Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử kéo nhổ lưới sợi dệt các bon từ tấm bê tông cốt sợi

được các
đường cong lực kéo nhổ - chuyển vị trượt.
2. Nghiên cứu thực nghiệm
2.1. Thiết bị thí nghiệm
a. Máy thí nghiệm
Máy thử nghiệm được sử dụng là máy kéo nén vạn năng, có khả năng cho ra lực kéo nén lên đến
65 kN. Máy thí nghiệm này được trang bị thêm một thiết bị đo có thể kết nối được với các dụng cụ đo
khác nhau (cảm biến điện trở hoặc LVDT) để đo biến dạng hoặc dịch chuyển tương đối giữa hai điểm
của mẫu (Hình 1). Lực kéo nhổ được điều khiển bởi dịch chuyển thẳng đứng (100 µm/phút) của đầu
kéo nhờ vào chương trình điều khiển trong hệ thống máy tính. Trong quá trình thí nghiệm, dữ liệu,
bao gồm lực kéo nhổ và dịch chuyển của đầu kéo, được ghi lại ít nhất hai lần trên 1 giây và sau đó có
thể được xuất dưới dạng tệp dữ liệu để phân tích kết quả.
b. Dụng cụ đo chuyển vị - LVDT
Dụng cụ đo chuyển vị, LVDT - Linear Variable Differential Transducer, được sử dụng trong
nghiên cứu này để đo chuyển vị trượt tương đối giữa lưới sợi dệt các bon và tấm bê tông. Hai LVDT
được cố định trên hai bề mặt của tấm bê tông hạt mịn bằng một hệ thống cơ học. Một hệ thống khác
cũng được cố định trên lưới cốt sợi dệt các bon ở vị trí sát với tấm bê tông (Hình 2(b)). Điều này đảm
175
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 1. Máy và thiết bị thí nghiệm
bảo sự biến dạng không đáng kể của lưới sợi dệt các bon giữa hai hệ thống cơ học. Do đó, sự dịch
chuyển thu được từ các thiết bị LVDT là sự trượt tương đối của lưới cốt sợi dệt các bon và khối bê
tông. Hình 2 dưới đây thể hiện sự bố trí các đầu đo LVDT trên mẫu cho các thí nghiệm kéo nhổ.
Hình 2. Bố trí thí nghiệm kéo nhổ: (a) bố trí tổng quan; (b) Chi tiết bố trí LVDT
2.2. Mẫu thí nghiệm
a. Vật liệu sử dụng
Bê tông xi măng hạt mịn sử dụng trong nghiên cứu này được thiết kế với điều kiện phòng thí
nghiệm để tạo ra các mẫu bê tông cốt lưới sợi dệt các bon như trong nghiên cứu trước đây của các tác
giả [22]. Nó bao gồm cốt liệu tổng hợp silico-aluminous-calcic, chứa khoảng 40% alumin, thu được
bằng cách nấu chảy, kết hợp với xi măng mà về cơ bản bao gồm các aluminat canxi tạo thành chất kết
dính cho các ứng dụng đặc biệt. Hàm lượng canxi aluminat cao của loại xi măng này (khoảng 50%)
mang lại cho bê tông tính năng cơ học tốt. Đường kính tối đa của cốt liệu là 1,25 mm. Để tăng tính
176
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
công tác của bê tông, một lượng nhỏ phụ gia siêu dẻo và chất điều chỉnh độ nhớt đã được thêm vào
trong thành phần của nó. Tỷ lệ nước/xi măng được sử dụng là 0,35. Các tính chất cơ học của bê tông
hạt mịn được xác định bởi các thí nghiệm nén trực tiếp và kéo uốn tại 3 điểm theo tiêu chuẩn Châu
Âu BS EN 196-1. Bảng 1 dưới đây giới thiệu các đặc tính cơ học của bê tông hạt mịn ở 28 ngày.
