Tối ưu hóa thành phần bê tông sử dụng tro xỉ nhiệt điện và bột ngói đất sét nung ở nhiệt độ cao

 lượng thể tích của hỗn hợp hạt tăng dần và nếu tăng thời gian đầm > 90s
thì giá trị khối lượng thể tích của hỗn hợp hạt có xu hướng giảm do sau khi đạt được mức độ lèn chặt,
rung động sẽ làm hỗn hợp hạt lỏng lẻo.
Để tìm mối quan hệ thống kê giữa giữa khối lượng thể tích của hỗn hợp hạt và thành phần hạt để
dự đoán khối lượng thể tích của hỗn hợp hạt khi đầm rung 90s cũng như tìm thành phần hạt hợp lý,
phân tích hồi quy tuyến tính với biến phụ thuộc là khối lượng thể tích và một biến độc lập là thành
phần hạt thông qua chỉ số n được áp dụng. Sử dụng công cụ là phần mềm Matlab 2016 và phân tích
phương sai đánh giá độ tin cậy của mô hình. Lựa chọn mô hình hồi quy có dạng: y = bo + b1x + b2x2
với x là chỉ số mức n. Phương trình tương quan tương quan khối lượng thể tích của hỗn hợp cốt liệu
thể hiện ở phương trình (10).
y = 737,45 + 1317,7x − 1869,9x2 (10)
Phân tích phương sai (F = 42,6, p = 4,04e−8 < 0,05). Mức độ dự đoán biến phụ thuộc mô hình
tốt, trên 80% (R2 = 0,802). Giải phương trình hồi quy, hỗn hợp cốt liệu cho giá trị khối lượng thể tích
lớn nhất là 969,6 kg/m3 tại n = 0,352 tương ứng cỡ hạt 1,25÷2,5 là 21,7%, 0,63÷1,25 mm là 13,2%,
0,315÷0,63 mm là 10,4%, 0,14÷0,315 mm là 9,4% và nhỏ hơn 0,14 mm là 28,4%. Trong khi đó, công
bố của Phuong về thành phần hạt cốt liệu cho bê tông chịu nhiệt cho rằng, n = 0,43 tương ứng chế độ
đầm chặt 60s cho khối lượng thể tích hỗn hợp hạt cốt liệu là 1706,5 kg/m3 với tro xỉ Cẩm Phả (Quảng
Ninh) [24], n = 0,387 tương ứng chế độ đầm chặt 90s cho khối lượng thể tích hỗn hợp hạt cốt liệu là
1313,2 kg/m3 với tro xỉ Duyên Hải (Trà Vinh) [25]. Cốt liệu tro xỉ trong nghiên cứu có tính năng nhẹ
cũng như độ rỗng lớn, hạt càng thô thì độ rỗng trong hạt lớn dẫn đến khối lượng thể tích hạt và hỗn
hợp hạt càng nhỏ so với các loại tro xỉ Cẩm Phả, Duyên Hải nên chỉ số n nhỏ hơn sẽ đạt được mức độ
tối ưu về thành phần hạt. Thực nghiệm nhằm kiểm tra kết quả lý thuyết cho thấy các giá trị sau khác
130
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
nhau không nhiều. Hỗn hợp cốt liệu có khối lượng thể tích 983,8 kg/m3. Sử dụng phương pháp thể
tích nước tuyệt đối, độ rỗng giữa hạt thực tế của hỗn hợp hạt là 44,4%, độ rỗng hở thực tế 5,8%. Độ
rỗng giữa hạt cốt liệu được xác định cho phép tính toán được lượng vữa bao bọc cũng như lèn giữa
các hạt cốt liệu. Đây là thông số để tính toán thành phần bê tông.
3.2. Thành phần chất kết dính
Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt độ đến cường độ nén của các mẫu chất kết dính thể hiện
trong Hình 2 và Hình 3.
