Chất kết dính chịu nhiệt sử dụng tro bay

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển 2 51 
CHẤT KẾT DÍNH CHỊU NHIỆT SỬ DỤNG TRO BAY 
HEAT – RESISTANT BINDER USING FLY ASH 
Đỗ Thị Phượng1, Lê Văn Trí2, Vũ Minh Đức3, Nguyễn Nhân Hòa3 
1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; dtphuong@dut.udn.vn 
2Trường Đại học Xây dựng Miền Trung 
3Trường Đại học Xây dựng 
Tóm tắt - Hằng năm, tại các nhà máy nhiệt điện ở Việt Nam, lượng 
tro xỉ thải ra là khoảng 15 triệu tấn. Giải quyết lượng phế thải này 
là bài toán cho ngành vật liệu xây dựng. Bài báo thể hiện kết quả 
sử dụng phế thải tro bay (FA) và xi măng (XM) Portland (OPC) chế 
tạo chất kết dính (CKD) chịu nhiệt. Chín tỷ lệ về hàm lượng phụ 
gia/xi măng được nghiên cứu dưới ảnh hưởng của nhiệt độ cao 
100, 200, 400, 600, 800 và 1.000°C. Các tính chất cơ học và vật lý 
như cường độ nén, khối lượng thể tích, độ co ngót được xác định 
sau khi làm nguội mẫu ở ngoài không khí. Phân tích vi cấu trúc 
bằng các phương pháp phân tích nhiệt vi sai (TGA), phân tích Rơn-
ghen (XRD), kính hiển vi điện tử quét (SEM) cũng được giới thiệu 
trong bài báo này. Dựa vào phương pháp quy hoạch thực nghiệm, 
tìm được thành phần tối ưu chế tạo chất kết dính chịu nhiệt. Chất 
kết dính với hàm lượng tro bay chiếm 25,014% và 40,033% so với 
khối lượng xi măng có thể làm việc ở nhiệt độ 800°C và 1.000°C. 
Abstract - About 15 million tons of coal ash are generated by 
thermal power plants in Vietnam each year. Solving the amount of 
this discarded stuff is a problem for building material industry. This 
paper presents a research on the use of ordinary Portland cement 
(OPC) and discarded stuff in industry as fly ash (FA) to make heat-
resistant binder. Nine different composite mixtures with varying 
amounts of FA are exposed to high temperatures of 100, 200, 400, 
600, 800 and 1,000°C. Physical and mechanical properties 
including compressive strength, density, shrinkage are determined 
after air cooling. Micro-structure is investigated by thermos- 
gravimetric analysis (TGA), X–ray diffraction (XRD) and scanning 
electron microscopy (SEM) tests. Based on factorial experimental 
design, we have determined the optimal composition of heat – 
resistant binder. The OPC is partially replaced by 25,014%, and 
40,033% of FA can be used as heat–resistant binder at high 
temperatures 800°C and 1,000°C. 
Từ khóa - chất kết dính chịu nhiệt; tro bay; phế thải; nhiệt độ cao; 
vi cấu trúc 
Key words - heat – resistant binder; fly ash; discarded stuff; high 
temperature; microstructure 
1. Đặt vấn đề 
Trong các công trình chịu nhiệt thường dùng các loại 
vật liệu chịu lửa đơn chiếc, khó thay đổi hình dáng. Trong 
khi bê tông thông thường dùng OPC bị suy giảm các tính 
chất dưới ảnh hưởng của nhiệt độ cao, nghiên cứu từ những 
năm 1950 [5, 6]. Bê tông chịu nhiệt có thể khắc phục cả hai 
nhược điểm trên, nó được chế tạo cốt liệu chịu nhiệt và chất 
kết dính chịu nhiệt. 
Bê tông chịu nhiệt có thể sử dụng nhiều loại chất kết 
dính khác nhau, tùy thuộc vào yêu cầu mức độ chịu nhiệt. 
Khi sử dụng chất kết dính từ OPC, sự suy giảm cường độ 
của đá xi măng dưới nhiệt độ cao do mất nước liên kết đồng 
thời do sự thủy hóa lần 2 của CaO (do phản ứng phân hủy 
Ca(OH)2 tạo ra CaO tự do) bằng hơi nước trong không khí 
[7, 8]. Vì vậy, để chế tạo chất kết dính chịu nhiệt, G. M. 