Bảng 1. Các đặc trưng cơ học của bê tông hạt mịn [22]
Đặc trưng cơ học của bê tông hạt mịn Giá trị trung bình Độ lệch chuẩn
Nén trực tiếp (BS EN 196-1, 2005) 58,1 MPa 2,5 MPa
Kéo uốn (BS EN 196-1, 2005) 12,5 MPa 1,04 MPa
Mô đun đàn hồi 8,41 GPa 1,14 GPa
Lưới sợi dệt các bon được sản xuất công nghiệp theo dạng lưới và bán trên thị trường theo từng
cuộn như Hình 3. Kích thước của lưới theo hướng dọc và ngang là 46 mm × 41 mm. Tiết diện của các
sợi (sợi dọc cũng như sợi ngang) là 1,85 mm2. Nhờ có một lớp phủ nhựa epoxy, loại lưới sợi dệt các
bon này có các đặc tính tốt: không bị ăn mòn, dễ xử lý và sử dụng, cường độ và mô đun đàn hồi cao
khi kéo, và có liên kết cơ học đáng kể với bê tông. Các đặc trưng cơ lý của lưới cốt sợi dệt các bon
được tổng hợp trong Bảng 2.
(a) Cuộn lưới cốt sợi dệt các bon (b) Kích thước lưới sợi dệt các bon
Hình 3. Lưới cốt sợi các bon được sử dụng trong nghiên cứu
Bảng 2. Các đặc trưng cơ lý của lưới cốt sợi dệt [22]
Đặc trưng cơ lý Giá trị
Cường độ kéo (MPa) 2617
Mô đun đàn hồi (GPa) 256
Khối lượng riêng (g/cm3) 3,43
Kích thước lưới (mm × mm) 46 × 41
Loại xử lý bề mặt Nhựa epoxy
Tiết diện sợi dệt (mm2) 1,85
177
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
b. Chuẩn bị mẫu thí nghiệm
Các mẫu cho thí nghiệm kéo nhổ được chế tạo trong điều kiện phòng thí nghiệm và được gọi là
IN-F.GC1 trong nghiên cứu này. Việc chuẩn bị các mẫu thí nghiệm được thực hiện bằng kỹ thuật theo
quy trình sau: Đầu tiên, trộn vữa bê tông bằng thiết bị trộn theo quy trình. Sau đó, các tấm bê tông
hình chữ nhật có kích thước 100 mm × 300 mm × 10 mm (dài × rộng × dày) được đúc với các chiều
dài khác nhau được neo vào của lưới sợi dệt các bon trong đó. Chiều dài neo được thay đổi từ 3 cm
đến 5 cm đối với các mẫu IN-F.GC1. Khoảng chiều dài neo khảo sát này được lựa chọn phụ thuộc vào
hai yếu tố: khoảng cách giữa hai sợi ngang trong lưới và khoảng cách giữa hai vết nứt liên tiếp xuất
hiện trên mẫu bê tông cốt lưới sợi dệt tương ứng khi bị phá hủy. Sau 14 ngày, mỗi tấm mẫu được cắt
(bao gồm cả bê tông và lưới sợi dệt các bon), để thu được các mẫu có kích thước khối bê tông hạt mịn
là 100 mm × 65 mm × 10 mm (chiều dài × rộng × dày). Cả hai đầu của mẫu được dán với các tấm
nhôm (bằng keo eponal 380) để truyền tải trọng kéo lên các mẫu kéo nhổ. Cuối cùng, tất cả các mẫu
đều được dán nhãn cho các thử nghiệm ở 28 ngày tuổi.
(a) Chuẩn bị bê
tông
(b) Đổ bê tông (c) Cắt, bảo dưỡng và dán nhãn
Hình 4. Các bước chuẩn bị mẫu thí nghiệm
c. Tổng hợp mẫu thí nghiệm
Các mẫu thí nghiệm trong nghiên cứu được tổng hợp trong Bảng 3.
