Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu thành phần, đặc tính cơ lý của bê tông geopolymer tro bay và ứng dụng cho kết cấu cầu hầm

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

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Hà Nội – 11/2017

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

: 6258020503

DỰ THẢO LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS Đào Văn Đông

PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long

Hà Nội – 11/2017

i

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi. Các kết

quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa được công bố trong các công trình khác.

Hà Nội, ngày 01 tháng 11 năm 2017

Tác giả

Trần Việt Hưng

ii

LỜI CẢM ƠN

Luận án được thực hiện dưới sự hướng dẫn trực tiếp của PGS.TS Đào Văn Đông

và PGS.TS Nguyễn Ngọc Long. Tôi xin chân thành cảm ơn các thầy hướng dẫn đã chỉ

dẫn tận tình và đã đóng góp các ý kiến quý báu để giúp tôi thực hiện luận án này.

Tôi xin trân trọng cảm ơn GS.TS. Phạm Duy Hữu đã đóng góp các ý kiến quý

báu cho luận án.

Tôi xin trân trọng cảm ơn Ban Giám Hiệu Trường Đại học Giao Thông Vận tải,

lãnh đạo khoa Công Trình, Phòng Đào tạo Sau đại học, bộ môn Cầu Hầm, bộ môn Kết

Cấu, Trung tâm khoa học Công nghệ Giao thông Vận tải, Phòng thí nghiệm Vật liệu xây

dựng đã tạo điều kiện thuận lợi cho tôi trong quá trình học tập nghiên cứu.

Tôi cũng xin trân trọng cám ơn Ban Giám Hiệu Trường Đại học Công nghệ Giao

thông Vận tải, Trung tâm thí nghiệm Đường bộ cao tốc đã hỗ trợ tôi trong quá trình thực

nghiệm và nghiên cứu.

Cuối cùng tôi bày tỏ cảm ơn các đồng nghiệp, gia đình người thân đã giúp đỡ tôi

trong quá trình học tập, nghiên cứu.

Hà Nội, ngày 01 tháng 11 năm 2017

Tác giả

Trần Việt Hưng

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ..................................................................................................................... I LỜI CẢM ƠN .......................................................................................................................... II MỤC LỤC .............................................................................................................................. III DANH MỤC HÌNH ẢNH .................................................................................................. VIII DANH MỤC BẢNG ............................................................................................................. XII DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT, KÝ HIỆU ................................................................. XIV MỞ ĐẦU .................................................................................................................................... 1 CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ CHẤT KẾT DÍNH GEOPOLYMER VÀ BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY .................................................................................................... 5

1.1. Bê tông xi măng ................................................................................................................. 5

1.1.1. Sự phát triển của xi măng và bê tông ............................................................................ 5 1.1.2. Sự cần thiết của vật liệu thay thế xi măng .................................................................... 6

1.2. Nghiên cứu về chất kết dính geopolymer trên thế giới .................................................. 6

1.2.1. Nguồn gốc tên gọi ......................................................................................................... 6 1.2.2. Quá trình nghiên cứu về chất kết dính Geopolymer ..................................................... 7 1.2.3. Cấu trúc hóa học và ứng dụng của chất kết dính Geopolymer ..................................... 8 1.2.4. Cơ chế phản ứng Geopolymer hóa ............................................................................... 9 1.2.5. Dung dịch kiềm kích hoạt ........................................................................................... 12 1.2.6. Nguyên liệu chế tạo nên vật liệu geopolymer ............................................................. 13

1.2.6.1. Nguyên liệu alumino-silicat ................................................................................. 13 1.2.6.2. Tro bay ................................................................................................................. 14 1.2.6.3. Sản lượng tro bay trên thế giới và ở Việt Nam .................................................... 16

1.2.7. Geopolymer tro bay .................................................................................................... 17

1.3. Nghiên cứu về bê tông Geopolymer tro bay trên thế giới ............................................ 18

1.3.1. Khái niệm cơ bản về bê tông geopolymer tro bay ...................................................... 18 1.3.2. Thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay ....................................................... 19

1.3.2.1. Xác định mục tiêu thiết kế hỗn hợp ..................................................................... 19 1.3.2.2. Tỷ lệ nước/ chất rắn geopolymer (W/GPS).......................................................... 20 1.3.2.3. Tỷ lệ dung dịch kiềm kích hoạt với tro bay theo khối lượng (AAS/FA) ............. 21 1.3.2.4. Tỷ lệ Natri silicat với Natri hydroxit .................................................................... 21 1.3.2.5. Cốt liệu ................................................................................................................. 22

1.3.3. Công nghệ chế tạo và thi công bê tông geopolymer tro bay ....................................... 22

1.3.3.1. Công tác trộn, đổ khuôn và đầm nén .................................................................... 22 1.3.3.2. Công tác bảo dưỡng ............................................................................................. 23

1.3.4. Các tính chất kỹ thuật chủ yếu của bê tông geopolymer tro bay ................................ 24

1.3.4.1. Hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay tươi ........................................................... 24 1.3.4.2. Tỷ trọng ................................................................................................................ 25

iv

1.3.4.3. Mô đun đàn hồi .................................................................................................... 25 1.3.4.4. Hệ số Poison ......................................................................................................... 25 1.3.4.5. Cường độ kéo gián tiếp ........................................................................................ 26 1.3.4.6. Sự phát triển của cường độ nén theo thời gian ..................................................... 26 1.3.4.7. Co ngót và từ biến ................................................................................................ 26 1.3.4.8. Bền Sunfat ............................................................................................................ 27 1.3.4.9. Bền axit ................................................................................................................ 28 1.3.4.10. Phản ứng kiềm cốt liệu (Alkali Silica Reaction - ASR) ..................................... 28 1.3.4.11. Tính ổn định nhiệt .............................................................................................. 29

1.3.5. Các lợi ích về kinh tế và môi trường khi sử dụng bê tông geopolymer ...................... 30

1.3.5.1. Lợi ích về kinh tế ................................................................................................. 30 1.3.5.2. Lợi ích về môi trường ........................................................................................... 30

1.3.6. Sản phẩm thương mại bê tông geopolymer ................................................................ 32 1.3.7. Tiêu chuẩn tính toán thiết kế dành cho bê tông Geopolymer ..................................... 36 1.3.8. Cơ hội phát triển dành cho bê tông Geopolymer tro bay ............................................ 36 1.3.9. Những hạn chế của việc ứng dụng bê tông geopolymer tro bay................................. 37

1.4. Nghiên cứu bê tông Geopolymer tro bay ở Việt Nam .................................................. 38 1.5. Những yêu cầu nghiên cứu đặt ra cho luận án ............................................................. 39 1.6. Kết luận Chương 1 .......................................................................................................... 40

CHƯƠNG 2. THIẾT KẾ THÀNH PHẦN BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY .... 41

2.1. Yêu cầu của việc thiết kế thành phần bê tông Geopolymer tro bay ........................... 41 2.2. Các tính chất của vật liệu được sử dụng ....................................................................... 42

2.2.1. Tro bay ........................................................................................................................ 42

2.2.1.1. Yêu cầu kỹ thuật của vật liệu tro bay ................................................................... 42 2.2.1.2. Tro bay sử dụng trong thí nghiệm ........................................................................ 43

2.2.2. Dung dịch kiềm kích hoạt ........................................................................................... 43

2.2.2.1. Dung dịch Natri Hydroxyt ................................................................................... 43 2.2.2.2. Dung dịch Natri Silicat ......................................................................................... 44 2.2.2.3. Pha chế dung dịch kiềm kích hoạt ........................................................................ 44

2.2.3. Cốt liệu lớn ................................................................................................................. 44 2.2.4. Cốt liệu nhỏ ................................................................................................................. 45

2.3. Chế tạo mẫu thử bê tông geopolymer tro bay ............................................................... 46

2.3.1. Trộn, đổ khuôn, đầm nén bê tông geopolymer tro bay ............................................... 46 2.3.2. Bảo dưỡng mẫu ........................................................................................................... 47

2.4. Phương pháp thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay .................................. 48

2.4.1. Lựa chọn hàm mục tiêu ............................................................................................... 48 2.4.2. Xác định yếu tố ảnh hưởng đến cường độ GPC ......................................................... 49 2.4.3. Xác định lượng cốt liệu thô và cốt liệu mịn ................................................................ 50

v

2.4.4. Xác định khối lượng của tro bay (FA) và dung dịch kiềm kích hoạt (AAS) .............. 50

2.5. Lập kế hoạch thí nghiệm bề mặt chỉ tiêu ...................................................................... 50 2.6. Phân tích kết quả thí nghiệm .......................................................................................... 53

2.6.1. Phân tích hồi quy - phương sai ................................................................................... 53 2.6.2. Đồ thị bề mặt chỉ tiêu .................................................................................................. 55

2.7. Xác định thành phần cấp phối cho bê tông geopolymer tro bay ................................ 55 2.8. Thí nghiệm kiểm tra cường độ của các hỗn hợp GPC thiết kế ................................... 57 2.9. Sơ bộ tính toán giá thành của bê tông geopolymer tro bay đã thiết kế ...................... 61 2.10. Kết luận Chương 2 ........................................................................................................ 63

CHƯƠNG 3. XÁC ĐỊNH MỘT SỐ TÍNH CHẤT CƠ HỌC CHỦ YẾU VÀ ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY ..................................................................... 64

3.1. Mục đích nghiên cứu ....................................................................................................... 64 3.2. Kế hoạch thí nghiệm ........................................................................................................ 64 3.3. Xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn ............................................................ 65

3.3.1. Chuẩn bị mẫu và tiến hành thí nghiệm ....................................................................... 65 3.3.2. Mô đun đàn hồi của GPC ............................................................................................ 71 3.3.3. Cường độ kéo uốn ....................................................................................................... 72

3.4. Thí nghiệm xác định ứng xử dính bám với cốt thép ..................................................... 73

3.4.1. Mục đích thí nghiệm ................................................................................................... 73 3.4.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm ................................................................................ 74 3.4.3. Trình tự thí nghiệm ..................................................................................................... 75 3.4.4. Kết quả thí nghiệm ...................................................................................................... 75 3.4.5. Nhận xét, đánh giá kết quả thí nghiệm ....................................................................... 77

3.5. Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của GPC ........................................................... 79

3.5.1. Mục đích thí nghiệm ................................................................................................... 79 3.5.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm ................................................................................ 79 3.5.3. Kết quả thí nghiệm ...................................................................................................... 80 3.5.4. Xây dựng mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng vùng nén của dầm bê tông geopolymer chịu uốn ................................................................................................................................. 83

3.5.4.1. Lý thuyết của Sargin, Hognestad và Popovics về thiết lập mô hình ứng suất - biến dạng khi nén ...................................................................................................................... 83 3.5.4.2. Xây dựng mô hình ứng suất biến dạng vùng nén cho bê tông Geopolymer trên cơ sở kết quả thí nghiệm ........................................................................................................ 84

3.6. Thí nghiệm xác định tính thấm nước của GPC ............................................................ 87

3.6.1. Mục đích thí nghiệm ................................................................................................... 87 3.6.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm ................................................................................ 87 3.6.3. Kết quả thí nghiệm ...................................................................................................... 88 3.6.4. Nhận xét kết quả ......................................................................................................... 89

vi

3.7. Kết luận Chương 3 .......................................................................................................... 90

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM GEOPOLYMER TRO BAY CỐT THÉP ............................................................................ 91

4.1. Đặt vấn đề nghiên cứu ..................................................................................................... 91 4.2. Chuẩn bị mẫu dầm và tiến hành thí nghiệm ................................................................. 91

4.2.1. Nội dung nghiên cứu thực nghiệm .............................................................................. 91 4.2.2. Hỗn hợp cấp phối ........................................................................................................ 92 4.2.3. Thiết kế và sản xuất các mẫu dầm thí nghiệm ............................................................ 92 4.2.4. Quá trình thí nghiệm ................................................................................................... 94

4.3. Kết quả thí nghiệm .......................................................................................................... 96

4.3.1. Quan hệ tải trọng - độ võng ........................................................................................ 96 4.3.2. Quan hệ momen - độ cong tại mặt cắt giữa nhịp của các dầm thí nghiệm ................. 97 4.3.3. Nhận xét kết quả thí nghiệm ....................................................................................... 99 4.3.4. Biến dạng của cốt thép chịu kéo và bê tông mặt trên của dầm ................................... 99 4.3.5. Xác định tải trọng - độ võng tại các giai đoạn chịu lực của dầm thí nghiệm ........... 101

4.4. Mô hình hóa dầm thí nghiệm bằng phần mềm ABAQUS ......................................... 102

4.4.1. Cốt thép ..................................................................................................................... 103 4.4.2. Bê tông ...................................................................................................................... 103 4.4.3. Chia phần tử .............................................................................................................. 105

4.5. Phân tích ứng xử uốn của dầm bê tông Geopolymer tro bay .................................... 106

4.5.1. Giai đoạn I - Giai đoạn bê tông chưa nứt .................................................................. 106

4.5.1.1. Trạng thái làm việc ............................................................................................. 106 4.5.1.2. Momen gây nứt .................................................................................................. 107

4.5.2. Giai đoạn II - Giai đoạn bê tông vùng kéo đã nứt, bê tông vùng nén làm việc trong giai đoạn đàn hồi ........................................................................................................................ 108

4.5.2.1. Trạng thái làm việc ............................................................................................. 108 4.5.2.2. Momen chảy dẻo cốt thép của mặt cắt ............................................................... 109

4.5.3. Giai đoạn III - gần phá hoại, dầm ở trạng thái giới hạn về cường độ ....................... 111

4.5.3.1. Trạng thái làm việc ............................................................................................. 111 4.5.3.2. Đề xuất giá trị biến dạng cực đại ɛcu của bê tông vùng nén trên dầm ................ 112 4.5.3.3. Xác định hệ số khối ứng suất chữ nhật của mặt cắt dầm RGPC ........................ 115 4.5.3.4. Tính toán hệ số khối ứng suất chữ nhật cho mặt cắt dầm RGPC ....................... 117 4.5.3.5. So sánh với các đề xuất biến dạng nén lớn nhất của bê tông xi măng ............... 121 4.5.3.6. Momen cực hạn của mặt cắt dầm RGPC ........................................................... 124

4.5.4. Độ võng của dầm theo các giai đoạn chịu lực .......................................................... 126 4.5.5. Tính dẻo của dầm ...................................................................................................... 129 4.5.6. Dạng phá hoại trên dầm ............................................................................................ 130 4.5.7. Nhận xét về thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer cốt thép .......... 132

vii

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 .......................................................................................................... 133 4.7. Phân tích ứng xử của dầm cầu bê tông geopolymer cốt thép ở trạng thái giới hạn cường độ ................................................................................................................................ 134

4.7.1. Tiêu chuẩn sử dụng ................................................................................................... 134 4.7.2. Các số liệu từ thực nghiệm phục vụ phân tích ứng xử uốn của dầm cầu bê tông Geopolymer tro bay ............................................................................................................ 134 4.7.3. Các thông số của dầm cầu tính toán.......................................................................... 135

4.7.3.1. Kết cấu nhịp ....................................................................................................... 135 4.7.3.2. Lựa chọn mặt cắt ngang dầm ............................................................................. 136 4.7.3.3. Bố trí cốt thép ..................................................................................................... 137 4.7.3.4. Đặc trưng hình học của mặt cắt .......................................................................... 138

4.7.4. Tính nội lực dầm ....................................................................................................... 138 4.7.5. Nội dung tính duyệt dầm .......................................................................................... 138

4.7.5.1. Sức kháng uốn .................................................................................................... 138 4.7.5.2. Kiểm tra độ võng ................................................................................................ 139 4.7.5.3. Kết quả tính duyệt .............................................................................................. 139

