Nghiên cứu tính bám dính của cốt thép trong bê tông geopolymer

Nội dung text: Nghiên cứu tính bám dính của cốt thép trong bê tông geopolymer

1. NGHIÊN CỨU TÍNH BÁM DÍNH CỦA CỐT THÉP TRONG BÊ TÔNG GEOPOLYMER RESEARCH BOND STRENGTH OF STEEL BAR IN GEOPOLYMER CONCRETE TS. PHAN ĐỨC HÙNG a, TS. PHẠM ĐỨC THỆN a , KS. TẠ TUẤN ANH a a Đại học Sư phạm Kỹ thuật Tp.HCM, Việt Nam. Tóm tắt: Bài báo này đề cập đến khả năng bám dính của cốt thép dựa trên thí nghiệm kéo tuột các thanh thép có đường kính khác nhau, đặt bên trong bê tông geopolymer có hàm lượng tro bay và dung dịch hoạt hoá thay đổi. Bê tông geopolymer sử dụng trong thí nghiệm được thực hiện với 5 loại cấp phối khác nhau. Các loại cấp phối bê tông được sử dụng có sự thay đổi về hàm lượng tro bay, tỉ lệ dung dịch alkaline/tro bay và tỉ lệ Na2SiO3/NaOH, các thanh thép sử dụng trong thí nghiệm là thép thép gân có đường kính thay đổi và một loại thép trơn. Từ khóa: Lực kéo tuột, lực bám dính, bê tông geopolymer. Abstract: This article refers to the ability of reinforced adhesive tensile tests on steel bars slipped different diameter, placed inside the geopolymer concrete with fly ash content and activation solution changes. Geopolymer concrete used in the experiment was designed with 5 types of gradation. Use this kind have changes about fly ash, alkaline/fly ash and Na2SiO3/NaOH, the steel used in the experiments is steel ribbed steel with a diameter change and a smooth steel. Keywords: Slip traction, adhesion force, geopolymer concrete. 1. GIỚI THIỆU Chất kết dính geopolymer còn gọi là chất kết dính kiềm hoạt hóa đã được Joseph Davidovits nghiên cứu ứng dụng chế tạo ra bê tông thân thiện môi trường và bền vững [1-3]. Hai thành phần quan trọng cấu thành chất kết dính geopolymer là tro bay và dung dịch hoạt hóa alkaline. Thời gian dưỡng hộ kết hợp với quá trình trùng ngưng tro bay và dung dịch hoạt hóa dưới tác dụng của nhiệt độ giúp bê tông geopolymer đạt cường độ. Nghiên cứu thực nghiệm cho thấy cường độ và các qui luật ứng xử của bê tông geopolymer sử dụng tro bay tương tự như bê tông truyền thống [4-7]. Để ứng dụng và thay thế cho bê tông xi măng cần nghiên cứu tương tác giữa bê tông geopolymer và cốt thép. Khả năng bám dính của cốt thép với bê tông phụ thuộc vào nhiều yếu tố như hàm lượng các thành phần trong cấp phối của bê tông, vùng ảnh hưởng của bê tông xung 78
2. quanh cốt thép, cách bố trí cốt thép trong bê tông. Độ bám dính giữa cốt thép và bê tông là yếu tố cơ bản đảm bảo sự làm chung của hai loại vật liệu làm cho cốt thép và bê tông cùng biến dạng và có sự truyền lực qua lại giữa chúng. 1.1 Thí nghiệm xác định lực dính Cường độ trung bình của lực dính τ được xác định theo biểu thức: P  (1.1)  l Trong đó: P: lực kéo (hoặc nén) làm cho cốt thép tuột khỏi bê tông  : đường kính cốt thép l: chiều dài đoạn cốt thép chôn trong bê tông. P   hoặc  (1.2) max max   l Trong đó:  là hệ số hoàn chỉnh biểu đồ lực dính,    bn (1.4) max m R => Lực kéo tuột: PKT   l  l bn (1.5) LT m 1.3 Lực kéo đứt cốt thép s s P b  b A s (1.6) s Trong đó:  b : giới hạn bền của cốt thép As: diện tích mặt cắt ngang của cốt thép 79