Bảng 3. Tổng hợp các mẫu thí nghiệm
Mẫu Kích thước [dài×rộng×dày (mm3)] Chiều dài neo (mm) Số lượng mẫu
IN-F.GC1 – 3 cm (1,2,3) 100 × 65 × 10 30 3
IN-F.GC1 – 4 cm (1,2,3) 40 3
IN-F.GC1 – 5 cm (1,2,3) 50 3
Tổng cộng 9
3. Kết quả thí nghiệm
3.1. Quan hệ lực kéo nhổ – biến dạng trượt
Hình 5 dưới đây thể hiện quan hệ giữa lực kéo nhổ và biến dạng trượt tương đối giữa lưới cốt sợi
dệt các bon và tấm bê tông hạt mịn. Kết quả cho thấy các mẫu thí nghiệm, mặc dù có chiều dài neo
của lưới cốt sợi dệt các bon khác nhau, nhưng vẫn cho ra cùng một dạng ứng xử phi tuyến gồm các
178
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
nhiều giai đoạn làm việc khác nhau. Ở giai đoạn đầu, đường quan hệ giữa lực kéo nhổ và biến dạng
trượt tương đối thẳng và dốc, có nghĩa là độ cứng của liên kết giữa hai lớp vật liệu làm hạn chế biến
dạng trượt giữa chúng. Giai đoạn tiếp theo, đường cong phi tuyến xuất hiện tương ứng với sự phá hủy
ở cấp độ vi mô của liên kết, thậm chí bắt đầu có sự phá hủy liên kết giữa lưới cốt sợi và bê tông hoặc là
có sự xuất hiện những vết nứt vi mô trong bê tông lân cận vùng liên kết. Giai đoạn cuối, là một sự suy
giảm về giá trị bằng không của lực kéo nhổ tương ứng với tăng lên nhanh chóng biến dạng trượt. Điều
này tương ứng với sự phá hủy một cách đột ngột của mẫu IN-F.GC1 được quan sát sau thí nghiệm.
Ngoài ra, trong các giai đoạn làm việc cũng có xuất hiện những sự phá hủy cục bộ của liên kết giữa
lưới cốt sợi các bon và bê tông thể hiện qua những đường lên xuống của lực kéo nhổ trên đường cong
quan hệ lực – biến dạng trượt.
(a) (b) (c)
Hình 5. Quan hệ lực kéo nhổ - biến dạng trượt của các mẫu thí nghiệm
3.2. Các đặc trưng cơ học của liên kết
Hình 6. Đường cong tiêu chuẩn lực kéo nhổ - biến
dạng trượt của các mẫu IN-F.GC1
Để xác định được các đặc trưng cơ học của liên
kết giữa lưới cốt sợi các bon với bê tông, cần xây
dựng đường cong tiêu chuẩn cho tất cả các trường
hợp chiều dài neo khác nhau. Dựa vào những phân
tích ở 3.1, có thể đưa ra đường cong tiêu chuẩn
với 3 giai đoạn làm việc: giai đoạn liên kết cứng
hoàn toàn, giai đoạn bắt đầu phá hủy liên kết, và
giai đoạn phá hủy hoàn toàn. Hình 6 dưới đây giới
thiệu đường cong tiêu chuẩn lực kéo nhổ - biến
dạng trượt của các mẫu thí nghiệm IN-F.GC1. Các
điểm I, II, III trên đường cong tiêu chuẩn được xác
định tương ứng là điểm bắt đầu phá hủy, phá hủy
vi mô và phá vỡ toàn liên kết. Lực kéo nhổ lớn nhất
được xác định bằng giá trị lực tương ứng với điểm
II. Giá trị lực kéo nhổ trung bình trên một đơn vị chiều dài (Ttb) được xác định bằng tỷ số giữa lực
kéo nhổ lớn nhất với chiều dài neo của lưới cốt sợi dệt các bon trong bê tông. Năng lượng phá hủy
của liên kết được xác định bằng công của lực tác dụng, được xác định qua diện tích miền giới hạn bởi
đường cong “lực kéo nhổ - biến dạng trượt” và trục biến dạng (Hình 6). Dựa vào cách xác định như
trên, các đặc trưng cơ học của liên kết được xác định cho các trường hợp chiều dài neo và được giới
thiệu trong Bảng 4.
