BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

Trần Việt Hưng

NGHIÊN CỨU THÀNH PHẦN, ĐẶC TÍNH CƠ LÝ
CỦA BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY VÀ ỨNG
DỤNG CHO KẾT CẤU CẦU HẦM
Ngành:

Kỹ thuật Xây dựng công trình giao thông

Chuyên ngành: Xây dựng Cầu hầm
Mã số:

62.58.02.05.03

TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Hà Nội, 2017


CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1: PGS.TS. Đào Văn Đông
2: PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long
Phản biện 1:
Phản biện 2:

Phản biện 3:

Luận án được bảo vệ trước Hội đồng chấm Luận án cấp Trường theo
Quyết định Số

/QĐ-ĐHGTVT ngày tháng

năm 2017

họp tại: Trường Đại học Giao thông Vận tải,
vào hồi 8h30 ngày

tháng

năm 2017

Có thể tìm hiểu Luận án tại thư viện:
1. Thư viện Quốc gia
2. Thư viện Trường Đại học Giao thông Vận tải


-1MỞ ĐẦU
1. Đặt vấn đề nghiên cứu
Sản xuất xi măng poóclăng được cho là gây ô nhiễm nghiêm trọng do
mức độ phát thải khí CO2 và bụi nhiều, tiêu tốn nhiều năng lượng và các
nguồn tài nguyên thiên nhiên. Để từng bước hạn chế việc sử dụng xi măng
poóclăng trong xây dựng, đồng thời tận dụng có hiệu quả chất thải công
nghiệp tro bay nhiệt điện thì một loại chất kết dính mới đang được nghiên
cứu và từng bước ứng dụng vào thực tế xây dựng. Chất kết dính đó sử dụng
tro bay nhiệt điện kết hợp với một số hợp chất hoá học thông thường. Chất

kết dính mới này được gọi là chất kết dính geopolymer.
Đại học Curtin, Australia đã có các nghiên cứu sâu về sự phát triển, quá
trình chế tạo, ứng xử và các ứng dụng của bê tông geopolymer (GPC). Các
kết quả nghiên cứu cho thấy GPC đáp ứng được các yêu cầu về kỹ thuật, giá
cạnh tranh và nhất là tính thân thiện với môi trường so với bê tông xi măng
truyền thống.
Tuy nhiên, vấn đề này vẫn còn mới mẻ ở Việt Nam, đặc biệt là trong lĩnh
vực vật liệu xây dựng và các ứng dụng trong các kết cấu. Kết cấu bê tông
geopolymer cốt thép (RGPC) hiện vẫn chưa được đi sâu nghiên cứu. Vì vậy,
việc nghiên cứu ứng xử của GPC vào các kết cấu chịu lực, trong đó có kết
cấu dầm cầu chịu uốn là cần thiết.
2. Mục tiêu nghiên cứu
•
•
•

Xác định được thành phần của GPC có thể sử dụng được trong kết
cấu cầu.
Xác định được mô hình cơ học của vật liệu GPC dùng để tính toán
chịu uốn kết cấu dầm cầu bê tông geopolymer cốt thép.
Xác định sự phù hợp của mô hình tính toán với kết quả thí nghiệm
ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer có cốt thép.

3. Phương pháp nghiên cứu
Nghiên cứu lý thuyết để định hướng và dự kiến kết quả đạt được, dùng
thực nghiệm để kiểm chứng.


-24. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài nghiên cứu
• Nêu rõ được bản chất của chất kết dính geopolymer, ưu, nhược điểm

của GPC cũng như khả năng sử dụng của vật liệu này trong xây dựng.
• Đề xuất được phương pháp chế tạo bê tông geopolymer tro bay với các
vật liệu Việt Nam.
• Xác định được một số tính chất cơ lý quan trọng của các cấp bê tông
geopolymer tro bay đã chế tạo.
• Đề xuất được phương pháp xác định sức kháng uốn của mặt cắt dầm bê
tông geopolymer tro bay cốt thép.
• Cung cấp được bằng thực nghiệm khả năng chịu uốn của dầm bê tông
geopolymer tro bay cốt thép.
• Kiến nghị nguyên tắc thiết kế dầm bê tông geopolymer tro bay cốt thép.
• Về thực tiễn: Đề xuất một giải pháp kỹ thuật mới để tận dụng vật liệu
có nguồn gốc thải phẩm công nghiệp (tro bay nhiệt điện) để thay thế
chất kết dính xi măng poóclăng truyền thống trong sản xuất vật liệu xây
dựng ở Việt Nam. Trên cơ sở đó góp phần phát triển một thế hệ vật liệu
xây dựng thân thiện với môi trường.
Chương 1: TỔNG QUAN VỀ CHẤT KẾT DÍNH GEOPOLYMER VÀ
BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY
1.1. Bê tông xi măng
Sản xuất một tấn xi măng phát thải khoảng 1-1,2 tấn CO2, một loại khí nhà
kính gây nóng lên toàn cầu. Hơn 7% sản lượng CO2 trên thế giới là do liên
quan đến sản xuất xi măng [65]. Vì vậy, việc tìm kiếm chất kết dính mới thay
thế xi măng poóclăng đáp ứng yêu cầu phát triển ngành công nghiệp xây
dựng bền vững, thân thiện môi trường là cần thiết. Tuy nhiên, vật liệu chất
kết dính mới cũng cần có cường độ đạt yêu cầu và tính chất độ bền ít nhất
tương tự như xi măng truyền thống.
“Geopolymer” đã được nghiên cứu và dần cho thấy nó có thể góp phần đa
dạng hóa các giải pháp về chất kết dính, có thể thay thế một phần thị trường
của xi măng. Ngoài ra, geopolymer còn tận dụng nguyên liệu là các chất thải
công nghiệp như tro bay, tro trấu, xỉ lò cao… cho nên geopolymer còn đáp



