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 NUCE 2019. 13 (5V): 124–132
TỐI ƯU HÓA THÀNH PHẦN HẠT TRO XỈ NHIỆT ĐIỆN SỬ DỤNG
LÀM CỐT LIỆU CHO BÊ TÔNG CHỊU NHIỆT
Đỗ Thị Phượnga,∗, Lê Văn Tríb, Vũ Minh Đứcc
aKhoa Xây dựng Cầu đường, Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng,
số 54 đường Nguyễn Lương Bằng, Đà Nẵng, Việt Nam
bKhoa Xây dựng, Trường Đại học Xây dựng miền Trung,
số 24 đường Nguyễn Du, Thành phố Tuy Hòa, Phú Yên, Việt Nam
cKhoa Vật liệu xây dựng, Trường Đại học Xây dựng,
số 55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 26/08/2019, Sửa xong 08/10/2019, Chấp nhận đăng 08/10/2019
Tóm tắt
Các tính chất của bê tông chịu nhiệt (BTCN) chịu ảnh hưởng của loại cốt liệu và thành phần hạt. Cốt liệu sử
dụng cho loại bê tông này cần bền nhiệt, không bị phân hủy, nóng chảy, ổn định khi chịu nhiệt. Thành phần hạt
được tính toán và lựa chọn theo mật độ sắp xếp các cỡ hạt với số điểm tiếp xúc lớn nhất. Bài báo nghiên cứu
thành phần hạt tối ưu của tro xỉ nhiệt điện Cẩm Phả sử dụng làm cốt liệu cho BTCN. Thành phần hạt liên tục
của xỉ nhiệt điện được tính toán theo công thức Andersen với Dmax = 5 mm. Khối lượng thể tích và độ rỗng của
hỗn hợp hạt ứng với các chế độ đầm rung được xác định. Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm đã xác
định được thành phần hỗn hợp hạt cốt liệu tối ưu có giá trị khối lượng thể tích lớn nhất và độ rỗng nhỏ nhất, với
giá trị tính toán n = 0,43 và thời gian đầm rung 60s.
Từ khoá: tro xỉ nhiệt điện; công thức Andersen; cốt liệu chịu nhiệt; bê tông chịu nhiệt; khối lượng thể tích.
OPTIMIZATION OF PARTICLE SIZE DISTRIBUTION OF AGGREGATE FROM COAL ASH FOR HEAT
– RESISTANT CONCRETE
Abstract
The properties of heat-resistant concrete (HRC) are influenced by types and partical size distribution of ag-
gregates. To make this concrete, the requirements of aggregates are heat–resistant, unmelted, undecomposed
heat–stable. The partical size distribution is calculated and selected according to corresponding packing density
of aggregate mixture with the highest contact points. This paper investigates the optimization of particle size
distribution of coal ash from Cam Pha thermal power plant that can be used as granular aggregate for HRC.
Continuous particle size distribution of coal ash was calculated by Andersen’s formular with maximum particle
size of 5 mm. Bulk density and porosity of aggregate mixture in different vibration time were measured. With
experimental planning method, the composition of the blended aggregate which has the highest bulk density
and the smallest porosity has been determined with calculated value n of 0,43 and time of vibration of 60s.
Keywords: coal ash; Andersen’s formular; heat – resistant aggregate; heat-resistant concrete; bulk density.
https://doi.org/10.31814/stce.nuce2019-13(5V)-14 c© 2019 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)
1. Đặt vấn đề
Khả năng chịu nhiệt của bê tông không chỉ phụ thuộc vào sự biến đổi của thành phần đá chất kết
dính khi ở nhiệt độ cao mà còn chịu ảnh hưởng của thành phần cốt liệu khi bị đốt nóng do chúng
∗Tác giả chính. Địa chỉ e-mail: dtphuong@dut.udn.vn (Phượng, Đ. T.)
124
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
không bền nhiệt và biến đổi thể tích khi bị tác động nhiệt. Vì vậy khi chế tạo BTCN cần phải nghiên
cứu đến các đặc tính, yêu cầu đối với cốt liệu sử dụng.