3. Việc xác định khả năng bám dính giữa bê tông geopolymer và thép gia cường [9-12] là rất cần thiết vì lực bám dính có liên hệ trực tiếp với lực kéo tuột cốt thép ra khỏi bê tông. Bài báo này trình bày các nghiên cứu thực nghiệm xác định lực bám dính giữa cốt thép và bê tông geopolymer thông qua thí nghiệm kéo tuột khi cấp phối bê tông thay đổi do tỉ lệ các thành phần cốt liệu thay đổi. Cốt thép trơn, cốt thép gân với các loại đường kính khác nhau cũng được đưa vào loạt thí nghiệm để khảo sát sự ảnh hưởng. 2 NGUYÊN VẬT LIỆU VÀ PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM 2.1 Nguyên vật liệu 3 2.1.1 Đá: Sử dụng đá dăm có Dmax là 2 cm, khối lượng riêng 2,73 g/cm . Bảng 1: Thành phần hạt đá (trong 100 kg) Kích thước lỗ sàng vuông (mm) 20 10 5 Lượng sót trên sàng (kg) 2 48 100 0 20 40 60 Thành phần hạt đá . . . . . Giới hạn thành phần hạt 80 đá theo TCVN Lượng sót tích lũy (%) lũy tíchsót Lượng 7576:2005 100 5 10 15 20 25 Kích thước lỗ sàng (mm) Hình 1: Biểu đồ cấp phối hạt đá 2.1.2 Cát: Sử dụng cát sông, khối lượng riêng 2,63 g/cm3, mô đun độ lớn 0,16 cm. Bảng 2: Thành phần hạt cát (trong 100 kg) Kích thước lỗ sàng vuông (mm) 4,75 2,36 1,18 0,6 0,3 0,15 Lượng sót trên sàng (kg) 0,78 3,3 18,75 38,04 77,74 97,44 80
4. 0 20 40 Thành phần hạt cát . . . . . Giới hạn thành phần hạt đá 60 theo TCVN 7576:2005 80 Lượng sót tích lũy (%)lũy Lượngtích sót 100 0 1 2 3 4 5 Kích thước lỗ sàng (mm) Hình 2: Biểu đồ cấp phối hạt cát 2.1.3 Tro bay Tro bay loại F sử dụng có nguồn gốc từ nhà máy nhiệt điện, khối lượng riêng 2,5 g/cm3, độ mịn 66 % lượng lọt qua sàng có cỡ sàng là 0,05 mm. Thành phần hóa học cho bởi Bảng 3. Bảng 3: Thành phần hóa học của tro bay – Nhà máy nhiệt điện Formosa Thành phần hoá học SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO K2O + Na2O MgO SO3 MKN % khối lượng 51,7 31,9 3,48 1,21 1,02 0,81 0,25 9,63 MKN: mất khi nung 2.1.4 Dung dịch hoạt hóa Dung dịch hoạt hóa hay còn gọi là dung dịch alkaline là sự kết hợp giữa sodium hydroxide và sodium silicate. Dung dịch sodium hydroxide có độ tinh khiết trên 90 % có khối lượng riêng 2130 kg/m3. Để tạo dung dịch sodium hydroxide, NaOH dạng vảy rắn được hòa tan vào nước theo nồng độ 16 Mol/l cho trước. Dung dịch sodium silicate sử dụng với hàm lượng Na2O và SiO2 dao động từ 36 - 38 %, tỷ trọng 1,42 ± 0,01 g/ml. 2.1.5 Cốt thép Thí nghiệm kéo tuột được thực hiện với thép gân đường kính lần lượt là (12, 16, 20) mm thuộc nhóm CII có giới hạn bền 500 MPa và thép trơn đường kính 14 mm thuộc nhóm CI có giới hạn bền 380 MPa [13]. 3 KẾT QUẢ THỰC NGHIỆM VÀ ĐÁNH GIÁ 3.1 Các dạng phá hoại mẫu điển hình 81