- 3ứng những yêu cầu về môi trường đối với chất kết dính xanh hơn và thân
thiện hơn
1.2. Nghiên cứu về chất kết dính geopolymer trên thế giới
Thuật ngữ “geopolymer” lần đầu tiên được giới thiệu với thế giới vào năm
1978 bởi nhà khoa học người Pháp Joseph Davidovits. Geopolymer là một
trong các hợp chất polymer vô cơ. Thành phần hóa học của vật liệu
geopolymer tương tự như các vật liệu zeolite tự nhiên, nhưng vi cấu trúc là
vô định hình [72, 103]. Quá trình geopolymer hóa liên quan đến một phản
ứng hóa học xảy ra nhanh giữa các oxit aluminosilicat và các silicat khác
nhau trong điều kiện kiềm mạnh.
Bất kỳ dung dịch kiềm mạnh nào cũng có thể được sử dụng để làm chất kích
hoạt cho việc tạo ra geopolymer. Hiện nay, các dung dịch kiềm kích hoạt
thường được sử dụng phổ biến nhất là NaOH hoặc KOH kết hợp với Na2SiO3
hoặc K2SiO3.
Bất kỳ nguyên liệu nào chứa oxit silic và oxit nhôm ở dạng vô định hình đều
có thể được sử dụng để tạo ra geopolymer. Trong đó, geopolymer được tạo
thành từ các nguyên liệu nung như metakaolanh, tro bay và xỉ có cường độ
nén cao hơn khi so sánh với việc tổng hợp chúng từ các vật liệu không nung
như đất sét, kao lanh và các khoáng tự nhiên [26]. Metakaolanh được đánh
giá là nguyên liệu rất tinh khiết của nhôm và silic ở dạng vô định hình và rất
thích hợp cho việc geopolymer hóa. Tuy nhiên, ứng dụng thương mại của
geopolymer dựa trên metakaolanh thường bị hạn chế bởi chi phí tăng cao khi
nung cao lanh và cường độ sản phẩm tạo ra thấp. Xỉ lò cao thường có thành
phần hóa học phức tạp, không đồng nhất. Kích thước hạt xỉ thường lớn cho
nên phải tốn chi phí nghiền nếu muốn sử dụng. Việc sử dụng xỉ làm nguyên
liệu geopolymer sẽ gặp nhiều khó khăn do các nguyên nhân kể trên.
Tro bay là nguyên liệu rất thích hợp cho geopolymer vì nó có chứa tinh thể
aluminosilicat hoạt tính có kích thước hạt mịn, có lợi cho phản ứng hóa học.
Điều này làm cho tro bay trở nên lý tưởng để thay thế metakaolanh do giảm

được chi phí vật liệu đầu vào. Đồng thời, tro bay cũng là nguyên liệu phổ
biến trên toàn thế giới do sự phát triển của ngành công nghiệp nhiệt điện,
nhất là nhiệt điện chạy than. Geopolymer tro bay có tiềm năng thương mại
rất lớn do tính kinh tế và đặc điểm vật chất của chúng. Hiện nay, một phần


-4rất ít tro bay được sử dụng trong các ngành công nghiệp xi măng và bê tông,
các ứng dụng địa kỹ thuật… [19, 53]. Phần tro bay chưa được sử dụng còn
lại đang được đổ vào các bãi chôn lấp hoặc xả một cách trực tiếp vào các đại
dương [63]. Do đó, các vật liệu có giá trị tiềm năng này không chỉ lãng phí,
mà còn làm tổn hại đến môi trường.

Hình 1.7: Mô hình kích hoạt kiềm của tro bay [46]
Geopolymer tro bay là sản phẩm của phản ứng kiềm kích hoạt tro bay. Mô
hình của việc hòa tan hạt tro bay trong môi trường kiềm được thể hiện như
Hình 1.7. Việc kích hoạt tro bay và tỷ lệ hòa tan phụ thuộc rất nhiều vào độ
PH của dung dịch kích hoạt và một số điều kiện khác [46].
1.3. Nghiên cứu về bê tông Geopolymer tro bay trên thế giới
1.3.1. Khái niệm về bê tông geopolymer tro bay
Bê tông geopolymer tro bay được nghiên cứu rộng rãi nhất của các sản
phẩm bê tông geopolymer nói chung. Thành phần chính của bê tông
geopolymer tro bay gồm:
•

Nguyên liệu geopolymer là tro bay (FA);

•

Dung dịch kiềm kích hoạt (AAS).


•

Cốt liệu bao gồm cốt liệu thô (đá dăm, sỏi) và cốt liệu mịn (cát).

1.3.2. Thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay
Năm 2008, B. V. Rangan đã đề xuất phương pháp thiết kế cấp phối cho
GPC dựa trên nhiều năm nghiên cứu của ông [82]. Cường độ nén và tính
công tác của GPC bị ảnh hưởng bởi tỷ lệ và tính chất của thành phần các
nguyên liệu tạo nên chất kết dính geopolymer. Kết quả thực nghiệm của
Hardjito và Rangan chỉ ra như sau [52]:


- 5•

Nồng độ mol của dung dịch NaOH cao hơn sẽ cho cường độ nén của
GPC cao hơn.
• Tỷ lệ khối lượng dung dịch natri silicat với dung dịch natri hydroxit
cao hơn sẽ cho cường độ chịu nén của GPC cao hơn.
• Độ sụt của hỗn hợp GPC tươi tăng khi thành phần nước trong hỗn
hợp tăng.
• Việc bổ xung siêu dẻo có thể cải thiện tính công tác của GPC tươi,
tuy nhiên sẽ có sự sụt giảm cường độ của bê tông cứng.
• Khi tỷ lệ mol H2O/Na2O tăng, thì cường độ nén của GPC giảm.
Khi thiết kế bê tông geopolymer tro bay với hàm mục tiêu là cường độ
nén, có xét đến tính công tác phù hợp thì có thể dựa theo Bảng 1.5 như sau:
Bảng 1.5: Kết quả thí nghiệm xác định ảnh hưởng của tỷ lệ AAS/FA [82]
Tỷ lệ khối lượng
Tỷ lệ W/GPS
Tính công tác
Cường độ thiết kế (MPa)

AAS/FA
0,30
0,165
Cứng
58
0,35
0,190
Vừa phải
45
0,40
0,210
Vừa phải
37
0,45
0,230
Cao
32

Tỷ lệ Natri silicat với Natri hydroxit trong dung dịch kiềm kích hoạt tốt
nhất là 2,5 để đảm bảo tối ưu giữa cường độ và giá thành.
Chức năng của các cốt liệu trong bê tông geopolymer được cho là giống
như trong bê tông xi măng. Chất kết dính geopolymer liên kết các hạt cốt
liệu lại trong khi bảo dưỡng, tạo ra cường độ và ổn định khối lượng cho GPC.
1.3.3. Công nghệ chế tạo và thi công bê tông geopolymer tro bay
Bê tông geopolymer tro bay có thể được sản xuất bằng cách áp dụng các kỹ
thuật thông thường được sử dụng trong sản xuất bê tông xi măng bao gồm
các quá trình trộn, đúc mẫu và đầm nén.
Bê tông geopolymer tro bay có thể được bảo dưỡng ở điều kiện thường như
OPC. Tuy nhiên, bảo dưỡng nhiệt thường được khuyến cáo sử dụng. Chế độ
bảo dưỡng hiệu quả nhất dành cho GPC là 60oC trong 24 giờ ở lò sấy khô.