Theo các kết quả nghiên cứu thực nghiệm cho thấy khi đốt nóng bê tông kéo dài, đốt nóng lặp lại
theo chu kỳ ở các nhiệt độ thì cường độ nén của bê tông từ cốt liệu đá vôi, đá granit ở nhiệt độ cao
hơn 200◦C bắt đầu giảm; ở 600◦C sẽ xuất hiện vết nứt; ở 800◦C vết nứt phát triển lớn hơn và bê tông
dần bị phá hủy. Còn bê tông dùng cốt liệu cát, sỏi ở nhiệt độ đến 300◦C thì cường độ bê tông cũng
giảm đáng kể, khi nhiệt độ tăng lên 400-500◦C sẽ xuất hiện vết nứt và cường độ giảm dần, dẫn đến
mất hoàn toàn. Khi tác động ở nhiệt độ cao hơn xảy ra sự biến đổi thể tích của cốt liệu quắc tự do do
sự biến đổi thù hình của β quắc. Các vật liệu chứa quắc như cuội, sỏi, cát quắc, sa thạch và các loại
cốt liệu tự nhiên từ khoáng cácbonát không thể dùng làm cốt liệu cho BTCN [1, 2]. Các loại cốt liệu
sử dụng cho BTCN cần phải thỏa mãn yêu cầu về độ bền nhiệt và tính ổn định thể tích cao, không
bị phân hủy ở nhiệt độ cao, bảo tồn được cấu trúc của bê tông dưới tác dụng của nhiệt độ. Một số
các nghiên cứu chỉ ra, để làm cốt liệu cho BTCN, người ta có thể sử dụng các vật liệu bền ở nhiệt độ
cao (tùy theo nhiệt độ sử dụng) gồm các khoáng tự nhiên như đá bazan, điaba, điorít, quặng crômmít
và các khoáng nhân tạo như keramzít, aglôporít, phế liệu gạch sa mốt, gạch đỏ; tro đáy, xỉ luyện kim
[3–7].
Hầu hết các tính chất chủ yếu của BTCN chịu ảnh hưởng rất lớn của loại cốt liệu, thành phần hạt
cốt liệu như cường độ, độ bền nhiệt, nhiệt độ biến dạng dưới tải trọng, độ chịu lửa, độ ổn định thể
tích, . . . Thành phần hạt của hỗn hợp hạt cốt liệu được xác định bởi từng loại cỡ hạt cốt liệu lớn, cốt
liệu bé và tỷ lệ phối hợp giữa chúng. Một hỗn hợp cốt liệu có thành phần hạt tối ưu khi các hạt lớn
đóng vai trò làm bộ khung chịu lực, các hạt nhỏ đóng vai trò lèn chặt và lấp đầy tạo nên cấu trúc
đặc chắc cho BTCN. Do đó cần phải lựa chọn và tính toán thành phần hạt hợp lý và tối ưu [8]. Theo
nguyên tắc của Bozenov [8] và nguyên lý của Cainarski [9–12], việc lựa chọn thành phần hạt theo
mật độ sắp xếp các cỡ hạt với số điểm tiếp xúc lớn nhất, đóng vai trò quan trọng trong thực tế sản
xuất các loại vật liệu xây dựng. Trong sản xuất bê tông và bê tông cốt thép nói chung hay BTCN nói
riêng cũng như trong sản xuất gốm sứ, người ta thường sử dụng phương pháp tính toán và lựa chọn
thành phần hạt theo các nguyên tắc này. Trong Bảng 1 giới thiệu sự phụ thuộc của mật độ khối xếp
vào phương pháp sắp xếp và số điểm tiếp xúc của các hạt theo Cainarski, trong đó các hạt có dạng
hình cầu và có kích thước như nhau. Bảng 2 giới thiệu số liệu về độ rỗng và đường kính các cỡ hạt
sắp xếp (với cụm sắp xếp dạng tháp và dạng ... 
hạt liên tục hay gián đoạn [1, 2, 8, 9, 12, 20]; trong bài báo này nhóm tác giả sử dụng công thức
Andersen ứng với Dmax = 5 mm.
