Nghiên cứu chế tạo bê tông cường độ cao sử dụng hàm lượng lớn tro bay của nhà máy nhiệt điện Quảng Ninh

, với yêu cầu
HHBT có tính công tác tốt, độ sụt của HHBT đạt 18±2 cm; cường độ chịu nén của bê tông ở tuổi
28 ngày lớn hơn 60 MPa theo mẫu trụ (hay lớn hơn 72 MPa theo mẫu lập phương tiêu chuẩn). Sau
khi tính toán và hiệu chỉnh, cấp phối gốc (cấp phối không sử dụng phụ gia khoáng tro bay) như trong
Bảng 4. Cấp phối này có độ sụt của HHBT là 16 cm; Cường độ chịu nén ở tuổi 3, 7 và 28 ngày (xác
định bằng mẫu lập phương tiêu chuẩn) R3 = 70 MPa, R7 = 79 MPa, và R28 = 82 MPa. Nếu quy
đổi sang cường độ mẫu trụ (theo TCVN 3118:1993) cường độ mẫu trụ tương ứng là R3 = 58,3 MPa,
R7 = 65,8 MPa, và R28 = 68,3 MPa phù hợp với yêu cầu đối với HSC. Cấp phối này sẽ được sử dụng
làm cấp phối đối chứng (ĐC) để nghiên cứu phát triển HSC hàm lượng tro bay lớn. Để làm rõ quy
luật ảnh hưởng của tro bay đến các tính chất của bê tông (20TB, 40TB, 50TB, 60TB, 70TB), các tỷ
lệ tro bay sử dụng trong nghiên cứu gồm 20%, 40%, 50%, 60% và 70% theo khối lượng chất kết dính
(CKD = XM + TB). Tỷ lệ 20% và 40% để so sánh đặc tính của bê tông sử dụng hàm lượng tro bay
thấp, với các loại bê tông sử dụng hàm lượng tro bay cao 50-70%. Qua kết quả khảo sát khi sử dụng
hàm lượng tro bay đến 80% sẽ xảy ra hiện tượng phân tầng tách nhiều hạt tro than chưa cháy trên bề
mặt mẫu HHBT. Do đó trong nghiên cứu này chỉ sử dụng tro bay tối đa 70% CKD. Các cấp phối bê
tông nghiên cứu chỉ thay đổi thành phần CKD, còn các vật liệu khác giữ nguyên. Bảng cấp phối bê
tông thí nghiệm đã quy đổi về 1 m3 được trình bày trong Bảng 4.
5
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 4. Bảng cấp phối thí nghiệm
STT Kí hiệu cấp phối Tỷ lệ tro bay, %
CKD, kg
Đá, kg Cát, kg Nước, lít PG, lít
XM TB
1 ĐC 0 560 0 913 845 141 4,2
2 20TB 20 448 112 898 831 141 4,2
3 40TB 40 336 224 883 817 141 4,2
4 50TB 50 280 280 876 810 141 4,2
5 60TB 60 224 336 868 804 141 4,2
6 70TB 70 168 392 861 797 141 4,2
2.3. Phương pháp nghiên cứu
Tính chất của các loại vật liệu xi măng, tro bay, cát, đá sử dụng trong nghiên cứu được xác định
và đánh giá theo các TCVN hiện hành tương ứng. Độ sụt của HHBT được xác định theo TCVN
3106:1993 [50] (Hình 4). Mẫu bê tông được chế tạo và bảo dưỡng trong khuôn 1 ngày, sau đó
tháo khuôn và bảo dưỡng mẫu theo TCVN 3105:1993 [51] đến tuổi thí nghiệm. Cường độ chịu
nén của bê tông được xác định trên các tổ mẫu gồm 03 mẫu lập phương có kích thước tiêu chuẩn
150×150×150 mm (Hình 5) ở tuổi 1, 3, 7, 28 và 91 ngày theo TCVN 3118:1993 [52].