1.3.4. Các tính chất kỹ thuật chủ yếu của bê tông geopolymer tro bay
Tính công tác của GPC được cho là thấp. Điều này là do hồ geopolymer có
tính dính và độ nhớt cao [95]. Khối lượng đơn vị của bê tông geopolymer tro
bay ở tuổi 28 ngày thường trong khoảng 2360 ± 60 kg/m3 [52].


-6Mô đun đàn hồi của GPC có giá trị thấp hơn so với OPC có cùng cường độ
nén [87]. Hệ số Poisson của GPC có cường độ nén tương ứng từ 40 đến 90
MPa nằm trong khoảng từ 0,12-0,16 [52]. Cường độ kéo của GPC cao hơn
tất cả các giá trị tính toán theo khuyến cáo theo tiêu chuẩn Úc AS3600 và
tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 2 [90].
Co ngót khô và từ biến của GPC được đánh giá nhỏ hơn nhiều so với bê tông
xi măng [81]. GPC có tính bền axit, bền sunfat và bền nhiệt cao [84]. Phản
ứng kiềm cốt liệu ít hơn bê tông xi măng [14].
1.3.5. Lợi ích khi sử dụng bê tông geopolymer tro bay
Giá của GPC ước tính rẻ hơn OPC khoảng 10%-30% [80]. Bê tông
geopolymer tro bay có độ co khô ít, từ biến thấp, bền axit và bền sunfat tốt,
nên mang lại những lợi ích kinh tế bổ xung do giảm được chi phí vòng đời
của dự án. Lượng khí CO2 thải ra của GPC thấp hơn 9% so với việc sản xuất
bê tông sử dụng 100% xi măng poóclăng [94].
1.3.6. Sản phẩm thương mại bê tông geopolymer
Công ty Zeobond có trụ sở ở Melbourne đã phát triển nhà máy sản xuất sản
phẩm bê tông E-Crete(TM), cho các dự án hạ tầng cơ sở dân dụng lớn bao gồm
dự án mở rộng đường cao tốc và xây dựng, sửa chữa các công trình dân dụng
khác. Công ty Rocla, đã sản xuất thương mại các cấu kiện bê tông
geopolymer đúc sẵn như ống thoát nước, cống hộp, tà vẹt đường sắt, hầm
mộ nghĩa trang…[98]. Công ty WAGNERS có trụ sở tại bang Queensland,
đã phát triển sản phẩm bê tông thương mại trộn sẵn EFC (Earth Friendly
Concrete),có lượng thí thải cacbon thấp và tiêu thụ ít năng lượng từ năm
2005. EFC sử dụng chất kết dính geopolymer được làm từ hai thải phẩm

công nghiệp là tro bay và xỉ lò cao.

Hình 1.19: Dầm sàn Tòa nhà
Global Change Institute

Hình 1.20: Sân bay Wellcamp xây
dựng bằng bê tông EFC [98]


-71.4. Nghiên cứu bê tông Geopolymer tro bay ở Việt Nam
Tại Việt Nam, mới có 1 sản phẩm thương mại duy nhất sử dụng công nghệ
geopolymer là gạch đất không nung của công ty Huệ Quang - gạch silicat.
Các nghiên cứu bê tông geopolymer từ tro bay tại Việt Nam chưa có nhiều.
PGS.TS. Nguyễn Văn Dũng đã nghiên cứu chế tạo GPC từ tro bay, khảo sát
các yếu tố ảnh hưởng đến cường độ của bê tông geopolymer như môđun
silicat, nhiệt độ, thời gian dưỡng hộ và lượng nước trộn [3]. PGS. TS.
Nguyễn Văn Chánh đã xác định ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng đến thời
gian ninh kết, cường độ nén của GPC. GPC có độ bền chống ăn mòn cao đối
với cả hai dung dịch axit HCl 5% và H2SO4 10% [34]. PGS.TS Đào Văn
Đông đã xác định được thành phần, các tính chất cơ học như cường độ nén,
kéo, uốn, các tính chất về độ bền trong môi trường biển và chịu nhiệt độ cao
của vữa và bê tông geopolymer tro bay [5, 6, 7, 8]. TS. Lê Anh Tuấn đã thực
hiện được một số nghiên cứu về ảnh hưởng của điều kiện gia nhiệt, chất xúc
tác sinh nhiệt đến quá trình geopolymer hóa của vữa; ảnh hưởng của tro trấu,
silica fume, cốt sợi… đến cường độ của vữa geopolymer [68].
Chương 2: THIẾT KẾ THÀNH PHẦN BÊ TÔNG GEOPOLYMER
TRO BAY
2.1. Yêu cầu của việc thiết kế thành phần bê tông Geopolymer tro bay
Thành phần của GPC bao gồm cốt liệu thô (đá), cốt liệu mịn (cát), tro bay
và dung dịch kiềm kích hoạt. Trong luận án này, tác giả sử dụng phương

pháp quy hoạch thực nghiệm nhằm tìm ra nồng độ mol của dung dịch kiềm
kích hoạt và tỷ lệ khối lượng AAS/FA tối ưu dành cho bê tông geopolymer
tro bay. Hàm mục tiêu lựa chọn là cường độ nén của GPC ở tuổi 28 ngày
giống như quan niệm của bê tông truyền thống.
2.2. Vật liệu sử dụng
Tro bay sử dụng trong thí nghiệm được mua từ nhà máy tro bay Vina
F&C, nguồn lấy từ tro thải của nhiệt điện Phả Lại. Thành phần hóa học đạt
yêu cầu của tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618 - 03 [33].
Dung dịch kiềm kích hoạt phải được chuẩn bị bằng cách hòa tan NaOH
dạng vảy khô vào nước theo nồng độ yêu cầu, sau đó trộn dung dịch NaOH
và dung dịch Na2SiO3 theo tỷ lệ đã định trước.