Ruxuk đã kiến nghị cần đưa vào trong OPC các phụ gia 
khoáng [1, 7]. Y. U. But đã nghiên cứu sử dụng cát quắc 
và điatômít nghiền mịn để liên kết CaO khi giữ mẫu trong 
điều kiện tiêu chuẩn và sau khi chưng áp. Tuy nhiên, khi 
đốt nóng SiO2 có sự biến đổi thù hình, không ổn định thể 
tích. K. D. Nekrasov và các cộng sự nghiên cứu sử dụng 
phụ gia sa mốt, sa mốt và tan chế tạo bê tông nhẹ chịu nhiệt 
có thể làm việc ở 1.200°C [9]. Một số nghiên cứu chỉ ra 
rằng, có thể sử dụng phụ gia tro bay, xỉ lò cao, silica fume 
để chế tạo bê tông cường độ cao, có thể chịu nhiệt ở cấp 
800°C [10, 11, 12]. G. D. Salmanov nghiên cứu sử dụng 
phụ gia nghiền mịn crômit, tăng độ chịu lửa và nhiệt độ 
biến dạng dưới tải trọng của đá xi măng. Theo [13], gia phế 
thải crôm, phế thải bột nano cao aluminum có thể chế tạo 
bê tông chịu nhiệt lên đến 1.300 – 1.400°C. Ngoài OPC, 
người ta còn nghiên cứu sử dụng các chất kết dính cho bê 
tông chịu nhiệt như xi măng alumin, xi măng cao alumin, 
thủy tinh lỏng [3, 9, 13], tuy nhiên giá thành cao. 
Ở Việt Nam, các công trình công nghiệp ở nước ta hàng 
năm hầu như vẫn phải nhập khẩu bê tông chịu nhiệt để sử 
dụng. Nghiên cứu chế tạo bê tông chịu nhiệt từ nguồn nguyên 
liệu trong nước, đặc biệt là sử dụng các phế liệu, phế thải mang 
tính cấp thiết [2]. Bài báo thể hiện kết quả nghiên cứu sử dụng 
phế thải FA từ các nhà máy nhiệt điện và xi măng OPC để chế 
tạo chất kết dính chịu nhiệt có thể làm việc ở 800 - 1.000°C. 
Theo báo cáo của Bộ Xây dựng, các nhà máy nhiệt điện 
thải ra khoảng 15 triệu tấn tro xỉ mỗi năm. Dự báo đến năm 
2030, có thể lên tới 30 triệu tấn tro xỉ, trong đó FA khoảng 
gần 8 triệu tấn. Tuy nhiên, việc tái sử dụng tro xỉ chỉ chiếm 
khoảng 30% và hàng triệu tấn tro xỉ không còn chỗ chứa. Xử 
lý tro xỉ đang là vấn đề nhức nhối hiện nay. FA đã được sử 
dụng trong xây dựng đường, làm bê tông, gạch không nung, 
... nhưng việc sử dụng FA chưa tuyển trong chế tạo chất kết 
dính chịu nhiệt hoàn toàn là điều mới mẻ. Việc sử dụng phế 
thải của ngành nhiệt điện chế tạo chất kết dính chịu nhiệt 
mang lại hiệu quả thiết thực như hạ giá thành sản phẩm, nâng 
cao hiệu quả kinh tế, đồng thời giải quyết được vấn đề môi 
trường mà vẫn đảm bảo các tính chất kỹ thuật. 
2. Vật liệu và phương pháp 
Xi măng PC40 Bút Sơn được sử dụng trong nghiên cứu 
có cường độ nén 28 ngày 46,5 MPa xác định theo TCVN 
6016:2011, các tính chất xác định theo TCVN 4030:2003, 
TCVN 6017:1995 thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật theo TCVN 
2682:2009. 
Tro bay sử dụng trong nghiên cứu là FA chưa tuyển của 
Nhà máy Nhiệt điện Ninh Bình. Tổng hàm lượng 
Al2O3 + SiO2 + Fe2O3 = 82,38 %, lượng mất khi nung 
(MKN) = 4,12%. Tro có khối lượng thể tích là 852 kg/m3 
52 Đỗ Thị Phượng, Lê Văn Trí, Vũ Minh Đức, Nguyễn Nhân Hòa 
và lượng sót sàng 0,09 mm đạt 5,3%. 
Nước sử dụng phù hợp TCVN 4506-2012. 