Yi =
(
di
D
)n
· 100 (1)
trong đó Yi là hàm lượng các cỡ hạt có kích thước nhỏ hơn giá trị di cho trước (%); D là kích thước
lớn nhất của hạt (mm); n là chỉ số mức xác định bằng thực nghiệm đối với từng loại hỗn hợp và điều
kiện sắp xếp, n = 0,35 ± 0,5.
Một hỗn hợp hạt có thành phần hạt tối ưu khi đạt được giá trị khối lượng thể tích lớn nhất hay độ
rỗng nhỏ nhất. Độ rỗng thực tế của hỗn hợp hạt bao gồm độ rỗng giữa các hạt cốt liệu và độ rỗng hở
được xác định thông qua phương pháp thể tích nước tuyệt đối. Phương pháp này dựa trên lượng nước
đưa vào hỗn hợp cốt liệu đến khi hỗn hợp cốt liệu hút nước đến bão hoà, sau đó tính được lượng nước
chiếm phần rỗng giữa các hạt cốt liệu, lượng nước hút vào lỗ rỗng trong các hạt; qua đó tính được độ
rỗng giữa các hạt, độ rỗng hở trong hạt mà trong các công thức lý thuyết tính độ rỗng không xác định
được. Để tăng điểm tiếp xúc giữa các hạt, hỗn hợp hạt được phối trộn thành phần hạt theo công thức
(1) được đầm chặt trên bàn rung với các các thời gian rung khác nhau như 0s, 30s và 60s. Khối lượng
thể tích của các hỗn hợp hạt sau khi rung được xác định, sau đó đem ngâm hỗn hợp đến trạng thái bão
hòa nước nhằm xác định độ rỗng thực tế của hỗn hợp hạt, độ rỗng hở trong hạt và độ rỗng giữa các
hạt. Để tìm thành phần hạt tối ưu cho khối lượng thể tích hỗn hợp hạt lớn nhất, các tác giả đã sử dụng
phương pháp quy hoạch thực nghiệm bậc hai tâm xoay của Box và Hunter [21].
127
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
3. Kết quả và thảo luận
3.1. Tính toán thành phần hạt theo công thức Andersen
Thành phần hạt cốt liệu xỉ nhiệt điện được tính toán trên cơ sở công thức Andersen (1); thành
phần hạt liên tục được tính toán với Dmax = 5 mm, giá trị n = 0,35 ± 0,5 được thể hiện trong Bảng 6.
Bảng 6. Thành phần hạt liên tục tính theo công thức Andersen
Chỉ số n Yi, ai, Ai (%)
Cỡ sàng (mm)
Mđl
5 2,5 1,25 0,63 0,315 0,14 < 0,14
0,35
Yi 100 78,46 61,56 48,43 38,00 28,61 -
2,449ai 0 21,54 16,90 13,13 10,43 9,39 28,61
Ai 0 21,54 38,44 51,57 62,00 71,39 100
0,37
Yi 100 77,38 59,87 46,47 35,95 26,63 -
2,537ai 0 22,62 17,50 13,41 10,51 9,32 26,63
Ai 0 22,62 40,13 53,53 64,05 73,37 100
0,41
Yi 100 75,26 56,64 42,77 32,19 23,09 -
2,700ai 0 24,74 18,62 13,87 10,58 9,11 23,09
Ai 0 24,74 43,36 57,23 67,81 76,91 100
0,43
Yi 100 74,23 55,1 41,04 30,46 21,49 -
2,777ai 0 25,77 19,13 14,04 10,58 8,97 21,49
Ai 0 25,77 44,90 58,96 69,54 78,51 100
0,45
Yi 100 73,20 53,59 39,37 28,82 20,01 -
2,850ai 0 26,80 19,62 14,22 10,55 8,81 20,01
Ai 0 26,80 46,41 60,63 71,18 79,99 100
0,47
Yi 100 72,20 52,12 37,77 27,27 18,63 -
2,920ai 0 27,80 20,07 14,35 10,50 8,64 18,63
Ai 0 27,80 47,88 62,23 72,73 81,37 100
0,50
Yi 100 70,71 50,00 35,50 25,10 16,73 -
3,020ai 0 29,29 20,71 14,50 10,40 8,37 16,73
Ai 0 29,29 50,00 64,50 74,90 83,27 100