5. Hình 3: Các dạng phá hoại điển hình khi kéo tuột cốt thép ra khỏi bê tông geopolymer 3.2 Kết quả thực nghiệm Kết quả tính toán giữa lý thuyết và thực nghiệm lực bám dính giữa cốt thép và bê tông geopolymer đực thể hiện ở bảng 4: Bảng 4: Xác định lực kéo tuột tính toán và thực nghiệm Cường độ Lực kéo Lực kéo đứt Dự đoán Lực kéo phá Dạng Cấp chịu nén tuột theo cốt thép theo dạng phá hoại thực phá hoại STT phối của bê tông lý thuyết lý thuyết hoại theo lý nghiệm thực (MPa) (kN) (kN) thuyết (kN) nghiệm Thép gân Ø12 1 CP1 65,21 77,81 56,55 Đứt thép 59,647 Đứt thép 2 CP2 50,29 60,01 56,55 Đứt thép 58,353 Đứt thép 3 CP3 41,99 50,10 56,55 Tuột 57,800 Đứt thép 4 CP4 57,14 68,18 56,55 Đứt thép 59,782 Đứt thép 5 CP5 55,98 66,80 56,55 Đứt thép 63,036 Đứt thép Thép trơn Ø14 6 CP1 65,21 51,38 58,48 Kéo tuột 51,950 Kéo tuột 7 CP2 50,29 39,63 58,48 Kéo tuột 42,201 Kéo tuột 8 CP3 41,99 33,09 58,48 Kéo tuột 43,642 Kéo tuột 9 CP4 57,14 45,02 58,48 Kéo tuột 45,098 Kéo tuột 10 CP5 55,98 44,11 58,48 Kéo tuột 47,069 Kéo tuột Thép gân Ø16 11 CP1 65,21 103,74 100,55 Đứt thép 105,774 Đứt thép 12 CP2 50,29 80,01 100,55 Kéo tuột 106,845 Đứt thép 13 CP3 41,99 66,80 100,55 Kéo tuột 102,567 Đứt thép 14 CP4 57,14 90,91 100,55 Kéo tuột 101,964 Đứt thép 15 CP5 55,98 89,06 100,55 Kéo tuột 102,137 Đứt thép Thép gân Ø20 16 CP1 65,21 129,68 157,10 Kéo tuột 159,94 Đứt thép 82
6. 17 CP2 50,29 100,01 157,10 Kéo tuột 148,82 Kéo tuột 18 CP3 41,99 83,50 157,10 Kéo tuột 148,98 Kéo tuột 19 CP4 57,14 113,63 157,10 Kéo tuột 156,25 Đứt thép 20 CP5 55,98 111,33 157,10 Kéo tuột 155,30 Đứt thép Từ những kết quả sai khác giữa lý thuyết và thực nghiệm, nên trong loạt thí nghiệm này tác giả đề xuất hệ số m = 1,95  2,10 đối với thép gân và m = 5,3  5,5 đối với thép trơn. Bảng 5: Xác định lực kéo tuột tính toán và thực nghiệm (thép gân Ø12, theo đề xuất của tác giả) Cường độ Lực kéo Lực kéo đứt Dự đoán Lực kéo phá Dạng Cấp chịu nén tuột theo cốt thép theo dạng phá hoại thực phá hoại STT phối của bê tông lý thuyết lý thuyết hoại theo lý nghiệm thực (MPa) (kN) (kN) thuyết (kN) nghiệm Thép gân Ø12 1 CP1 65,21 119,71 56,55 Đứt thép 59,647 Đứt thép 2 CP2 50,29 92,32 56,55 Đứt thép 58,353 Đứt thép 3 CP3 41,99 77,08 56,55 Đứt thép 57,800 Đứt thép 4 CP4 57,14 104,89 56,55 Đứt thép 59,782 Đứt thép 5 CP5 55,98 102,76 56,55 Đứt thép 63,036 Đứt thép Thép trơn Ø14 6 CP1 65,21 51,38 58,48 Kéo tuột 51,950 Kéo tuột 7 CP2 50,29 39,63 58,48 Kéo tuột 42,201 Kéo tuột 8 CP3 41,99 33,09 58,48 Kéo tuột 43,642 Kéo tuột 9 CP4 57,14 45,02 58,48 Kéo tuột 45,098 Kéo tuột 10 CP5 55,98 44,11 58,48 Kéo tuột 47,069 Kéo tuột Thép gân Ø16 11 CP1 65,21 159,61 100,55 Đứt thép 105,774 Đứt thép 12 CP2 50,29 123,09 100,55 Đứt thép 106,845 Đứt thép 13 CP3 41,99 102,77 100,55 Đứt thép 102,567 Đứt thép 14 CP4 57,14 139,86 100,55 Đứt thép 101,964 Đứt thép 15 CP5 55,98 137,02 100,55 Đứt thép 102,137 Đứt thép Thép gân Ø20 16 CP1 65,21 202,63 157,10 Đứt thép 159,94 Đứt thép 17 CP2 50,29 156,27 157,10 Kéo tuột 148,82 Kéo tuột 18 CP3 41,99 130,48 157,10 Kéo tuột 148,98 Kéo tuột 19 CP4 57,14 177,55 157,10 Đứt thép 156,25 Đứt thép 20 CP5 55,98 173,95 157,10 Đứt thép 155,30 Đứt thép 83