Với hàm lượng FA được thay thế trong xi măng là 0; 15; 
20; 25; 30; 35; 40; 45; 50%, nhóm tác giả xác định lượng 
nước tiêu chuẩn và thời gian đông kết của hỗn hợp chất kết 
dính theo TCVN 6017:1995. Sau đó, các mẫu chất kết dính 
được chế tạo kích thước 2x2x2 cm theo phương pháp nhanh. 
Các mẫu sau khi chế tạo được bảo dưỡng ở nhiệt độ tiêu 
chuẩn t = 27±2°C, độ ẩm W > 90%. Sau 28 ngày, mẫu được 
đưa ra sấy khô và đưa vào lò nung ở các cấp nhiệt 100, 200, 
400, 600, 800 và 1.000°C với tốc độ nâng và hạ nhiệt không 
quá 5°C/ph, hằng nhiệt trong 3 – 4h. Sau khi gia nhiệt, mẫu 
được làm nguội đến nhiệt độ phòng và xác định các tính chất 
như khối lượng thể tích, độ co ngót và cường độ nén. Để tìm 
hàm lượng tối ưu của FA - phụ gia khoáng nghiền mịn (PG) 
được đưa vào thay thế xi măng, nhóm tác giả tiến hành xây 
dựng mô hình quy hoạch thực nghiệm với hàm mục tiêu là 
cường độ nén, nhân tố ảnh hưởng là hàm lượng PG (%, tính 
theo khối lượng so với XM). Phân tích vi cấu trúc, nhóm tác 
giả sử dụng các phương pháp phân tích TGA, XRD và SEM. 
3. Kết quả và bàn luận 
3.1. Nước tiêu chuẩn và thời gian đông kết 
Chế tạo hỗn hợp chất kết dính tương ứng với từng hàm 
lượng PG (%, tính theo khối lượng so với XM). Lượng nước 
tiêu chuẩn và thời gian đông kết của hỗn hợp CKD thể hiện 
trong Bảng 1: 
Bảng 1. Nước tiêu chuẩn và thời gian đông kết của CKD 
STT PG (%) 
Nước tiêu 
chuẩn (%) 
Thời gian đông kết (ph) 
Bắt đầu Kết thúc 
1 0 28,5 125 180 
2 15 28,75 130 185 
3 20 29 135 195 
4 25 29,25 140 200 
5 30 29,5 145 205 
6 35 29,75 150 210 
7 40 30,0 155 215 
8 45 30,25 160 220 
9 50 30,5 165 230 
Khi tăng hàm lượng PG thì lượng nước tiêu chuẩn, thời 
gian bắt đầu và kết thúc đông kết tăng dần. Nguyên nhân 
của hiện tượng này là do PG nằm ở dạng bột mịn phân bố 
đều trong hỗn hợp CKD, tỷ lệ diện tích bề mặt tăng lên nên 
lượng cần nước lớn và thời gian đông kết kéo dài. Mặt 
khác, do PG mịn đưa vào trong hỗn hợp làm giảm lượng 
hồ XM, dẫn tới số lượng tinh thể của các sản phẩm thủy 
hóa ít đi, làm cho sự phát triển của mạng lưới tinh thể của 
hỗn hợp CKD diễn ra chậm hơn [2]. 
3.2. Khối lượng thể tích 
Ảnh hưởng của hàm lượng PG đến khối lượng thể tích 
của đá CKD được thể hiện trong Hình 1. 
Ở cùng cấp nhiệt độ thì giá trị khối lượng thể tích của 
CKD giảm dần khi tăng hàm lượng PG (Hình 1) vì khối 
lượng thể tích của PG nhỏ hơn XM. 
Hình 1. Khối lượng thể tích của đá CKD ở các cấp nhiệt độ 
Càng tăng nhiệt thì giá trị khối lượng thể tích giảm dần. 
Từ 25 - 100°C có sự thoát nước từ các mao quản và các lỗ 
rỗng, khối lượng thể tích giảm mạnh. Từ 100 - 200°C, sự 
suy giảm khối lượng thể tích lại giảm. Tăng nhiệt độ trên 
200°C thì lượng nước hấp phụ tách ra, đồng thời mất lượng 
MKN, lượng nước hóa học bay hơi làm khối lượng giảm 
mạnh. Đến 800 - 1.000°C, có sự tương tác giữa CaO tự do 
và các khoáng thủy hóa của XM với PG khoáng nghiền mịn, 
tạo ra các khoáng mới, sự suy giảm khối lượng thể tích giảm 
dần. Mẫu có 0% PG bị phá hủy cấu trúc ở trên 800°C. 