Theo kết quả tính ở Bảng 6 ta thấy khi giá trị n thay đổi thì thì hàm lượng các cỡ hạt thay đổi
tăng giảm khác nhau; cỡ hạt 2,5 ± 5 mm tăng 7,75%; cỡ hạt 1,25 ± 2,5 mm tăng 3,81%; cỡ hạt 0,63
± 1,25 mm hầu như không thay đổi; cỡ hạt 0,14 ± 0,315 mm giảm 1,02%; cỡ hạt < 0,14 giảm mạnh
11,88%. Khi n thay đổi từ 0,35 đến 0,5, hàm lượng cỡ hạt thô tăng dần, làm trị số Mđl tăng đáng kể
đến 23,52% và tăng khá đồng đều. Như vậy, khi tính toán thành phần hạt liên tục theo công thức (1)
với giá trị n lớn sẽ có hỗn hợp hạt thô, có nghĩa độ rỗng của hỗn hợp hạt cốt liệu tăng; do đó để thay
đổi hàm lượng các cỡ hạt (6 loại cỡ hạt) cần thay đổi giá trị n để xác định thành phần hạt tối ưu với
chế độ công nghệ (làm chặt) thích hợp để đạt được sự sắp xếp làm chặt cao nhất, mật độ lớn nhất tức
là khối lượng thể tích cao nhất và độ rỗng thấp nhất. Như vậy, thông qua một nhân tố là giá trị n xác
định được hàm lượng các cỡ hạt (thô, mịn) từ 5 đến < 0,14 mm đạt được giá trị khối lượng thể tích
128
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
cao nhất; phương pháp này đơn giản tương tự như trong nghiên cứu của Íåêðàñîâ, Ê.Ä.; Åðåìèí,
Í.Ô.; Áàæåíîâ, Þ.Ì. [1, 2, 9, 12].
3.2. Khối lượng thể tích và độ rỗng của hỗn hợp hạt tương ứng với các chế độ công nghệ làm chặt
Khối lượng thể tích và độ rỗng của các cấp phối hạt tro xỉ nhiệt điện tính toán theo công thức
Andersen (n = 0,35 ± 0,5) tương ứng với các chế độ công nghệ làm chặt khác nhau (đầm rung 0s,
30s, 60s) được giới thiệu trong Bảng 7.
Bảng 7. Khối lượng thể tích, độ rỗng của các cấp phối hạt với các chế độ công nghệ làm chặt
Chỉ
số
n
Thời gian
làm chặt
t (s)
Khối
lượng thể
tích γ0
(kg/m3)
Các giá trị độ rỗng, r (%)
Hiệu số
rltc − rttc (%)
Độ rỗng
lý thuyết
rltc (%)
Độ rỗng
thực tế
rttc (%)
Độ rỗng
hở trong
hạt r1 (%)
Độ rỗng
giữa hạt
r2 (%)
0,35
0 1424 45,86 - - - -
30 1669 36,5 34,2 3,52 31,06 2,30
60 1680 36,12 33,7 3,41 30,50 2,42
0,37
0 1432 45,6 - - - -
30 1674 36,3 34,0 3,59 30,76 2,30
60 1684 36,0 33,5 3,49 30,18 2,50
0,41
0 1437 45,4 - - - -
30 1680 36,12 33,9 3,65 30,50 2,22
60 1695 35,6 33,0 3,53 29,52 2,60
0,43
0 1440 45,2 - - - -
30 1687 35,9 33,5 3,71 29,96 2,40
60 1699 35,4 32,8 3,60 29,17 2,60
0,45
0 1426 45,8 - - - -
30 1677 36,2 34,1 3,95 30,50 2,10
60 1679 36,15 33,8 3,82 30,10 2,35
0,47
0 1420 46,0 - - - -
30 1650 37,3 35,3 4,06 31,50 2,00
60 1662 36,8 34,6 3,90 30,80 2,20
0,50
0 1414 46,2 - - - -
30 1644 37,5 35,4 4,15 31,60 2,10
60 1658 37,0 34,8 4,06 30,83 2,20
trong đó rltc là độ rỗng chung tính toán theo lý thuyết (%); r
tt
c là độ rỗng chung thực tế xác định theo phương
pháp thể tích nước tuyệt đối (%); r1 là độ rỗng hở trong hạt xác định theo phương pháp thể tích nước tuyệt đối
(%); r2 là độ rỗng giữa hạt xác định theo phương pháp thể tích nước tuyệt đối (%).