-8Cốt liệu lớn được sử dụng cho bê tông thí nghiệm là đá dăm, có nguồn
gốc đá bazan, mua từ mỏ đá Hòa Thạch - Hà Nội, được phối trộn lại để thỏa
mãn thành phần hạt theo qui định của tiêu chuẩn ASTM C33-99 [29]. Cốt
liệu nhỏ dùng để chế tạo bê tông thí nghiệm là cát vàng thô có thành phần
hạt theo tiêu chuẩn ASTM C136-01 [31].
2.3. Chế tạo mẫu thử bê tông geopolymer tro bay
Trong phòng thí nghiệm, các cốt liệu đá, cát và tro bay được trộn khô
với nhau trong máy trộn cưỡng bức trong khoảng 3 phút. Dung dịch kiềm
kích hoạt được được pha sẵn theo nồng độ và tỷ lệ yêu cầu từ ngày hôm
trước. Dung dịch sau đó được thêm vào nguyên liệu khô và tiếp tục trộn
trong 4 phút nữa. Bê tông tươi có thể được đúc, đầm nén bằng phương pháp
thông thường của bê tông xi măng [52, 84, 92].

Hình 2.6: Công tác trộn
vật liệu

Hình 2.7: Chế tạo mẫu thử


Hình 2.10: Bảo
dưỡng mẫu

Lựa chọn chế độ bảo dưỡng mẫu hiệu quả nhất là sấy mẫu ở 60oC trong 24
giờ để đảm bảo cả về cường độ và năng lượng tiêu thụ [52].
2.4. Phương pháp thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay
Do chưa có tiêu chuẩn thiết kế thành phần bê tông nên trong luận án này
chọn phương pháp thiết kế thành phần của Rangan [82], kết hợp với phương
pháp quy hoạch thực nghiệm. Lựa chọn vật liệu thành phần theo kinh nghiệm
của Rangan [82] như sau:
•
•
•

Tro bay Phả Lại, đạt loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33].
Tỷ lệ khối lượng dung dịch 𝑁𝑎2 𝑆𝑖𝑂3 ⁄𝑁𝑎𝑂𝐻 = 2,5;
Cốt liệu lựa chọn có khối lượng 75% - 80% khối lượng bê tông.

Trong phạm vi nghiên cứu, tác giả lựa chọn hai yếu tố ảnh hưởng nhất đến
cường độ nén là nồng độ mol của dung dịch kiềm NaOH (biến X1) và tỷ lệ
khối lượng dung dịch kiềm kích hoạt/tro bay (AAS/FA - biến X2) như sau:


-9Bảng 2.7: Giá trị và khoảng biến thiên của các yếu tố ảnh hưởng
𝑋1

𝑋2

12𝑀 ≤ 𝑋1 ≤ 14𝑀

2M

0,4 ≤ 𝑋1 ≤ 0,5
0,05

Giá trị

Khoảng biến thiên
Bước thí nghiệm

Chọn khối lượng thể tích của bê tông Geopolymer tro bay là 2400 (kg/m3).
Cốt liệu chiếm 77% khối lượng c§Ò xuÊt

10

10

0

0
0

1

2

BiÕn d¹ng

3
0


4

00

Hình 3.20: Quan hệ ứng suất - biến
dạng khi nén của các mẫu G_50

0

1

2
BiÕn d¹ng

3
0

4

00

Hình 3.23: So sánh các mô hình quan
hệ US-BD khi nén của các mẫu G_50


- 14 Xác định quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông geopolymer tro bay được
thực hiện nén đúng tâm trực tiếp trên mẫu trụ kích thước150x300 mm. Kết
quả thể hiện trên các Hình 3.18, Hình 3.19, Hình 3.20.
Tác giả so sánh kết quả thí nghiệm với một số lý thuyết của các tác giả mô

hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của bê tông thể hiện trên Hình
3.21, Hình 3.22, Hình 3.23.
Kết quả cho thấy, quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của bê tông
geopolymer có thể được mô tả bằng phương trình của Sargin [85] như sau:
 = k3 f c'

Ax   D  1 x 2

1   A  2  x  Dx 2

Trong đó: D là tham số ảnh hưởng chính đến độ dốc của nhánh giảm tải,
được tác giả điều chỉnh lại như sau cho phù hợp với kết quả thí nghiệm:
D = 0,65  5. fc' .103
3.6. Thí nghiệm xác định tính thấm nước của GPC
Phương pháp thí nghiệm mức chống thấm theo áp lực nước tối đa để
được mức chống thấm theo TCVN 3116 (1993) [1].

Hình 3.25: Sơ đồ thiết bị
máy thử độ chống thấm
nước

Hình
thấm
GPC
B12

Mức độ chống thấm
của 3 loại bê tông
G_30, G_40, G_50 đều
chịu được cấp áp lực là

B12 Atm, cấp áp lực
cao nhất trong TCVN
3.27: Kết quả
nước của mẫu 3116:1993. Nước mới
ở mức áp lực chỉ thấm qua 60-80 mm
trên các viên mẫu.

Chương 4: NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA
DẦM GEOPOLYMER CỐT THÉP
4.1. Đặt vấn đề
Hiện nay, trên thế giới đã có một số nghiên cứu về ứng xử uốn của dầm
GPC cốt thép [22, 35, 57]. Tuy nhiên, các nghiên cứu mới chỉ dừng ở mức
đánh giá khả năng chịu lực của dầm GPC cốt thép. Nội dung chương này


- 15 nghiên cứu ứng xử chịu uốn của dầm bê tông Geopolymer cốt thép, xây dựng
mô hình cơ học của vật liệu GPC khi tính toán chịu uốn dầm RGPC ở trạng
thái giới hạn cường độ.
4.2. Chuẩn bị mẫu dầm và tiến hành thí nghiệm
Bê tông dùng cho việc chế tạo mẫu thử dầm GPC cốt thép là bê tông có
thành phần cấp phối tương tự G_40 đã thiết kế ở Chương 2, các tính chất cơ
học đã được xác định trong các thí nghiệm ở Chương 3.
Các dầm thí nghiệm phải được thiết kế để phá hoại uốn khi đạt trạng thái
giới hạn cực hạn. Lựa chọn mô hình thí nghiệm uốn với hai lực tập trung đối
xứng (uốn bốn điểm).
6D8

6D6@100

2D14

2D16
2D18

230

6D6@100

2400

8D6@100

125

Hình 4.2: Sơ đồ cấu tạo của dầm thí nghiệm

Cốt thép dọc chủ chịu kéo: loại CB-400v có gờ fy=400 MPa. Cốt thép đai
D6 và cốt thép dọc chịu nén D8 trơn loại CB-300v, fy=300 MPa.