3.3. Độ co 
Ảnh hưởng của hàm lượng PG đến độ co của đá CKD 
được thể hiện trong Hình 2. 
Hình 2. Độ co của đá CKD ở các cấp nhiệt độ 
Ở cùng cấp nhiệt độ thì độ co của CKD giảm dần khi 
tăng hàm lượng PG (Hình 2) do PG đưa vào thay thế một 
phần XM, giảm co ngót của đá CKD. 
Càng tăng nhiệt thì giá trị độ co tăng. Bắt đầu từ 
100 - 200°C, các mẫu co nhẹ. Lúc này các PG đưa vào phát 
huy vai trò chống co ngót. Tăng nhiệt trên 200°C, tốc độ 
co ngót tăng mạnh, thể hiện ở “độ dốc” của đồ thị. Lúc này 
dưới tác dụng của nhiệt, lượng nước trong các lỗ rỗng thoát 
ra, sức căng bề mặt trong mao quản sẽ tăng dần và nén phần 
rắn các thành các mao quản. Và độ co tiếp tục tăng cho đến 
khi các phần tử có xu hướng tiếp xúc được với nhau. Đến 
800 - 1.000°C, phản ứng rắn xảy ra làm đá CKD co ngót 
lớn. Cấu trúc đá CKD trở nên đặc chắc hơn và hình thành 
cấu trúc của vật liệu gốm. Mẫu chứa lượng PG càng lớn thì 
mức độ tăng độ co có xu hướng giảm. 
3.4. Cường độ 
Ảnh hưởng của hàm lượng PG đến cường độ của đá 
CKD được thể hiện trong Hình 3. 
1200
1400
1600
1800
2000
25 100 200 400 600 800 1000
Nhiệt độ, oC
Khối lượng thể tích, kg/m3 0%PG
15%PG
20%PG
25%PG
30%PG
35%PG
40%PG
45%PG
50%PG
1.2
2.2
3.2
4.2
5.2
6.2
100 200 400 600 800 1000 Nhiệt độ, oC
Độ co, %
0%PG
15%PG
20%PG
25%PG
30%PG
35%PG
40%PG
45%PG
50%PG
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển 2 53 
Hình 3. Cường độ của đá CKD ở các cấp nhiệt độ 
Khi tăng hàm lượng PG thì cường độ ở nhiệt độ thường 
giảm dần. Vì chúng chỉ có vai trò là phụ gia trơ, có tác dụng 
điền đầy dẫn tới giảm hoạt tính của XM. 
Khi đốt nóng đến 200°C thì cường độ của đá CKD tăng 
dần. Sở dĩ là do xảy ra sự mất nước tự do làm đá CKD co lại 
làm tăng độ chặt, đồng thời nước tự do tách ra còn có tác dụng 
tiếp tục thuỷ hoá phần xi măng chưa được thủy hoá làm tăng 
cường độ, quá trình này được gọi là quá trình “tự chưng hấp”. 
Tăng nhiệt trên 200°C, cường độ của đá CKD bắt đầu 
giảm do sự mất nước liên kết hoá học của hyđrôxit canxi 
và các sản phẩm thuỷ hoá của xi măng. 
Ở trên 400°C, mẫu có 0% PG có cường độ suy giảm 
mạnh nhất. Đến 800°C, mẫu hoàn toàn mất khả năng chịu 
lực. Đá CKD có PG, do có tác dụng chống lại sự co ngót, 
làm giảm nội ứng suất trong đá chất kết dính khiến cho 
cường độ giảm chậm hơn. 
Từ 600 - 800°C, sự suy giảm cường độ giảm dần. Đây 
là khoảng nhiệt độ thể hiện khá rõ sự ảnh hưởng của các tỷ 
lệ phụ gia đưa vào. Tại 600°C, các mẫu 20%, 15% và 30% 
PG cho cường độ đá CKD cao nhất. 