7. 3.2 Mối quan hệ giữa lực kéo tuột và chuyển vị thiết bị kéo của từng loại cốt thép thực nghiệm Điều cần thiết để kéo tuột thanh thép ra khỏi mẫu bê tông là lực dính không tồn tại, và giới hạn bền của cốt thép lớn hơn ứng suất tại bề mặt tiếp xúc giữa bê tông và cốt thép. Lực trên thanh thép truyền cho bê tông bằng khả năng bám dính giữa hai loại vật liệu cụ thể là lực ma sát. Khi tăng tải trọng tác dụng lên thanh thép đến khi mẫu bê tông hoặc cốt thép bị phá hủy được thể hiện ở hình sau: Chuyển vị thiết bị kéo (mm) Chuyển vị thiết bị kéo (mm) thép trơn Ø14 (a) (b) Chuyển vị thiết bị kéo (mm) Chuyển vị thiết bị kéo (mm) thép gân Ø16 thép gân Ø20 (c) (d) Hình 4: Mối quan hệ giữa lực kéo phá hoại và chuyển vị thiết bị kéo Hình 4a, c cho thấy mối quan hệ giữa lực phá hoại và chuyển vị thiết bị kéo với sự thay đổi tỉ lệ các thành phần dung dịch trong bê tông Geopolymer thực tế là quá trình kéo thanh thép 84
8. vượt giới hạn bền nên thanh thép bị đứt, biểu đồ của mối quan hệ này giống với biểu đồ quan hệ giữa ứng suất và biến dạng của cốt thép. Với cốt thép có đường kính nhỏ thì lực phá hoại nhỏ nhưng chuyển vị của thiết bị kéo lớn và ngược lại. Với tỉ lệ các thành phần thay đổi trong năm cấp phối nêu trên, thì khả năng bám dính giữa bê tông và cốt thép vẫn đủ khả năng giữ chặt cốt thép trong bê tông, không cho cốt thép tuột ra khỏi mẫu thí nghiệm, khi lực phá hoại thực nghiệm có giá trị lớn hơn lực kéo đứt cốt thép và nhỏ hơn lực bám dính thì thanh thép bị đứt, mẫu bê tông vẫn giữ nguyên hình dạng ban đầu không bị ảnh hưởng bởi lực phá hoại của thanh thép. Đối với thanh thép trơn (hình 4b) có biểu đồ quan hệ giữa lực phá hoại và chuyển vị thiết bị kéo khác với hình 4a và 4c. Do thanh thép Ø14 là thép trơn, không có gờ thép, nên khi tăng tải tác dụng lên thanh thép Ø14 thì lực kéo chỉ làm cho thanh thép hoạt động trong giai đoạn đàn hồi, lực kéo tuột chưa đủ khả năng để thanh thép làm việc trong giới hạn chảy thì thanh thép đã bị kéo tuột. Hình 4d thể hiện kết quả kéo thanh thép Ø20 ra khỏi mẫu bê tông, biểu đồ trên đã chỉ ra rằng tất cả các thanh cốt thép vượt qua giới hạn chảy và làm việc ở giai đoạn bền. Trong CP2 và CP3 thanh thép Ø20 bị tuột, khi giới hạn bền của cốt thép gần đạt đến giá trị max, điều này chứng tỏ lực bám dính giữa cốt thép và bê tông Geopolymer nhỏ hơn lực kéo của cốt thép và lực kéo của cốt thép nhỏ hơn lực kéo thực nghiệm, nên thanh thép bị kéo tuột và bị biến dạng nhưng thanh thép vẫn chưa đứt. Kéo thanh thép Ø20 ở CP1, CP4, CP5 kết quả là thanh cốt thép bị đứt, do lực bám dính giữa cốt thép và bê tông geopolymer lớn hơn lực kéo của cốt thép và lực kéo thực nghiệm nhỏ hơn lực lực bám dính giữa bê tông và cốt thép. 3.2 Mối quan hệ giữa lực kéo và đường kính cốt thép Thanh thép có đường kính càng lớn thì khả năng chống lại kéo tuột trong bê tông geopolymer càng cao do diện tích bề mặt bám dính xung quanh thanh thép lớn làm tăng khả năng bám dính với bê tông geopolymer [14]. Kết quả này cũng tương tự như các nghiên cứu thực nghiệm kéo tuột với bê tông truyền thống [14-17]. 85