Hình 4. Xác định độ sụt của HHBT Hình 5. Mẫu xác định cường độ chịu nén của bê tông
3. Kết quả nghiên cứu và thảo luận
3.1. Ảnh hưởng của hàm lượng tro bay đến tính công tác của hỗn hợp bê tông
Ảnh hưởng của hàm lượng tro bay đến tính công tác (độ sụt) và thể tích hồ của HHBT được thể
hiện trên Hình 6. Kết quả nghiên cứu cho thấy, khi tăng hàm lượng tro bay thì thể tích hồ CKD và độ
sụt của HHBT tăng rõ rệt. Thể tích hồ được xác định bằng công thức (1). Do khối lượng riêng của
tro bay là γaTB = 2,37 g/cm3, thấp hơn so với khối lượng riêng của xi măng là γaXM = 3,06 g/cm3
nên khi thay thế cùng khối lượng xi măng bằng tro bay thì thể tích của tro bay lớn hơn. Khi tăng tỷ lệ
tro bay đến 50% và 70%, thể tích hồ tăng khoảng 27 lít (2,7%) và 37 lít (3,7%) so với cấp phối ĐC.
Lượng hồ CKD tăng làm tăng bề dày lớp hồ bao bọc quanh hạt cốt liệu và các hạt cốt liệu dễ dàng
trơn trượt lên nhau nên dẫn đến làm tăng tính độ sụt của HHBT.
Vh = VXM + VTB + VN + VPG =
XM
γaXM
+
TB
γaTB
+
N
γaN
+
PG
γaPG
(1)
6
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 6. Ảnh hưởng của tỷ lệ tro bay/CKD đến thể
tích hồ và độ sụt của HHBT
trong đó: VXM là thể tích của xi măng; VTB là thể
tích của tro bay; VNước là thể tích của nước trong
HHBT và Vpg là thể tích của phụ gia hóa học.
Hơn nữa, khi tăng tỷ lệ tro bay lên 50% theo
khối lượng chất kết dính, độ sụt của HHBT tăng
lên khoảng 23 cm (44%) so với cấp phối đối chứng
(16 cm). Điều này có thể giải thích là do các hạt tro
bay có dạng hình cầu, bề mặt trơn nhẵn (Hình 1),
nên làm giảm nội ma sát trong HHBT do đó làm
tăng tính công tác của HHBT [13, 28, 53].
Tuy nhiên, khi hàm lượng tro bay sử dụng lớn
hơn 50% thì hiệu quả cải thiện tính công tác của
hỗn hợp bê tông bị giảm dần. Nguyên nhân một
phần có thể do thể tích tro bay tăng quá cao làm
tăng độ nhớt của hồ CKD [11], và có thể một phần
do ảnh hưởng của thành phần hạt than chưa cháy trong tro bay (Hình 1), được xác định bằng lượng
MKN (Bảng 1). Các hạt than chưa cháy có hình dạng góc cạnh, bề mặt rỗng xốp sẽ làm tăng mạnh
lượng cần nước và giảm tính công tác của HHBT [41, 42]. Từ kết quả trên cho thấy, khi sử dụng hàm
lượng tro bay quá cao (60% và 70%) sẽ có hai hiệu ứng trái ngược nhau ảnh hưởng đến tính công tác,
kết quả là hiệu quả gia tăng độ sụt của HHBT giảm so với khi sử dụng 50% tro bay, nhưng vẫn lớn
hơn 37,5% và 25% tương ứng so với cấp phối đối chứng. Như vậy, khi sử dụng tro bay chưa tuyển có
hàm lượng than chưa cháy cao cần phải chú ý đến ảnh hưởng làm giảm tính công tác của HHBT, đặc
biệt khi sử dụng làm lượng tro bay lớn [12, 13].
3.2. Ảnh hưởng của hàm lượng tro bay đến cường độ chịu nén của bê tông
Kết quả cường độ chịu nén trung bình của bê tông ở tuổi 1 ngày, 3 ngày, 7 ngày, 28 ngày và 90
được thể hiện trên Hình 7. Tốc độ phát triển cường độ chịu nén của các cấp phối được thể hiện trên
Hình 8.
Hình 7. Ảnh hưởng của tỷ lệ tro bay sử dụng đến
cường độ chịu nén của HSC
Hình 8. Tỷ lệ cường độ chịu nén so với R90 của HSC
theo thời gian bảo dưỡng
Từ Hình 7 cho thấy, cường độ chịu nén của tất cả cấp phối sử dụng tro bay đều thấp hơn nhiều so
với cường độ chịu nén của cấp phối ĐC ở tuổi sớm ngày (≤ 7 ngày). Ở tuổi 1 ngày, cường độ chịu nén
của các cấp phối sử dụng tro bay (chỉ đạt từ 11,9 - 46,9 MPa), thấp hơn 23-80% so với cường độ chịu
7
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
nén của cấp phối ĐC (đạt 60,9 Mpa). Đến tuổi 3 ngày, các cấp phối sử dụng tỷ lệ tro bay thấp (20TB
và 40TB) đã có cường độ tốt hơn, đạt 67-97% so với cường độ của mẫu ĐC. Đến tuổi 7 ngày, chỉ còn
cấp phối 60TB và 70TB vẫn có cường độ thấp tương ứng bằng 50% và 37% so với cường độ của cấp
phối ĐC cùng tuổi. Kết quả nghiên cứu này cũng phù hợp với các kết luận của [6, 11–13, 17, 23].