Từ 800 - 1.000°C, cường độ của đá CKD tiếp tục giảm 
và đạt giá trị thấp nhất ở 1.000°C. Ở khoảng nhiệt độ này, 
phản ứng pha rắn xảy ra giữa CaO tự do và các thành phần 
khoáng của xi măng với các cấu tử của PG tạo ra các 
khoáng mới có cường độ và độ bền nhiệt. Lúc này, hàm 
lượng phụ gia càng lớn thì phản ứng xảy ra càng triệt để, 
dẫn tới có cường độ cao hơn. Ở 800°C, các mẫu 25%, 30% 
và 20% PG cho cường độ đá CKD cao nhất, cường độ còn 
lại đạt 57,39%, 57,77% và 51,53% so với cường độ ở nhiệt 
độ thường. Ở 1.000°C, các mẫu 40%, 35% 30% PG cho 
cường độ đá CKD cao nhất, cường độ còn lại đạt 37,59%, 
33,08% và 29,42% so với cường độ ở nhiệt độ thường. 
3.5. Quy hoạch thực nghiệm 
Nhóm tác giả lập mô hình quy hoạch thực nghiệm với 
hàm mục tiêu là cường độ nén ở cấp nhiệt độ 800°C và 
1.000°C, mã hóa biến % PG (so với khối lượng XM) là X 
(Bảng 2) và xây dựng ma trận quy hoạch thực nghiệm 
(Bảng 3) để tìm ra % PG tối ưu chế tạo CKD chịu nhiệt. 
Bảng 2. Bảng mã hóa quy hoạch thực nghiệm 
Nhiệt 
độ (°C) 
Mã 
hóa 
Điểm quy hoạch 
-1,189 -1 0 1 +1,189 
800 X 19 20 25 30 31 5 
1.000 X 34 35 40 45 46 5 
Bảng 3. Bảng ma trận quy hoạch thực nghiệm cường độ 
 đá CKD tại 800°C và 1.000°C 
X X2 
Cường độ nén - Rn (MPa) 
Rn1 Rn2 Rn3 𝑅𝑛
𝑡𝑏 
1 1 
30,47
16,47
31,03
16,21
30,37
15,86
30,62
16,18
-1 1 
30,43
16,92
29,06
15,23
29,15
16,50
29,55
16,22
+1,189 1,414 
29,34
14,81
28,81
15,07
28,63
14,63
28,93
14,84
-1,189 1,414 
27,45
16,43
28,78
16,74
28,07
15,62
28,10
16,26
0 0 
32,53
20,17
34,32
19,06
32,08
19,28
32,98
19,50
0 0 
34,04
19,38
31,85
19,65
32,61
18,80
32,83
19,28
0 0 
33,17
18,15
33,65
19,63
33,14
18,76
33,32
18,85
Ghi chú: Tử số là các giá trị cường độ nén của tổ mẫu ở 800°C, 
mẫu số các giá trị cường độ nén của tổ mẫu ở 1.000°C. 
Sau khi giải bài toán quy hoạch thực nghiệm, ta có được 
hàm hồi quy cường độ nén của CKD ở 800°C như sau: 
�̂�𝑅𝑛 = 19,037 + 0,341𝑋 − 2,590𝑋
2 (1). Hàm hồi quy 
cường độ nén của CKD chịu nhiệt ở 1.000°C như sau: 
�̂�𝑅𝑛 = 33,702 + 0,172𝑋 − 3,224𝑋
2 (2). 
Hình 4. Đồ thị biểu diễn 
cường độ đá CKD ở 800°C 
Hình 5. Đồ thị biểu diễn 
cường độ đá CKD ở 1.000°C 
Qua đồ thị biểu diễn cũng như phương trình hồi quy, ở 
cấp 800°C, cường độ của đá CKD lớn nhất là 33,17 MPa 
khi X = 0,0027 hay PG = 25,014% (so với khối lượng XM); 
ở cấp 1000oC, cường độ của đá CKD lớn nhất là 
19,048 MPa khi X = 0,0066 hay PG = 40,033%. 
3.6. Phân tích vi cấu trúc 
Hình 6. Phân tích nhiệt mẫu đá CKD có 40,033% PG 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
25 100 200 400 600 800 1000 Nhiệt độ, oC
Cường độ, MPa
0%PG
15%PG
20%PG
25%PG
30%PG
35%PG
40%PG
45%PG
50%PG

100 200 300 400 500 600 700 800 900
Temperature /°C
0
0.2
0.4
0.6
0.8
DTA /(uV/mg)
82
84
86
88
90
92
94
96
98
100
TG /%
Peak: 107.7 °C
Peak: 450.8 °C
Peak: 478.0 °C
Peak: 613.8 °C
Peak: 758.6 °C
Peak: 783.6 °C
Peak: 806.7 °C
Mass Change: -5.83 %
Mass Change: -2.56 %
Mass Change: -1.22 %
Mass Change: -5.49 %
Mass Change: -3.07 %
[1]
[1]
 exo
Instrument:
File:
Project:
Identity:
Date/Time:
Laboratory:
Operator:
NETZSCH STA 409 PC/PG
Mau 4 (Ximang + tro)...