Hình 4.3: Quá trình sản xuất 9 dầm thí nghiệm

Các dầm thí nghiệm được đúc trong các khuôn thép, đầm chặt bằng đầm dùi.
Sau đó được dưỡng hộ trong tủ sấy ở nhiệt độ 60oC trong 24 giờ rồi tháo
khuôn và lưu ở phòng thí nghiệm cho đủ 28 ngày rồi đem thử nghiệm. Bố trí
thiết bị thí nghiệm như Hình 4.4 và Hình 4.5.

Hình 4.4: Sơ đồ bố trí thí nghiệm

Hình 4.5: Gắn các thiết bị thí nghiệm



- 16 4.3. Kết quả thí nghiệm
120

40

100

Momen (KN.m)

T¶i träng (KN)

80

60

40

30

20

10
20

0
0

5

10


D18_1
D16_1
D14_1

D18_2
D16_2
D14_2

D18_3
D16_3
D14_3

15

20

25

D14_1
D16_1
D18_1

0
0,00

0,01

0,02


D14_2
D16_2
D18_2

D14_3
D16_3
D18_3

0,03

0,04

§é cong dÇm (10^-6 rad/m)

§é vâng dÇm (mm)

Hình 4.6: Quan hệ tải trọng - độ võng
của các dầm thí nghiệm

Hình 4.8: Quan hệ momen - độ cong tại
mặt cắt giữa nhịp của các dầm

80

T¶i träng (KN)

100

T¶i träng (KN)


80

60

60

40
40

20

20

BiÕn d¹ng

0
-4

-2

0

2

4

0

00


BiÕn d¹ng

0
-6

6

Hình 4.9: Biến dạng cốt thép chịu kéo
và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_14

-4

-2

0

2

4

0

00

6

Hình 4.10: Biến dạng cốt thép chịu kéo
và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_16

T¶i träng (kN)

100
80
60
40
20

BiÕn d¹ng

0
-6

-4

-2

0

2

4

6

0

00

8

Hình 4.11: Biến dạng cốt thép chịu kéo

và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_18

Hình 4.12: Dầm bị phá hoại do vỡ bê
tông vùng nén

Nhận xét kết quả thí nghiệm:
• Cả ba nhóm dầm với hàm lượng cốt thép chịu kéo khác nhau đều thể
hiện rõ ba giai đoạn chịu lực tương đối giống nhau.
• Các biểu đồ là tuyến tính trước khi xuất hiện vết nứt đầu tiên.
• Ở giai đoạn phát triển vết nứt, các biểu đồ vẫn thể hiện tính tuyến
tính. Độ dốc của biểu đồ giảm do hiệu ứng giảm cứng do nứt gây ra.


- 17 •
•

Điểm chảy trên biểu đồ thực nghiệm cũng thể hiện rõ ràng.
Ở giai đoạn phá hoại, tải trọng (mô men) không tăng quá nhiều mà
độ võng (độ cong, biến dạng) lại tăng nhanh cho tới khi phá hoại.
• Hàm lượng cốt thép không ảnh hưởng đến tải trọng gây nứt, nhưng
tải trọng chảy dẻo và cực hạn khác nhau nhiều.
4.4. Mô hình hóa dầm bằng phần mềm ABAQUS
Một mô hình ba chiều được thiết lập để mô phỏng ứng xử uốn của dầm bê
tông geopolymer cốt thép. Trong đó, Mô hình đàn hồi dẻo được sử dụng để
mô phỏng tính chất vật liệu của cốt thép; Mô hình phá hoại dẻo (Concrete
Damaged Plasticity - CDP) được sử dụng để mô tả tính chất vật liệu của bê
tông geopolymer. Các thông số vật liệu GPC được lấy từ kết quả Chương 2,
3. Phần vật liệu bê tông được chia thành các phần tử khối ba chiều 8 nút
tuyến tính C3D8R và các thanh thép được chia thành các phần tử hai chiều
kéo nén dạng thanh T3D2. Sau khi chia phần tử, tiến hành gán tải trọng tại

vị trí lực tập trung đối xứng và điều kiện biên tại hai vị trí gối, tiến hành phân
tích kết quả của mô hình.

Hình 4.18: Mô hình phần tử sử dụng
mô hình hóa dầm

Hình 4.19: Chia lưới phần tử trong
ABAQUS

4.5. Phân tích ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer tro bay
4.5.1. Giai đoạn I - Giai đoạn bê tông chưa nứt
Kết quả so sánh giá trị mô men gây nứt thể hiện trên Hình 4.22. Nhận xét:
•
•
•

Giá trị momen gây nứt thực nghiệm gần với kết quả tính toán bằng
ABAQUS với tỷ lệ 0,85 đến 1,05 lần.
Giá trị thực nghiệm cao hơn nhiều so với tính toán theo lý thuyết đàn
hồi với tỷ lệ 1,2-1,3 lần.
Không có sự khác biệt quá lớn về giá trị mô men gây nứt tiết diện
đối với hàm lượng cốt thép của các nhóm dầm khác nhau.


- 18 10

45

8,82


9

8,63

8,57
8,48

8,39

8

7,27
7

6,94
6,64

6

5
1,0

ABAQUS
Thùc nghiÖm
AASHTO
1,2

1,4

1,6


1,8

2,0

40

M« men ch¶y dÎo My (KN.m)

M« men g©y nøt Mcr (KN.m)

9,45

35

39,73
37,09
34,61

32,32
30,26

30
25

24,57
23,53

20


21,32

27,59

Thùc nghiÖm
ABAQUS
AASHTO

15
10
1,0

2,2

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

Hµm l-îng cèt thÐp (%)

Hµm l-îng cèt thÐp (%)