Từ số liệu trong Bảng 7, ở trạng thái đổ đống (không đầm rung – 0 s), khi chỉ số n tăng từ 0,35 ±
0,43 thì khối lượng thể tích, độ rỗng của hỗn hợp hạt tăng dần nhưng từ giá trị n = 0,43 ± 0,5 thì khối
lượng thể tích và độ rỗng của hỗn hợp hạt giảm dần. Tại giá trị n = 0,43 thì lượng hạt nhỏ giảm vừa đủ
để lấp đầy giữa các hạt lớn nên khối lượng thể tích đạt giá trị lớn nhất, độ rỗng nhỏ nhất; khi n > 0,43
129
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
lượng hạt lớn tăng lên, lượng hạt nhỏ giảm quá nhiều không đủ để lấp đầy giữa các hạt lớn nên giá
trị khối lượng thể tích giảm dần, độ rỗng tăng lên. Khi đầm rung, sự tăng giảm giá trị khối lượng thể
tích và độ rỗng của hỗn hợp hạt cũng giống quy luật trên. Ngoài ra, khi tăng thời gian đầm rung từ 0s
đến 60s, giá trị khối lượng thể tích của hỗn hợp hạt tăng dần và nếu tăng thời gian đầm > 60s 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. Thời gian rung đối với hỗn hợp cốt liệu xỉ có Dmax = 5 mm hợp lý
là 60s với chỉ số n = 0,43.
So sánh các giá trị độ rỗng thì rltc > r
tt
c do khi tính toán theo lý thuyết thì độ rỗng toàn phần của
cốt liệu kể đến cả lỗ rỗng kín, còn khi tính theo thực tế ta căn cứ vào thể tích nước tuyệt đối chiếm
chỗ trong hỗn hợp cốt liệu mà nước này không thể chui vào lỗ rỗng kín của cốt liệu được hoặc nước
không thể chui qua các lỗ rỗng có kích thước d < 0,1 µm. Thông qua độ rỗng thực tế sẽ xác định được
lượng nước nhào trộn vữa và bêtông chính xác hơn, tránh lượng nước dư thừa làm ảnh hưởng đến khả
năng chịu nhiệt và độ bền nhiệt của vữa và BTCN.
3.3. Xác định thành phần hạt tối ưu
Để xác định thành phần hạt tối ưu của hỗn hợp hạt cốt liệu tro xỉ nhiệt điện có Dmax = 5 mm
tương ứng với chế độ đầm rung 60s, các tác giả đã lập mô hình quy hoạch thực nghiệm, giải bài toán
tối ưu thành phần hỗn hợp hạt cốt liệu tro xỉ nhiệt điện với nhân tố ảnh hưởng là chỉ số mức n, hàm
mục tiêu là giá trị khối lượng thể tích với giá trị tại tâm quy hoạch là n = 0,43 và khoảng quy hoạch
0,02; do bài toán quy hoạch thực nghiệm áp dụng kế hoạch bậc hai tâm xoay của Box và Hunter với
một nhân tố ảnh hưởng nên giá trị của cánh tay đòn sao được xác định bằng 21/4 [21]. Bảng mã hóa
và ma trận quy hoạch thực nghiệm cấp phối hạt được giới thiệu ở Bảng 8 và 9.