Tri
8/18/2017 7:57:21 AM
Long
Sample:
Reference:
Material:
Correction File:
Temp.Cal./Sens. Files:
Range:
Sample Car./TC:
Mau 4 (ximang + tro), 35.900 mg
Al2O3
Cor KK.900C-8.2017.bsv
Tcalzero.tcx / Senszero.exx
30/10.00(K/min)/900
DTA(/TG) HIGH RG 5 / S
Mode/Type of Meas.:
Segments:
Crucible:
Atmosphere:
TG Corr./M.Range:
DSC Corr./M.Range:
Remark:
DTA-TG / Sample + Correction
1/1
DTA/TG crucible Al2O3
O2/30 / N2/10
020/30000 mg
020/5000 µV
KK
Mau 4 (Ximang + tro).dsv.ngbAdmin 22-08-2017 09:10
54 Đỗ Thị Phượng, Lê Văn Trí, Vũ Minh Đức, Nguyễn Nhân Hòa 
Phân tích vi cấu trúc mẫu đá CKD theo phương pháp 
TGA, có kết quả theo Hình 6. 
Ở khoảng nhiệt độ từ 20°C đến khoảng 107,7 - 
113,1°C, có hiệu ứng nhiệt do mất nước lý học, khối lượng 
bắt đầu giảm mạnh, kèm theo độ co tăng. Từ 107,7 - 
113,1°C đến khoảng 450,8 - 473,2°C khối lượng giảm 
mạnh ở 280°C, ΔG giảm 5,83%; ở 440°C, ΔG giảm 2,56% 
(Hình 6). Điều đó cho thấy ở khoảng nhiệt độ này, ngoài 
việc mất nước lý học bắt đầu có sự mất nước liên kết hóa 
học của các khoáng XM thủy hóa, tốc độ suy giảm khối 
lượng giảm dần. Kèm theo sự giảm khối lượng là diễn ra 
sự co ngót của mẫu. Tổng mất khối lượng ở khoảng nhiệt 
độ này là 6,39%. Tiếp theo, khối lượng giảm thấp 1,22% ở 
630°C. Tiếp tục quá trình tách nước hóa học, tổng mất khối 
lượng là 7,61%. Từ 613,8 - 758,6°C và 783,6°C đến 
khoảng nhiệt độ 806,7 - 900°C có các hiệu ứng thu nhiệt 
do phân ly CaCO3; sự mất khối lượng tiếp tục diễn ra mạnh: 
ΔG giảm 5,49% ở 760°C và ΔG giảm 3,07% ở 900°C. 
Tổng mất khối lượng của cả quá trình (từ 20°C - 900°C) 
khá lớn, 18,17%. 
Phân tích vi cấu trúc theo phương pháp XRD có kết quả 
theo Hình 7. 
\Hình 7. Phân tích XRD mẫu đá CKD có 40,033% PG 
Đốt nóng ở 1.000°C có sự hình thành các khoáng ở các 
pick sau (Hình 7): Khoáng quắc (SiO2) ở các pick: 
dAo(1,3730; 1,8163; 3,3455; 4,2454). Khoáng Gelenhit 
(2CaO.Al2O3.SiO2) ở các pick: dAo(1,3739; 1,4781; 1,4445; 
1,5152; 1,7277; 1,7544; 1,8720; 1,9297; 2,0346; 2,2932; 
2,4014; 2,4251; 2,5301; 2,8487; 3,0700; 3,7100; 4,2454; 
5,0730; 5,4653). Khoáng Vollastonhit (CaO.SiO2) ở các 
pick: dAo(1,4304; 1,4917; 1,8170; 2,1861; 2,2935; 2,4894; 
2,5708; 2,6780; 2,8156; 2,9314; 3,0705; 3,3452; 3,5277; 
3,8884; 4,0670; 6,1651; 7,8003). Khoáng Belit (2CaO.SiO2) 
ở các pick: dAo(1,4094; 1,4797; 1,5150; 2,5483; 2,5814; 
1,6145; 1,7550; 1,9439; 1,9859; 2,0341; 2,0350; 2,0850; 
2,1105; 2,1485; 2,1864; 2,2398; 2,2930; 2,3292; 2,4488; 
2,6112; 2,6782; 2,7461; 2,7645; 2,7829; 2,8158; 2,8901; 
3,1618; 3,2537; 3,4062; 3,7100; 3,9241; 4,6807). Khoáng 
oxit canxi (CaO) ở các pick dAo(1,4449; 1,7010; 2,4014). 