Hình 2. Cường độ nén của mẫu ở các cấp nhiệt độ Hình 3. Cường độ nén còn lại của mẫu ở các cấp
nhiệt độ so với ở 100 ◦C
Ở nhiệt độ thường, hàm lượng phụ gia khoáng thay thế xi măng càng lớn thì cường độ nén của
mẫu giảm so với mẫu đối chứng PC. Điều này có thể giải thích, khi cho phụ gia bột ngói vào nước thì
hầu hết các thành phần của nó không bị thủy hóa nên sẽ làm giảm hoạt tính của mẫu. Sấy và đốt nóng
mẫu đến 100÷200 ◦C thì cường độ của mẫu tăng dần. Ở khoảng nhiệt độ này xảy ra sự mất nước tự
do, nước vật lý [2] làm đá xi măng co lại làm tăng độ chặt, đồng thời nước tự do tách ra thúc đẩy quá
trình thủy hóa của PC làm tăng cường độ, lúc này giá trị cường độ nén mẫu PC ở 200 ◦C đạt 123,7%
so với giá trị cường độ nén ở 100 ◦C, với các mẫu chất kết dính sử dụng FA và FGT thì giá trị cường
độ nén còn lại là 121,9÷134,6% (Hình 3).
Từ 200÷400 ◦C, mẫu PC có sự suy giảm cường độ mạnh do sự tách nước vật lý và nước hóa học
[2], cường độ nén còn lại 77,7%. Các mẫu chứa FA và FGT thì sự tăng hay giảm cường độ nén phụ
thuộc vào loại và hàm lượng phụ gia. Mẫu F40T10 có cường độ tăng cao nhất 114% trong khi mẫu
F10T20 thì cường độ mất 5,8%. Nguyên nhân của sự tăng cường độ trong giai đoạn này là trong mẫu
này có các khoáng mới sinh ra do phản ứng giữa các thành phần của phụ gia khoáng và Ca(OH)2 có
trong đá xi măng [30]. Từ 400÷600 ◦C, cường độ nén của các mẫu tiếp tục suy giảm. Cường độ mẫu
PC còn lại 51,6%, mẫu F40T10 có sự mất cường độ nhỏ nhất, cường độ còn lại là 94,5%. Trong giai
đoạn này, sự phân hủy Ca(OH)2 thành CaO tự do và xảy ra phản ứng khi gặp hơi ẩm trong không
khí là nguyên nhân gây ra các vết nứt tế vi, làm tăng thể tích mẫu, làm cường độ mẫu giảm mạnh
[12]. Từ 600÷800 ◦C, sự phân hủy C–S–H hình thành βC2S và phân hủy CaCO3 [2, 14] làm giá trị
khối lượng mẫu giảm và co ngót tăng, cường độ nén của mẫu PC còn lại 29,4%, từ 49,3÷68,5 với các
mẫu chứa FA và FGT. Ở khoảng nhiệt độ này, mẫu F20T10 có cường độ nén cao nhất là 37,7 MPa
(Hình 2), còn lại 68,5% so với cường độ nén ở 100 ◦C.
Để tìm mối quan hệ thống kê giữa giữa cường độ nén của đá chất kết dính và hàm lượng phụ gia
khoáng để dự đoán cường độ nén ở 800 ◦C cũng như tìm hàm lượng phụ gia khoáng hợp lý, phân tích
131
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
hồi quy tuyến tính đơn giản với biến phụ thuộc là cường độ nén và một biến độc lập là hàm lượng phụ
gia khoáng được áp dụng. Lựa chọn mô hình hồi quy có dạng: y = bo +b1x1 +b2x2 +b12x1x2 +b1x21 +
b2x22 với x1 là hàm lượng FA, x2 là hàm lượng FGT. Phân tích ý nghĩa của phương trình tương quan
nhận thấy ảnh hưởng của hệ số x1x2 khá nhỏ nên định dạng lại. Phương trình tương quan tương quan
cường độ nén của đá chất kết dính thể hiện ở phương trình (11).