Bảng 8. Bảng mã hóa quy hoạch thực nghiệm thành phần hạt
Biến thực Mã hóa
Các mức quy hoạch
Khoảng quy hoạch−21/4 −1 0 +1 +21/4
n x 0,406 0,41 0,43 0,45 0,454 0,02
Bảng 9. Bảng ma trận quy hoạch thực nghiệm thành phần hạt
No
Biến mã Khối lượng thể tích của hỗn hợp hạt (kg/m3)
x x2 Yγ1 Yγ2 Yγ3 Y¯tb
1 +1 +1 1689 1687 1688 1688
2 −1 +1 1690 1692 1694 1692
3 +21/4 +1,414 1680 1685 1683 1682
4 −21/4 +1,414 1692 1695 1693 1693
5 0 0 1700 1703 1705 1703
6 0 0 1703 1709 1710 1707
7 0 0 1699 1710 1715 1708
trong đó Yγi là giá trị khối lượng thể tích của mẫu i (i = 1, 2, 3) (kg/m
3); Y¯tb là giá trị khối lượng thể tích trung
bình của tổ mẫu (kg/m3).
130
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Giải bài toán quy hoạch thực nghiệm có được hàm hồi quy về khối lượng thể tích của hỗn hợp
hạt cốt liệu tro xỉ với Dmax = 5 mm như sau: Y¯γ0 = 1706,4213 + 2,0259x − 18,1859x2. Để kiểm tra
tính tương hợp của phương trình hồi quy thông qua chuẩn số Fischer (F), các giá trị cần tính toán là
phương sai dư S 2d = 132,71 và phương sai lặp S
2
ll = 7, từ đó tính được F = 18,95. Với mức có nghĩa
p = 0,05, bậc tự do dư f1 = 2, bậc tự do lặp f2 = 3 thì Fb = 19,2. Nhận thấy F < Fb nghĩa là phương
trình hồi quy tương hợp với bức tranh thực nghiệm [21]. Giá trị cực đại khối lượng thể tích hỗn hợp
hạt cốt liệu tro xỉ nhiệt điện là Y = 1706,5 (kg/m3) tại x = 0,0557 hay n = 0,43. Kết quả này tương tự
như trong nghiên cứu về thành phần hạt cốt liệu chế tạo vữa chịu nhiệt của Dinh [13].
4. Kết luận
Dựa trên các kết quả thực nghiệm đã tiến hành, một số kết luận được rút ra như sau:
- Sử dụng công thức Andersen, hàm lượng các cỡ hạt (thô, mịn) được xác định đơn giản thông qua
chỉ số n từ 0,35 đến 0,5.
- Hỗn hợp hạt sau khi được phối trộn thành phần hạt theo công thức Andersen, áp dụng các chế
độ công nghệ làm chặt 30s, 60s để tìm được mật độ cao nhất.
- Với phương pháp thể tích nước tuyệt đối đã xác định được các giá trị độ rỗng hở, độ rỗng giữa
hạt, cho phép xác định lượng cần nước của hỗn hợp cốt liệu từ đó có thể tính lượng chất kết dính phù
hợp để tính toán thành phần BTCN.
- Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm đã tìm ra thành phần hạt tối ưu của tro xỉ nhiệt điện
Cẩm Phả thích hợp chế tạo BTCN với chỉ số mức n = 0,43 và chế độ đầm chặt là 60s để đạt được giá
trị khối lượng thể tích lớn nhất và độ rỗng nhỏ nhất.
Tài liệu tham khảo
[1] Íåêðàñîâ, Ê. Ä., Øåéêèí, À. Å., Ôåäîðîâ, À. Å. (1964). Âëèßíèå íàãðåâà íà ïðî÷íîñòü áåòîíà
ñá. Òðóäîâ ÍÈÈ ÆÁ. Ãîññòðîéèçäàò.
[2] Íåêðàñîâ, Ê. Ä.,Æóñîâ, Â. Â., Ùåâ÷åíêî, Â. È. (1968). Èññëåäîâàíèå ïðîöåññîâ îêàçûâàþ-
ùèõ âëèßíèå íà ðàçðóùåíèå áåòîí ïðè åãî íàãðåáå. Ò. È. Äðåçäåí.