Hình 4.22: Biểu đồ so sánh giá trị
momen gây nứt giữa thực nghiệm và
tính toán

Hình 4.24: Biểu đồ so sánh giá trị
momen chảy dẻo giữa thực nghiệm và
tính toán

4.5.2. Giai đoạn II - bê tông vùng kéo đã nứt, bê tông vùng nén làm việc
trong giới hạn đàn hồi
So sánh giá trị mô men gây chảy dẻo cốt thép trên Hình 4.24. Nhận xét:
• Không có sự chênh lệch lớn về giá trị giữa thực nghiệm và tính toán.
• Momen chảy dẻo từ thí nghiệm lớn hơn giá trị tính toán bằng phương
pháp phần tử hữu hạn với tỷ lệ 1,00-1,11 lần.
• Khi so sánh với tính toán theo lý thuyết đàn hồi thì mô men chảy dẻo
thực nghiệm cao hơn từ 1,10-1,20 lần.
4.5.3. Giai đoạn III - gần phá hoại, dầm ở TTGH Cường độ
5

f cu
f’c
0.85f’c

fcu

Ec
0

0


e’c

e cu = 35,893. f c 0,592

4

R 2 = 0,936

00

BiÕn d¹ng

e cu

3

e c = 7,461. f c 0, 274

ecu

R 2 = 0,878
2
30

40

50

60


C-êng ®é nÐn (MPa)

Hình 4.26: Quan hệ ứng suất - biến dạng
theo mô hình Hognestad [54]

Hình 4.27: Quan hệ giữa biến dạng
và cường độ nén của GPC

Nếu tải trọng tiếp tục tăng cho đến khi ứng suất trong bê tông fc  0,5 fc' thì
sự phân bố ứng suất trong bê tông có dạng đường cong. Dầm bị phá hoại khi
bê tông vùng nén bị ép vỡ hoặc cốt thép vùng kéo bị kéo đứt. GPC là loại
vật liệu mới, nên giá trị biến dạng lớn nhất dùng để tính toán ecu cần thiết
phải được xác định. Theo Eivind Hognestad [54], giá trị biến dạng lớn nhất
ecu theo mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng được lấy tương ứng với biến


- 19 dạng tại giá trị ứng suất fcu =0,85 fc’ ở nhánh giảm tải. Dựa trên quan hệ ứng
suất - biến dạng khi nén của GPC đã được trình bày trong mục 3.5, ta xác
định giá trị biến dạng như Hình 4.27. Từ đó, đề xuất giá trị ecu như sau:
Bảng 4.12: Đề xuất giá trị biến dạng nén lớn nhất của GPC dùng tính toán
Hỗn hợp GPC

e c ( 00)
e cu ( 0 00)
0

G_30

G_40


G_50

2,74

2,56

2,45

4,00

3,60

3,20

Trên cơ sở đó, tác giả xác định hệ số khối ứng suất chữ nhật tương đương
cho bê tông vùng nén của dầm ở TTGH cường độ như sau:
b
d’
c

dx

e

a1 fc'

fc'

ecu


Cs

k2c



x

C=k1 f'c bc

Bảng 4.14: Tính toán giá trị
hệ số khối ứng suất chữ nhật

Cs

b1 c

C

d
jd

ey
Biến dạng

T =As fy

T =As fy

Hệ

số

G_30 G_40

G_50

a1

0,92

0,91

0,93

b1

0,82

0,79

0,74

Ứng suất

Hình 4.28: Mô hình khối ứng suất cho dầm mặt
cắt chữ nhật [55]

Mô men kháng uốn của mặt cắt dầm được tính theo công thức:




M n = a1 fc' bb1c  d 

b1c 

  As f s  d  d
2 
'

'

'



(4.22)

Các dầm thí nghiệm trong luận án, sử dụng bê tông geopolymer G_40, tác
giả tính toán sức kháng uốn thông qua hệ số khối ứng suất chữ nhật đề suất,
hệ số khối tính theo quy định trong tiêu chuẩn AASHTO-2007 và tính toán
theo phần mềm ABAQUS để so sánh với kết quả thí nghiệm như sau:
Bảng 4.17: Giá trị các hệ số khối ứng suất sử dụng tính toán
Hế số
a1
b1

GPC

AASHTO


0,91
0,79

0,85
0,76

Kết quả tính toán và so sánh được thể hiện trên Hình 4.31 như sau:


- 20 Giá trị momen cực hạn thực nghiệm
cao hơn tính toán theo phương pháp
phần tử hữu hạn 1,09-1,16 lần và cao
hơn nhiều giá trị tính toán theo
30
AASHTO 1,19-1,29 lần. Tỷ lệ này đảm
bảo tính an toàn cao.
20
Thùc nghiÖm
Giá trị momen uốn đề xuất có giá trị
ABAQUS
§Ò xuÊt
tương tự như tính toán theo phương
AASHTO
10
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0

2,2
pháp PTHH, và lớn hơn tính toán theo
Hµm l-îng cèt thÐp (%)
AASHTO khoảng 8,2-9,9%. Giá trị
Hình 4.31: Biểu đồ so sánh giá trị
này phù hợp hơn tiêu chuẩn AASHTO
momen cực hạn giữa thực nghiệm, tính
đối với việc tính toán dầm bê tông
toán và đề xuất.
geopolymer cốt thép.
4.5.4. Độ võng dầm theo các giai đoạn chịu lực
43,35

39,1
38,79
35,86

40

M« men uèn cùc h¹n (KN.m)

35,94

31,97

31,33

27,71

28,83


24,84
24,69

22,46

80

100

80

T¶i träng (KN)

T¶i träng (KN)

60

40

60

40

20
(1)
(2)
(3)
(4)


0
0

20

D_14 trung b×nh thÝ nghiÖm
% (ABAQUS_D14)
% (AASHTO_D14)
% (§Ò xuÊt_D14)

40

60

80

§é vâng (mm)

(1)
(2)
(3)
(4)

20

0
0

20


D_16_trung b×nh thÝ nghiÖm
ABAQUS_D16
AASHTO_D16
§Ò xuÊt_D16
40

60

80

§é vâng (mm)

Hình 4.33: So sánh quan hệ tải trọng độ võng của dầm D_14 thí nghiệm và
tính toán

Hình 4.34: So sánh quan hệ tải trọng độ võng của dầm D_16 thí nghiệm và
tính toán

120

100

T¶i träng (KN)

80

60

40
(1)

(2)
(3)
(4)

20

0
0

20

(D18_trung b×nh thÝ nghiÖm)
(ABAQUS_D18)
(AASHTO_D18)
(§Ò xuÊt_D18)
40

60

§é vâng (mm)

Hình 4.35: So sánh quan hệ tải trọng độ võng của dầm D_18 thí nghiệm và
tính toán

Kết quả cho thấy việc phân tích theo
mô hình phần tử hữu hạn ABAQUS là
rất gần với kết quả thí nghiệm. Các
đường quan hệ tải trọng - độ võng tính
theo mô hình mặt cắt theo AASHTO
cho giá trị tương đối an toàn so với kết

quả của ABAQUS và thí nghiệm. Giá
trị tải trọng phá hoại ở TTGH cường độ
theo đề xuất là phù hợp với kết quả thí
nghiệm và ABAQUS.