y = 18,7002 + 1,15574x1 + 0,2984x2 − 0,0354x21 − 0,0121x22 (11)
Phân tích phương sai (F = 165, p = 7,08e−26 < 0,05). Mức độ dự đoán biến phụ thuộc mô hình
tốt, trên 90% (R2 = 0,937). Giải phương trình tương quan, hàm lượng phụ gia khoáng là FA = 22%,
FGT = 12,3% cho cường độ nén cao nhất ở 800 ◦C là 37,7 MPa. Kiểm tra lại bằng thực nghiệm, mẫu
chứa hàm lượng phụ gia khoáng trên có cường độ nén 39,7 MPa tại khoảng nhiệt độ 800 ◦C, không
sai khác nhiều so với kết quả tính toán lý thuyết. Bên cạnh đó, tác giả Hamdy El-Didamony [31] cho
rằng, mẫu chất kết dính chứa 5% bột gạch và 15% FA thì cho cường độ nén ở 800 ◦C cao hơn các tỷ
lệ còn lại, nhưng nhỏ hơn mẫu chứa 20% FA.
3.3. Thành phần bê tông
a. Tính toán cấp phối bê tông
Nhiệm vụ thiết kế là cường độ bê tông đạt 20 MPa ở tuổi 7 ngày (sau sấy ở 100 ◦C), độ sụt của
hỗn hợp bê tông là 1÷2 cm (tương ứng độ cứng 25÷35s). Lựa chọn thành phần bê tông với tỷ lệ
FA/FGT/PC là 22/12,3/65,7 có Ntc = 30,5%, thành phần hạt với n = 0,352 có khối lượng thể tích đầm
chặt thực nghiệm là 983,8 kg/m3, độ rỗng thực tế giữa hạt là 44,4%. Cấp phối sơ bộ của bê tông được
tính toán theo công thức của Melnhicop [7].
Bảng 6. Cấp phối của bê tông
Cấp phối CA, kg PC, kg FA, kg FGT, kg N, lít PGSD, lít
Sơ bộ 885,6 417,0 139,9 78,3 348,5 -
Hiệu chỉnh 1024,9 363,8 122,1 68,3 304,8 5,5
trong đó, N là nước, PGSD là phụ gia siêu dẻo.
Cấp phối tính toán sơ bộ cho hỗn hợp bê tông có độ cứng cao. Điều chỉnh tính công tác bằng cách
sử dụng phụ gia siêu dẻo ADVA® CAST 5388V. Bê tông có cường độ nén ở 100 ◦C khoảng 35÷41
MPa. Lượng dùng chất kết dính lớn nên các tác giả tiến hành điều chỉnh thành phần bê tông sao cho
tiết kiệm lượng dùng xi măng, giảm độ co ngót, tăng độ bền nhiệt của sản phẩm cũng như đảm bảo
giá thành cho bê tông. Cấp phối sơ bộ và sau khi hiệu chỉnh của bê tông được thể hiện ở Bảng 6.
b. Quy hoạch thực nghiệm
Để tìm cấp phối tối ưu cho bê tông làm việc ở nhiệt độ cao, tiến hành lập phương trình hồi quy
theo kế hoạch bậc hai tâm xoay của Box và Hunter [29] kết hợp phần mềm Maple 17.0. Chọn hàm
mục tiêu là cường độ nén, khối lượng thể tích và độ co ngót của bê tông ở nhiệt độ 800 ◦C, yếu tố
chính ảnh hưởng đến hàm mục tiêu là N/CKD và thành phần hạt cốt liệu (thể hiện qua chỉ số n). Các
kết quả nghiên cứu khảo sát cho thấy N/CKD = 0,51÷0,59 thì hỗn hợp bê tông có độ cứng khoảng
20÷37s. Chọn tỷ lệ N/CKD = 0,55 là tâm quy hoạch, khoảng quy hoạch (∆Z j) là 0,02. Lượng dùng
PGSD được tính theo lượng dùng chất kết dính. Theo kết quả thực nghiệm, n = 0,33÷0,40 tương ứng
với thời gian làm chặt 90s cho hỗn hợp hạt cốt liệu có độ đặc cao và theo kết quả nghiên cứu lý thuyết
132
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
thì n = 0,352 cho hỗn hợp hạt có mật độ cao nhất. Tác giả lựa chọn n = 0,352 làm tâm quy hoạch và
∆Z j là 0,02. Sự mã hoá các biến cùng các mức quy hoạch thực nghiệm tính chất của bê tông thể hiện
ở Bảng 7. Kế hoạch thực nghiệm các tính chất của bê tông thể hiện ở Bảng 8.