Tuy nhiên, cường độ chịu nén của các cấp phối bê tông sử dụng tro bay ở tuổi dài ngày (sau 28
ngày) đã được cải thiện rõ rệt. Cường độ của các cấp phối sử dụng 20-50% tro bay thay thế xi măng
đều đạt cường độ tương đương cấp phối đối chứng (82,0 MPa; 80,3 MPa đối với cấp phối 40TB; 50TB
và 82,4 MPa đối với cấp phối ĐC), thậm chí cường độ của cấp phối 20TB còn cao hơn cấp phối đối
chứng (đạt 83,1 MPa). Cường độ chịu nén của cấp phối 60TB cũng đã đạt 71,7 MPa, tương đương với
87% so với cấp phối ĐC. Chỉ còn cấp phối 70TB có cường độ vẫn còn khá thấp, đạt 59,0 MPa, bằng
khoảng 72% so với cấp phối ĐC. Ở tuổi dài hơn (90 ngày), cường độ chịu nén của các cấp phối sử
dụng 20-50% tro bay thay thế xi măng đều cao hơn 4-9% so với giá trị này của cấp phối ĐC, trong đó
cấp phối 40TB có cường độ cao nhất, đạt được là 97,1 MPa (bằng 109,1% so với cường độ chịu nén
của cấp phối ĐC (89,0 MPa). Cấp phối sử dụng 70% tro bay cũng đạt cường độ 68,2 MPa ở tuổi 90
ngày (bằng 76% cường độ của cấp phối ĐC). Như vậy chúng ta thấy, các cấp phối sử dụng hàm lượng
tro bay lớn phát triển cường độ chậm ở tuổi sớm (≤ 7 ngày) [11, 26]; Tuy nhiên ở các tuổi dài ngày (≥
28 ngày), HSC sử dụng hàm lượng tro bay lớn (50% tro bay) phát triển cường độ tốt, không kém cấp
phối đối chứng [6, 12, 26]. Nếu cường độ thiết kế yêu cầu ở tuổi 28 ngày đạt 60 MPa thì chỉ nên sử
dụng tối đa 50% tro bay thay thế xi măng. Còn nếu tuổi bê tông thiết kế yêu cầu ở 90 ngày thì có thể
sử dụng đến 60% tro bay thay thế xi măng mà bê tông vẫn đạt yêu cầu về cường độ của HSC.
Khi chế tạo HSC, tốc độ phát triển cường độ của bê tông cũng cần phải quan tâm. Tốc độ phát
triển cường độ của bê tông có thể đánh giá thông qua sự phát triển cường độ theo thời gian hoặc mức
cường độ đạt được so với cường độ yêu cầu ở tuổi thiết kế. Trong Hình 8, cường độ chịu nén của các
cấp phối bê tông ở các tuổi được so sánh với cường độ chịu nén ở tuổi 90 ngày (R90 = 100%). Rõ
ràng thấy rằng, cấp phối ĐC chủ yếu phát triển cường độ trong thời gian 7 ngày đầu. Cường độ chịu
nén sau 3 ngày và 7 ngày của mẫu bê tông ĐC đã đạt khoảng lần lượt 80% và 90% R90. Trong khi
đó, các cấp phối bê tông sử dụng tro bay, cường độ phát triển mạnh nhất trong khoảng từ 7 đến 28
ngày. Cường độ chịu nén ở tuổi 7 ngày của các cấp phối sử dụng 20-40% tro bay chỉ đạt 71-80% so
với R90; đặc biệt là cấp phối sử dụng từ 50-70% tro bay, mới chỉ đạt 44-66% so với R90. Nhưng đến
tuổi 28 ngày, các cấp phối sử dụng 20-70% tro bay đã có tốc độ phát triển cường độ rất nhanh (đạt
84-90% so với cường độ R90). Việc các cấp phối bê tông sử dụng hàm lượng tro bay rất cao (60-70%)
phát triển cường độ chậm sau 28 ngày có thể được giải thích là do trong bê tông sử dụng hàm lượng
tro bay lớn, lượng xi măng sử dụng rất thấp (chỉ còn 168-224 kg/m3) nên sản phẩm Ca(OH)2 tạo ra
từ phản ứng thủy hóa của xi măng cũng thấp, bởi vậy không có đủ lượng Ca(OH)2 để tham gia phản
ứng Puzơlanic với SiO2 hoạt tính trong tro bay để tạo các sản phẩm C-S-H [13, 26]. Hiện tượng này
cần phải được tính đến khi thiết kế thành phần bê tông sử dụng hàm lượng tro bay lớn và có thể bổ
sung thêm biện pháp bảo dưỡng nhiệt ẩm để thúc đẩy sự thủy hóa của xi măng, cũng như phản ứng
puzơlan giữa Ca(OH)2 và SiO2 vô định hình trong tro bay [40].