9. Hình 5: Mối quan hệ giữa lực kéo và đường kính cốt thép Ta nhận thấy cùng một loại thép gân, lực phá hoại có mối quan hệ gần như tuyến tính với đường kính cốt thép. Cốt thép trơn đường kính 14 mm có lực kéo tuột nhỏ hơn lực kéo tuột của cốt thép gân có đường kính 12 mm, thép trơn chỉ có lực ma sát mà không có lực cản của gân cốt thép nên lực kéo tuột của cốt thép trơn có giá trị nhỏ hơn so với thép gân có cùng đường kính. Quá trình kéo tuột các thanh thép Ø12, Ø16 ra khỏi mẫu ở năm cấp phối bê tông và Ø20 ở CP1, CP4, CP5 thì kết quả thu được là các thanh cốt thép bị đứt, nên lực kéo tuột cốt thép tuột chính là lực kéo phá hủy cốt thép, do đó không thể dựa vào lực kéo này để so sánh và đánh giá. Đối với thép trơn Ø14 chỉ có lực ma sát giữa cốt thép và bê tông, nên tất cả các thanh thép trơn đều bị kéo tuột. Lực kéo tuột của thép trơn Ø14 ở năm cấp phối bê tông Geopolymer khác nhau có giá trị lần lượt là: Bảng 6: Giá trị lực kéo tuột max (thép trơn Ø14) Cấp phối CP1 CP2 CP3 CP4 CP5 Cường độ chịu nén (MPa) 65,21 50,29 41,99 57,14 55,98 Lực kéo tuột (kN) 51,95 41,20 43,64 45,05 47,06 CP1, CP4 có alkaline/tro bay = 0,6; Na2SiO3/NaOH = 2; 2,5 có lực kéo tuột lần lượt là 51,95 kN và 45,05 kN. Khi tăng tỉ lệ alkaline/tro bay không tăng, tăng tỉ lệ Na2SiO3/NaOH từ 2 lên 2,5 thì lực kéo tuột giảm khoảng 13 %. CP2, CP5 có alkaline/tro bay = 0,65; Na2SiO3/NaOH = 2,5; 2 có lực kéo 41,20 kN và 47,06 kN từ đó cho thấy khi giảm tỉ lệ Na2SiO3/NaOH từ 2,5 xuống 2 thì lực kéo tuột tăng khoảng 12 %. CP1, CP5, CP3 có tỉ lệ Na2SiO3/NaOH = 2 và tỉ lệ alkaline/tro bay = 0,6; 0,65; 0,70 có 86
10. giá trị lực kéo tuột 51,95 kN; 47,06 kN và 43,64 kN, như vậy giá trị lực kéo giảm trong khoảng từ 7 – 9 % khi tăng tỉ lệ alkaline/tro bay. Kết luận: kết quả lực kéo tuột ở bảng 6 khẳng định rằng lực kéo tuột có liên quan trực tiếp đến cường độ chịu nén của bê tông, cường độ chịu nén của bê tông càng cao thì lực kéo tuột càng cao, cường độ bê tông Geopolymer thay đổi phụ thuộc vào sự thay đổi tỉ lệ của các thành phần dung dịch. Nói chung lực kéo tuột phụ thuộc vào tỉ lệ thành phần dung dịch trong bê tông Geopolymer. 3.3 Mối quan hệ giữa lực kéo, đường kính thép và biến chuyển vị thiết bị kéo Số liệu từ kết quả thực nghiệm cho thấy mối quan hệ giữa lực kéo tuột và đường kính thép là tuyến tính, lực kéo tuột tăng khi đường kính thép tăng và ngược lại. Chuyển vị thiết bị kéo có xu hướng tăng khi đường kính cốt thép. Hình 6a thể hiện ối quan hệ giữa lực kéo tuột, đường kính thép và chuyển vị thiết bị kéo (CP1). Chuyển vị thiết bị kéo khi thực nghiệm đối với thép trơn Ø14 là 4,432 mm tại lực kéo đạt giá trị max = 51,95 kN. Sau giai đoạn này lực kéo bắt đầu giảm nhanh và chuyển vị tăng nhanh. Lực kéo làm đứt thanh thép gân Ø12 đạt giá trị 59,674 kN và chuyển vị 78,13 mm, chuyển vị này do biến dạng chảy và biến dạng bền của cốt thép gây ra. Lực kéo đứt thanh thép gân Ø16 là 105,774 kN có giá trị gần gấp 2 lần so với Ø12 và chuyển vị của