4.8. Kết luận Chương 4 ........................................................................................................ 140

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO .................................................. 141 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ ............................... 143 TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................................... 144

viii

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1: Sản lượng xi măng toàn cầu 1990 - 2050 [70] ........................................................... 5

Hình 1.2: Sự gia tăng các trung tâm nghiên cứu và các xuất bản về geopolymer [98] .............. 8

Hình 1.3: Phương trình phản ứng geopolymer hóa [40] .......................................................... 10

Hình 1.4: Mô hình lý thuyết của quá trình geopolymer hóa [42] ............................................. 11

Hình 1.5: Hình ảnh của hạt tro bay loại F ................................................................................ 15

Hình 1.6: Bãi thải tro bay nhiệt điện ........................................................................................ 17

Hình 1.7: Mô hình kích hoạt kiềm của tro bay [46] ................................................................. 17

Hình 1.8: Vi cấu trúc của hạt tro bay phản ứng [46] ................................................................ 18

Hình 1.9: Ảnh hưởng của tỷ lệ W/GPS đến cường độ chịu nén của GPC [52] ........................ 20

Hình 1.10: Ranh giới giữa chất kết dính và cốt liệu trong GPC (a), (b) và OPC (c) [48]. ....... 22

Hình 1.11: Ảnh hưởng của chế độ bảo dưỡng đến cường độ nén của GPC [52] ..................... 23

Hình 1.12: Ảnh hưởng của thời gian bảo dưỡng đến cường độ nén của GPC [52] ................. 24

Hình 1.13: Co ngót khô của GPC bảo dưỡng nhiệt và điều kiện thường [81] ......................... 27

Hình 1.14: Ảnh hưởng của cường độ nén đến từ biến của GPC bảo dưỡng nhiệt [81] ........... 27

Hình 1.15: Độ bền axit sunfuric của bê tông geopolymer tro bay [84] .................................... 28

Hình 1.16: Tóm tắt các quá trình phát thải khí CO2 của GPC và OPC cùng cấp 40 [94] ........ 31

Hình 1.17: Sản phẩm bê tông tươi E-Crete™ và các công trình sử dụng [100] ....................... 33

Hình 1.18: Sản phẩm thương mại GPC của Rocla ................................................................... 33

Hình 1.19: Tòa nhà Global Change Institute, trường Đại học Queensland .............................. 34

Hình 1.20: Sân bay Wellcamp xây dựng bằng bê tông EFC [98]. ........................................... 34

Hình 1.21: Mặt đường trong thành phố Toowoomba - bang Queensland, Australia ............... 35

Hình 1.22: Tường chắn EFC bằng các tấm panel đúc sẵn 40MPa ........................................... 35

Hình 1.23: Mặt đường EFC tại cảng Brisbane ......................................................................... 35

Hình 1.24: Các đoạn vỏ hầm EFC đúc sẵn của WAGNERS được sản xuất tại Australia và

Malaysia ................................................................................................................................... 36

Hình 1.25: Cầu bản trên đường ô tô bằng EFC cường độ 40MPa tại thành phố Toowoomba 36

Hình 2.1: Tro bay tại phòng thí nghiệm ................................................................................... 43

Hình 2.2: Vật liệu của dung dịch kiềm kích hoạt ..................................................................... 44

Hình 2.3: Cấp phối cát, đá dăm sau khi sàng trên máy theo ASTM C136-01 [31] .................. 44

Hình 2.4: Biểu đồ cấp phối hạt của đá theo ASTM C33-99 [29] ............................................. 45

Hình 2.5: Biểu đồ cấp phối hạt của cát theo ASTM C136 - 01 [31]. ....................................... 46

Hình 2.6: Công tác cân và trộn vật liệu .................................................................................... 46

Hình 2.7: Đo độ sụt, đầm nén và chế tạo mẫu thử. .................................................................. 46

ix

Hình 2.8: Ảnh hưởng của chế độ bảo dưỡng đến cường độ nén của mẫu [13] ........................ 47

Hình 2.9: Ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng đến cường độ nén của mẫu [13] ...................... 47

Hình 2.10: Bảo dưỡng mẫu thử trong lò sấy khô ..................................................................... 48

Hình 2.11: Phát triển cường độ nén theo thời gian [13] ........................................................... 49

Hình 2.12: Sơ đồ thí nghiệm hỗn hợp tâm xoay-mặt ............................................................... 51

Hình 2.13: Chế tạo mẫu cho thí nghiệm tâm xoay-mặt ............................................................ 51

Hình 2.14: Đồ thị đánh giá số dư .............................................................................................. 54

Hình 2.15: Đồ thị đường mức và đồ thị bề mặt cho hàm hồi quy ............................................ 55

Hình 2.16: Kết quả hồi quy cho các cường độ yêu cầu của GPC ............................................. 56

Hình 2.17: Các mẫu thử kiểm tra cường độ của các cấp phối GPC nghiên cứu ...................... 57

Hình 2.18: Kết quả kiểm tra cường độ của các hỗn hợp GPC đã thiết kế ................................ 61

Hình 2.19: So sánh giá thành của 1m3 GPC với OPC .............................................................. 62

Hình 3.1: Quá trình đúc các mẫu dầm và trụ để xác định tính chất cơ học .............................. 65

Hình 3.2: Các mẫu xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn ......................................... 65

Hình 3.3: Thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn .................................... 65

Hình 3.4: Quan hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ nén của GPC ........................................ 71

Hình 3.5: Quan hệ giữa cường độ kéo uốn và cường độ nén của GPC .................................... 73

Hình 3.6: Quan hệ ứng suất dính bám và chuyển vị trượt thanh thép [47] .............................. 74

Hình 3.7: Sơ bộ cấu tạo mẫu thí nghiệm xác định ứng xử dính bám ....................................... 74

Hình 3.8: Chuẩn bị đúc bê tông mẫu thí nghiệm dính bám với thanh thép 22 mm .............. 75

Hình 3.9: Mẫu thí nghiệm dính bám sau khi đúc ..................................................................... 75

Hình 3.10: Bố trí mẫu thí nghiệm trên máy kéo ....................................................................... 75

Hình 3.11: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_30 với cốt thép 22 ................................ 76

Hình 3.12: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_40 với cốt thép 22 ................................ 76

Hình 3.13: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_50 với cốt thép 22 ................................ 76

Hình 3.14: Mô hình quan hệ ứng suất dính bám - chuyển vị trượt thanh thép theo MC 90 [27]

.................................................................................................................................................. 77 Hình 3.15: So sánh ứng suất dính bám trung bình của GPC thí nghiệm với max theo MC-90

.................................................................................................................................................. 78

Hình 3.16: Dạng phá hoại mẫu bê tông trong thí nghiệm dính bám ........................................ 78

Hình 3.17: Thí nghiệm xác định quan hệ ứng suất biến dạng GPC ......................................... 79

Hình 3.18: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_30 ..................................... 82

Hình 3.19: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_40 ..................................... 82

x

Hình 3.20: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_50 ..................................... 82

Hình 3.21: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_30 .... 85

Hình 3.22: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_40 .... 85

Hình 3.23: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_50 .... 85

Hình 3.24: Quan hệ ứng suất - biến dạng đặc trưng khi nén của GPC ..................................... 86

Hình 3.25: Sơ đồ thiết bị máy thử độ chống thấm nước .......................................................... 87

Hình 3.26: Mẫu thử thí nghiệm chống thấm nước ................................................................... 88

Hình 3.27: Kết quả thấm nước của mẫu GPC ở mức áp lực B12 ............................................. 89

Hình 4.1: Sơ đồ thí nghiệm uốn hai lực tập trung đối xứng [10] ............................................. 92

Hình 4.2: Sơ đồ cấu tạo của dầm thí nghiệm ............................................................................ 93

Hình 4.3: Quá trình sản xuất 9 dầm thí nghiệm........................................................................ 94

Hình 4.4: Sơ đồ bố trí thí nghiệm uốn dầm (kích thước mm) .................................................. 95

Hình 4.5: Gắn các thiết bị thí nghiệm trên dầm ....................................................................... 95

Hình 4.6: Quan hệ tải trọng - độ võng của các dầm thí nghiệm ............................................... 97

Hình 4.7: Độ cong của dầm ...................................................................................................... 97

Hình 4.8: Quan hệ momen - độ cong tại mặt cắt giữa nhịp của các dầm thí nghiệm ............... 98

Hình 4.9: Biến dạng cốt thép chịu kéo và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_14 ..................... 99

Hình 4.10: Biến dạng cốt thép chịu kéo và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_16 ................. 100

Hình 4.11: Biến dạng cốt thép chịu kéo và mặt trên bê tông chịu nén dầm D_18 ................. 100

Hình 4.12: Dầm bị phá hoại do vỡ bê tông vùng nén ............................................................. 100

Hình 4.13: Xác định các giai đoạn chịu lực của dầm thí nghiệm ........................................... 101

Hình 4.14: Vị trí các gối và tải trọng trong mô hình .............................................................. 102

Hình 4.15: Quan hệ ứng suất - biến dạng khai báo của cốt thép ............................................ 103

Hình 4.16: Mặt phá hoại của bê tông trong ứng suất phẳng ................................................... 104

Hình 4.17: Mô hình cứng hóa biến dạng của bê tông ............................................................. 104

Hình 4.18: Mô hình phần tử sử dụng mô hình hóa dầm ......................................................... 105

Hình 4.19: Chia lưới phần tử trong ABAQUS ....................................................................... 105

Hình 4.20: Biến dạng trên dầm mô hình bằng ABAQUS ...................................................... 106

Hình 4.21: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn I [10] ..................................... 106

Hình 4.22: Biểu đồ so sánh giá trị momen gây nứt giữa thực nghiệm và tính toán ............... 108

Hình 4.23: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn II [10] .................................... 109

Hình 4.24: Biểu đồ so sánh giá trị momen chảy dẻo giữa thực nghiệm và tính toán ............. 110

Hình 4.25: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn III [10] .................................. 111

Hình 4.26: Quan hệ ứng suất - biến dạng theo mô hình của Hognestad [54] ......................... 113

xi

Hình 4.27: Quan hệ giữa biến dạng nén và cường độ nén của GPC ...................................... 114

Hình 4.28: Mô hình khối ứng suất cho dầm mặt cắt chữ nhật [55] ........................................ 115

Hình 4.29: Tính gần đúng tích phân theo công thức Simpson ............................................... 117

Hình 4.30: Mô men uốn danh định tính theo biến dạng lớn nhất ɛcu ...................................... 123

Hình 4.31: Biểu đồ so sánh giá trị momen cực hạn giữa thực nghiệm, tính toán và đề xuất . 125

Hình 4.32: Mô hình thí nghiệm và biến dạng trong thí nghiệm uốn bốn điểm ...................... 126

Hình 4.33: So sánh quan hệ tải trọng - độ võng của dầm D_14 thí nghiệm và tính toán ....... 128

Hình 4.34: So sánh quan hệ tải trọng - độ võng của dầm D_16 thí nghiệm và tính toán ....... 128

Hình 4.35: So sánh quan hệ tải trọng - độ võng của dầm D_18 thí nghiệm và tính toán ....... 128

Hình 4.36: Quan hệ chỉ số dẻo của dầm và hàm lượng cốt thép chịu kéo ............................. 129

Hình 4.37: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_14 ................................. 130

Hình 4.38: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_16 ................................. 130

Hình 4.39: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_18 ................................. 131

Hình 4.40: Ứng suất theo phương dọc trục dầm thời điểm xuất hiện vết nứt ........................ 131

Hình 4.41: Vùng có khả năng xuất hiện vết nứt của dầm mô hình bằng ABAQUS .............. 131

Hình 4.42: Mặt cắt ngang cầu ................................................................................................. 135

Hình 4.43: Mặt cắt ngang tại giữa nhịp dầm cầu chữ T-12m ................................................. 137

Hình 4.44: Bố trí cốt thép dọc chủ trên mặt cắt ngang dầm cầu ............................................ 137

xii

DANH MỤC BẢNG

Bảng 1.1: Các dạng cấu trúc phân tử và ứng dụng của geopolymer [37, 38]: ........................... 9

Bảng 1.2: Nguyên liệu aluminosilicat phổ biến cho việc tổng hợp geopolymer [83] .............. 13

Bảng 1.3: Phân loại tro bay theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 .................................................. 15

Bảng 1.4: Dữ liệu cho thiết kế hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay ít canxi [82]: ................. 21

Bảng 1.5: Kết quả thí nghiệm xác định ảnh hưởng của tỷ lệ AAS/FA [82] ............................. 21

Bảng 2.1: Chỉ tiêu chất lượng của tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33] .......... 42

Bảng 2.2: Thành phần hoá học của tro bay tính theo % khối lượng ........................................ 43

Bảng 2.3: Thành phần hạt của tro bay sử dụng trong nghiên cứu ............................................ 43

Bảng 2.4: Khối lượng của NaOH rắn cần thiết để tạo thành 1kg dung dịch NaOH [52] ......... 44

Bảng 2.5: Thành phần cấp phối đá theo sau khi phối trộn tiêu chuẩn ASTM C33-99 [29] ..... 45

Bảng 2.6: Thành phần hạt của cát thí nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM C136-01 [31]. ............. 45

Bảng 2.7: Giá trị và khoảng biến thiên của các yếu tố ảnh hưởng ........................................... 49

Bảng 2.8: Bảng khối lượng của Na2SiO3 và NaOH cho 1m3 bê tông ...................................... 50

Bảng 2.9: Bảng mã hóa các biến số và các điểm quy hoạch thực nghiệm ............................... 51

Bảng 2.10: Kết quả thí nghiệm theo kế hoạch hỗn hợp tâm xoay-mặt .................................... 52

Bảng 2.11: Thông tin mô hình hồi quy cho kết quả thí nghiệm nén ........................................ 53

Bảng 2.12: Phân tích phương sai ANOVA cho mô hình hồi quy đã xây dựng ........................ 53

Bảng 2.13: Quy định về cường độ nén trung bình yêu cấu theo ACI 318-11 [17] .................. 55

Bảng 2.14: Giá trị hai biến ứng với cường độ GPC yêu cầu .................................................... 56

Bảng 2.15: Thành phần cấp phối của GPC cấp 30, 40, 50 MPa .............................................. 57

Bảng 2.16: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30 ........... 58

Bảng 2.17: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40 ........... 59

Bảng 2.18: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50 ........... 60

Bảng 2.19: Sơ bộ tính toán giá thành 1m3 bê tông Geopolymer tro bay .................................. 61

Bảng 2.20: Sơ bộ tính toán giá thành của 1m3 bê tông xi măng cùng cường độ: ..................... 62

Bảng 3.1: Số lượng mẫu thí nghiệm các tính chất cơ học ........................................................ 64

Bảng 3.2: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30 .......... 66

Bảng 3.3: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40 .......... 67

Bảng 3.4: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50 .......... 68

Bảng 3.5: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30 ...... 69

Bảng 3.6: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40 ...... 69

Bảng 3.7: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50 ...... 70

Bảng 3.8: Kết quả mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán .................................................. 71

xiii

Bảng 3.9: Kết quả cường độ kéo uốn thực nghiệm và tính toán .............................................. 72

Bảng 3.10: Kết quả thí nghiệm xác định ứng suất dính bám của GPC .................................... 78

Bảng 3.11: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_30 ........................................... 80

Bảng 3.12: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_40 ........................................... 81

Bảng 3.13: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_50 ........................................... 81

Bảng 3.14: Các thông số của quan hệ ứng suất biến dạng GPC theo mô hình Sargin ............. 83

Bảng 3.15: Kết quả thí nghiệm chống thấm ............................................................................. 88