4. Kết luận
Trên cơ sở các vật liệu sử dụng và kết quả thí nghiệm thu được, một số kết luận được rút ra như
sau:
- Hoàn toàn có thể chế tạo được bê tông cường độ cao trên 60 MPa sử dụng tro bay chưa tuyển từ
Nhà máy nhiệt điện Quảng Ninh với hàm lượng lớn (tới 60%). Nếu cường độ thiết kế yêu cầu ở tuổi
28 ngày đạt 60 MPa thì chỉ nên sử dụng tối đa 50% tro bay thay thế xi măng. Còn nếu tuổi bê tông
8
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
thiết kế yêu cầu ở 90 ngày thì có thể sử dụng đến 60% tro bay thay thế xi măng mà bê tông vẫn đạt
yêu cầu về cường độ cao.
- Việc sử dụng tro bay sẽ làm tăng tính công tác của hỗn hợp bê tông khi sử dụng 20-50% thay
thế xi măng. Nhưng khi lượng tro bay tăng lên tới 60-70% chất kết dính thì mức độ tăng tính công tác
bị giảm do tổng lượng than chưa cháy lớn trong hỗn hợp bê tông.
- Cường độ chịu nén của các loại bê tông sử dụng tro bay ở tuổi sớm ngày (≤ 7 ngày) luôn thấp
hơn nhiều và phát triển chậm hơn so với cường độ chịu nén của các cấp phối đối chứng không sử dụng
tro bay. Tuy nhiên ở tuổi dài ngày (≥ 28 ngày), cường độ chịu nén của bê tông sử dụng hàm lượng tới
50% tro bay vẫn đạt tương đương và thậm chí vượt cả cường độ chịu nén của mẫu bê tông đối chứng.
- Khi tỷ lệ tro bay thay thế xi măng tăng, tốc độ phát triển cường độ chịu nén của bê tông cường
độ cao hàm lượng lớn tro bay giảm.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu này được tài trợ bởi Bộ xây dựng cho đề tài “Nghiên cứu và phát triển ứng dụng bê
tông cường độ cao sử dụng hàm lượng tro bay lớn trong các kết cấu công trình ven biển và hải đảo”,
mã số RD25-20.
Tài liệu tham khảo
[1] TCVN 10306:2014. Bê tông cường độ cao - Thiết kế thành phần mẫu hình trụ. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt
Nam.
[2] Hữu, P. D., Long, N. N. (2008). Bê tông cường độ cao và chất lượng cao. Giáo trình trường Đại Học Giao
thông vận tải, Hà Nội.
[3] ACI 363R-92 (1997). State-of-the-art Report on High Strength Concrete, 1–55. American Concrete
Institute.
[4] Maher, Y. I. (1992). High Performance Concrete from Material to Structure, xiii–xxiv. E& FN SPON.
[5] Tachibana, D., Imai, M., Yamazaki, N., Kawai, T., Inada, Y. (1990). High-strength concrete incorporating
several admixtures. High-Strength Concrete: Second International Symposium, ACI, 121:309–330.
[6] Pham, H. H., Tong, K. T., Le, T. T. (2011). High strength concrete using fly ash for the structures in
Vietnamese marine environment for sustainability. Proceeding of the International Council Hanoi 2011 -
Innovation and Sustainable Construction in Developing Countries (cib W107), Hanoi, Vietnam, 173–177.
[7] Yen, T., Tang, C.-W., Chang, C.-S., Chen, K.-H. (1999). Flow behaviour of high strength high-
performance concrete. Cement and Concrete Composites, 21(5-6):413–424.
[8] Djellouli, H., Aitcin, P.-C., Chaalaar, O. (1990). Use of Ground Granulated Slag in High-Performance
Concrete. High-Strength Concrete: Second International Symposium, ACI, 121:351–368.