179
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 4. Các đặc trưng cơ học của liên kết giữa lưới cốt sợi các bon và bê tông
Mẫu thí nghiệm
Điểm I Điểm II Điểm III Gt
(N.mm)
Ttb
(N/mm)Lực
(N)
Biến dạng
(mm)
Lực
(N)
Biến dạng
(mm)
Lực
(N)
Biến dạng
(mm)
IN-F.GC1, h = 3 cm-1 2200 0,361 2340 0,796 0,00 2,721 3636,80 78,00
IN-F.GC1, h = 3 cm-2 1995 0,235 2200 1,172 0,00 2,751 3936,67 73,33
IN-F.GC1, h = 3 cm-3 1900 0,389 2125 0,929 0,00 2,431 3052,18 70,83
Giá trị trung bình 2032 0,328 2222 0,966 0,00 2,634 3541,88 74,06
Độ lệch chuẩn 153 0,082 109 0,191 0,00 0,177 449,82 3,64
% 7,55 24,98 4,91 19,74 - 6,71 12,70 4,91
IN-F.GC1, h = 4 cm-1 2015 0,255 2763 0,822 0,00 2,785 4322,73 69,06
IN-F.GC1, h = 4 cm-2 2250 0,215 3125 0,785 0,00 3,445 5930,00 78,13
IN-F.GC1, h = 4 cm-3 2400 0,205 2975 0,675 0,00 2,565 4320,50 74,38
Giá trị trung bình 2222 0,225 2954 0,761 0,00 3,190 4857,74 73,85
Độ lệch chuẩn 194 0,026 182 0,076 0,00 0,465 928,60 4,55
% 8,73 11,76 6,17 10,05 - 14,58 19,12 6,17
IN-F.GC1, h = 5 cm-1 2075 0,225 3025 1,040 0,00 3,498 6029,41 60,50
IN-F.GC1, h = 5 cm-2 2250 0,325 3501 1,150 0,00 3,258 6427,63 70,02
IN-F.GC1, h = 5 cm-3 2250 0,235 3328 1,037 0,00 3,455 6523,90 66,55
Giá trị trung bình 2192 0,262 3285 1,075 0,00 3,404 6326,98 65,69
Độ lệch chuẩn 101 0,055 241 0,064 0,00 0,128 262,16 4,82
% 4,61 21,05 7,34 5,96 3,76 4,14 7,34
3.3. Hình thái phá hoại mẫu
Hình 7 thể hiện hình ảnh phá hoại của mẫu IN-F.GC1 sau khi bị phá hủy (Hình 7(a)) và khi bỏ đi
lớp bê tông bên ngoài (Hình 7(b)). Có thể thấy rằng, các mẫu thí nghiệm bị phá hủy chủ yếu do lớp
bê tông bao quanh liên kết với lưới cốt sợi dệt các bon bị nứt ra, đồng thời do năng lượng làm việc lớn
(a) (b)
Hình 7. Dạng phá hủy của các mẫu IN-F.GC1
180
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
dẫn đến sự giải phóng liên kết một cách đột ngột. Điều này có thể thấy trong giai đoạn thứ 3, lực kéo
nhổ giảm về giá trị bằng không một cách đột ngột đồng thời mẫu được tách ra thành hai phần. Có thể
thấy rằng, nhờ vào lớp nhựa xử lý bề mặt lưới cốt sợi, cường độ liên kết giữa nó với bê tông là tương
đối tốt, liên kết chỉ bị phá hủy khi lớp bê tông xung quanh bị phá hủy.