Bảng 4.1: Thành phần và tính chất của bê tông Geopolymer G_40 dùng chế tạo dầm RGPC 92

Bảng 4.2: Cấu tạo, diện tích và tỷ lệ hàm lượng cốt thép chịu kéo .......................................... 93

Bảng 4.3: Chủng loại và số lượng thiết bị đo bố trí cho 01 dầm trong thí nghiệm .................. 95

Bảng 4.4: Số liệu kết quả quan hệ tải trọng - độ võng của các dầm thí nghiệm ...................... 96

Bảng 4.5: Số liệu kết quả quan hệ momen - độ cong tại mặt cắt giữa nhịp của dầm thí nghiệm

.................................................................................................................................................. 98

Bảng 4.6: Tổng hợp số liệu thí nghiệm tải trọng - độ võng tại các thời điểm đặc biệt .......... 101

Bảng 4.7: Các thông số của cốt thép sử dụng trong khai báo ABAQUS ............................... 103

Bảng 4.8: Các thông số của bê tông Geopolymer sử dụng trong khai báo ABAQUS ........... 103

Bảng 4.9: So sánh Momen gây nứt giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán ........................ 107

Bảng 4.10: So sánh Momen chảy dẻo giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán .................... 109

Bảng 4.11: Số liệu tính toán biến dạng cực đại của bê tông vùng nén trên dầm .................... 113

,k k ................ 117

Bảng 4.12: Đề xuất giá trị biến dạng nén lớn nhất của GPC dùng tính toán .......................... 114

2

Bảng 4.13: Số liệu quan hệ ứng suất - biến dạng đặc trưng dùng tính toán 1

Bảng 4.14: Tính toán giá trị hệ số khối ứng suất chữ nhật ..................................................... 120

Bảng 4.15: Giá trị các hệ số khối ứng suất chữ nhật sử dụng tính toán ................................. 121

Bảng 4.16: Giá trị mô men uốn danh định tính theo biến dạng lớn nhất ɛcu .......................... 122

Bảng 4.17: Giá trị các hệ số khối ứng suất sử dụng tính toán ................................................ 124

Bảng 4.18: So sánh Momen cực hạn giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán ...................... 124

Bảng 4.19: Chỉ số dẻo của các dầm thí nghiệm...................................................................... 129

Bảng 4.20: Các giá trị tính toán của G_40 dùng cho thiết kế dầm cầu .................................. 135

Bảng 4.21: Kích thước hình học giữa nhịp của dầm cầu chữ T-12m ..................................... 137

Bảng 4.22: Đặc trưng hình học mặt cắt dầm .......................................................................... 138

Bảng 4.23: Kết quả kiểm toán dầm cầu T12 m ...................................................................... 139

xiv

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT, KÝ HIỆU

AAS: Dung dịch kiềm kích hoạt (Alkaline activator solution).

ASR: Phản ứng kiềm cốt liệu (Alkali Silica Reaction).

FA: Tro bay (Fly ash).

GP: Geopolymer

GPC: Bê tông geopolymer (Geopolymer concrete).

GPS: Chất rắn geopolymer (Geopolymer solid).

C-S-H: Calcium-silicate-hydrate.

GGBS: Xỉ lò cao (Ground Granulated Blast Furnace Slag).

OPC: Xi măng Poóclăng thông thường (Ordinary Portland Cement).

RGPC: Bê tông geopolymer cốt thép (Reinforced geopolymer concrete).

ROPC: Bê tông xi măng cốt thép (Reinforced ordinary portland concrete).

SSS: Dung dịch natri silicat (Sodium Silicate Solution).

W/C: Tỷ lệ nước/ xi măng (Water/Cement ratio).

TTGH: Trạng thái giới hạn.

PTHH: Phần tử hữu hạn.

1

MỞ ĐẦU

1. Đặt vấn đề nghiên cứu

Trong những năm gần đây, các công trình xây dựng nói chung và công trình giao thông nói riêng được xây dựng và phát triển ngày càng nhiều nhằm đáp ứng yêu cầu công nghiệp hoá và hiện đại hoá đất nước. Đa số các công trình xây dựng đều theo hướng sử dụng bê tông với chất kết dính xi măng poóclăng. Đây là chất kết dính có ưu điểm cả về tính dễ thi công và độ tin cậy. Bê tông cốt thép truyền thống luôn được ưu tiên lựa chọn do có những ưu điểm về khả năng chịu lực cũng như giá thành xây dựng.

Tuy nhiên, sản xuất xi măng poóclăng được cho là gây ô nhiễm nghiêm trọng do mức độ phát thải khí CO2 và bụi nhiều. Việc sản xuất một tấn xi măng phát ra khoảng hơn một tấn carbon dioxide vào bầu khí quyển, điều này cũng dẫn đến nhiều hệ lụy, đặc biệt là vấn đề ô nhiễm môi trường. Sản xuất xi măng không chỉ tiêu tốn nhiều năng lượng, mà còn tiêu thụ đáng kể các nguồn tài nguyên thiên nhiên.

Đất nước ta đang trong thời kỳ công nghiệp hóa với tốc độ tăng trưởng kinh tế cao, khoảng 6%/năm. Quá trình công nghiệp hoá đòi hỏi ngành sản xuất điện phát triển ngày càng nhiều các nhà máy nhiệt điện chạy than. Tro bay là một thải phẩm của các nhà máy này. Hầu hết tro bay không được sử dụng một cách hiệu quả, phần lớn của nó được xử lý trong các bãi chôn lấp. Việc nghiên cứu tận dụng các chất thải công nghiệp, như tro bay nhiệt điện, ngày càng trở nên cấp thiết ở trên thế giới và cả Việt Nam. Vì vậy, giảm dần lượng xi măng sử dụng và tìm kiếm một loại chất kết dính “xanh” thân thiện với môi trường là yêu cầu được đặt ra. Vật liệu xây dựng “xanh” có thể được định nghĩa là các vật liệu được chế tạo và sử dụng theo các phương pháp thân thiện với môi trường. Quá trình sản xuất vật liệu xanh phải được nghiên cứu sao cho hoặc có thể kết hợp sử dụng được chất thải từ các ngành khác tạo ra, hoặc giảm thiểu tối đa sự phát tán chất thải. Đây là xu hướng đang rất được quan tâm ở hầu hết các quốc gia trên thế giới.

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. Cơ chế của chất kết dính mới này là quá trình polymer hoá các thành phần đioxít silíc trong tro bay để tạo ra lực dính kết, hình thành bộ khung vô cơ bền vững và có khả năng chịu lực. Chất kết dính mới này được gọi là chất kết dính geopolymer.

Vật liệu geopolymer là loại vật liệu mới nhận được từ hỗn hợp bao gồm chất kết dính geopolymer và các thành phần chất độn. Sau khi nhào trộn, đầm nén, tạo hình và

2

dưỡng hộ sản phẩm phát triển cường độ và đạt được các tính chất kỹ thuật cần thiết. Chất kết dính geopolymer có tính dính kết cao và có khả năng dính kết với hầu hết các loại cốt liệu trong quá trình rắn chắc. Vật liệu sử dụng chất kết dính geopolymer được gọi là vật liệu geopolymer.

Vật liệu geopolymer được phát triển lần đầu tiên từ những năm 1970 bởi nhà khoa học người Pháp là Joseph Davidovits. Sau đó nó được tiếp tục nghiên cứu và ứng dụng ở các nước Châu Âu, Mỹ, Úc và một số quốc gia phát triển khác và đã đạt được những thành tựu khả quan.

Viện công nghệ Geopolymer của Pháp “Geopolymer Institude” đã nghiên cứu và chế tạo thành công các sản phẩm từ chất kết dính geopolymer như: khuôn đúc cho các dụng cụ công nghệ cao; sản xuất gạch, vật liệu xây dựng với chi phí thấp; vật liệu chịu lửa, chịu nhiệt trong các ứng dụng cho kết cấu vỏ bảo vệ phạm vi nhiệt độ từ 300oC đến 1000oC; vật liệu cho các công trình che chắn, ngăn chặn lâu dài ảnh hưởng của các chất thải độc hại và chất phóng xạ...

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. Bê tông geopolymer tro bay chế tạo được có các tính chất như: cường độ cao, chống thấm, bền hóa chất và cách nhiệt tốt…Các nghiên cứu bước đầu đã thử nghiệm bê tông geopolymer cốt thép cho các mẫu cột, dầm trong xây dựng dân dụng, các cầu bản và cầu dầm bê tông geopolymer cốt thép đúc sẵn…Các kết quả nghiên cứu nêu trên cho thấy bê tông geopolymer tro bay 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 tro bay cốt thép hiện vẫn chưa được đi sâu nghiên cứu. Vì vậy, việc nghiên cứu ứng xử của bê tông geopolymer tro bay vào các kết cấu chịu lực, trong đó có kết cấu dầm chịu uốn là cần thiết.

2. Đối tượng nghiên cứu

- Thành phần của bê tông geopolymer tro bay.

- Các tính chất cơ học chủ yếu của các hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay có cường độ đặc trưng 30-50 MPa gồm: cường độ nén, mô đun đàn hồi, cường độ kéo uốn, khả năng dính bám với cốt thép, quan hệ ứng suất biến dạng khi nén, và độ bền chống thấm nước.

- Ứng xử chịu uốn của dầm bê tông geopolymer tro bay cốt thép.

3

3. Mục tiêu nghiên cứu

- Xác định được thành phần của bê tông geopolymer có thể sử dụng được trong kết

cấu cầu.

- Xác định được mô hình cơ học của vật liệu bê tông geopolymer 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.

4. Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu lý thuyết để định hướng và dự kiến kết quả đạt được, dùng thực nghiệm để kiểm chứng. Trong quá trình nghiên cứu thực nghiệm, ứng dụng lý thuyết quy hoạch và xử lý số liệu thực nghiệm theo phương pháp thống kê toán học để đánh giá và xử lý số liệu thu được.

5. Phạm vi nghiên cứu

- Phạm vi nghiên cứu của vật liệu thành phần:

 Tro bay sử dụng là tro bay đạt loại F ít can xi theo tiêu chuẩn ASTM C618-

03;

 Dung dịch kiềm kích hoạt có nguồn gốc từ Natri bao gồm xút NaOH và

thủy tinh lỏng Na2SiO3;

 Các cốt liệu của bê tông geopolymer bao gồm đá, cát được lựa chọn giống

như đối với bê tông xi măng để đảm bảo độ chặt của hỗn hợp.

- Phạm vi nghiên cứu về các tính chất cơ học của bê tông geopolymer:

 Cường độ chịu nén;  Cường độ kéo uốn;  Mô đun đàn hồi;  Khả năng dính bám với cốt thép;  Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén;  Mô hình cơ học của vật liệu khi sử dụng để tính toán dầm bê tông

geopolymer cốt thép chịu uốn.

 Khả năng chống thấm nước.

- Phạm vi nghiên cứu của kết cấu bê tông geopolymer cốt thép:

 Thực nghiệm ứng xử uốn của dầm;  Phân tích các giai đoạn làm việc của dầm chịu uốn,

4

 Xác định lại sự phù hợp của việc tính toán dầm dựa trên mô hình vật liệu

đã đề xuất với kết quả trên các dầm thực nghiệm;

 Phân tích ứng xử uốn của dầm cầu bê tông geopolymer cốt thép.

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án

- Nêu rõ được bản chất của chất kết dính geopolymer, ưu, nhược điểm của bê tông

geopolymer 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 loại vật liệu xây dựng thân thiện với môi trường.

5

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ CHẤT KẾT DÍNH GEOPOLYMER VÀ

BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY

1.1. Bê tông xi măng

1.1.1. Sự phát triển của xi măng và bê tông

Kể từ khi phát minh ra xi măng poóclăng, bê tông xi măng đã trở thành vật liệu xây dựng phổ biến nhất và được sử dụng rộng rãi nhất trên thế giới. Năm 1900, tổng sản lượng xi măng của thế giới là khoảng 10 triệu tấn [20] và đã tăng lên tới 3,31 tỷ tấn trong năm 2010 [96]. Sản lượng xi măng toàn cầu tiếp tục tăng trưởng khoảng trên 5% mỗi năm và tập trung chủ yếu ở các nước đang phát triển như Trung Quốc, Ấn Độ…

Ngành công nghiệp xi măng của Việt Nam đã có lịch sử phát triển trên 100 năm, bắt đầu từ Nhà máy xi măng Hải Phòng được thành lập năm 1899. Từ năm 1991 đến nay là giai đoạn phát triển mạnh nhất của ngành xi măng Việt Nam. Năm 2010, tổng công suất thiết kế của các nhà máy xi măng đã tăng gấp 13 lần, đạt 63 triệu tấn/năm và Việt Nam trở thành nước đứng đầu khối ASEAN về sản lượng xi măng, về cơ bản cung đã vượt cầu. Theo định hướng quy hoạch phát triển ngành xi măng Việt Nam, tổng công suất năm 2015 là 94 triệu tấn và đến năm 2030 là 139 triệu tấn [11].

Kể từ khi xi măng poóclăng ra đời, ngành công nghiệp xi măng và bê tông đã phải đối mặt với các vấn đề lớn về môi trường và năng lượng. Việc sản xuất xi măng không chỉ tiêu thụ đáng kể năng lượng và tài nguyên thiên nhiên mà còn thải ra một lượng lớn bụi và khí nhà kính như CO2, NO2 và CH4… Khi các quốc gia xây dựng chính sách phát triển bền vững, thì những ngành công nghiệp tiêu thụ năng lượng hoặc tài

Hình 1.1: Sản lượng xi măng toàn cầu 1990 - 2050 [70]

6

nguyên thiên nhiên nhiều hơn sẽ phải chịu chính sách mức giá cao hơn để khuyến khích phát triển thị trường theo hướng bền vững hơn. Các ngành công nghiệp xi măng và bê tông cũng nằm trong số các ngành công nghiệp đó.

1.1.2. Sự cần thiết của vật liệu thay thế xi măng

Quá trình sản xuất xi măng tiêu thụ rất nhiều năng lượng và các nguồn tài nguyên thiên nhiên không tái tạo như trầm tích đá vôi, than đá… 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.

Trong khoảng bốn thập kỷ qua, các nhà khoa học đã có những nghiên cứu sâu rộng với mục đích tạo ra những công trình xây dựng thân thiện với môi trường hơn. Một trong các hướng nghiên cứu đó là tìm kiếm các vật liệu có thể thay thế xi măng poóclăng trong sản xuất bê tông. “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 ứng 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

1.2.1. Nguồn gốc tên gọi

Thuật ngữ “geopolymer” lần đầu tiên được giới thiệu với thế giới vào năm 1978 bởi nhà khoa học người Pháp Joseph Davidovits. Ông giải thích rằng việc sản xuất đất đá nhân tạo ở nhiệt độ dưới 100oC tạo ra sản phẩm có đặc tính như đá tự nhiên là một lĩnh vực khoa học mới. Davidovits đề xuất rằng dung dịch kiềm có thể được sử dụng để phản ứng với một nguyên liệu chứa nhiều khoáng silic (Si) và nhôm (Al) (nguyên liệu aluminosilicat), có nguồn gốc địa chất (cao lanh, tro bụi núi lửa…) hoặc các thải phẩm công nghiệp (tro bay, tro trấu, xỉ lò cao…) để tạo ra chất kết dính. Các phản ứng hóa học diễn ra trong trường hợp này là một quá trình polymer hóa nên Davidovits đã đặt ra thuật ngữ “geopolymer” để đại diện cho các chất kết dính này [36, 37].