Kết quả phân tích XRD cho thấy, ở khoảng nhiệt độ 
1.000°C đã xuất hiện khoáng bền nhiệt C2AS, tuy nhiên 
vẫn còn CaO, tức phản ứng pha rắn chưa xảy ra triệt để. 
Phân tích vi cấu trúc theo phương pháp SEM, có kết 
quả theo Hình 8, 9. 
Hình 8. Phân tích SEM mẫu 
OPC ở 1.000°C 
Hình 9. Phân tích SEM mẫu đá 
CKD có 40,033% PG ở 
1.000°C 
Phân tích cấu trúc cho thấy, ở mẫu đá CKD đốt nóng 
1.000°C không dùng PG (Hình 8) có cấu trúc chủ yếu là 
thành phần pha thủy tinh nóng chảy, các lỗ rỗng phân bố 
hỗn độn, chính vì thế nên mẫu không có khả năng chịu 
nhiệt ở nhiệt độ cao. 
Thành phần vật chất của mẫu đá CKD có 40,033% PG 
(Hình 9) gồm các tinh thể hạt mịn CaCO3 phân bố hỗn độn, 
các khoáng thủy hóa của xi măng (CS, C2S, C3S), các pha 
thủy tinh nóng chảy và các tinh thể khoáng mới C2AS. Các 
chùm tia nhỏ của khoáng C2AS được phân bố hỗn độn 
trong các khe nhỏ trong pha thủy tinh, nó cùng với các 
khoáng CS, C2S, C3S sẽ tạo nên cường độ và tính chịu nhiệt 
cho CKD. Nhận thấy, cấu trúc vẫn còn những lỗ rỗng 
chứng tỏ phản ứng rắn chưa xảy ra triệt để, pha lỏng chưa 
lấp đầy hoàn toàn các lỗ rỗng để tạo cấu trúc đặc chắc nhất. 
4. Kết luận 
Có thể sử dụng nguyên liệu sẵn có ở Việt Nam để chế 
tạo CKD chịu nhiệt sử dụng trong bê tông chịu nhiệt. 
Xác định ảnh hưởng của hàm lượng PG đến một số tính 
chất của đá CKD ở các cấp nhiệt độ. Khi hàm lượng phụ 
gia tăng lên ở cùng một mức nhiệt thì khối lượng thể tích, 
độ co và cường độ nén của đá CKD giảm. Nhiệt độ tăng, 
khối lượng thể tích và cường độ nén giảm, độ co lại tăng. 
Đến 200°C, mức độ giảm khối lượng thể tích và tăng độ co 
có xu hướng không cao, trong khi cường độ nén của đá 
CKD lại tăng với tốc độ lớn. Trên 200°C thì khối lượng thể 
tích và cường độ nén giảm mạnh, độ co tăng cao. Từ 600 - 
800°C là khoảng nhiệt độ bắt đầu nhận thấy ảnh hưởng của 
hàm lượng PG đưa vào. Trên 800°C, mẫu không có PG 
hoàn toàn bị phá hủy, một số mẫu đá CKD với hàm lượng 
PG thích hợp tạo ra nhiều khoáng mới có khả năng bền 
nhiệt và cường độ cao, khiến tốc độ suy giảm, cường độ 
của đá CKD ở giai đoạn này có xu hướng giảm dần. 
Xây dựng mô hình quy hoạch xác định được thành phần 
PG tối ưu chế tạo CKD có khả năng chịu nhiệt. Ở cấp 
800°C, với 25,014% PG chế tạo được đá CKD có cường 
độ 33,17 MPa; ở cấp 1.000°C, với 40,033% PG chế tạo 
được đá CKD có cường độ 19,048 Mpa. 