thiết bị kéo đạt 69,108 mm giảm khoảng 12 % so với thép gân Ø12. Kết quả trên hình 6(b – e) cho thấy lực kéo của cốt thép gân tăng khi đường kính cốt thép tăng và chuyển vị của thiết bị kéo có xu hướng giảm. Trong năm loại cấp phối với sự thay đổi tỉ lệ giữa các thành phần dung dịch, ta nhận thấy thanh thép có đường kính càng lớn thì khả năng chống lại lực kéo tuột trong bê tông geopolymer càng cao, do diện tích bề mặt bám dính xung quanh thép thanh lớn hơn, làm tăng khả năng bám dính giữa cốt thép với bê tông geopolymer. 87
11. Hình 6: Mối quan hệ giữa lực kéo và chuyển vị thiết bị kéo Kết quả trên cũng cho thấy đường kính cốt thép tỉ lệ thuận với lực kéo phá hoại và tỉ lệ 88
12. nghịch với chuyển vị thiết bị kéo. Điều này có thể giải thích do diện tích tiếp xúc của thép gân và bê tông geopolymer càng lớn thì lực kéo càng tăng và chuyển vị thiết bị kéo càng nhỏ, mặt khác các thanh thép gân có khả năng bám dính tốt giúp hạn chế sự trượt xảy ra. Khi kéo các thanh thép trơn ra khỏi bê tông geopolymer ở 5 cấp phối thực nghiệm thì lực kéo càng lớn tương ứng với cấp độ bền của bê tông càng cao và ngược lại, điều này chứng minh rằng lực kéo cũng bị ảnh hưởng bởi cường độ chịu nén của bê tông. Nói cách khác, khả năng bám dính giữa cốt thép và bê tông chịu ảnh hưởng bởi cường độ của bê tông, nhìn chung mối quan hệ này là mối quan hệ tuyến tính. 4. KẾT LUẬN Luận văn trình bày các kết quả so sánh thực nghiệm về mối quan hệ giữa lực kéo phá hoại và chuyển vị của thiết bị kéo dựa trên thí nghiệm kéo tuột các thanh cốt thép có đường kính khác nhau được đặt trong mẫu bê tông Geopolymer. Trong đó, bê tông Geopolymer được sử dụng với năm loại cấp phối có cường độ chịu nén khác nhau do sự thay đổi về hàm lượng tro bay tỉ lệ dung dịch alkaine/tro bay và tỉ lệ Na2SiO3/NaOH. Một số kết luận được rút ra như sau: - Khả năng chống kéo tuột của thép trơn kém hơn so với thép gân - Bê tông geopolymer có cường độ chịu nén càng cao thì khả năng bám dính giữa cốt thép và bê tông Geopolymer càng lớn. - Lực kéo tuột và chuyển vị của thiết bị kéo trong bê tông geopolymer là mối quan hệ không tuyến tính và có mối quan hệ tuyến tính với đường kính thép. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] J. Davidovits (1991), Geopolymers - Inorganic polymeric new materials, Journal of Thermal Analysis and Calorimetry, vol. 37, pp. 1633 - 1656. [2] J. Davidovits (1994), Properties of Geopolymer cement, Proceding first International conference on Akaline cements and concretes, pp. 131-149. [3] J. Davidovits (2011), Geopolymer Chemistry and Applications, Saint-Quentin, France, Geopolymer Institute. [4] A. Palomo et al. (1992), Physical, chemical and mechanical characterization of Geopolymers, 9th International Congress on Chemistry of Cements, National Council for Cement and Building Materials. 89