Bảng 7. Bảng mã hóa quy hoạch thực nghiệm tính chất bê tông
Nhân tố Biến mã hóa
Các mức quy hoạch
∆Z j
1,414 −1 0 1 1,414
N/CKD
(PGSD)
x1 0,52
(1,42)
0,53
(1,30)
0,55
(1,00)
0,57
(0,70)
0,58
(0,58)
0,02
(0,3)
Chỉ số n x2 0,324 0,332 0,352 0,372 0,380 0,02
Bảng 8. Kế hoạch thực nghiệm tính chất của bê tông
STT
Biến mã
Tính chất hỗn hợp
bê tông
Tính chất bê tông
ở 100 ◦C
Tính chất bê tông
ở 800 ◦C
x1 x2 ĐC, s γo, kg/m3 Rn, MPa γo, kg/m3 Rn, MPa γo, kg/m3 Cl, %
1 1 1 28 1794,1 24,0 1455,6 14,0 1415,4 0,40
2 1 −1 27 1793,4 24,5 1445,8 13,5 1409,2 0,42
3 −1 1 37 1819,2 27,8 1497,7 16,4 1441,1 0,27
4 −1 −1 35 1820,0 23,9 1466,5 13,7 1410,5 0,42
5 1,414 0 24 1796,6 24,8 1461,6 14,0 1421,5 0,39
6 −1,414 0 29 1821,3 25,7 1484,8 14,6 1430,5 0,37
7 0 1,414 29 1806,8 23,6 1466,4 13,8 1417,2 0,42
8 0 −1,414 27 1804,9 24,5 1426,3 12,9 1411,8 0,43
9 0 0 30 1814,4 27,4 1454,4 16,1 1445,3 0,25
10 0 0 28 1812,2 26,9 1450,5 15,5 1447,7 0,29
11 0 0 29 1814,0 26,9 1458,9 15,2 1443,9 0,30
12 0 0 31 1818,2 27,9 1467,5 15,8 1447,6 0,28
13 0 0 30 1819,8 27,9 1468,4 16,0 1449,6 0,26
trong đó, ĐC là độ cứng của hỗn hợp bê tông (s); Rn là cường độ nén (MPa); γo là khối lượng thể tích (kg/m3);
Cl là độ co dài (%).
Lựa chọn mô hình hồi quy có dạng: y = bo + b1x1 + b2x2 + b12x1x2 + b1x21 + b2x
2
2. Sử dụng phần
mềm Maple 17.0 thiết lập được các phương trình hồi quy các tính chất bê tông ở 800 ◦C. Kiểm tra ý
nghĩa của các hệ số theo chuẩn Student, các phương trình hồi quy (12)–(14) được xác định.
yRn = 15,6939 − 0,405x1 + 0,5519x2 − 1,0359x1x2 − 0,5582x21 − 1,0359x22 (12)
yγo = 1446,82 + 5,5553x2 − 10,7113x21 − 16,463x22 (13)
yC = 0,276 + 0,0198x1 − 0,023x2 + 0,0325x1x2 + 0,0458x21 + 0,0683x22 (14)
Kiểm tra sự tương hợp của các phương trình (12)–(14) theo chuẩn (Fischer) [29]. Giá trị được tính
lần lượt là 3,43, 1,12 và 4,63 đều nhỏ hơn giá trị F tra bảng nên các phương trình tương hợp với bức
tranh thực nghiệm. Đồ thị biểu diễn các phương trình thể hiện ở Hình 4.