7

Thuật ngữ “geopolymer” hiện nay đã trở nên phổ biến để đại diện cho vật liệu

tổng hợp kiềm aluminosilicat. Một số tên gọi khác của các tác giả khác nhau được đặt

ra để mô tả những vật liệu tương tự geopolymer như polymer vô cơ, chất kết dính kiềm

kích hoạt… Tuy nhiên, thuật ngữ được sử dụng phổ biến hơn cả là “geopolymer” sẽ

được dùng trong suốt luận án này.

1.2.2. Quá trình nghiên cứu về chất kết dính Geopolymer

Trong cuốn sách “Kim tự tháp: Một lời giải bí ẩn”, Davidovits đã giải thích về

khả năng geopolymer được người Ai Cập sử dụng để xây dựng các kim tự tháp, dựa trên

các mẫu vật rải rác trong các công trình của Ai Cập cổ đại [41].

Tuy nhiên, sản phẩm thực sự hiện đại dựa trên alumino-silicat có thể được bắt

nguồn từ những năm 1930 khi nhà khoa học người Bỉ là Purdon sử dụng phản ứng giữa

các oxit kiềm với xỉ luyện kim để tạo ra một chất kết dính cứng nhanh chóng, có thể

thay thế được xi măng trong bê tông [76]. Trong những năm 1950, quân đội Hoa Kỳ sử

dụng NaOH kích hoạt xỉ để sản xuất chất kết dính sử dụng trong các ứng dụng quân sự

[64]. Vào những năm 1970-1973, Davidovits phát triển những vật liệu này cho các ứng

dụng chịu nhiệt sau một loạt các vụ cháy ở châu Âu và các sản phẩm ra đời sau đó được

ứng dụng cho việc phòng cháy trên tàu du lịch, và nhiều ứng dụng khác [40].

Sau khi Davidovits đưa ra những kết quả nghiên cứu mới của ông về chất kết

dính aluminosilicate là “geopolymer” lần đầu tiên (được tổng hợp bằng cách kích hoạt

cao lanh, đất sét nung với dung dịch natri silicat ở nhiệt độ thấp) vào năm 1991 [40], thì

động lực nghiên cứu vào lĩnh vực geopolymer đã được bắt đầu. Các nghiên cứu thời kỳ

này chủ yếu thực hiện dựa trên các nguyên liệu metakaolanh và xỉ.

Nghiên cứu về geopolymer tro bay được bắt đầu phát triển từ báo cáo của

Wastiels tại hội nghị quốc tế về quản lý chất thải rắn năm 1993 tại Philadelphia [97].

Đây là báo cáo đầu tiên, đáng tin cậy chỉ ra geopolymer tính năng cao được chế tạo bằng

cách kích hoạt kiềm của tro bay và sản phẩm thu được có thể được ứng dụng trong các

lĩnh vực xây dựng. Đến nay, phần lớn các nghiên cứu ứng dụng về vật liệu geopolymer

đều tập trung vào việc sử dụng nguyên liệu từ tro bay.

Khoa học về geopolymer đã được nghiên cứu ở một số phòng thí nghiệm, các

trường đại học và một số tổ chức. Đã có sự gia tăng mạnh mẽ trong nghiên cứu

geopolymer trong khoảng gần 10 năm trở lại đây (Hình 1.2).

8

Từ năm 2009, Viện Geopolymer của Pháp và Đại học ILLINOIS, Hoa Kỳ đã thống nhất tổ chức hai hội nghị khoa học chính thức về geopolymer mỗi năm bao gồm: Hội nghị chuyên đề tháng Giêng được tổ chức tại Daytona Beach, Florida nằm trong khung của Hội nghị quốc tế về gốm sứ và Composite ICACC và Hội nghị tháng Bảy GeopolymerCamp được tổ chức tại Saint-Quentin, Pháp [98].

Hình 1.2: Sự gia tăng các trung tâm nghiên cứu và các xuất bản về geopolymer [98]

1.2.3. Cấu trúc hóa học và ứng dụng của chất kết dính Geopolymer

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].

4 4SiO  và 

5

5

Davidovits cho rằng bộ xương cấu trúc của geopolymer này là “poly-sialate”. Poly là nhiều và sialate là viết tắt của silico-oxo-aluminate. Các mạng poly-sialate là một 4AlO  ở dạng tứ khung bao gồm các cấu trúc ba chiều rất cứng chắc của  diện liên kết theo mọi hướng bằng cách chia sẻ các nguyên tử oxy với các mức độ khác nhau để thay thế aluminat (nhôm ở dạng oxit) [40]. Các ion dương (cation) phải có mặt 4AlO  trong mạng poly-sialate [59]. để trung hòa điện tích âm của các đơn vị tứ diện  Các cation có thể là bất kỳ một trong các kim loại kiềm hoặc kiềm thổ có sẵn như

2







2 

 Na K Li Ca Ba

,

,

,

,

...

Poly-sialate có công thức tổng quát sau đây [40]:

M - SiO - AlO . wH O





2

n

2

2





z

n

Trong đó: M là một cation (ion dương);

n là số chỉ mức độ trùng ngưng; - chỉ ra là sự hiện diện của 1 liên kết; z là mức độ thay thế aluminat [40, 59].

(1.1)

9

Các mức độ thay thế aluminat khác nhau sẽ tạo ra các cấu trúc phân tử geopolymer khác nhau. Tỷ lệ nguyên tử Si:Al trong cấu trúc sialate sẽ xác định các tính chất và định hướng ứng dụng của geopolymer [37].

Bảng 1.1: Các dạng cấu trúc phân tử và ứng dụng của geopolymer [37, 38]:

1

Phân loại Sơ đồ cấu trúc Cấu tạo không gian Ứng dụng Tỷ lệ Si / Al

2

Poly-sialate (PS) Gạch, gốm sứ và vật liệu phòng cháy

3

Poly-sialate- siloxo (PSS) Chất kết dính cho bê tông, bao bọc chất phóng xạ và độc hại

và Poly-sialate- disiloxo (PSDS) Vật liệu tổng hợp chịu nhiệt 200oC- 1000oC các khuôn đúc

>3

Liên kết các Sialate

Poly-silate- multisiloxo (PSMS) - Vật liệu gắn kín cho công nghiệp 200oC-600oC, - Vật liệu chịu lửa

1.2.4. Cơ chế phản ứng Geopolymer hóa

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. Đó là một phản ứng tỏa nhiệt. Sự hình thành vật liệu geopolymer có thể được mô tả từ các phương trình 1.2 và 1.3 [40].

Các phương trình 1.2 và 1.3 cho thấy, nước là một trong những sản phẩm cuối cùng của quá trình geopolymer hóa. Nước bị loại khỏi chất kết dính geopolymer trong suốt quá trình bảo dưỡng và trong suốt thời kỳ hóa rắn và để lại các lỗ rỗng nhỏ kích thước nano không liên tục trong chất kết dính [52]. Hardjito và Rangan còn cho rằng nước trong hỗn hợp geopolymer không có vai trò trong quá trình geopolymer hóa. Do đó, nước không có vai trò trong khi phản ứng hóa học diễn ra, trái ngược với phản ứng hóa học của nước trong hỗn hợp bê tông xi măng, nó chỉ đơn thuần làm tăng tính công tác của hỗn hợp [52].

10







3nH O

OH



NaOH,KOH 



Si Al 







 n OH







Si O , Al O 5

2

2

2

2

n

3

3

(Alu min osilicate)

TiÒn chÊt Geopolymer

















OH

Na,K

Si O Al

O n + 3nH O



Si Al 



NaOH,KOH 











 n OH











 1.2



2

3

3





 O

 O









 Natri Kali Poly Sialate  Bé x−¬ng Geopolymer



 





2nSiO 4nH O 

NaOH,KOH 



Si Al 



O Si OH 







 n OH







Si O , Al O 5 2

2

2

2

2

n

3

3



OH



 2 TiÒn chÊt Geopolymer

(Alu min osilicate)



















Na,K

Si O Al

O Si O n + 4nH O 1.3



Si Al 



O Si OH 



NaOH,KOH 



























 n OH



2

3

3













O

O

O

OH





2









 Natri Kali Poly Sialate

Bé x− ng Geopolymer

¬

 

 Disilixo 

Cơ chế động học của phản ứng geopolymer hóa chịu ảnh hưởng của ít nhất ba yếu

tố sau [89]:

 Thành phần của aluminosilicat và các khoáng chất bao gồm lượng SiO2 và Al2O3 vô định hình trong nguyên liệu, tỷ lệ hòa tan của SiO2 và Al2O3, các tính chất vật lý của nguyên liệu và các tạp chất.

 Loại và nồng độ của dung dịch kích hoạt, liên quan đến hàm lượng silicat (SiO2/M2O), loại Cation kim loại kiềm, nồng độ của dung dịch kiềm (tỷ lệ H2O/M2O) và hàm lượng nước (tỷ lệ nước/chất kết dính).

 Điều kiện bảo dưỡng, ghi nhận tác động của nhiệt độ, thời gian và độ ẩm trong

suốt quá trình bảo dưỡng nhiệt.

Hình 1.3: Phương trình phản ứng geopolymer hóa [40]

11

Duxson đã tổng kết các bước của quá trình

geopolymer hóa như Hình 1.4 [42]. Ông mô tả cơ

chế phản ứng ở dạng đơn giản hóa cao cho quá

trình geopolymer hóa. Ông phác thảo các quy trình

quan trọng xảy ra trong quá trình chuyển đổi

nguyên liệu aluminosilicat ở dạng bột rắn thành

dạng tổng hợp kiềm aluminosilicat. Phần lớn các

quá trình này xảy ra đồng thời. Hòa tan nguyên liệu

aluminosilicat rắn bằng cách kiềm thủy phân (tiêu

tốn nước) để tạo ra các dạng aluminat và silicat

trong quá trình tổng hợp geopolymer. Mặc dù vậy,

quá trình chuyển đổi thực tế từ hạt thành gel cũng

chưa được khẳng định trong những môi trường có

tính kiềm cao và trong điều kiện hòa tan kém của

quá trình tổng hợp geopolymer nhưng sự hòa tan

trên bề mặt sẽ được giả định trong mô hình cơ học

đơn giản đó [42].

Nghiên cứu của Xu khẳng định rằng, khi nguyên liệu aluminosilicat rắn tiếp xúc với dung dịch kiềm thì sự khử nguyên tử Al và Si trong nguyên liệu bắt đầu. Mức độ khử kiềm phụ thuộc vào nồng độ của dung dịch kiềm, loại dung dịch kiềm, tốc độ trộn và cấu trúc thành phần của nguyên liệu aluminosilicat. Vật liệu aluminosilicat có mức độ hòa tan cao hơn khi tăng nồng độ của dung dịch kiềm, và khả năng hòa tan trong dung dịch NaOH là tốt hơn so với dung dịch KOH [103].

Sau khi được khử ra từ bề mặt của nguyên liệu aluminosilicat, nguyên tử Al và Si được dịch chuyển và khuyếch tán vào trong pha gel, làm giảm nồng độ của các nguyên tử Al và Si trên bề mặt nguyên liệu aluminosilicat, và do đó, kích thích phản ứng khử kiềm hơn nữa của các nguyên tử Al và Si [102]. Trong bước khuyếch tán, thời gian và cường độ trộn là các yếu tố chi phối. Một khoảng thời gian dài khử kiềm và cường độ trộn mạnh hơn có thể phát huy tối đa khả năng hòa tan nguyên tử Al và Si trên bề mặt và thúc đẩy sự khuyếch tán của các nguyên tử Al và Si. Trong quá trình cứng hóa, không có chuyển động rõ ràng của các hạt [102].

Hình 1.4: Mô hình lý thuyết của quá trình geopolymer hóa [42]

12

1.2.5. Dung dịch kiềm kích hoạt

Bất kỳ dung dịch kiềm mạnh nào cũng có thể được sử dụng để làm chất kích hoạt cho việc tạo ra geopolymers. Alonso và Palomo đã từng sử dụng Ca(OH)2 để tạo ra geopolymer [21]. Davidovits cho rằng, từ xa xưa, các kim tự tháp được xây dựng bằng cách sử dụng tro bụi núi lửa làm nguyên liệu và dung dịch Ca(OH)2 làm chất kích hoạt [40]. 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.

Các dung dịch kiềm đóng vai trò quan trọng trong quá trình geopolymer hóa. Fernández-Jiménez và Palomo đã nghiên cứu ba loại dung dịch kiềm của Natri trong quá trình geopolymer hóa. Ba dung dịch kiềm này là NaOH, Na2CO3 và Na2SiO3. Kết quả cho thấy, geopolymer được sản xuất bằng cách sử dụng NaOH cho cường độ nén cao nhất, sau đó là dung dịch Na2SiO3. Hàm lượng Na2O trong hỗn hợp geopolymer có ảnh hưởng đáng kể đến cường độ cơ học của geopolymer. Hàm lượng Na2O cao hơn tương ứng với cường độ nén cao hơn. Sự hiện diện của silic hòa tan trong dung dịch kích hoạt cũng ảnh hưởng đến sự phát triển của cường độ [46].

Trong một nghiên cứu khác, Palomo và cộng sự cũng chứng minh rằng khi dung dịch kiềm có chứa silic hòa tan như dung dịch Natri silicat (Na2SiO3) hoặc Kali silicat (K2SiO3), thì phản ứng geopolymer hóa xảy ra ở một tỷ lệ cao hơn so với khi chỉ có hydroxit kiềm được sử dụng để kích hoạt [71]. Điều này đã được xác nhận bởi Xu và Van Deventer, trong việc bổ xung dung dịch natri silicat với dung dịch natri hydroxit, tạo thành dung dịch kiềm kích hoạt, giúp tăng cường sự hình thành của tiền chất geopolymer khi có tiếp xúc của khoáng chất với dung dịch kích hoạt [103]. Fernández- Jimenez cũng cho thấy sự hiện diện của silic hòa tan trong dung dịch kiềm dẫn đến một sự cải thiện đáng kể về độ bền cơ học của geopolymer. Điều này là do sự hiện diện của silic hòa tan trong dung dịch làm tăng tỷ trọng của hồ, nhưng làm giảm tính công tác của nó [44].

Khối lượng kiềm kích hoạt trong hỗn hợp cũng ảnh hưởng đến cường độ của geopolymer. Xie và Xi đã nghiên cứu các thuộc tính của kiềm kích hoạt tro bay, cho rằng cường độ cao hơn có thể đạt được bằng cách tăng tỉ lệ của tổng lượng dung dịch kích hoạt với tro bay [101].

Ngoài khối lượng chất kích hoạt kiềm thêm vào thì sử dụng chất kích hoạt có tính kiềm mạnh như NaOH hay KOH cũng là cần thiết cho quá trình geopolymer hóa. Tăng nồng độ mol của dung dịch kiềm sẽ tạo ra sự hòa tan lớn hơn của nguyên liệu [77, 103, 104]. Kết quả là cường độ nén của geopolymer sẽ tăng lên cùng với việc tăng nồng độ mol của dung dịch kiềm. Fernández-Jimenez kết luận rằng sử dụng NaOH 12,5M mang

13

lại cường độ nén cao hơn khi sử dụng NaOH 8M [44]. Tuy nhiên, nồng độ kiềm cao quá cũng được gợi ý là làm giảm cường độ của geopolymer. Palomo đã kết luận rằng hồ geopolymer được tạo ra bởi KOH 12M có kết quả kích hoạt nhanh hơn và cường độ nén cao hơn so với hồ geopolymer được tạo ra bởi KOH 18M [72]. Lý do cho ứng xử này vẫn chưa được làm rõ.