13. [5] J.L. Provis et al. (2008), Valorisation of fly ash by Geopolymer isation, Global NEST Journal, 11. [6] A. M. Mustafa Al Bakri et al. (2011), Microstructure of different NaOH molarity of fly ash- based green polymeric cement, Journal of Engineering and Technology Research, vol. 3, pp. 44-49. [7] J.L. Provis et al. (2009), Geopolymers: Structure, processing, properties and industrial applications, Woodhead Publishing, Abingdon UK. [8] Phan Quang Minh, Ngô Thế Phong, Nguyễn Đình Cống (2006). Kết cấu bê tông cốt thép – phần cấu kiện cơ bản. Nhà xuất bản khoa học kỹ thuật, tr. (22 – 23); (38 – 41) và trang 365. [9] Davidovits, Joseph, and Michel Davidovics. (1987), "Geopolymer poly (sialate)/poly (sialate-siloxo) mineral matrices for composite materials." International Conference on Composite Materials, 6 th, and European Conference on Composite Materials, 2 nd, London, England. [10] Palomo, A., Grutzeck, M.W., & Blanco, M.T. (1999), Alkali-activated fly ash cement for furthure. Cement and Concrete Research. [11] Van Jaarsveld, J.G.S., Van Deventer J.S.J., & Lukey, G.C. (2002), The effect off composition and temperature on the properties of fly ash and kaolinite-based geopolymers. Chemical Engineering. [12] Djwantoro Hardjito, S.E.W., Dody M.J.Sumajouw and B.VRanagn, (2004), Factors influencing the compressive strength of fly ash based Geopolymer concrete. Civile Engineering Dimension. [13] Rangan, D.H.a.B.V., Development and Properties of Low-calcium fly ash based Geopolymer concrete, in Research report GC12005: Faculty of Engineering Curtin University of Technology Perth, Australia, p. 103 [14] Suresh.G.Patil and Manojkumar. (2013), Factors influencing compressive strength of Geopolymer concrete. IJRET : Inetrnational Journal of Research in Engineering and Technology. [15] Nuruddin, M.F., et al. (2011), Compressive strength and interfacial transition zone characteristic of Geopolymer concrete with different cast In-Situ curing conditions. International Scholarly and Scientific Research&Innovation. [16] Bakri, A.M.M.A., H.Kamarudin, and M.Binhussain. (2012) Microstructure study in 90
14. optimization of high strength fly ash based geopolymer. Advanced Material Research, p. 2173- 2180. [17] Zejak, R., I. Nikolic, and D. Blecic. (2012) Mechanical and microstruture properties of the fly ash based Geopolymer paste and mortar. Materials and technology, p. 535-540. 91
15. BÀI BÁO KHOA HỌC THỰC HIỆN CÔNG BỐ THEO QUY CHẾ ĐÀO TẠO THẠC SỸ Bài báo khoa học của học viên có xác nhận và đề xuất cho đăng của Giảng viên hướng dẫn B n ti ng Vi t ©, T NG I H C S PH M K THU T TP. H CHÍ MINH và TÁC GI Bản quếy n táệc ph mRƯ ãỜ cĐ bẠ o hỌ b Ưi Lu tẠ xu t Ỹb n vàẬ Lu t S hỒ u trí tu Vi t Nam. NgẢhiêm c m m i hình th c xu t b n, sao ch p, phát tán n i dung khi c a có s ng ý c a tác gi và ả ng ề i h ẩ pđh đưm ợK thuả tộ TP.ở H ậChí Mấinh.ả ậ ở ữ ệ ệ ấ ọ ứ ấ ả ụ ộ hư ự đồ ủ ả Trườ Đạ ọCcÓ Sư BÀI BạÁO KHỹ OA ậH C T ồT, C N CHUNG TAY B O V TÁC QUY N! ĐỂ Ọ Ố Ầ Ả Ệ Ề Th c hi n theo MTCL & KHTHMTCL h c 2017-2018 c a T vi n ng i h c S ph m K thu t Tp. H Chí Minh. ự ệ Năm ọ ủ hư ệ Trườ Đạ ọ ư ạ ỹ ậ ồ