- 214.5.5. Dạng phá hoại trên dầm

Hình 4.37, 38, 39: Dạng phá hoại và hình
thành vết nứt của nhóm dầm D_16, D_17,
D_18

Vùng xuất hiện vết nứt tương ứng
với vùng có ứng suất kéo lớn như
lý thuyết tính toán và mô phỏng
bằng phần tử hữu hạn;
Mức độ hình thành và phát triển
của các vết nứt đối với các nhóm
dầm thí nghiệm phù hợp với hàm
lượng cốt thép chịu kéo đã thiết kế;
Cách phân bố vết nứt ở cả ba nhóm
dầm đều khá giống nhau. Khoảng
cách giữa các vết nứt tương đối
đều;
Về các loại vết nứt : có thể thấy
rằng ở nhóm dầm D_14 xuất hiện
thêm các vết nứt xiên còn ở dầm
D_16 và D_18 ít các vết nứt xiên
hơn.


4.6. Nguyên tắc tính toán thiết kế chịu uốn dầm cầu bê tông geopolymer
cốt thép sử dụng hỗn hợp bê tông G_40
1) Triết lý thiết kế được lấy theo các TTGH theo tiêu chuẩn 22TCN272-05.
2) Chấp nhận các giả thiết tính toán giống như tiêu chuẩn 22TCN-272-05.
3) Các thông số ở TTGH cường độ được lấy theo các giá trị đề xuất đã nêu
ở trên bao gồm fc′ = 40,46 MPa, ɛ cu = 3,6 ‰, tham số khối ứng suất chữ
nhật 𝛼1 = 0,91 và b1 = 0,79. Các quy định về chiều dài phát triển lực,
khoảng cách trống giữa các thanh cốt thép được lấy giống tiêu chuẩn.
Khoảng cách trống giữa các cốt thép và cự ly.
4) Các thông số ở TTGH sử dụng được lấy theo các giá trị đề xuất ở trên là
Ec' = 26,379 GPa , tỷ số mô đun đàn hồi n = Es / Ec .
4.7. Phân tích ứng xử uốn của dầm cầu bê tông geopolymer cốt thép ở
TTGH cường độ
Lựa chọn hỗn hợp bê tông geopolymer G_40 ở trên để thiết kế dầm cầu mặt
cắt chữ T có chiều dài L=12m, bê tông cốt thép thường, và tiến hành phân
tích tính toán theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 [2]. Kết quả được so sánh với
dầm cầu mặt cắt chữ T thiết kế với bê tông xi măng cấp 40.


- 22 Bảng 4.20: Các giá trị tính toán của G_40 dùng cho thiết kế dầm cầu
Ký
hiệu
𝑓𝑐′
𝑓𝑟′
𝐸𝑐′

e𝑐𝑢
a1
b1


Giá trị tính toán G_40
theo thí nghiệm
40,46 (MPa)
5,02 (MPa)
26,379 (GPa)
3,6 (‰)
0,91
0,79

Giá trị tính toán
của OPC cấp 40
40
3,98
31,975
3 (‰)
0,85
0,76

Kích thước kết cấu nhịp như sau:
1/2 MÆT C¾T GI÷A NHIP
300

1800

300

1800

300


1750

175 500

610

1750

1/2 MÆT C¾T TR£N GèI

3x2100
8000

Hình 4.42: Mặt cắt ngang cầu
Lựa chọn mặt cắt ngang dầm chủ như sau:
B

c

bw

a

b

Hg

d

hf


Kích thước (mm)
Hg
=
950
B
=
1800
B
=
1750
hf
=
175
d
=
150
bw
=
170
m
=
340
a
=
200
b
=
85


Hình 4.43: Mặt cắt ngang tại giữa nhịp dầm
cầu chữ T-12m
Lựa chọn cốt thép dọc chủ gồm 12 thanh 29 bố trí ở bầu dầm.
Kết quả kiểm toán dầm về chịu lực và độ võng thể hiện trong Bảng 4.23:
Bảng 4.23: Kết quả kiểm toán dầm cầu T12 m
Nội dung

Ký hiệu

Mô men uốn tính toán (KN.m)
Sức kháng uốn (KN.m)

Mu
Mn

Dầm
T12_G40
1404
2160

Dầm
T12_OPC
1404
2155


- 23 Tỷ lệ

Mn/Mu


Kiểm tra độ võng dầm
Độ võng do xe tải thiết kế:
∆0 = (1+IM)*(∆P1+∆P2+∆P3) (mm)
Độ võng của dầm do tải trọng làn
∆4 (mm)
Độ võng của dầm do hoạt tải ∆h = 0,25*∆0+∆4 (mm)
Độ võng tức thời của dầm
∆ = max(∆0, ∆h) (mm)
Độ võng cho phép
(L/800) (mm)

1,54 (Đạt) 1,53 (Đạt)
11,88

11,53

3,31
6,28
11,88
14

3,21
6,10
11,53
14

Kết quả so sánh với dầm cầu bê tông cốt thép thường thì sức kháng của dầm
cầu geopolymer vẫn được đảm bảo. Khả năng chịu uốn và chịu cắt tăng
không đáng kể. Dầm cầu T-12m bê tông geopolymer tro bay được thiết kế
theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 hoàn toàn có thể đảm bảo khả năng chịu lực

