine Aggregate 937 (1580) 898 (1514)

Coarse Aggregate (Limestone) - 859 (1448) Coarse Aggregate (River Rock) 491 (827) -

Water 224 (377) 182 (307) Glenium® 3400HES 2.81 (4.73) - Glenium® 7700HES - 2.34 (3.94)

REHEOMAC® VMA 450 5.69 (9.59) - Carbon Nanofibers  ‐  3.23 (5.45) 

Specimens 

  Both cross‐sections of the column were 304.8 mm (12  in.) square and contained six #8 

rebar. See Figure 2. The columns contained #2 stirrups with a spacing of 120.7 mm  (4.75  in.) 

providing transverse reinforcement. See Figures 3a and 3b.   Since the columns were designed 

to be shear critical,  the maximum  reinforcement spacing was chosen based on  the American 

Concrete Institute (ACI) specifications.  Number 2 stirrups were chosen to ensure shear failure. 

The columns were 507 mm (20 in.) in height.  Both of the columns were rigidly connected to the 

similar foundations.   The foundation dimensions for each specimen were 1525 mm (60  in.) by 

1525 mm (60  in.) by 381 mm (15  in.), and the foundation contained two  layers of #8 rebar  in 

one direction spaced at 174 mm (6.84 in.) encompassed by stirrups made of #3 rebar spaced at 

164 mm (6.45 in.). See Figures 4 through 6.  

 

Figure 2  Cross‐Section of Columns (all dimensions in inches) 

 

Figure 3a  Elevation View of the Weak Axis of the Shear‐Critical SCRC and SCCNFC Columns and Foundations (all dimensions in inches) 

 

Figure 3b  Elevation View of the Strong Axis of the Shear‐Critical Columns and Foundations (all dimensions in inches) 

 

Figure 4 Rebar Cage with all Foundation Formwork 

 

Figure 5  Plan and Elevation View of the Foundation (all dimensions in inches) 

 

 

Figure 6  Typical Foundation Rebar Cage 

 

 

Constru

  Aspecimen

CCo

test, whi

flow  is th

cone (Fig

classified

is why it 

The test 

uction of T

As shown befns: 

             Tab

MaCe

Fly AshFly AshFine A

oarse Aggreoarse Aggreg

WGleniumGlenium

REHEOMACarbon

Once mixe

ch  is similar

he mean dia

gure 7).  Gen

d as SCC.  A s

is the most 

can be used

Figure 7(rigSlump Flow 

Test Specim

fore the follo

ble 1  Mix Pr

aterial ement h (Class C) h (Class F) Aggregate egate (Limesgate (River R

Water m® 3400HESm® 7700HESAC® VMA 4

Nanofibers

d workabilit

r to the con

ameter of th

nerally, any c

slump flow t

commonly u

 effectively 

ght) w Setup  

mens 

owing mixin

roportions in

stone) Rock)

S S 450

ty and flowa

ventional sl

he horizonta

concrete wit

test is simple

used test.  Th

to control th

g proportion

n kg/m3 (lb/

SCRC446 (7

-299 (5

937 (1-

491 (8224 (3

2.81 (4-

5.69 (9-

 

ability of the

ump test us

al spread of 

th a slump f

e, rapid and

he test gives

he consisten

ns were used

/yd3) of Conc

C Mix 752)

504) 1580)

827) 377) 4.73)

9.59)

e mix can be

sed for trad

the concret

flow value g

 can easily b

s a good asse

ncy of SCC on

d to constru

crete 

SCCNF457

898 (859 (

182

2.34

3.23

 tested usin

itional conc

e mass, afte

reater than 

be performe

essment of f

n site from b

ct both 

FC Mix (771) - -

(1514) (1448) - (307) - (3.94) - (5.45)

g the slump

retes. The s

er  lifting Abr

25 inches ca

d on site.  W

filling ability

batch‐to‐bat

p flow 

slump 

ram’s 

an be 

Which 

 also.  

ch. 

The selection of a desired slump flow value can be accomplished using the chart shown 

in  Table  2  (Daczko & Constantiner,  2001).    It  is  recommended  to  choose  the  smallest  value 

considering  all  the  influencing parameters,  such  as  reinforcement  level, depth  and  length of 

casting, coarse aggregate content, etc., which will prevent problem areas, highlighted  in dark. 