4. Thảo luận
4.1. Ảnh hưởng của xử lý sợi bằng keo epoxy
Khi xem xét các đường cong lực kéo nhổ - biến dạng trượt của các mẫu IN-F.GC1 so với đường
cong theo lý thuyết được đưa ra trong phần đặt vấn đề, có thể thấy sự khác biệt là không có giai đoạn
ma sát giữa hai lớp vật liệu trước khi mẫu bị phá hủy (Hình 5). Sự khác biệt này có thể được giải thích
bởi lý do từ việc xử lý lưới cốt sợi dệt các bon bằng cách ngâm tẩm chúng trong keo epoxy. Việc xử
lý này cải thiện rất lớn độ cứng và độ bền của lưới dệt các bon, do đó có thể coi biến dạng do lực kéo
trong lưới cốt sợi dệt các bon là không đáng kể. Vì vậy, khi lực kéo nhổ tăng đến một giá trị nào đó,
liên kết giữa lưới các bon với tấm bê tông hạt mịn gần như bị phá vỡ cùng một lúc dọc theo chiều dài
neo. Hơn nữa, khi quan sát dạng phá hủy của mẫu IN-F.GC1, nhận thấy toàn bộ phần bê tông phía
ngoài liên kết bị bong bật ra (Hình 7(a)). Đây là kết quả của quá trình giải phóng năng lượng Gf kết
hợp với sự xuất hiện vết nứt vi mô của các vùng bê tông hạt mịn lân cận liên kết. Điều này chứng tỏ
cường độ liên kết giữa lưới sợi các bon và bê tông được cải thiện đáng kể do lớp phủ epoxy này và dẫn
tới bê tông lân cận liên kết chịu các ứng suất cắt từ lực kéo nhổ. Các lý do trên đây dẫn đến một sự phá
hủy giòn trong giai đoạn cuối so với một sự phá hủy chậm rãi do ma sát trượt giữa hai lớp vật liệu.
4.2. Ảnh hưởng của chiều dài neo đến các đặc trưng cơ học của liên kết
Đối với ảnh hưởng của chiều dài neo đến các đặc tính của liên kết, có thể thấy rằng lực kéo nhổ
lớn nhất tăng dần khi chiều dài này tăng lên. Tuy nhiên, xu hướng này không phải là tuyến tính mà
phi tuyến có xu hướng tiệm cận với một đường thẳng song song với trục biến dạng. Qua khảo sát ở
những nghiên cứu trước đây [13], khi chiều dài neo dài hơn một giá trị giới hạn nào đó, giá trị của lực
kéo nhổ không còn phụ thuộc vào chiều dài neo nữa mà phụ thuộc vào những yếu tố khác như cường
độ của sợi hoặc bê tông hạt mịn. Kết quả này cho thấy, chiều dài neo có hiệu của lưới cốt sợi các bon
GC1 trong bê tông hạt mịn là lớn hơn 5cm.
(a) Lực kéo nhổ với chiều dài neo (b) Năng lượng phá hủy với chiều dài neo
Hình 8. Ảnh hưởng của chiều dài neo đến các đặc tính của liên kết
181
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Quan sát Hình 8(a), có thể thấy việc tăng chiều dài neo dẫn tới việc kéo dài giai đoạn phá hủy của
liên kết, thể hiện qua khoảng cách giữa hai giá trị lực kéo nhổ được tăng lên. Ảnh hưởng của chiều dài
neo đến giá trị năng lượng phá hủy của liên kết được thể hiện trong Hình 8(b). Theo đó, sự gia tăng
một cách tuyến tính giá trị này được thấy đối với các mẫu IN-F.GC1, từ 3541,88 N.mm với chiều dài
neo bằng 3 cm đến 6326,98 N.mm đối với chiều dài neo 5 cm.