1.2.6. Nguyên liệu chế tạo nên vật liệu geopolymer

1.2.6.1. Nguyên liệu alumino-silicat

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. Các nghiên cứu cho đến nay đã sử dụng những nguyên liệu chính, như sau [93]:

1. Kao lanh đất sét; 2. Meta kao lanh; 3. Tro bay; 4. Xỉ lò cao; 5. Hỗn hợp tro bay và xỉ; 6. Hỗn hợp tro bay và metakaolanh;

Trong tất cả các nguyên liệu aluminosilicat, Barbosa cho biết 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].

Trạng thái của nguyên liệu sẽ ảnh hưởng đến tỷ lệ hòa tan trong môi trường kiềm.

Nguyên liệu ở dạng tinh thể sẽ tan chậm hơn so với nguyên liệu ở dạng vô định hình.

Các nguyên liệu aluminosilicat thường sử dụng và một số thông tin về thành phần

của chúng được thể hiện trong Bảng 1.2.

Bảng 1.2: Nguyên liệu aluminosilicat phổ biến cho việc tổng hợp geopolymer [83]

Đặc trưng thành phần Các nguyên liệu Aluminosilicat phản ứng Các thành phần phụ khác

SiO2 + Al2O3 = 80-99% Metakaolanh Cao lanh, thạch anh, rutile, muscovit Si:Al = 1

SiO2 + Al2O3 = 30-50% Tro bay loại C Lượng CaO thường > 10%, Oxit sắt, thạch anh, mullite, than chưa cháy <6% Si:Al = 1-10

14

SiO2 + Al2O3 = 30-70% Tro bay loại F Lượng CaO thường < 10%, Oxit sắt, thạch anh, mullite, than chưa cháy <6% Si:Al = 1-10

SiO2 + Al2O3 = 5-20% Xỉ lò cao CaO = 30-50%, Thạch anh, periclase, canxit, calico-olivine, mayenite, mullite… Si:Al = 1-10

SiO2 + Al2O3 = 50-90% Tro bụi núi lửa Oxit sắt, thạch anh, fenspat và các kim loại nặng… Si:Al = 5-15

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. Vật liệu metakaolanh được coi là lý tưởng cho các nghiên cứu cơ bản về geopolymer. Metakaolanh là sản phẩm thu được từ việc nung cao lanh, đất sét ở nhiệt độ khoảng 700oC sau thời gian khoảng 24 giờ. Vì vậy, ứng dụng thương mại của geopolymer dựa trên metakaolanh thường bị hạn chế bởi chi phí tăng cao khi nung cao lanh. Cấu trúc tinh thể của metakaolanh dạng tấm dẹt nên cần nhiều nước hơn so với các nguyên liệu aluminosilicat khác khi chế tạo geopolymer [56]. Điều này làm tăng độ xốp và khiến cho sản phẩm geopolymer thu được trở nên quá mềm, giảm chất lượng khi ứng dụng trong xây dựng. Mặc dù vậy, geopolymer metakaolanh vẫn còn quan trọng cho các ứng dụng như vật liệu chất dính kết, sơn phủ và hydroceramic.

Khoáng xỉ lò cao là một phụ phẩm của ngành công nghiệp sản xuất thép. Nó thường chứa nhôm và silic dạng kết tinh. Trạng thái cấu trúc của xỉ tương tự tro bay. Xỉ lò cao thường được sử dụng để phản ứng với nguyên liệu có chứa ion canxi (thường là CaO hoặc Ca(OH)2) để tạo thành geopolymer ở nhiệt độ thường. Điều này làm cho geopolymer xỉ có thể được bảo dưỡng ngay ở nhiệt độ thường.

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. Điều này làm cho giá thành của geopolymer xỉ lên cao. Việc sử dụng xỉ làm nguyên liệu geopolymer sẽ gặp nhiều khó khăn do các nguyên nhân kể trên.

Tro bụi núi lửa có thành phần hóa học rất phức tạp, nhiều ô xít sắt. Vì vậy không

phù hợp cho việc tổng hợp geopolymer trong lĩnh vực xây dựng.

SiO2 + Al2O3 = 85-95% Tro trấu Thạch anh, cristobalite và trấu chưa cháy hết… Si:Al >> 10

1.2.6.2. Tro bay

Tro bay là một loại phế phẩm của các nhà máy nhiệt điện, là một khoáng chất mịn còn lại khi đốt nhiên liệu than đá hoặc khí gas. Tuy nhiên, khối lượng tro bay đến nay

15

đến 100 m

chủ yếu là từ các nhà máy nhiệt điện chạy than. Quá trình đốt cháy đã biến vật chất này thành dạng cấu trúc tinh thể hoặc vô định hình. Tính chất vật lý và hóa học của các hạt tro bay thường khác nhau, phụ thuộc vào các khoáng chất có trong than nhiên liệu, cơ chế đốt và công nghệ làm mát sau khi đốt. Nhiệt độ cao và làm mát nhanh những hạt tro bay trong khí thải của nhà máy điện đốt than làm cho chúng kết hợp lại thành dạng hình cầu. Một số hạt tích tụ hoặc vón cục lại với nhau tạo nên độ rỗng hoặc xốp và gây nên và thường trên sự trương nở về thể tích. Kích thước hạt tro bay từ 0.5 m

.

75% các hạt tro lọt qua sàng 45 m

Hình 1.5: Hình ảnh của hạt tro bay loại F

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.

Có hai nhóm tro bay sử dụng làm geopolymer như sau:

A- Điển hình tro bay hình cầu B- Cắt ngang hạt tro bay hình cầu rỗng.

Bảng 1.3: Phân loại tro bay theo tiêu chuẩn ASTM C618-03

Là tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33]; Tro bay loại F Lượng CaO ít hơn 10%; ít canxi Thường được sản xuất từ than antraxit và than bitum.

Fernández-Jiménez và Palomo đã nghiên cứu nhiều loại tro bay và xác định sự phù hợp của chúng khi làm nguyên liệu cho geopolymer. Kết quả thu được trong nghiên cứu này cho thấy hầu hết các tro bay loại F ít can xi đều nhạy cảm với chất kích hoạt kiềm

Là tro bay loại C theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33]; Tro bay loại C Lượng CaO nhiều hơn 10%; nhiều canxi Thường được sản xuất từ than non hoặc than á bitum.

16

để tạo ra một vật liệu có đặc tính kết dính tốt. Ngoài ra, để tạo ra một chất kết dính tối ưu, thì tro bay nên có các đặc điểm như [45]:

 Tỷ lệ vật liệu chưa cháy nên thấp hơn 5%;  Hàm lượng Fe2O3 không cao hơn 10%;  Hàm lượng CaO thấp;  Hàm lượng silic phản ứng Si2O3 trong khoảng 40%-50%;

nên là 80-90%.

 Tỷ lệ các hạt tro bay có kích thước nhỏ hơn 45 m

Cả hai loại tro bay trên đều phù hợp cho sản xuất geopolymer. Tuy nhiên, tro bay loại F ít canxi là nguyên liệu được ưa thích hơn so với tro bay loại C nhiều canxi. Rangan đã sản xuất ra bê tông geopolymer tro bay với cường độ nén hơn 80MPa [80].

1.2.6.3. Sản lượng tro bay trên thế giới và ở Việt Nam

Hiện nay ở Trung Quốc và Ấn Độ, hơn 300 triệu tấn tro bay được tạo ra mỗi năm [67]. Trong khi đó, đến năm 1998 chưa đến 20 triệu tấn tro bay được sử dụng [63]. Tại Hoa Kỳ, hơn một nửa lượng điện được tạo ra từ than đá, và khoảng 64 triệu tấn tro bay được tạo ra từ các nhà máy điện trong năm 2004 nhưng chỉ có 25 triệu tấn tro bay đã được sử dụng [19]. Ở Úc, than đá cung cấp 78% lượng điện quốc gia và có khoảng 11 triệu tấn tro bay được tạo ra mỗi năm nhưng chỉ có 32% được đưa vào các hoạt động có lợi [53]. Với dân số thế giới đang bùng nổ, nhu cầu về năng lượng điện sẽ nhanh chóng gia tăng, khi mà các nguồn năng lượng “xanh” chưa có nhiều thì rõ ràng, lượng tro bay vẫn sẽ tăng lên nhiều trong tương lai.

Hiện nay, một phần rất ít tro bay được sử dụng trong các ngành công nghiệp xi măng và bê tông, các ứng dụng địa kỹ thuật, ứng dụng khai thác mỏ và các ngành công nông nghiệp [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.

Tại Việt Nam, hiện có 19 nhà máy nhiệt điện và nhiều nhà máy sản xuất hóa chất, phân bón, luyện thép đang hoạt động, trong đó có 10 nhà máy sử dụng công nghệ đốt than phun, 9 nhà máy sử dụng công nghệ đốt tầng sôi. Hàng năm, các nhà máy này thải ra môi trường khoảng 11 triệu tấn tro, 5 triệu tấn xỉ đáy lò và khoảng 4 triệu tấn bã thạch cao. Theo quy hoạch đến năm 2020, cả nước sẽ có thêm nhiều nhà máy nhiệt điện chạy than và nhiều cơ sở sản xuất phân bón. Dự kiến, hàng năm các nhà máy trên phát thải 30 - 40 triệu tấn phế thải trong đó, 80% là tro bay và 20% là tro xỉ, do đó cần khoảng 600 nghìn ha diện tích đất dành cho bãi thải, như vậy là cứ 4 năm thì sẽ mất diện tích đất của một xã trung bình [9].

17

Một số dây chuyền thu hồi chế biến tro bay ở nhà máy nhiệt điện Phả Lại, Cao Ngạn… nhưng công suất còn rất nhỏ so với lượng tro thải ra. Sản phẩm đã được cung cấp cho các công trình thủy điện Sơn La, Bản Chát, Lai Châu và các nhà máy bê tông trong nước. Có thể còn phụ thuộc vào công nghệ và năng lực của các nhà máy chế biến tro bay nhưng nếu như thay thế 10% lượng xi măng sử dụng bằng tro bay trong bê tông thì cũng không thể tiêu thụ hết lượng tro bay nhiệt điện thải ra của nước ta. Hầu hết lượng tro xỉ đổ thẳng ra các hồ chôn lấp. Nếu không được xử lý triệt để, lượng tro xỉ này sẽ gây ảnh hưởng lớn đến môi trường sống.

Geopolymer là một chất kết dính có thể thay thế xi măng trong bê tông. Việc sử dụng bê tông từ geopolymer tro bay sẽ giải quyết hai vấn đề: giảm lượng tiêu thụ xi măng poóclăng, và tận dụng được chất thải tro bay, góp phần rất lớn cho việc bảo vệ môi trường sống của chúng ta.

Hình 1.6: Bãi thải tro bay nhiệt điện

1.2.7. Geopolymer tro bay

Geopolymer tro bay là sản phẩm của phản ứng kiềm kích hoạt tro bay. Fernandez- Jimenez đã đề xuất mô hình cho việc hòa tan của một số loại hạt tro bay trong môi trường kiềm như Hình 1.7. Việc kích hoạt tro bay và tỷ lệ hòa tan phụ thuộc rất nhiều

Hình 1.7: Mô hình kích hoạt kiềm của tro bay [46]

18

vào độ PH của dung dịch kích hoạt và một số điều kiện khác [46]. Hình ảnh hạt tro bay phản ứng với dung dịch kiềm được thể hiện trên Hình 1.8.

Quá trình kiềm kích hoạt tro bay trải qua các bước như sau [46]:

Hình 1.8: Vi cấu trúc của hạt tro bay phản ứng [46]

(a) Tro bay hình cầu khi bắt đầu quá trình hòa tan khi đã có một phần nhỏ của vỏ hòa tan.

(b) Chi tiết về sự tác động hai chiều của dung dịch kiềm trên mặt tro bay hình cầu. Việc hòa tan bên ngoài vẫn tiếp tục diễn ra, trong khi dung dịch kiềm đã thâm nhập vào bên trong quả cầu tro bay và bắt đầu hòa tan từ trong ra ngoài. Do đó, sản phẩm của phản ứng (gel aluminosilicat) gây ra cả ở bên trong và bên ngoài của quả cầu tro bay. Khi các sản phẩm phản ứng tạo thành bên trong hạt tro bay nhiều có thể sẽ ngăn chặn dung dịch kiềm thâm nhập để tiếp tục phản ứng với các hạt nhỏ bên trong để chúng không phản ứng sau quá trình hòa tan.

(c) Hạt tro bay gần như hòa tan hoàn toàn, sự phát triển của lỗ rỗng và vi cấu trúc của

geopolymer tro bay được tạo ra trong giai đoạn này.

(d) Geopolymer tro bay điển hình với một loạt các hạt đã hòa tan hoàn toàn, một phần các

hạt không tan nằm lại trong gel geopolymer.

(e) Quá trình hòa tan không đồng nhất trong gel và các biến thể có thể xảy ra do thay đổi

Đây là mô hình khái niệm đơn giản dựa trên hình ảnh về sự phát triển vi cấu trúc theo thời gian. Chất kết dính được hình thành là kết quả của kiềm kích hoạt tro bay [46].

cục bộ về độ PH của dung dịch kích hoạt và kích thước hạt tro.

1.3. Nghiên cứu về bê tông Geopolymer tro bay trên thế giới

1.3.1. Khái niệm cơ bản 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, phần lớn là do những lợi thế về môi trường, sự phong phú của tro bay, kích thước hạt mịn, và hàm lượng silic và nhôm trong tro bay cao.

Thành phần chính của bê tông geopolymer tro bay gồm:

19

 Nguyên liệu geopolymer là tro bay;  Dung dịch kiềm kích hoạt.  Cốt liệu bao gồm cốt liệu thô (đá dăm, sỏi) và cốt liệu mịn (cát);

Như vậy, bê tông geopolymer tro bay được xem tương tự với bê tông xi măng. Hồ xi măng trong bê tông thông thường sẽ được thay bằng hỗn hợp của tro bay và dung dịch kiềm kích hoạt. Các thành phần cốt liệu của bê tông xi măng được giữ nguyên trong bê tông geopolymer [79].

Bê tông geopolymer tro bay là một loại vật liệu mới (hoàn toàn không có xi măng poóclăng), phương pháp thiết kế thành phần hỗn hợp truyền thống của bê tông xi măng thường không thể áp dụng trực tiếp. Việc xây dựng công thức của các hỗn hợp bê tông geopolymer đòi hỏi rất nhiều các nghiên cứu có hệ thống về các vật liệu có sẵn. Tuy nhiên, khái niệm cơ bản liên quan đến sự lèn chặt các hạt, tính lưu biến của hỗn hợp tươi…có thể được sử dụng một cách thận trọng trong việc phát triển hỗn hợp bê tông geopolymer [79].

1.3.2. Thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay

Đã có một số nghiên cứu thiết kế chế tạo hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay, nhưng rất ít nghiên cứu được tiến hành trên các quy trình thiết kế hỗn hợp tương tự như OPC có thể phù hợp với loại bê tông mới này. 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]. Nội dung chính của phương pháp thiết kế GPC do Rangan đề xuất như sau:

1.3.2.1. Xác định mục tiêu thiết kế hỗn hợp

Sự khác biệt chính giữa bê tông geopolymer và bê tông xi măng là ở chất kết dính. Các oxit silic và oxit nhôm trong tro bay phản ứng với dung dịch kiềm kích hoạt tạo thành hồ nhão để liên kết các hạt cốt liệu thô, mịn và các vật liệu không phản ứng rời rạc khác với nhau để tạo thành bê tông geopolymer tro bay. Như trong trường hợp của bê tông xi măng, cốt liệu thô và cốt liệu mịn chiếm khoảng 75-80% khối lượng của bê tông geopolymer. Thành phần này của bê tông geopolymer có thể được thiết kế bằng cách sử dụng các quy trình sẵn có áp dụng cho bê tông xi măng. 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]:

 Nồng độ mol của dung dịch NaOH cao hơn sẽ cho cường độ nén của GPC cao

hơn.