133
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 4a Hình 4b 
Hình 4c 
(a) Cường độ nén
Hình 4a Hình 4b 
Hình 4c 
(b) Khối lượng thể tích
Hình 4a Hình 4b 
Hình 4c 
(c) Độ co ngót
Hình 4. Đồ thị biểu diễn các phương trình hồi quy tính chất của bê tông ở 800 °C
Dựa vào các phương trình hồi quy (12)–(14), x1 ảnh hưởng theo hàm số đảo đến cường độ và ảnh
hưởng theo hàm số thuận với độ co, tức là N/CKD càng tăng thì cường độ nén giảm và độ co tăng lên.
Sự ảnh hưởng này giống quy luật của bê tông thường. Trong khi đó, x2 ảnh hưởng đến hàm mục tiêu
nhiều hơn, thành phần hạt với chỉ số n lớn sẽ cho mẫu bê tông có cường độ và khối lượng thể tích cao
hơn, độ co nhỏ. Lúc này, thành phần hạt hợp lý không phải giá trị lựa chọn ở tâm quy hoạch. Chỉ số
n tăng, độ rỗng giữa hạt của hỗn hợp cốt liệu tăng lên. Tuy nhiên, hỗn hợp hạt có giá trị độ rỗng giữa
hạt lớn đôi khi sẽ tăng độ bền nhiệt cũng như cường độ của bê tông do những ứng suất nhiệt phát sinh
sẽ “tắt” ở những bề mặt phân chia pha. Sự sắp xếp của các hạt sẽ tạo ra các kẽ nứt tế vi làm tăng biên
độ dao động của các hạt khi đốt nóng và làm nguội sản phẩm.
Bảng 9. Kết quả tính toán theo lý thuyết về thành phần và tính chất của bê tông
CP
Tỷ lệ vật liệu Tính chất bê tông ở 800 ◦C
N/CKD n PGSD Rn, MPa γo, kg/m3 C, %
1 0,54 0,358 1,18 15,9 - -
2 0,55 0,353 1,00 - 1447,3 -
3 0,54 0,355 1,09 - - 0,27
trong đó, “-” là không xác định.
Bảng 10. Kết quả thực nghiệm về tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông
CP
Tính chất hỗn hợp bê tông Tính chất bê tông ở 100 ◦C Tính chất bê tông ở 800 ◦C
ĐC, s γo, kg/m3 Rn, MPa γo, kg/m3 Rn, MPa γo, kg/m3 C, %
1 28 1820,3 27,5 1463,2 15,0 1447,5 0,27
2 30 1822,5 27,4 1468,2 14,9 1449,0 0,27
3 31 1832,6 27,3 1478,6 16,5 1448,9 0,29
Giải các phương trình hồi quy, tỷ lệ vật liệu thành phần bê tông được thể hiện trong Bảng 9. Kết
quả thực nghiệm tính chất cơ lý của bê tông ở 800 ◦C không sai khác nhiều so với kết quả tính toán lý
thuyết theo phương trình hồi quy, thể hiện ở Bảng 10.
134
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Dựa trên kết quả kiểm tra tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông, lựa chọn thành phần vật liệu
tối ưu cho bê tông là cấp phối 1. Ở 800 ◦C, bê tông lúc này có cường độ nén là 15,0 MPa, còn lại trên
50% so với cường độ nén ở 100 ◦C nên bê tông đảm bảo yêu cầu về khả năng chịu lực. Độ co ngót của
bê tông khi nung khá nhỏ là 0,27%. Sự mất khối lượng của bê tông thấp, giá trị khối lượng thể tích
của bê tông là 1447,5 kg/m3, còn lại trên 90% so với giá trị ở 100 ◦C. Bên cạnh đó, một số nghiên cứu
về bê tông thường, cường độ nén chỉ còn lại khoảng 10÷20% ở khoảng nhiệt độ này [3, 4]. Chứng tỏ
việc sử dụng tro xỉ nhiệt điện và bột ngói đất sét nung đã cải thiện cường độ nén của bê tông ở nhiệt
độ cao. Kết quả nghiên cứu của tác giả Demirel [16] cho thấy bê tông sử dụng đá bọt và silica fume
có giá trị cường độ suy giảm mạnh ở khoảng 800 ◦C, chỉ còn lại khoảng 22,1÷24,6% so với ở nhiệt
độ thường.