5. Kết luận
Bài báo giới thiệu những kết quả thực nghiệm liên quan đến ứng xử kéo nhổ của lưới sợi dệt các
bon trong tấm bê tông hạt mịn với các chiều dài neo khác nhau. Theo kết quả thực nghiệm thu được,
một số kết luận có thể được rút ra cho nghiên cứu này như sau:
Liên kết dính bám giữa lưới cốt sợi các bon và tấm bê tông hạt mịn cho ra ứng xử phi tuyến gồm
các giai đoạn làm việc khác nhau với tất cả các mẫu có chiều dài neo khác nhau, từ liên kết cứng hoàn
toàn rồi bắt đầu mềm dần và cuối cùng phá hủy một cách đột ngột.
Các đặc tính của liên kết giữa lưới dệt các bon neo trong bê tông hạt mịn có thể được xác định từ
các đường cong quan hệ lực kéo nhổ - biến dạng trượt, bao gồm lực và biến dạng trượt tương ứng với
các điểm đặc trưng trên đường cong, năng lượng phá hủy liên kết, và cường độ trung bình của liên kết
trên một đơn vị chiều dài neo.
Ảnh hưởng của việc xử lý lưới các bon bằng keo epoxy cũng được làm rõ qua sự cải thiện độ bền
và độ cứng của lưới sợi các bon và sự phá hủy mẫu một cách đột ngột của mẫu, dẫn tới không có giai
đoạn trượt giữa hai lớp vật liệu như trong các đường cong thông thường.
Liên quan đến ảnh hưởng của chiều dài neo đến các đặc tính cơ học của liên kết, có thể thấy rằng
giá trị này tăng lên làm kéo dài giai đoạn phá hủy liên kết thể hiện qua khoảng cách giữa các lực kéo
nhổ tăng lên. Ngoài ra, năng lượng phá hủy cũng tăng lên một cách gần như tuyến tính với chiều dài
neo.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu này được thực hiện với sự hỗ trợ tài chính và trang thiết bị vật tư của phòng thí nghiệm
Vật liệu Composite cho ngành Xây dựng (LMC2) – ĐH Lyon 1 cho các các thử nghiệm và sự hỗ trợ
tài chính của Bộ Giáo dục & Đào tạo Việt Nam cho tác giả chính của bài báo.
Tài liệu tham khảo
[1] Contamine, R., Larbi, A. S., Hamelin, P. (2011). Contribution to direct tensile testing of textile reinforced
concrete (TRC) composites. Materials Science and Engineering: A, 528(29-30):8589–8598.
[2] Mobasher, B., Dey, V., Cohen, Z., Peled, A. (2014). Correlation of constitutive response of hybrid textile
reinforced concrete from tensile and flexural tests. Cement and Concrete Composites, 53:148–161.
[3] Soranakom, C., Mobasher, B. (2008). Correlation of tensile and flexural responses of strain softening and
strain hardening cement composites. Cement and Concrete Composites, 30(6):465–477.
[4] Du, Y., Zhang, M., Zhou, F., Zhu, D. (2017). Experimental study on basalt textile reinforced concrete
under uniaxial tensile loading. Construction and Building Materials, 138:88–100.
[5] Contamine, R. (2011). Contribution à l’étude du comportement mécanique de composites textile-mortier:
application à la réparation et/ou renforcement de poutres en béton armé vis-à-vis de l’effort tranchant.
PhD thesis, Université Claude Bernard-Lyon I.
[6] Peled, A. (2016). Bonds in textile-reinforced concrete composites. Textile Fibre Composites in Civil
Engineering, Elsevier, 63–99.
182
Tiến, T. M., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[7] Peled, A., Bentur, A., Yankelevsky, D. (1998). Effects of Woven Fabric Geometry on the Bonding Perfor-
mance of Cementitious Composites: Mechanical Performance. Advanced Cement Based Materials, 7(1):
20–27.