20

 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.

Như vậy, tác động của các tham số khác nhau đến cường độ chịu nén và tính công tác của hỗn hợp bê tông geopolymer là rất phức tạp. Quá trình thiết kế hỗn hợp GPC được thực hiện trên một phạm vi rộng của các yếu tố ảnh hưởng và thường phải dựa trên các tiêu chí chất lượng. Các tiêu chí này lại phụ thuộc vào mục đích ứng dụng của bê tông. Để đơn giản, thì hàm mục tiêu khi thiết kế là cường độ nén, có xét đến tính công tác phù hợp cho các ứng dụng.

Đối với bê tông xi măng thì xác định tỷ lệ nước/ xi măng là việc phải xem xét chính duy nhất cho cường độ và tính công tác; còn đối với bê tông geopolymer tro bay thì nhiều yếu tố ảnh hưởng đến chất lượng và các yếu tố này tương tác qua lại với nhau một cách phức tạp và tương đối rõ.

1.3.2.2. Tỷ lệ nước/ chất rắn geopolymer (W/GPS)

Để hỗ trợ cho việc thiết kế hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay ít canxi thì tham số đầu tiên là tỷ lệ nước/chất rắn geopolymer (W/GPS) theo khối lượng đã được các nhà khoa học đưa ra [82], và hiện nay đang được sử dụng bởi hầu hết các nghiên cứu về hỗn hợp bê tông geopolymer. Trong đó, khối lượng nước ở đây bao gồm nước trong dung dịch Na2SiO3, trong dung dịch NaOH và lượng nước thêm vào hỗn hợp bê tông để cải thiện tính công tác nếu có. Khối lượng các chất rắn geopolymer là tổng của khối lượng tro bay, khối lượng chất rắn natri hydroxit và khối lượng chất rắn trong dung dịch natri silicat (gồm Na2O và SiO2). Đây được coi là chỉ số quan trọng đầu tiên cần phải xét đến, tương tự như tỉ lệ nước/ xi măng trong bê tông xi măng.

Hình 1.9: Ảnh hưởng của tỷ lệ W/GPS đến cường độ chịu nén của GPC [52]

21

Hardjito và Rangan đã tiến hành các thí nghiệm để xác định ảnh hưởng của tỷ lệ W/GPS theo khối lượng đến cường độ nén và tính công tác của bê tông geopolymer. Tất cả các mẫu được bảo dưỡng nhiệt trong 24 giờ. Kết quả như trên Hình 1.9, cho thấy cường độ nén giảm và tính công tác tăng khi tỷ lệ này tăng [52]. Xu hướng này là tương tự như ảnh hưởng của tỷ lệ nước/xi măng đến cường độ chịu nén của bê tông xi măng. Rangan đã đề xuất tỷ lệ W/GPS cho thiết kế thành phần GPC như Bảng 1.4 [82]:

Bảng 1.4: Dữ liệu cho thiết kế hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay ít canxi [82]:

Tỷ lệ W/GPS Tính công tác Cường độ thiết kế (MPa)

0,16 Rất cứng 60

0,18 Cứng 50

0,20 Vừa phải 40

Lưu ý rằng kết quả cường độ GPC đề xuất đi kèm với một số điều kiện về thi

công và bảo dưỡng khác.

0,22 Cao 35

1.3.2.3. Tỷ lệ dung dịch kiềm kích hoạt với tro bay theo khối lượng (AAS/FA)

Đây là chỉ số quan trọng thứ hai để thiết kế hỗn hợp bê tông geopolymer. Có một

sự liên hệ giữa tỷ lệ W/GPS và tỷ lệ AAS/FA như trong Bảng 1.5.

Bảng 1.5: Kết quả thí nghiệm xác định ảnh hưởng của tỷ lệ AAS/FA [82]

Tỷ lệ khối lượng AAS/FA Tỷ lệ W/GPS Tính công tác Cường độ thiết kế (MPa)

0,30 0,165 Cứng 58

0,35 0,190 Vừa phải 45

0,40 0,210 Vừa phải 37

Theo đó, khi tỷ lệ AAS/FA tăng thì cường độ chịu nén giảm. Rangan đề xuất nên

lựa chọn tỷ lệ khối lượng AAS/FA nằm trong khoảng 0,30-0,45 như Bảng 1.5 [80].

0,45 0,230 Cao 32

1.3.2.4. Tỷ lệ Natri silicat với Natri hydroxit

Đây là chỉ số quan trọng thứ ba vì nó quyết định các tính chất của dung dịch kiềm kích hoạt. Nghiên cứu của Rangan cho thấy tỷ lệ này tốt nhất là 2,5. Khi tỷ lệ này tăng lên thì cũng không tăng đáng kể cường độ nén [52]. Tỷ lệ này đã được giữ cũng bởi NaOH đắt hơn so với Na2SiO3. Giá trị tỷ lệ 2,5 cho kết quả tối ưu nhất cả về cường độ nén và giá thành của dung dịch kích hoạt.

22

1.3.2.5. Cốt liệu

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.

Nghiên cứu của Lee và Van Deventer cho thấy mặt tiếp xúc giữa chất kết dính và cốt liệu trong vữa và bê tông geopolymer là bền chắn hơn so với vữa và bê tông xi măng [60]. Đối với bê tông xi măng poóclăng thông thường thì vùng chuyển tiếp giữa hồ xi măng và cốt liệu có cấu trúc kết tinh, rỗng nhiều hơn, có các mặt nứt, vết nứt và cường độ nhỏ hơn vùng hồ [15]. Chiều dày của lớp chuyển tiếp này là từ 20-100 m . Đối với

bê tông geopolymer tro bay, đặc điểm của ranh giới giữa chất kết dính geopolymer và cốt liệu là không có vùng chuyển tiếp. Điều này trái ngược với bê tông xi măng poóclăng (Hình 1.10) [48]. Do vậy, bê tông geopolymer tro bay có thể có tính chất cơ học cao hơn và độ bền tốt hơn bê tông xi măng thông thường.

(a)

(b)

(c)

Sự ảnh hưởng của cốt liệu, về mặt cấp phối, hình dạng và cường độ được coi như tương tự trong trường hợp bê tông xi măng. Cốt liệu thô và cốt liệu mịn sử dụng trong sản xuất bê tông xi măng cũng được sử dụng một cách tương tự cho bê tông geopolymer. Khối lượng của cốt liệu có thể lấy trong khoảng 75-80% khối lượng của bê tông geopolymer [82]. Mô đun độ mịn kết hợp tốt nhất của các cốt liệu là 5,0 để cho phép tương tác và kết dính tối đa với dung dịch hồ chất kết dính geopolymer [84].

Hình 1.10: Ranh giới giữa chất kết dính và cốt liệu trong GPC (a), (b) và OPC (c) [48].

1.3.3. Công nghệ chế tạo và thi công bê tông geopolymer tro bay

1.3.3.1. Công tác trộn, đổ khuôn và đầm nén

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. Trong phòng thí nghiệm, các cốt liệu và tro bay được trộn khô với nhau trong máy trộn cưỡng bức trong khoảng 3 phút. Dung dịch kiềm kích hoạt được trộn với phụ gia siêu dẻo và nước thêm vào, nếu

23

có. Dung dịch sau đó được đổ vào nguyên liệu khô và tiếp tục trộn trong 4 phút nữa. Thời gian thi công của bê tông tươi có thể lên đến 120 phút mà không có bất kỳ sự suy giảm cường độ nén. Bê tông tươi có thể được đúc, đầm nén bằng các phương pháp thông thường của bê tông xi măng [52, 84, 92]. Cường độ nén và độ rỗng của bê tông geopolymer cũng phụ thuộc vào thời gian trộn. Khi thời gian trộn tăng lên thì cường độ chịu nén của bê tông geopolymer tăng lên cùng với một sự mất mát nhỏ của tính công tác của bê tông tươi [52].

1.3.3.2. Công tác bảo dưỡng

Bê tông geopolymer tro bay có thể được bảo dưỡng ở điều kiện thường như bê tông xi măng. Tuy nhiên, bảo dưỡng nhiệt thường được khuyến cáo sử dụng. Nhiệt độ bảo dưỡng hỗ trợ đáng kể cho các phản ứng hóa học xảy ra trong chất kết dính geopolymer. Các nghiên cứu trước đây đã chủ yếu sử dụng nhiệt độ bảo dưỡng từ nhiệt độ phòng đến khoảng 90oC và thời gian bảo dưỡng từ 1-24 giờ. Kết quả cho thấy, cả hai yếu tố thời gian và nhiệt độ bảo dưỡng đều ảnh hưởng đến cường độ nén của bê tông geopolymer [52].

Ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng đến cường độ của bê tông geopolymer tro bay được mô tả trên Hình 1.11 [52]. Nhiệt độ bảo dưỡng cao hơn sẽ dẫn đến cường độ nén cao hơn [72]. Tuy nhiên, việc tăng nhiệt độ bảo dưỡng quá 60oC không làm tăng đáng kể cường độ nén [52].

Bảo dưỡng nhiệt có thể được tiến hành bằng hai cách là bảo dưỡng khô hoặc bảo dưỡng hơi nước. Kết quả thử nghiệm của Hardjito và Rangan cho thấy cường độ của bê tông geopolymer tro bay được bảo dưỡng khô (hỗn hợp 1) lớn hơn khoảng 15% so với bảo dưỡng bằng hơi nước (hỗn hợp 2) [52].

Ảnh hưởng của thời gian bảo dưỡng đến cường độ nén của mẫu bê tông geopolymer được thể hiện trên Hình 1.12. Các mẫu GPC được bảo dưỡng trong lò khô

Hình 1.11: Ảnh hưởng của chế độ bảo dưỡng đến cường độ nén của GPC [52]

24

ở nhiệt độ 60oC. Thời gian bảo dưỡng dài hơn sẽ làm tăng quá trình geopolymer hóa và cường độ nén sẽ tăng cao hơn. Cường độ của bê tông geopolymer tăng nhanh trong khoảng 24 giờ đầu bảo dưỡng. Sau 24 giờ thì cường độ tăng không mạnh nữa. Vì vậy, thời gian dưỡng hộ không cần phải lớn hơn 24 giờ được áp dụng cho các ứng dụng thực tế [52].

Để tối ưu hóa việc sử dụng khuôn đúc trong phòng thí nghiệm thì các sản phẩm sau khi đúc nên bảo dưỡng nhiệt trong khoảng 4 giờ đầu. Việc bảo dưỡng sau đó dừng lại một thời gian để tiến hành tháo khuôn. Sau đó tiếp tục bảo dưỡng nhiệt trong thời gian còn lại theo yêu cầu kỹ thuật của sản phẩm. Hai giai đoạn của chế độ bảo dưỡng nhiệt này không tạo ra bất kỳ sự suy giảm nào về cường độ của sản phẩm [52].

Thời điểm bảo dưỡng nhiệt của bê tông geopolymer có thể bắt đầu sau vài ngày kể từ khi hoàn thành việc đúc khuôn. Các thử nghiệm của Hardjito và Rangan cho thấy các sản phẩm được bắt đầu bảo dưỡng sau 5 ngày kể từ khi đúc khuôn cũng không có bất kỳ sự suy giảm về cường độ mà ngược lại còn làm tăng đáng kể cường độ nén. Điều này có thể là do quá trình geopolymer hóa xảy ra trước khi bắt đầu bảo dưỡng nhiệt [52].

Sự linh hoạt trong chế độ bảo dưỡng của bê tông geopolymer tro bay có thể được

áp dụng trong việc sản xuất ra các sản phẩm được sử dụng theo các yêu cầu thực tế.

Hình 1.12: Ảnh hưởng của thời gian bảo dưỡng đến cường độ nén của GPC [52]

1.3.4. Các tính chất kỹ thuật chủ yếu của bê tông geopolymer tro bay

1.3.4.1. Hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay tươi

Tính công tác hay còn gọi là tính dễ thi công là một tính chất kỹ thuật của hỗn hợp bê tông tươi [14]. Tính công tác của geopolymer được cho là thấp. Việc trộn hỗn hợp bột rắn nguyên liệu của geopolymer với dung dịch kiềm gốc natri là khó khăn hơn trộn xi măng với nước. Điều này là do hồ geopolymer có tính dính và độ nhớt cao [95].

25

Mặc dù tính công tác của geopolymer thấp, nhưng theo Hardjito thì tính công tác mong muốn của bê tông geopolymer có thể được cải thiện bằng cách điều chỉnh lượng nước trong hỗn hợp. Tuy nhiên, nếu có quá nhiều nước trong hỗn hợp geopolymer có thể làm giảm cường độ nén. Tính công tác của bê tông geopolymer tro bay có thể được cải thiện bằng cách thêm 2% phụ gia siêu dẻo gốc Naphthalene Sulphonate mà không ảnh hưởng đến cường độ nén. Nhưng không phải tất cả các loại phụ gia siêu dẻo đều có thể cải thiện tính công tác của bê tông geopolymer tro bay. Nếu sử dụng siêu dẻo gốc polycarboxylic thì không có sự khác biệt đáng kể tính công tác của hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay được thêm vào [52].

Thời gian đông cứng của hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay tươi phần lớn phụ thuộc vào thành phần hóa học của các nguyên liệu và nhiệt độ bảo dưỡng. Geopolymer tro bay không có bất kỳ dấu hiệu của sự đông cứng trong khoảng 120 phút ở nhiệt độ phòng [52].

1.3.4.2. Tỷ trọng

Khối lượng đơn vị của bê tông geopolymer tro bay chủ yếu phụ thuộc vào khối lượng đơn vị của cốt liệu sử dụng trong hỗn hợp. Khi sử dụng cốt liệu đá dăm granit thông thường và bê tông được bảo dưỡng ở 60oC trong 24 giờ thì khối lượng đơn vị của bê tông geopolymer tro bay ở tuổi 28 ngày thường trong khoảng 2360 ± 60 kg/m3 [52].

1.3.4.3. Mô đun đàn hồi

Một số nghiên cứu thực nghiệm của các tác giả Fernandez-Jimenez, Sofi và Hardjito cho thấy, mô đun đàn hồi của GPC có giá trị thấp hơn so với OPC có cùng cường độ nén [87].

Nghiên cứu của Prabir Sarker cho thấy, mô đun đàn hồi tính toán theo các công thức dành cho OPC trong các tiêu chuẩn ACI 363, AS 3600 là lớn hơn so với các kết quả thử nghiệm trên các mẫu GPC [87].

Công thức đề xuất của Hardjito (1.4) cho bê tông Geopolymer được coi là gần

với các kết quả thử nghiệm và hợp lý cho các mẫu thử GPC khác nhau [87]:

E

2707

f

5300 (

MPa

)





c

' c

(1.4)

1.3.4.4. Hệ số Poison

Hệ số Poisson của bê tông geopolymer tro bay có cường độ nén tương ứng từ 40 đến 90 MPa nằm trong khoảng từ 0,12-0,16. Những giá trị này là tương tự như bê tông xi măng poóclăng [52].

26

1.3.4.5. Cường độ kéo gián tiếp

Nghiên cứu của M. Sofi thực hiện các thí nghiệm kéo gián tiếp trên các mẫu bê tông geopolymer sử dụng ba loại tro bay khác nhau. Kết quả thử nghiệm cho thấy cường độ kéo của GPC cao hơn tất cả các giá trị tính toán theo khuyến cáo theo tiêu chuẩn Úc AS 3600 (2005) và tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 2 (2002). Điều này được giải thích là do tính chất của vật liệu GPC dưới ứng suất kéo là tốt hơn so với vật liệu OPC. GPC trải qua phản ứng đa trùng ngưng, tạo nên mạng cấu trúc cứng và bền vững [90].