For example,  the  smallest  recommended  value of  slump  flow  for  a high  reinforcement  level 

would be between 22 or more and less than 22 inches would be problematic. Also from Table 2 

it is worth mentioning that a slump flow value greater than 26 inches would be problem‐free in 

all the cases mentioned, but the strength would be dependent to the mix proportions.  

Table 2  Slump Flow Parameter Determination Chart (PCI, TR‐6‐03, 2003) 

Slump Flow

SCC  having  satisfactory  slump  flow  could  be  produced  easily  with  high  coarse 

aggregate content suitable for large depths of casting. The SCRC had a diameter of 22.5 inches 

which we then constructed the column with (See Figure 8). 

 

 

Figure 8  SCRC mix 

 

Rebar and Concrete Construction 

  Before the concrete was poured and the rebar cage was set in place to cast the columns, 

certain precautions and setups were executed. The wooden platform which the columns were 

casted on had to be placed properly over the bolt holes in the strong floor so we could then 

place the bolts that would going in the foundation during both casting and testing. Precautions 

were taken to reinsure the best and most effective casting process. We would place PVC pipe 

around the all‐thread rods to ensure easy securing and unsecuring methods (Figure 9). Clay was 

also placed around the bottom of the pipe which was also covered with tape to prevent 

concrete from leaking out of the form, tightening the pipe down with nuts from the top of the 

all‐threads ensured the pipes would not move during the casting process (Figure 8). The wet 

part of the form was Shepler’s Form Release agent which makes for an easy de‐molding. 

 

Figure 9  Plywood Formwork with All‐Thread Rods and PVC Pipe 

  Once the setup was complete, the concrete mixing began which was eagerly followed by 

the pouring into the mold (Figure 10). 

 

 

Figure 10  Pouring concrete into Formwork  

Concrete was removed from the area surrounding the base of the column.  This area will have 

concrete placed when the column is cast to minimize the likelihood of a failure due to a cold 

joint. See Figure 11. 

 

Figure 11  Removal of Concrete Near Column Base 

  Once the foundation was casted, it was then maneuvered into the testing position 

which is where the actual column was then casted in the following steps: 

a) All‐thread rods for connection to the actuator were placed near the top of the column.  

See Figure 12. 

Figure 12   All‐Thread for Connection to Actuator and Steel Plate for Support of Column Formwork 

b) Two steel plates ware placed over the area of concrete that had been removed from the 

foundation to support the column formwork.  One plate was placed on each side of the 

column.  Figure 12 shows one of these plates in place. 

c) A  steel  and plywood  formwork provided by  Shepler’s was placed  around  the  column 

rebar as shown in Figure 13. 

Figure 13  Plywood and Steel Formwork around Rebar 

d) The wire mesh were  then put  into place  (Figure 14)  in  the  configuration as  shown  in 

Figure 15. 

Figure 14  Wire Mesh installation 

 

Figure 15  Wire Mesh Configuration 

e) The concrete was poured. 

Loading Protocol  

  Both specimens were tested under a reversed‐cyclic loading process while having an 

axial load which remained constant throughout the test. The actuator and axial load were put 

together as follows: 

1) The yoke which held the actuator in the horizontal position was attached to the vertical 

steel frame seen in Figure 16. 

 

Figure 16  Vertical Steel Frame 

2) Then the actuator was bolted onto the yoke. See Figure 17 

 

Figure 17  Actuator bolted to yoke 

3) The I‐beam was then attached to the actuator head. See Figure 18. 

 

Figure 18  I‐Beam connection 

4) The column was secured to the strong floor using 16 2 inch diameter bolts. See Fig. 19. 

 

Figure 19  Bolts securing foundation to strong floor 

5) Lateral bracing was then applied to ensure no movement during testing. See Fig. 20. 

 

Figure 20  Lateral Foundation Bracing 

6) Finally, the vertical loading application was setup as shown in Figure 21. A lead sheet 

was placed on the bare top of the column, followed by a 4‐ball roller, 2 inch thick plate 

which was 12inx12in, the jack which was used to apply the vertical load, and then the I‐

beam on the jack. The I‐beam was connected to the foundation using all‐threads (Figure 

20) which ran through the I‐beam and attached to the hinges (Figure 22) on the 

foundation which are located diagonally across the cross section of the column. 

 

Figure 21  All‐Thread Rods Used in Axial Loading System 

 

Figure 22  Hinges Used in Axial Loading System 

  After the bracing and securing of the foundation and the axial load system was 

complete, we began the load program required for testing. 