[8] Barhum, R., Mechtcherine, V. (2012). Effect of short, dispersed glass and carbon fibres on the behaviour
of textile-reinforced concrete under tensile loading. Engineering Fracture Mechanics, 92:56–71.
[9] Manh, T. T., Ngoc, T. D., Xuan, H. V. (2021). A state-of-the art review of tensile behavior of the textile-
reinforced concrete composite. Transport and Communications Science Journal, 72(1):127–142.
[10] Tien, T. M., Vu, X. H., Lam, D. P., Tho, P. D. (2021). A 3-D finite element modeling for the textile-
reinforced concrete plates under tensile load using a non-linear behaviour for cementitious matrix. Journal
of Science and Technology in Civil Engineering (STCE) - HUCE, 15(1):67–78.
[11] Tran, M. T., Vu, X. H., Ferrier, E. (2021). Experimental and numerical investigation of carbon tex-
tile/cementitious matrix interfacebehaviourfrom pull-out tests. Construction and Building Materials, 282:
122634.
[12] Hallonet, A. (2016). Développement et caractérisation d’un matériau composite à base de fibres de lin:
application au renforcement de structures en béton par collage externe. PhD thesis, Université de Lyon.
[13] Teklal, F., Djebbar, A., Allaoui, S., Hivet, G., Joliff, Y., Kacimi, B. (2018). A review of analytical models
to describe pull-out behavior – Fiber/matrix adhesion. Composite Structures, 201:791–815.
[14] Ferreira, S. R., Pepe, M., Martinelli, E., de Andrade Silva, F., Filho, R. D. T. (2018). Influence of nat-
ural fibers characteristics on the interface mechanics with cement based matrices. Composites Part B:
Engineering, 140:183–196.
[15] Ferreira, S. R., de Andrade Silva, F., Lima, P. R. L., Filho, R. D. T. (2015). Effect of fiber treatments
on the sisal fiber properties and fiber–matrix bond in cement based systems. Construction and Building
Materials, 101:730–740.
[16] Lu, M., Xiao, H., Liu, M., Li, X., Li, H., Sun, L. (2018). Improved interfacial strength of SiO2 coated
carbon fiber in cement matrix. Cement and Concrete Composites, 91:21–28.
[17] de Andrade Silva, F., Butler, M., Hempel, S., Filho, R. D. T., Mechtcherine, V. (2014). Effects of elevated
temperatures on the interface properties of carbon textile-reinforced concrete. Cement and Concrete
Composites, 48:26–34.
[18] Zhandarov, S., Ma¨der, E. (2005). Characterization of fiber/matrix interface strength: applicability of
different tests, approaches and parameters. Composites Science and Technology, 65(1):149–160.
[19] Quyền, C. M., Huy, N. X., Khương, L. N., Giang, N. H. (2021). Ảnh hưởng của hình dạng tiết diện đến
hiệu quả gia cường cột ngắn bê tông bằng bê tông cốt lưới dệt. Hội nghị Khoa học toàn quốc Cơ học vật
rắn lần thứ XV.
[20] Cường, N. H., Quang, N. Đ., Hiệp, V. V. (2017). Nghiên cứu thực nghiệm xác định ứng xử dính bám giữa
lưới sợi các-bon với các loại bê tông hạt mịn sử dụng cát quartz và cát biển. Tạp chí Khoa học Giao thông
vận tải, 59.
[21] Hải, N. T. (2018). Nghiên cứu thực nghiệm xác định cường độ dính bám của bê tông cát biển với cốt lưới
dệt sợi các bon. Báo cáo tổng kết đề tài cấp cơ sở, Đại học Giao thông vận tải Hà Nội.
[22] Tran, M. T., Vu, X. H., Ferrier, E. (2019). Mesoscale experimental investigation of thermomechanical
behaviour of the carbon textile reinforced refractory concrete under simultaneous mechanical loading and
elevated temperature. Construction and Building Materials, 217:156–171.
183