4. Kết luận
Một số kết luận sau đây được rút ra dựa trên kết quả thực nghiệm được trình bày trong bài báo
này.
- Thành phần hạt cốt liệu từ CA cho bê tông làm việc ở nhiệt độ cao được thiết kế đơn giản dựa
vào công thức tính toán Andersen kết hợp với các chế độ đầm rung 0s, 30s, 60s, 90s và 120s để tìm
mật độ cao nhất.
- Các phụ gia khoáng mịn như FA, FGT có thể cải thiện cường độ nén của đá chất kết dính. Từ
200÷800 ◦C, mẫu F20T10 có giá trị cường độ nén cao nhất, gấp 1,2÷2 lần so với mẫu PC.
- Phương trình tương quan giữa khối lượng thể tích hỗn hợp hạt và thành phần hạt, cường độ nén
chất kết dính ở 800 ◦C và hàm lượng phụ gia khoáng được thiết lập, mức độ dự đoán biến phụ thuộc
mô hình tốt. Thông qua các phương trình này, thành phần hạt với n = 0,352 cho khối lượng thể tích
hỗn hợp hạt cao nhất, chất kết dính với thành phần hợp lý FA = 22%, FGT = 12,3% có thể làm việc
đến 800 ◦C.
- Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm tìm được thành phần tối ưu chế tạo bê tông có thể
làm việc đến 800 ◦C với n = 0,358, CA 1020,8 kg, PC 368,6 kg, FA 123,7 kg, FGT 69,2 kg, N 303,3
l và PGSD 6,6 l. Bê tông có cường độ nén còn lại trên 50%, khối lượng thể tích còn lại trên 90% so
với giá trị ở 100 ◦C và độ co ngót nhỏ hơn 1%.
- Mức độ ảnh hưởng của thành phần hạt cốt liệu từ tro xỉ nhiệt điện đến một số tính chất cơ lý của
bê tông làm việc ở nhiệt độ cao lớn hơn so với yếu tố N/CKD.
Tài liệu tham khảo
[1] Krishna, D. A., Priyadarsini, R. S., Narayanan, S. (2019). Effect of Elevated Temperatures on the Me-
chanical Properties of Concrete. Structural Integrity, 14:384–394.
[2] Hager, I. (2013). Behaviour of cement concrete at high temperature. Bulletin of the Polish Academy of
Sciences: Technical Sciences, 61(1):145–154.
[3] Schneider, U. (1988). Concrete at high temperatures — A general review. Fire Safety Journal, 13(1):
55–68.
[4] Xiao, J., Ko¨nig, G. (2004). Study on concrete at high temperature in China—an overview. Fire Safety
Journal, 39(1):89–103.
[5] Budnikov, P. P., Savel'yev, V. G. (1962). Refractory concretes with a barium aluminate binder. Refracto-
ries, 3(9-10):314–317.
[6] Hager, I., Tracz, T., S´liwin´ski, J., Krzemien´, K. (2015). The influence of aggregate type on the phys-
ical and mechanical properties of high-performance concrete subjected to high temperature. Fire and
Materials, 40(5):668–682.
135
Phượng, Đ. T., Đức, V. M. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[7] Nekrasov, K. D., Tarasova, A. P. (1969). Heat-resistant concrete using Portland cement. Construction
Publisher, Moscow (in Russian).
[8] Netinger, I., Kesegic, I., Guljas, I. (2011). The effect of high temperatures on the mechanical properties
of concrete made with different types of aggregates. Fire Safety Journal, 46(7):425–430.
[9] Aydın, S. (2008). Development of a high-temperature-resistant mortar by using slag and pumice. Fire
Safety Journal, 43(8):610–617.
[10] Anghelescu, L., Cruceru, M., Diaconu, B. (2017). Bottom ash as granular aggregate to manufacturing of
lightweight heat resistant concretes. International Journal of Energy and Environment, 11:168–171.