  The first step of the load program was to apply an axial load that would remain constant 

throughout the duration of the test.  The axial load equaled one‐tenth of each of the columns 

calculated axial capacity.   Rachel calculated this using an unfactored  interaction diagram.   The 

axial capacity  is dependent on the compressive strength of the concrete (fc’), so the axial  load 

varied  for each  specimen. After  the axial  load was applied, a  reversed‐cyclic  load was added 

using a 649 kN (146 kip) capacity actuator (Figure 16).  The intended load path was to use force 

control to complete two cycles each of ±89 kN (20 k), two cycles each of ±178 kN (40 k), two 

cycles each of ±267 kN (60 k).  A positive force denotes a push by the actuator while a negative 

force  represents  a  pull  by  the  actuator.  Once  failure  occurred,  the  column  was  pushed  in 

displacement  control  to  try  to  obtain  a  descending  branch  on  the  load  versus  displacement 

curve.  See Figure 23 for a visual representation of the force controlled load path.   

 

Figure 23  Horizontal Loading Program 

Experimental Results 

SCRC Column 

  The intended load path shown in Figure 23 was followed for the SCRC column.  The 

actual load path can be seen in Figure 24 with the first cracks, the switch to displacement 

control and failure marked. 

 

Figure 24  SCRC Column Load Path 

Displacement ControlLoad Control

Unfortunately the hinges on each side of the actuator began to twist during the test.  

One of the hinges was stabilized using a small jack which straightened the remaining hinge 

which was out of place.  Figure 25 shows the actuator with the hinges in the testing position.  

The twisting of the hinge caused some torsion to be present in the column.  The first crack on 

the south side of the column occurred at ‐178 kN (‐40 k) and appeared to be the result of 

torsion.  The rest of the cracks appeared to be shear or flexural in nature.  The first shear crack 

formed on the column during the first ‐178 kN (‐40 k) cycle at ‐178(‐40k) on the west side.  The 

first flexural crack formed on the north side during the second 178 kN (40 k) cycle at 178 kN (40 

k).  The column failed in shear and crushing of concrete at 276 kN (62.0 k).  The west side of the 

column underwent crushing of the concrete struts with large shear cracks.  The east side had 

local crushing at the actuator connection.  The maximum displacement at the top of the column 

(drift) was 12.7 mm (0.50 in.).  Figures 26 through 29 show the east, south, west and north 

sides of the column after failure, respectively.  Figure 30 shows the load versus displacement 

curve for the test. 

  Figure 25(Left)  Position of Actuator during SCRC Test 

            

Figure 26(left) East side of SCRC Column after Failure, Figure 27 (right) South side of SCRC column after Failure 

 

       

Figure 28(left) West side of SCRC Column after Failure, Figure 29(right) North side of SCRC Column after Failure 

 

 

Figure 30  Force vs. Displacement Curve 

 

SCCNFC Column 

  The intended load path shown was supposed to be the same as the one used for the 

SCRC column; however, the pump shut down during the test, and the actuator unloaded during 

the fifth cycle of the test.  The pump was turned back on and the test resumed.  The actual load 

path can be seen in Figure 31.  The first flexural crack formed on the column at 160 kN (36 k) on 

the east, west and north sides.  The second flexural crack formed on the east, west and south 

sides at a load of ‐158 kN (‐35.6 k).  The column failed in both shear and crushing at 298 kN 

(66.97 k) on the west side of the column.  The maximum displacement was 10.16 mm (0.4 in.).  

Figures 32 through 35 show the east, south, west and north sides of the column after failure, 

respectively.  Figure 36 show the load versus displacement curve for the test. 

‐80.00‐60.00‐40.00‐20.000.0020.0040.0060.0080.00

‐0.3 ‐0.2 ‐0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6Force (kips)

Deflection (in)

RC Column Force vs. Displacement Curve

 

Figure 31  SCCNFC Column Load Path 

 

Figure 32(right) and 33(left) show East and South sides of SCRC column after Failure 

 

 

36

‐35.55

66.97

‐100

‐50

0

50

100Force (kips)

Time (not to scale, test lasted approximately 6.7 hours)

CNFSCRC Column Load Path

 

Figure 34(left) and 35(right) show West and North Sides of SCRC Column after Failure 

 

 

Figure 36  CNFSCRC Column Force vs. Displacement Curve 

 

‐80.00

‐60.00

‐40.00

‐20.00

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

‐0.20 ‐0.10 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50Force (kips)

Deflection (in)

CNFSCRC Column Force vs. Displacement Curve

  The structural behavior of the columns differed due to the variation of the contents in 

each mix of concrete. The SCCNFC column failed at a higher load, underwent more deflection, 

and was stiffer than the SCRC column. A definite yielding of longitudinal steel occurred in both 

columns as well. 