[3] 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.
[4] 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.
[5] Íåêðàñîâ, Ê. Ä., Òàðàñîâà, À. Ï. (1967). Æàðîñòîéêèé áåòîí íà ïîðòëàíäöåìåíòå. Èçäà-
òåëüñòâî ëèòåðàòóðû ïî ñòðîèòåëüñòâó. Ìîñêâà.
[6] 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.
[7] Jankovic, K. (2002). Using recycled brick as concrete aggregate. Proceedings of Fifth Triennial Inter-
national Conference on Chllenges in Concrete Construction, Dundee, UK, Thomas Telford Publishing,
231–240.
[8] Duc, V. M. (1992). Bê tông chịu nhiệt dùng xi măng poóclăng. Luận án Phó tiến sĩ khoa học kỹ thuật
chuyên ngành Vật liệu chi tiết và sản phẩm xây dựng, Đại học Xây dựng, Hà Nội.
[9] Åðåìèí, Í. Ô. (1986). Ïðîöåññû è àïïàðàòû â òåõíîëîãèè ñòðîèòåëüíûõ ìàòåðèàëîâ: Ó÷åá-
íèê äëß âóçîâ ïî ñïåö. Ïðîèçâîäñòâî ñòðîèò. èçä. è êîíñòðóêöèé. Ì.: Âûñø. øê. 280 c.
[10] Çàìßòèí, Ð. Ñ., Ïóðãèí, À. Ê., Õîðîøàâèí è äð, Ë.Á. (1982). Îãíåóïîðíûå áåòîíû: Ñïðà-
âî÷íèê. Ì.: Ìåòàëëóðãèß. 192 c.
[11] Òîòóðáèåâ, Á. Ä. (1988). Ñòðîèòåëüíûå ìàòåðèàëû íà ñèëèêàò-íàòðèåâûõ êîìïîçèöèßõ. Ì.:
Ñòðîéèçäàò.
131
Phượng, Đ. T., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[12] Áàæåíîâ, Þ. Ì., Èöêîâè÷, Ñ. Ì., ×óìàêîâ, Ë. Ä. (1991). Òåõíîëîãèß çàïîëíèòåëåé áåòîíà.
Ì., Âûñø. øê. .
[13] Dinh, N. T. (2016). Nghiên cứu chế tạo vữa chịu nhiệt sử dụng phế thải tro xỉ nhiệt điện và xi măng
poóclăng (PCB). Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật ngành Kỹ thuật vật liệu, Đại học Xây dựng, Hà Nội.
[14] TCVN 4030:2003. Xi măng–Phương pháp xác định độ mịn. Bộ Khoa học và Công nghệ, Việt Nam.
[15] TCVN 7572-6:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa–Phương pháp thử Phần 6: Xác định khối lượng thể tích
xốp và độ hổng. Bộ Khoa học và Công nghệ, Việt Nam.
[16] TCVN 7572-7:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa–Phương pháp thử Phần 7: Xác định độ ẩm. Bộ Khoa
học và Công nghệ, Việt Nam.
[17] TCVN 7572-4:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa–Phương pháp thử Phần 4: Xác định khối lượng riêng,
khối lượng thể tích và độ hút nước. Bộ Khoa học và Công nghệ, Việt Nam.
[18] TCVN 6530-4:1999. Vật liệu chịu lửa–Phương pháp thử–Phần 4: Xác định độ chịu lửa. Bộ Khoa học và
Công nghệ, Việt Nam.
[19] TCVN 7572-2:2006. Cốt liệu cho bê tông và vữa–Phương pháp thử Phần 2: Xác định thành phần hạt.
Bộ Khoa học và Công nghệ, Việt Nam.
[20] Đức, V. M., Đồng, N. V., Phượng, Đ. T., Hoa, B. T., Hòa, N. N. (2009). Cốt liệu sử dụng chế tạo bê tông
chịu nhiệt. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng (KHCNXD)-ĐHXD, 3(2).
[21] Tuyen, N. M. (2005). Quy hoạch thực nghiệm. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.
132