Prabir Kumar Sarker đã có sự so sánh về mối liên hệ giữa cường độ ép chẻ và cường độ nén của GPC và OPC. Kết quả cho thấy, cường độ ép chẻ của GPC thường cao hơn OPC có cùng cường độ nén [88].

1.3.4.6. Sự phát triển của cường độ nén theo thời gian

Cường độ nén là một tiêu chí chính được sử dụng trong rất nhiều nghiên cứu của các nhà khoa học về bê tông geopolymer tro bay. Cường độ chịu nén của bê tông geopolymer tro bay chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố bao gồm: nhiệt độ và thời gian bảo dưỡng, nguyên liệu, tỷ lệ silicat/hydroxit, nồng độ kiềm, tỷ lệ Si/Al, tỷ lệ chất lỏng/chất rắn, tuổi của bê tông…

Bê tông geopolymer tro bay có tính chất cơ học tốt và có thể có cường độ ở tuổi sớm cao. GPC có thể đạt 70% cường độ nén ở tuổi 28 ngày sau 4 giờ đầu tiên đông cứng [61]. GPC do công ty Pyrament® Cement của Hoa Kỳ sản xuất được cho là đủ cứng để cho chiếc máy bay chở khách Airbus hoặc Boeing hạ cánh sau 4-6 giờ đông cứng [38].

1.3.4.7. Co ngót và từ biến

Bê tông geopolymer tro bay được bảo dưỡng nhiệt trải qua quá trình co ngót khô rất nhỏ, biến dạng khoảng 100.10-6 sau 1 năm. Giá trị này là nhỏ hơn so với biến dạng do co ngót của bê tông xi măng là từ 500.10-6 đến 800.10-6 (Hình 1.13) [81].

Hệ số từ biến được xác định theo tỷ lệ giữa biến dạng tương đối do chảy và biến dạng ban đầu [14]. Hệ số từ biến của GPC bảo dưỡng nhiệt và chịu tải trọng tác dụng trong thời gian 1 năm, với cường độ nén 40, 47 và 57 MPa là trong khoảng 0,6 đến 0,7. Trong khi GPC có cường độ nén 67 MPa thì giá trị này trong khoảng 0,4-0,5. Giá trị cụ thể của từ biến, được định nghĩa là giá trị của biến dạng trên 1 đơn vị ứng suất duy trì liên tục, của GPC được mô tả trong Hình 1.14 [81]. Giá trị này chỉ bằng khoảng 50% so với giá trị khuyến cáo trong tiêu chuẩn Úc cho OPC [81].

27

Hình 1.13: Co ngót khô của GPC bảo dưỡng nhiệt và điều kiện thường [81]

Từ biến và co khô thấp của GPC là một ưu thế so với OPC cho việc ứng dụng

vào kết cấu.

Hình 1.14: Ảnh hưởng của cường độ nén đến từ biến của GPC bảo dưỡng nhiệt [81]

1.3.4.8. Bền Sunfat

Wallah và Rangan đã nghiên cứu về độ bền sunfat của các mẫu GPC được ngâm trong dung dịch Natri sunfat 5% trong thời gian 1 năm. Hình ảnh trực quan của các mẫu sau khi ngâm không có bất kỳ dấu hiệu của sự xói mòn bề mặt, nứt hoặc nứt vỡ. Các thử nghiệm cũng cho thấy không có sự thay đổi đáng kể trong khối lượng và cường độ nén của các mẫu thử trong các thời điểm tiếp xúc khác nhau cho đến 1 năm. Sự thay đổi chiều dài mẫu là rất nhỏ và ít hơn 0,015% [84].

Sự suy thoái của bê tông xi măng poóclăng chịu sunfat là do sự hình thành của thạch cao và ettrigite gây ra giãn nở dẫn đến nứt, nứt vỡ bên trong làm giảm cường độ và độ bền cơ học của bê tông. Bê tông geopolymer tro bay ít canxi trải qua một cơ chế khác so với bê tông xi măng poóclăng do sản phẩm của quá trình geopolymer hóa khác sản phẩm của quá trình thủy hóa. Không có thạch cao hay ettrigite hình thành trong sản phẩm của quá trình geopolymer hóa, do đó không có cơ chế của sự tác dụng sunfat vào bê tông geopolymer tro bay ít canxi.

28

1.3.4.9. Bền axit

Nghiên cứu của Bakharev về độ bền của GPC có cường độ 40 MPa tiếp xúc với dung dịch axít axetic có PH= 4. Kết quả GPC đã có độ bền cao hơn vượt trội so với OPC có cùng cường độ [23].

Nghiên cứu của Wallah và Rangan về độ bền của các mẫu GPC ngâm trong dung dịch axit sulfuric nồng độ 2%, 1% và 0,5% (Hình 1.15). Sau một năm, bề mặt mẫu bị ăn mòn càng mạnh khi nồng độ dung dịch axit càng tăng. Ăn mòn chỉ xảy ra ở lớp vỏ bên ngoài khoảng 20 mm đối với mẫu trụ đường kính 100mm. Sự mất mát khối lượng tối đa của mẫu thử thu được là khoảng 3% sau 1 năm, kết quả này là tương đối nhỏ so với bê tông xi măng poóclăng. Sự sụt giảm về cường độ nén cũng phụ thuộc vào nồng độ của dung dịch axit và thời gian tiếp xúc [84].

Độ bền axit của GPC cũng được nhiều tác giả nghiên cứu và được xem xét, so sánh với OPC trong các môi trường tương tự. Các kết quả nghiên cứu trước đây cho thấy vật liệu geopolymer kháng axit tốt hơn so với xi măng poóclăng [50]. Tính chất vượt trội này là do lượng canxi trong GPC thấp hơn so với OPC, do đó có thể ứng dụng GPC cho các công trình có yêu cầu độ bền cao như ống cống, các công trình ngầm, công trình biển...

Hình 1.15: Độ bền axit sunfuric của bê tông geopolymer tro bay [84]

1.3.4.10. Phản ứng kiềm cốt liệu (Alkali Silica Reaction - ASR)

Đối với bê tông xi măng poóclăng, các chất kiềm trong clinker khi gặp các hợp chất silic vô định hình trong cốt liệu bê tông, đặc biệt trong cát sẽ gây ra phản ứng kiềm cốt liệu ngay trong lòng khối bê tông giữa các cấu tử với nhau. Kết quả làm cho bề mặt các hạt cốt liệu nở ra, từ đó có thể tạo ra một hệ thống các vết nứt [14].

ASR cần có sự tác động đồng thời của cả 3 yếu tố là: (a) đủ lượng silic vô định hình, (b) các ion kiềm và (c) nước. ASR bắt đầu khi silic trong cốt liệu bị tấn công bởi các ion kiềm từ xi măng tạo thành gel kiềm-silic hút nước và bắt đầu mở rộng. Việc mở rộng gel tạo ra các ứng suất nội bộ lớn hơn độ bền kéo của OPC dẫn đến nứt nội bộ [43].

29

Nghiên cứu của García-Lodeiro cho thấy,

2Ca   trong nguyên liệu đóng vai trò quan trọng về bản chất trong việc mở rộng của gel kiềm-silic và geopolymer tro bay ít nhạy cảm để tạo ra sự phát triển phản ứng kiềm silic hơn xi măng poóclăng [49]. Khả năng hình thành và mức độ của ASR trong GPC được cho là thấp hơn OPC do sự hình thành của dày đặc các liên kết khu vực xung quanh cốt liệu sau phản ứng ban đầu [39, 49, 58]. Mặc dù GPC chứa một mức độ cao các nguyên tố kiềm, nhưng chúng phần lớn được kết hợp với các thành phần vô định hình của tro bay, không tấn công vào cốt liệu để tạo ra ASR trong khi vật liệu vẫn còn ở dạng gel. Chỉ có canxit đóng vai trò chủ chốt trong sự phát triển của ASR [43]. Hơn nữa, ASR được cho là có ích trong việc cung cấp một liên kết mạnh mẽ với bề mặt của cốt liệu, do đó nâng cao được độ bền kéo của GPC [75].

1.3.4.11. Tính ổn định nhiệt

Nghiên cứu của Balaguru và cộng sự đã xác định phản ứng với lửa cháy của chất kết dính geopolymer và so sánh kết quả với các vật liệu kết dính tổng hợp hữu cơ. Kết quả cho thấy Geopolymer không bắt lửa, không có khói phát ra ngay cả khi bị đốt nóng. Geopolymer còn lại 67% cường độ uốn ban đầu sau khi tiếp xúc với lửa mô phỏng đám cháy lớn. Vật liệu tổng hợp geopolymer có thể được sử dụng để tăng cường kết cấu bê tông và lớp phủ geopolymer có thể bảo vệ các kết cấu hạ tầng giao thông. Tính năng chống cháy của geopolymer là tốt hơn hẳn so với các polymer hữu cơ [25].

Bakharev đã có những nghiên cứu sâu rộng về sự ổn định nhiệt của vật liệu geopolymer. Kết quả nghiên cứu khẳng định geopolymer phát triển các vết nứt và suy giảm nhanh chóng về cường độ ở nhiệt độ khoảng 800oC. Khi đó, có sự suy thoái, phân hủy của gel aluminosilicat giải phóng natri, silic và nhôm, tạo ra Na-fenspat. Đối với vật liệu geopolymer kích hoạt bằng kiềm gốc Kali thì cường độ nén tăng lên đáng kể khi nung và sự suy giảm cường độ chỉ diễn ra khi nhiệt độ cao hơn 1000oC [24].

So với OPC thì GPC có những lợi thế hơn nhiều do nó giảm đáng kể vấn đề nứt vỡ và sự suy giảm cường độ sau khi tiếp xúc với lửa [75]. Các đặc trưng chịu lửa của geopolymer đã dẫn tới việc chúng được đề nghị sử dụng trong các ứng dụng mà thiệt hại do cháy gây ra ảnh hưởng rất lớn đến kết cấu hoặc người sử dụng chúng. Các ứng dụng chịu lửa cho công trình như là đường hầm hay các tòa nhà cao tầng. Kết cấu có thể được cách nhiệt bằng lớp phủ geopolymer, hoặc có thể được xây dựng hoàn toàn từ bê tông geopolymer. Lớp phủ geopolymer có thể được phun vào hoặc đúc sẵn trong giai đoạn xây dựng. Ứng dụng này đặc biệt có ích bảo vệ kết cấu kim loại như dầm thép khỏi sự tan chảy khi bị cháy. Nếu kết cấu được xây dựng hoàn toàn từ bê tông geopolymer sẽ bảo vệ lửa tốt nhất bởi nó loại bỏ các hiệu ứng gây ra do sự giãn nở nhiệt không đều

30

giữa lớp phủ và kết cấu. Đường hầm được xây dựng từ bê tông geopolymer sẽ an toàn hơn, khi có hỏa hoạn so với đường hầm được xây dựng bởi OPC. Các sản phẩm GPC chịu lửa vẫn đang được nghiên cứu và phát triển để trở thành một loại vật liệu được lựa chọn cho các công trình xây dựng.

1.3.5. Các lợi ích về kinh tế và môi trường khi sử dụng bê tông geopolymer

1.3.5.1. Lợi ích về kinh tế

Mặc dù bê tông geopolymer thể hiện nhiều thuộc tính tương đương hoặc tốt hơn so với bê tông xi măng poóclăng, nhưng để lựa chọn thay thế cho các vật liệu truyền thống trong bất kỳ ứng dụng nào, thì tính khả thi về mặt kinh tế cũng cần được xem xét. Nếu chứng minh là quá đắt, nó sẽ không phải là một sự thay thế hợp lý. Tính kinh tế cần phải được xem xét cùng với các đặc tính tốt của vật liệu.

GPC được coi là rẻ hơn đáng kể OPC về chi phí nguyên vật liệu. Trước hết, giá của tro bay rất rẻ, vì nó là một thải phẩm nhiệt điện với lượng rất lớn. Ở nhiều quốc gia, giá của một tấn tro bay chỉ là một phần nhỏ của giá một tấn xi măng poóclăng. Một tấn tro bay có thể tạo ra được khoảng 2,5m3 GPC. Vì vậy, sau khi tính với mức giá của dung dịch kiềm kích hoạt cần thiết để tạo thành bê tông geopolymer thì giá của GPC ước tính rẻ hơn OPC khoảng 10%-30% [80].

Sự ra đời của Nghị định thư Kyoto năm 1997 với cam kết cắt giảm 5% lượng khí nhà kính đã tạo điều kiện cho sự hình thành và phát triển của một loại thị trường đặc biệt - thị trường buôn bán sự phát thải. Mỗi một công ty gây ô nhiễm sẽ có một hạn mức thải CO2 nhất định mà nếu muốn vượt quá hạn mức này cần phải bỏ tiền ra mua thêm hạn mức, gọi là tín dụng các-bon. Tín dụng các-bon có thể được thông qua đầu tư một số dự án góp phần làm giảm phát thải CO2 hoặc được mua lại từ các công ty khác. Việc sử dụng thích hợp một tấn tro bay có thể kiếm được khoảng một tín dụng carbon (carbon- credit) có giá trị mua lại khoảng 10-20 Euro. Như vậy, sử dụng chất thải tro bay tạo ra GPC có thể thu được lợi ích tiền tệ thông qua việc mua bán tín dụng carbon ở các dự án bảo vệ môi trường [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 khi nó được sử dụng trong các kết cấu cơ sở hạ tầng, do giảm được chi phí vòng đời của dự án.

1.3.5.2. Lợi ích về môi trường

Sản lượng xi măng của thế giới ước tính là 3,31 tỷ tấn trong năm 2010 và tiếp tục tăng trưởng khoảng trên 5% mỗi năm [96]. Sản xuất OPC đóng góp khoảng 5-7% lượng

31

khí thải do con người tạo ra và 5-10% tất cả các bụi bẩn trong không khí [73]. Do vậy, vật liệu này đang là mối lo ngại lớn đối với sự phát triển bền vững.

Geopolymer là một lựa chọn chất kết dính thay thế trong bê tông ngày càng được chú ý nghiên cứu và phát triển. Các tính năng kỹ thuật vượt trội như độ bền cao, kháng axit, chịu được nhiệt độ cao…Bên cạnh các tính chất kỹ thuật đang được nghiên cứu thì cũng cần phải phân tích chi tiết và đánh giá khía cạnh môi trường của GPC nhằm mục đích cho sự phát triển bền vững của nó.

Đã có nhiều báo cáo khác nhau về lượng phát thải khí CO2 khi sản xuất GPC với giá trị ước lượng từ mức cao là ít hơn OPC khoảng 80% đến mức thấp là ít hơn 26-45% [94]. Tuy nhiên, để đánh giá việc phát thải khí CO2 do quá trình sản xuất GPC gây ra cần được xem xét trên rất nhiều khía cạnh khác biệt so với OPC.

B. C. McLellan và cộng sự đã khảo sát lượng phát thải CO2 của geopolymer và xi măng poóclăng trên phạm vi Australia để xác định các thách thức chính cho sự phát triển geopolymer. Kết quả khảo sát cho thấy có sự khác biệt lớn giữa các giá trị tính toán tùy thuộc vào vị trí nguồn nguyên liệu, các nguồn năng lượng và chi phí vận tải. Một số trường hợp nghiên cứu GPC dựa trên các nguyên liệu đặc trưng của Australia cho biết giảm được 44-64% lượng phát thải khí nhà kính [66]. Do đó, mỗi một ứng dụng cụ thể cho geopolymer cần phải được đánh giá trên nhiều phương diện trên tổng thể của sự phát triển bền vững.