During each of the column tests, the electrical resistance was determined to check the 

self‐sensing ability of the concrete.   To measure the electrical properties of the concrete, the 

voltage and current were measured as seen in Figure 14 using the meshes in this configuration.  

A power supply was attached to the top mesh that provided a 31V DC current.  A voltmeter was 

attached to the bottom mesh and connected back to the power supply to complete a circuit.  

The  current measured by  the ammeter was  recorded continuously during  the  tests by hand.  

Voltmeters were attached to the two middle meshes on both the north and south sides of the 

column to measure voltage.  The voltage readings were also recorded continuously during the 

tests by hand.    See  Figure 37  for  the power  supply and  voltmeters used.   To determine  the 

electrical resistance, Ohm’s law was used (Eq. 1).  

      

Figure 37  Power Supply & Voltmeter 

The electrical readings showed a great correlation between the peaks in the force, strain 

and resistance plots for the SCCNFC column and little correlation between the resistance plots 

and  the  force or  strain plots  for  the SCRC  column.   Figures 38 and 39  show  the  relationship 

between  the SCRC  column’s  force,  strain and  resistance versus  time on  the north and  south 

sides of the column, respectively.   The strain was measured using an LVDT rosette. However, 

the LVDTs did not record the data properly, figures 40 and 41 show relationship between the 

SCCNFC  column’s  force,  strain  and  resistance  versus  time  on  the  north  and  south  sides  of 

column, respectively.   

              

Figure 38(left) and 39(right) Show correlations between strain, resistance, and force 

 

                            

Figure 40(left) and 41(right) Show correlations between strain, resistance, and force 

Conclusion 

  In conclusion, the addition of carbon nanofibers in the concrete mixture increases both 

the strength and ductility of the column. It also resulted in a more effective health monitoring 

system  of  the  column  when measuring  the  resistance  given  the  relationship  between  the 

voltage  and  current  using Ohm’s  Law.  Therefore  SCCNFC  can  be  used  as  a  reversible  strain 

sensor.   The peaks and valleys  in the electrical resistance readings of the concrete match the 

peaks  and  valleys of  the  applied  force  and  the  strain  in  the  concrete.   While  the peaks  and 

valleys  in the electrical resistance readings of the SCRC specimen occasionally matched, there 

was not enough correspondence to safely assume that this concrete could or should be used as 

a reversible strain sensor. 

References 

ACI 318. Building Code Requirements for Structural Concrete. Farmington Hills, Michigan: 

American Concrete Institute, 2008. 

ACI 544.1R. State‐of‐the‐Art Report on Fiber Reinforced Concrete. Farmington Hills, Michigan: 

American Concrete Institute, 1996. 

Chen, Pu‐Woei, and D. D. L. Chung. "Concrete as a new strain/stress sensor." Composites Part B: 

Engineering 27, no. 1 (1996): 11‐23. 

Chen, Pu‐Woei, and D. D. L. Chung. "Concrete reinforced with up to 0.2 vol% of short carbon 

fibres." Composites 24, no. 1 (1993): 33‐52. 

Chung, D. D. L. "Strain sensors based on the electrical resistance change accompanying the 

reversible pull‐out of conducting short fibers in a less conducting matrix." Smart 

Materials and Structures 4, no. 1 (1995): 59‐61. 

Daczko, J. A., and D. Constantiner. "Rheodynamic Concrete." 43rd Congresso Brasileiro do 

Concreto. Brazil, 2001. 

Gao, Di, Mariel Strum, and Y. L. Mo. "Electrical resistance of carbon‐nanofiber concrete."            

             Smart Materials and Structures 18, no. 9 (2009): 1‐7.  

Howser, R. N. (2010). Shear Behavior of Bridge Columns with Self‐Consolidating Fiber 

  Concretes. Houston, Tx: University of Houston. 

Xiao, H., C. Lan, X. Ji, and H. Li. "Mechanical and sensing properties of structural materials  

              with nanophase materials." Pacific Scientific Journal 5 (2003): 11‐17. 

 

 

Acknowledgements 

  The research study described herein was sponsored by the National Science Foundation 

under the Award No. EEC‐0649163. The opinions expressed in this study are those of the authors and do 

not necessarily reflect the views of the sponsor.