và độ võng giống như dầm cầu bê tông xi măng.
KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP
Với những nội dung nghiên cứu đã được đề cập trong Luận án này, một số
kết luận và kiến nghị sau được rút ra từ kết quả nghiên cứu:
1. Kết luận
1.1. Đề tài đã đưa ra một giải pháp kỹ thuật mới là chế tạo thành công bê
tông geopolymer từ tro bay nhiệt điện và các chất kích hoạt. Sản phẩm
tạo ra sẽ góp phần đa dạng hóa các lựa chọn về bê tông trong xây dựng,
giảm thiểu các chất thải công nghiệp, góp phần bảo vệ môi trường.
1.2. Về thành phần: đã thiết kế thành phần được ba hỗn hợp GPC có cường
độ tương ứng đạt cấp 30, 40 và 50 MPa bằng phương pháp quy hoạch
thực nghiệm.
1.3. Về tính năng: Mô đun đàn hồi của GPC được đánh giá là thấp hơn so
với tính toán theo các tiêu chuẩn hiện hành giành cho bê tông xi măng
từ 10%-30%, nhưng cường độ kéo uốn lại cao hơn từ 7%-27%. Cường
độ dính bám với cốt thép có giá trị cao hơn khi tính toán theo công thức
theo tiêu chuẩn MC-90 dành cho bê tông xi măng. Khả năng chống thấm
nước đạt mức B12, mức cao nhất theo TCVN 3116-1993.
1.4. Về mô hình vật liệu bê tông geopolymer tro bay trong phân tích tính
toán kết cấu dầm GPC cốt thép: Quan hệ ứng suất biến dạng khi nén
của GPC được xác định là tuân theo quy luật của Sargin với tham số
ảnh hưởng đến độ dốc của nhánh giảm tải trong phương trình D được
tác giả điều chỉnh cho phù hợp.


- 24 1.5. Biến dạng tương ứng với ứng suất cực đại của GPC nằm trong khoảng
2, 45  2,75 0 00 . Biến dạng lớn nhất khi nén của GPC có thể được xác
định theo phương trình e cu = 35,893.  fc' 

0,592


( 0 00) . Giá trị biến dạng lớn

nhất sử dụng để tính toán của GPC lớn hơn giá trị dùng để tính toán cho
bê tông xi măng là 3‰ chứng tỏ bê tông geopolymer tro bay có tính dẻo
lớn hơn bê tông xi măng cùng cường độ.
1.6. Nghiên cứu từ thực nghiệm sự làm việc của các dầm bê tông
geopolymer cốt thép sử dụng hỗn hợp G_40 có cường độ 40,46 MPa.
Kết quả cho thấy các dầm RGPC làm việc theo 3 giai đoạn chịu lực
giống như dầm bê tông cốt thép thông thường và tương tự như các giai
đoạn làm việc của dầm mô phỏng bằng phần mềm ABAQUS. Việc tính
toán các giai đoạn làm việc của dầm RGPC theo tiêu chuẩn AASHTO
dành cho bê tông xi măng được cho là vẫn phù hợp nếu thiên về an toàn.
Tính toán các dầm RGPC ở trạng thái giới hạn cường độ theo mô hình
vật liệu đề xuất của tác giả có thể sẽ phù hợp hơn với khả năng chịu lực
thực tế của dầm.
1.7. Phương pháp tính toán thiết kế dầm cầu RGPC sử dụng hỗn hợp bê tông
G_40: Dựa trên triết lý thiết kế và chấp nhận các giả thiết tính toán của
tiêu chuẩn 22TCN-272-05 và sử dụng hệ số khối ứng suất chữ nhật đề
xuất cho tính toán mặt cắt dầm là a1 = 0,91 và b1 = 0,79 .
1.8. Ví dụ tính toán cho dầm cầu T12m bê tông geopolymer tro bay chịu uốn
cho thấy: dầm đảm bảo khả năng chịu lực theo trạng thái giới hạn cường
độ và độ võng đảm bảo nằm trong giới hạn cho phép ở trạng thái giới
hạn sử dụng.
2. Hướng nghiên cứu tiếp theo
- Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia đến tính công tác của hỗn hợp bê
tông và cường độ của bê tông geopolymer tro bay.
- Nghiên cứu tìm loại phụ gia có thể tăng nhanh quá trình đóng rắn bê
tông geopolymer tro bay mà không cần phải bảo dưỡng nhiệt.
- Ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer cốt thép dưới tác dụng của

tải trọng động, ứng xử cắt của dầm bê tông geopolymer cốt thép.
- Ứng xử dài hạn của bê tông geopolymer tro bay:
• Quan hệ ứng suất - biến dạng dài hạn;
• Đặc tính dính bám khi tải trọng tác dụng dài hạn…


DANH MỤC CÔNG TRÌNH CÔNG BỐ
[1].

Trần Việt Hưng, Đào Văn Đông, Nguyễn Ngọc Long (2015), “Phân
tích một số yếu tố ảnh hưởng đến tính chất cơ học của vữa Geopolymer
tro bay”, Tạp chí Giao thông Vận tải, số đặc biệt, trang 91-94
(10/2015).

[2].

Tran Viet Hung, Dao Van Dong and Nguyen Ngoc Long (2016), "Mix
design for low calcium of fly ash base Geopolymer concrete", The 7th
International Conference of Asian Concrete Federation
“SUSTAINABLE CONCRETE FOR NOW AND THE FUTURE”,
Hanoi, Vietnam.

[3].

Trần Việt Hưng, Đào Văn Đông, Nguyễn Ngọc Long (2017), “Nghiên
cứu các tính chất cơ học của bê tông Geopolymer tro bay”, Tạp chí
Giao thông Vận tải, Số 1/2017.

[4].


Hung Tran Viet, Dong Dao Van, Long Nguyen Ngoc and Hien Ta
Duy (2017), “Study on the Mechanical Properties of the Fly Ash
Geopolymer Concrete”, International Journal of Civil Engineering &
Technology (IJCIET), Scopus Indexed, Volume 08, Issue 3, pp.950–
957.

[5].

Trần Việt Hưng, Phạm Duy Hữu, Đào Văn Đông, Nguyễn Ngọc Long
(2017), “Mô hình ứng suất biến dạng khi nén của bê tông Geopolymer
tro bay”, Tạp chí Giao thông Vận tải, Số 5/2017.

[6].

Trần Việt Hưng, Đào Văn Đông, Nguyễn Ngọc Long (2017), “Nghiên
cứu khả năng dính bám với cốt thép của bê tông geopolymer tro bay”,
Tạp chí Giao thông Vận tải, Số 6/2017.

[7].

Trần Việt Hưng, Đào Văn Đông, Nguyễn Ngọc Long (2017), “Nghiên
cứu ứng xử uốn của dầm bê tông Geopolymer tro bay cốt thép”, Tạp
chí Giao thông Vận tải, Số 8/2017.