[9] Price, W. F. (1999). High Strength Concrete. Current practice, Sheet No. 118. Concrete Magazine.
[10] Aitcin, P. C., Neville, A. (1993). High-performance concrete demystified. Concrete International, 15(1):
21–26.
[11] Lâm, N. T., Linh, N. N., Nam, T. V., Kiên, V. D., Khải, T. V., Hiếu, P. Đ. (2020). Ảnh hưởng của tỷ lệ tro
bay thay thế một phần xi măng đến các tính chất của bê tông thương phẩm. Tạp chí Khoa học Công nghệ
Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXDHN, 14(4V):96–105.
[12] Marceau, M. L., Gajda, J., VanGeem, M. G. (2002). Use of fly ash in concrete: Normal and high volume
ranges. PCA R&D Serial, (2604).
[13] Thomas, M. D. A. (2007). Optimizing the use of fly ash in concrete, volume 5420. Portland Cement
Association Skokie, IL.
[14] Naik, T. R., Ramme, B. W. (1987). Setting and hardening of high fly ash content concrete. Proceedings
of the American Coal Ash Association 8th International Coal Ash Utilization Symposium, Washington,
DC.
9
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[15] Bouzoubaâ, N., Zhang, M. H., Malhotra, V. M. (2001). Mechanical properties and durability of concrete
made with high-volume fly ash blended cements using a coarse fly ash. Cement Concrete Research, 31
(10):1393–1402.
[16] Thomas, M. D. A., Matthews, J. D. (1992). The permeability of fly ash concrete. Material Structure, 25
(7):388–396.
[17] Mehta, P. K., Malhotra, V. M. (2004). High-performance, high-volume fly ash concrete for sustainable
development. 2nd edition, Supplementary Cementing Materials for Sustainable Development, Ottawa,
Canada.
[18] Malhotra, V. M., Carette, G. G., Bremner, T. (1993). Performance of high-volume fly ash concrete at
a marine exposure station at Treat Island, Maine. Proceedings of the Sixth International Durability of
Building Materials and Components, Omiya, Japan.
[19] Dhir, R. K., El-Mohr, M. A. K., Dyer, T. D. (1997). Developing chloride resisting concrete using PFA.
Cement Concrete Research, 27(11):1633–1639.
[20] Kawamura, M., Kayyali, O. A., Haque, M. N. (1988). Effects of a flyash on pore solution composition in
calcium and sodium chloride-bearing mortars. Cement and Concrete Ressearch, 18(5):763–773.
[21] Thomas, M. D. A., Bamforth, P. B. (1999). Modelling chloride diffusion in concrete. Cement and
Concrete Research, 29(4):487–495.
[22] Nehdi, M., Pardhan, M., Koshowski, S. (2004). Durability of self-consolidating concrete incorporating
high-volume replacement composite cements. Cement and Concrete Research, 34(11):2103–2112.
[23] Malhotra, V. M. (2002). High-performance high-volume fly ash concrete. Concrete International, 24(7):
30–34.
[24] Thomas, M. D. A., Matthews, J. D. (2004). Performance of pfa concrete in a marine environment––10-
year results. Cement and Concrete Composites, 26(1):5–20.
[25] Shehata, M. H., Thomas, M. D. A. (2000). The effect of fly ash composition on the expansion of concrete
due to alkali–silica reaction. Cement and Concrete Research, 30(7):1063–1072.
[26] Malhotra, V. M., M.-H., Z., Read, P. H., Ryell, J. (2000). Long-TermMechanical Properties and Durability
Characteristics of High-Strength/High-Performance Concrete Incorporating Supplementary Cementing
Materials under Outdoor Exposure Conditions. Materials Journal, 97(5).
[27] Lâm, N. T., Khánh, D. D. (2015). Độ bền Sun phát của xi măng Poóc lăng hỗn hợp sử dụng phụ gia
khoáng tro bay. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXDHN, 24:34–39.
[28] Bentz, D. P., Ferraris, C. F., Snyder, K. A. (2013). Best Practices Guide for High-Volume Fly Ash Con-
cretes : Assuring Properties and Performance. Technical report, U.S. Department of Commerce.
[29] Hobbs, D. W. (1988). Carbonation of concrete containing pfa. Magazine Concrete Research, 40(143):
69–78.
[30] ACI 232.2R-96 (1996). Use of fly ash in concrete. American Concrete Institute, Detroit.