Sử dụng các phương pháp hiện đại nghiên cứu vi cấu 
trúc đá CKD nâng cao độ tin cậy kết quả thực nghiệm. 
Sử dụng phế thải chưa tuyển của ngành nhiệt điện hoàn 
toàn có thể mang lại hiệu quả cao khi chế tạo CKD cho bê 
tông chịu nhiệt. Việc sử dụng này đã mang lại ý nghĩa thực 
tiễn lớn lao, góp phần giải quyết vấn đề môi trường, tiết kiệm 
vật liệu xây dựng chủ yếu và giảm giá thành sản phẩm. 
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển 2 55 
Cần khảo sát thêm FA của các nhà máy nhiệt điện khác 
để đưa ra khuyến cáo khi sử dụng. Trong nghiên cứu này 
mới chỉ ở mức độ sử dụng một loại PG, nghiên cứu ảnh 
hưởng của hàm lượng PG đến cường độ nén của đá CKD, 
hướng nghiên cứu tiếp theo sẽ kết hợp các loại PG nhằm 
phát huy hiệu quả của mỗi loại ở các cấp nhiệt độ, đồng 
thời nghiên cứu ảnh hưởng của nhiều yếu tố đến cường độ 
nén cũng như khả năng chịu nhiệt của đá CKD. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1] Vũ Minh Đức, Bê tông chịu nhiệt dùng xi măng poóclăng, Luận án 
PTS Khoa học kỹ thuật, Hà Nội, 1992. 
[2] Đỗ Thị Phượng, Nguyễn Văn Đồng, “Sử dụng xi măng pooclang 
hỗn hợp chế tạo chất kết dính chịu nhiệt”, Tạp chí Khoa học và Công 
nghệ Đại học Đà Nẵng, Số 8, 2013, trang 43-49. 
[3] Phạm Văn Du, Nghiên cứu chế tạo bê tông chịu nhiệt dùng chất kết 
dính silicat natri, B2005-34-71, Hà Nội, 2005. 
[4] Tiêu chuẩn Việt Nam. 
[5] Phan LT, Carino NJ, “Review of Mechanical Properties of HSC at 
Elevated Temperature”, Journal of Materials in Civil Engineering, 
10(1), 1998, pp. 58-64. 
[6] Ulrich Schneider, “Concrete at High Temperatures – A General 
Review”, Fire Safety Journal, 13, 1988, pp. 55-68. 
[7] V. V. Remnev, “Heat – Resistant Properties of Cement Stone with 
Finely Milled Refractory Additives”, Refractories and Industrial 
Ceramics, Vol. 37, 1996, pp. 151-152. 
[8] Lubos Pazdera, Libor Topolar, Karel Mikulasek, Jaroslav Smutny, 
Herberet Seelmann, “Non – Linear Characteristics of Temperature 
Degraded Concrete at High Temperature”, Procedia Engineering, 
190, 2017, pp. 100-105. 
[9] K. D. Nekrasov et al., “Combined Heat Insulation from Lightweight 
Refractory and Heat – Resistant Concrete”, Refrectories and 
Industrial Ceramics, Volume 12, 1971, pp. 174-176. 
[10] Mucteba Uysal, Kemanttin Yilmaz, Metin Ipek, “Properties and 
Behavior of Self-Compacting Concrete Produced with GBFS and 
FA Additives Subjected to Hight Temperatures”, Construction and 
Building Materials, 28, 2012, pp. 312-326. 
[11] Y. N. Chan, X. Luo, W. Sun, “Compressive Strength and Pore 
Structure of High – Performance Concrete After Exposure to High 
Temperature up to 800°C”, Cement and Concrete Research, 30, 
2000, pp. 247-251. 
[12] Gyu-Yong Kim, Young-Sun Kim, Tea-Gyu Lee, “Mechanical 
Properties of High – Strength Concrete Subjected to High 
Temperature by Stressed Test”, Transaction of Nonferrous Metals 
Society of China, 19, pp. 128-133. 
[13] Aleksey I. Hlystov, Vladimir A. Shirokov, Alexei V. Vlasov, 
“Efficiency Improvement of Heat – Resistant Concrete Through the 
Use of Sludge Technogenic Raw Material”, Procedia Engineering, 
111, 2015, pp. 290-296. 
 (BBT nhận bài: 24/11/2017; hoàn tất thủ tục phản biện: 05/12/2017)