[11] Yu¨ksel, I., Siddique, R., O¨zkan, O. (2011). Influence of high temperature on the properties of concretes
made with industrial by-products as fine aggregate replacement. Construction and Building Materials,
25(2):967–972.
[12] Remnev, V. V. (1996). Heat-resistant properties of cement stone with finely milled refractory additives.
Refractories and Industrial Ceramics, 37(5):151–152.
[13] Heikal, M., El-Didamony, H., Sokkary, T. M., Ahmed, I. A. (2013). Behavior of composite cement pastes
containing microsilica and fly ash at elevated temperature. Construction and Building Materials, 38:
1180–1190.
[14] Heikal, M. (2008). Effect of elevated temperature on the physico-mechanical and microstructural proper-
ties of blended cement pastes. Building Research Journal, 56(2):157–172.
[15] Aydın, S., Baradan, B. (2007). Effect of pumice and fly ash incorporation on high temperature resistance
of cement based mortars. Cement and Concrete Research, 37(6):988–995.
[16] Demirel, B., Keles¸temur, O. (2010). Effect of elevated temperature on the mechanical properties of
concrete produced with finely ground pumice and silica fume. Fire Safety Journal, 45(6-8):385–391.
[17] Tung, T. H. (2017). Phát triển bền vững vật liệu xây dựng trong điều kiện biến đổi khí hậu Việt Nam.
Phần 2. Bài giảng môn học Sau đại học. Trường Đại học Xây dựng Hà Nội.
[18] TCVN 6016:2011. Xi măng - Phương pháp thử-Xác định cường độ. Bộ Khoa học và Công nghệ.
[19] TCVN 6017:2015. Xi măng - Phương pháp xác định thời gian đông kết và độ ổn định thể tích. Bộ Khoa
học và Công nghệ.
[20] TCVN 4030:2003. Xi măng - Phương pháp xác định độ mịn. Bộ Khoa học và Công nghệ.
[21] TCVN 7572:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử. Bộ Khoa học và Công nghệ.
[22] TCVN 2682:2009. Xi măng poóclăng - Yêu cầu kỹ thuật. Bộ Khoa học và Công nghệ.
[23] TCVN 10302:2014. Phụ gia khoáng hoạt tính - Tro bay cho bê tông, vữa và xi măng. Bộ Khoa học và
Công nghệ.
[24] Phượng, Đ. T., Trí, L. V., Đức, V. M. (2019). Tối ưu hóa thành phần hạt tro xỉ nhiệt điện sử dụng làm
cốt liệu cho bê tông chịu nhiệt. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXDHN, 13(5V):
124–132.
[25] Do, T. P., Lam, N., Vu, M. D. (2020). Study on particle size distribution of aggregate from coal ash for
heat-resistant concrete. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 869:032044.
[26] Do, T. P., Nguyen, V. Q., Vu, M. D. (2020). A Study on Property Improvement of Cement Pastes Con-
taining Fly Ash and Silica Fume After Treated at High Temperature. Computational Intelligence Methods
for Green Technology and Sustainable Development. GTSD 2020. Advances in Intelligent Systems and
Computing, Springer International Publishing, 532–542.
[27] GOST 20910-2019 (2019). Heat-resistan concrete. Technical requirements Moscow. (in Russian).
[28] ASTM C21 - C326-09 (2018). Standard Test Method for Drying and Firing Shrinkages of Ceramic
Whiteware Clays.
[29] Tuyen, N. M. (2005). Quy hoạch thực nghiệm. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.
[30] Tanyildizi, H., Coskun, A. (2008). The effect of high temperature on compressive strength and splitting
tensile strength of structural lightweight concrete containing fly ash. Construction and Building Materi-
als, 22(11):2269–2275.
[31] El-Didamony, H., El-Rahman, E. A., Osman, R. M. (2012). Fire resistance of fired clay bricks–fly ash
composite cement pastes. Ceramics International, 38(1):201–209.
136