[31] Mehta, P. K. (2004). High-performance, high-volume fly ash concrete for sustainable development. Pro-
ceedings of the International Workshop on Sustainable Development and Concrete Technology, Iowa State
University Ames, IA, USA, 3–14.
[32] Quyết định 428/QĐ-TTg (2016). Phê duyệt điều chỉnh phát triển điện lực quốc gia giai đoạn 2011-2010
có xét đến năm 2030. Thủ tướng chính phủ Việt Nam.
[33] Bộ Xây dựng (2020). Báo cáo Hội nghị tổng kết 10 năm thực hiện chương trình vật liệu xây không nung
và 3 năm thực hiện đề án xử lý tro, xỉ, thạch cao của Thủ tướng Chính Phủ. Hà Nội.
[34] Trung tâm thông tin và thống kê KH&CN (2019). Báo cáo chuyên đề “Xu hướng ứng dụng tro, xỉ nhiệt
điện trong sản xuất vật liệu xây dựng”. Sở KH&CN Thành phố Hồ Chí Minh.
[35] Nam, V. H. (2016). Nghiên cứu sử dụng tro tuyển Phả Lại hàm lượng cao trong bê tông khối lớn thông
thường dùng cho đập trọng lực. Luận án tiến sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Xây dựng Hà Nội.
[36] Kiên, T. T., Bình, N. D., Hồng, T. L., Hương, C. T. (2018). Tối ưu cấp phối và thông số công nghệ sản
xuất gạch bê tông sử dụng tro bay nhiệt điện. Tạp chí Vật liệu Xây dựng, (4):68–72.
[37] BS EN 197-1:2011. Cement - Composition, specifications and conformity criteria for common cements.
British Standards Institution.
[38] ASTM C595/C595M-21 (2021). Standard Specification for Blended Hydraulic Cements. ASTM Inter-
10
Lâm, N. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
national.
[39] Luo, Y., Wu, Y., Ma, S., Zheng, S., Zhang, Y., Chu, P. K. (2020). Utilization of coal fly ash in China:
a mini-review on challenges and future directions. Environment Science Pollution Research, 28(15):
18727–18740.
[40] Thắng, N. C., Tuấn, N. V., Hanh, P. H., Lâm, N. T. (2013). Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu
cao sử dụng hỗn hợp phụ gia khoáng silica fume và tro bay sẵn có ở Việt Nam. Tạp chí Khoa học Công
nghệ Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXDHN, (2):24–31.
[41] Hower, J. C., Groppo, J. G., Graham, U. M., Ward, C. R., Kostova, I. J., Maroto-Valer, M. M., Dai, S.
(2017). Coal-derived unburned carbons in fly ash: A review. International Journal of Coal Geology,
179:11–27.
[42] Xing, Y., Guo, F., Xu, M., Gui, X., Li, H., Li, G., Xia, Y., Han, H. (2019). Separation of unburned carbon
from coal fly ash: A review. Powder Technology, 353:372–384.
[43] TCVN 4030:2003. Phương pháp xác định độ mịn đối với xi măng. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[44] TCVN 6017:2015 (ISO 9597:2008). Xi măng - Phương pháp xác định thời gian đông kết và độ ổn định
thể tích. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[45] TCVN 8825:2011. Phụ gia khoáng cho bê tông đầm lăn. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[46] TCVN 8827:2011. Phụ gia silicafume và tro trấu nghiền mịn cho bê tông và vữa. Tiêu chuẩn Quốc gia
Việt Nam.
[47] TCVN 6016:2011. Xi măng - Phương pháp thử - Xác định cường độ. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[48] TCVN 6882:2016. Phụ gia khoáng cho xi măng. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[49] TCVN 7570:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Yêu cầu kỹ thuật. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[50] TCVN 3106:1993. Hỗn hợp bê tông nặng - Phương pháp thử độ sụt. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[51] TCVN 3105:1993. Hỗn hợp bê tông và bê tông nặng - Lấy mẫu, chế tạo và bảo dưỡng mẫu thử. Tiêu
chuẩn Quốc gia Việt Nam.
[52] TCVN 3118:1993. Bê tông nặng - Phương pháp xác định định cường độ nén. Tiêu chuẩn Quốc gia Việt
Nam.
[53] Titarmare, A. P., Deotale, S. R. S., Bachale, S. B. (2012). Experimental Study Report on Use of Fly Ash
in Ready Mixed Concrete. International Journal of Scientific & Engineering Research, 3:2–10.
11