Nghiên cứu của L. K. Turner, F. G. Collins đã xác định lượng khí thải được tạo ra bởi tất cả các hoạt động cần thiết để có được nguyên liệu thô, quá trình sản xuất và xây dựng của 1m3 GPC cấp 40 ở trung tâm thành phố Melbourne, Australia. Kết quả

Hình 1.16: Tóm tắt các quá trình phát thải khí CO2 của GPC và OPC cùng cấp 40 [94]

32

cho thấy lượng khí CO2 thải ra của GPC thấp hơn 9% so với việc sản xuất bê tông sử dụng 100% xi măng poóclăng (Hình 1.16). Nguyên nhân dẫn đến sự phát thải cao hơn dự kiến là do quá trình sản xuất chất kiềm kích hoạt và tiêu thụ năng lượng do bảo dưỡng nhiệt GPC để đảm bảo sự phát triển cường độ hợp lý của nó [94].

Việc sử dụng tro bay, thải phẩm của các nhà máy nhiệt điện trên toàn thế giới sẽ ngăn chặn việc đổ thẳng ra môi trường ở dạng thô. Hiện nay, tro bay được đổ ra các hồ chôn lấp gây ra nguy cơ ô nhiễm các kim loại nặng vào nguồn nước ngầm, tro bụi sẽ ảnh hưởng đến chất lượng không khí trong vùng. Nếu sản xuất GPC trên quy mô toàn cầu thì sẽ giảm được các nguy cơ này.

1.3.6. Sản phẩm thương mại bê tông geopolymer

Cường độ cao ở tuổi sớm là một đặc tính của bê tông geopolymer bảo dưỡng nhiệt khô hoặc hơi nóng, mặc dù GPC có thể bảo dưỡng ở điều kiện môi trường một cách bình thường. Đặc điểm đó có thể được khai thác trong các ngành công nghiệp đúc sẵn, nơi mà bảo dưỡng nhiệt được sử dụng để tăng tối đa tốc độ sản xuất các sản phẩm. GPC đã được sử dụng để sản xuất tà vẹt bê tông đúc sẵn, đường ống thoát nước và các cấu kiện khác.

Bê tông geopolymer có độ bền tốt với sự tác động của các hóa chất, điều đó hứa hẹn khả năng sử dụng trong các môi trường khắc nghiệt như môi trường chứa axit, môi trường biển, môi trường giàu carbon dioxide, giàu sulphate…

Ở Mỹ, ứng dụng chủ yếu của chất kết dính geopolymer là sản xuất xi măng geopolymer đóng rắn nhanh (Pyrament Blended Cement- PBC). PBC đã được nghiên cứu sản xuất và ứng dụng trong các sân bay quân sự từ những năm 1985. Sau đó PBC được dùng nhiều trong sửa chữa đường băng bê tông, sàn nhà công nghiệp, đường cao tốc. Loại xi măng này có thể đạt cường độ 20 MPa sau 4-6 giờ đóng rắn. Một loại xi măng geopolymer khác cũng được nghiên cứu sử dụng là xi măng geopolymer bền axit. Năm 1997, công ty ZeotechCorp đã thương mại hóa thành sản phẩm bê tông geopolymer bền axit. Sản phẩm này đã được dùng nhiều trong các nhà máy hóa chất và thực phẩm.

Công ty Zeobond Pty Ltd có trụ sở ở Melbourne đã phát triển nhà máy sản xuất thử nghiệm riêng của mình từ năm 2007 và hiện đang cung cấp 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 (Hình 1.17). E-Crete sử dụng hỗn hợp tro bay và xỉ lò cao như là một vật liệu kết dính kết hợp các thành phần hoạt hóa kiềm có đăng ký độc quyền sở hữu mà hoàn toàn thích hợp với các nguyên liệu thô và các sản phẩm cụ thể [100].

33

Hình 1.17: Sản phẩm bê tông tươi E-Crete™ và các công trình sử dụng [100]

Rocla - công ty của Australia, là một công ty tiên phong trong việc sản xuất thương mại bê tông geopolymer đúc sẵn đã thử nghiệm và đưa vào sản xuất thành công các sản phẩm GPC cho ống thoát nước, cống hộp, tà vẹt đường sắt, hầm mộ nghĩa trang…(Hình 1.18) [98].

Hình 1.18: Sản phẩm thương mại GPC của Rocla

34

Hình 1.19: Tòa nhà Global Change Institute, trường Đại học Queensland

Công ty WAGNERS có trụ sở tại bang Queensland, Australia đã phát triển sản phẩm bê tông thương mại trộn sẵn có lượng thí thải cacbon thấp và tiêu thụ ít năng lượng từ năm 2005. Sản phẩm có tên là EFC (Earth Friendly Concrete). EFC đơn giản là một loại bê tông truyền thống không sử dụng xi măng poóclăng thông thường. Thay vào đó, EFC sử dụng chất kết dính geopolymer được làm từ sự hoạt hóa của hai thải phẩm công nghiệp là tro bay và xỉ lò cao. Lựa chọn công nghệ chất kết dính sinh thái này làm giảm lượng khí thải cácbon so với xi măng poóclăng thông thường khoảng 80-90% và cũng

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

35

tiêu thụ năng lượng ít hơn. Điều quan trọng hơn, kỹ thuật và các tính chất khi xây dựng của loại bê tông này là tốt. Thực tế EFC có một số ưu điểm về tính chất hơn so với bê tông xi măng poóclăng thông thường như: cải thiện độ bền, co khô thấp, đạt cường độ nén ở tuổi sớm cao, độ bền uốn và độ bền kéo cao hơn và có chống cháy [99].

Công ty WAGNERS đã xây dựng nhiều công trình lớn bằng bê tông EFC như: tòa nhà Viện nghiên cứu biến đổi toàn cầu (Global Change Institute), trường Đại học Queensland có sàn được làm bởi 33 phiến dầm EFC cốt thép năm 2013 (Hình 1.19), Sân bay Wellcamp đã sử dụng hơn 30.000m3 EFC (Hình 1.20), tiết kiệm hơn 6.600 tấn khí thải các bon trong việc xây dựng sân bay. Sân bay đã hoàn thành việc xây dựng và đi vào hoạt động 11/2014, và các công trình dân dụng khác (Hình 1.21, Hình 1.22, Hình 1.23, Hình 1.24, Hình 1.25).

Hình 1.21: Mặt đường trong thành phố Toowoomba - bang Queensland, Australia

Hình 1.22: Tường chắn EFC bằng các tấm panel đúc sẵn 40MPa

Hình 1.23: Mặt đường EFC tại cảng Brisbane

36

Hình 1.24: Các đoạn vỏ hầm EFC đúc sẵn của WAGNERS được sản xuất tại Australia và Malaysia

Hình 1.25: Cầu bản trên đường ô tô bằng EFC cường độ 40MPa tại thành phố Toowoomba

1.3.7. Tiêu chuẩn tính toán thiết kế dành cho bê tông Geopolymer

Hiện nay, trên thế giới chưa có các tiêu chuẩn riêng cho việc tính toán thiết kế thành phần GPC cũng như tính toán các kết cấu GPC. Hầu hết các nghiên cứu đều đi theo hướng chứng minh các tiêu chuẩn hiện tại dùng cho kết cấu bê tông cốt thép thì có thể áp dụng trực tiếp hoặc có điều chỉnh cho phù hợp với GPC.

Hiệp hội đường bộ quốc gia Australia (Austroads) mới xuất bản hai cuốn Chỉ dẫn

kỹ thuật bê tông Geopolymer là:

1. Specification of Geopolymer Concrete: General Guide - tháng 11/2016. 2. Specification and Use of Geopolymer Concrete in the Manufacture of Structural

and Non-structural Components: Review of Literature - tháng 12/2016.

Đây là hai tài liệu được xuất bản mới nhất có liên quan đến việc hướng dẫn sử dụng GPC cho các ứng dụng kỹ thuật phục vụ xây dựng cơ sở hạ tầng, góp phần từng bước đưa vật liệu này vào sản xuất.

1.3.8. Cơ hội phát triển dành cho bê tông Geopolymer tro bay

Có rất nhiều tài liệu trước đây đã nghiên cứu về sự hình thành, phát triển của vật liệu GPC, các đặc tính kỹ thuật và khả năng ứng dụng vào các kết cấu công trình như là một loại bê tông truyền thống. Bê tông geopolymer tro bay hoàn toàn có nhiều cơ hội cho sự phát triển vì những lý do như sau:

37

 Khối lượng rất lớn tro bay có ở khắp các quốc gia có thể được tái sử dụng tạo

điều kiện cho việc ứng dụng GPC thay thế dần xi măng poóclăng.

 GPC có bề mặt bên ngoài nhẵn bóng nên có thể tạo thẩm mỹ cao cho xây dựng

sàn nhà và tường.

 GPC có thể đạt được cường độ yêu cầu ở tuổi sớm.

 Rất thích hợp cho một thế hệ mới của các sản phẩm bê tông đúc sẵn như cống

hộp, ống cống, tấm panel…

 Sản xuất các phân đoạn GPC đúc sẵn cho công trình với cường độ nén và cường độ chịu uốn cao, độ co khô thấp, có độ bền sulfat, kháng axit và chống clorua xâm nhập cao.

 Tỷ lệ cường độ chịu kéo/cường độ chịu nén cao của GPC hơn hẳn OPC cho thấy việc giảm đáng kể độ giòn của bê tông từ đó có thể dẫn đến việc giảm nứt trong bê tông.

 GPC dùng để sửa chữa nhanh và khôi phục kết cấu hạ tầng dân dụng bị suy thoái.

 GPC có tính bền cao, khả năng chịu nhiệt tốt và chịu mài mòn cao.

Ngày 29/8/2008, Thủ tướng chính phủ đã ban hành quyết định số 121/2008/QĐ- TTg, phê duyệt tổng thể phát triển vật liệu xây dựng Việt Nam đến 2020, trong đó yêu cầu vật liệu không nung đến 2020 phải chiếm từ 30 - 40% tổng số vật liệu xây dựng trong cả nước [12], đây là một tiền đề quan trọng thúc đẩy phát triển nghiên cứu và sản xuất gạch sử dụng công nghệ geopolymer sử dụng phế thải tro bay, xỉ thép, bùn đỏ…góp phần giảm ô nhiễm môi trường đất và nước ngầm, ô nhiễm không khí do bụi trong các năm tới.

1.3.9. Những hạn chế của việc ứng dụng bê tông geopolymer tro bay

Đến nay, vật liệu GPC vẫn đang trong giai đoạn phát triển. Để được chấp nhận rộng rãi trên thế giới như là một sản phẩm thay thế cho bê tông xi măng poóclăng thì nó cần phải vượt qua một số hạn chế như sau:

 Phát triển cường độ và các thuộc tính chủ yếu của GPC phụ thuộc trực tiếp vào độ tinh khiết của nguồn nguyên liệu. Duy trì tính đồng nhất của tro bay và độ tinh khiết của vật liệu kiềm thu được từ các nhà máy khác nhau là một khó khăn để việc thiết kế hỗn hợp bê tông đi theo một công thức cố định.

 Yêu cầu về dưỡng hộ nhiệt khô hoặc hơi nước cho việc đóng rắn của GPC là một hạn chế lớn cho việc sử dụng của nó theo cách tương tự như bê tông thông thường.

38

 Giá của dung dịch kiềm vẫn cao và còn phụ thuộc vào độ tinh khiết của nó. Hơn nữa, cần phải chuẩn bị dung dịch kích hoạt bằng cách trộn các dung dịch cùng lúc 24 giờ trước khi sử dụng.

 Môi trường có tính kiềm cao có thể ảnh hưởng đến sức khỏe người lao động.

 Chưa có các tiêu chuẩn, chỉ dẫn kĩ thuật được chấp nhận rộng rãi.

 Chưa tìm ra cách đơn giản hóa quá trình thi công giống như cách trộn xi măng

với nước của bê tông xi măng poóclăng thông thường.

1.4. Nghiên cứu bê tông Geopolymer tro bay ở Việt Nam

Trong những năm qua tại Việt Nam, mới chỉ có 1 sản phẩm thương mại sử dụng công nghệ geopolymer là gạch đất không nung của công ty Huệ Quang - gạch silicat. Tuy nhiên chưa được sử dụng rộng rãi trong các công trình xây dựng. Ngoài ra còn có nghiên cứu chế tạo gạch không nung bằng công nghệ geopolymer sử dụng tro bay và phế thải bùn đỏ để xây dựng nhà ở vùng cao nguyên Việt Nam của nhóm nghiên cứu ở trường đại học Bách khoa TP.HCM. Một nghiên cứu quy trình sản xuất vật liệu gạch block bê tông geopolymer có cường độ nén đạt >10 MPa sản xuất từ tro bay và xỉ lò cao, có giá thành rẻ hơn gạch block bê tông xi măng cốt liệu khoảng 15%...

Các nghiên cứu bê tông geopolymer từ tro bay tại Việt Nam chưa có nhiều. PGS.TS. Nguyễn Văn Dũng (Đại học Bách khoa Đà Nẵng) đã nghiên cứu chế tạo bê tông geopolymer từ tro bay, cốt liệu cát Túy Loan và đá Phước Tường. Bê tông được xác định cường độ chịu nén và các tính chất đặc trưng nhờ quang phổ kế hồng ngoại (FT-IR) và kính hiển vi điện tử quét (SEM). Nghiên cứu cũng 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].

Nghiên cứu của PGS. TS. Nguyễn Văn Chánh (Đại học Bách khoa TPHCM) đã xác định thời gian ninh kết của GPC là khoảng 490 phút nếu bảo dưỡng ở nhiệt độ thường, và giảm dần khi nhiệt độ bảo dưỡng tăng. Thời gian ninh kết là 150 phút nếu bảo dưỡng ở 60oC và còn 65 phút nếu ở 80oC. Nghiên cứu cũng đã khảo sát ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng từ 60oC đến 90oCvà thời gian bảo dưỡng từ 24 giờ đến 72 giờ. Kết quả cho thấy khi tăng nhiệt độ bảo dưỡng thì cường độ của GPC tăng. Tuy nhiên thời gian bảo dưỡng quá 48 giờ thì cường độ nén tăng không đáng kể. GPC có độ bền chống ăn mòn cao đối với cả hai dung dịch axit HCl 5% và H2SO4 10% [34].

Các nghiên cứu của 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

39

biển và chịu nhiệt độ cao của vữa và bê tông geopolymer tro bay (polymer vô cơ) [5, 6, 7, 8]. Các nghiên cứu đã khẳng định được khả năng chế tạo geopolymer hoàn toàn từ các vật liệu ở Việt Nam, các tính chất cơ học của geopolymer tốt tương đương như sử dụng xi măng poóclăng nhưng geopolymer có độ bền tốt vượt trội trong các điều kiện môi trường xâm thực và nhiệt độ cao.

TS. Lê Anh Tuấn (Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh) 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 polypropylen đến cường độ của vữa geopolymer. Tiến sĩ Tuấn cũng đã tiến hành nghiên cứu về các tính chất cơ học của bê tông geopolymer tro bay được bảo dưỡng nhiệt và ứng xử uốn của dầm geopolymer tro bay cốt thép. Kết quả nghiên cứu khẳng định mô đun đàn hồi của GPC thấp hơn, nhưng cường độ chịu uốn cao hơn so với tính toán theo các công thức thiết kế cho theo tiêu chuẩn dành cho bê tông thông thường [68].

Tuy vậy, tất cả các nghiên cứu về bê tông geopolymer ở Việt Nam hiện nay mới chỉ dừng lại ở việc xác định các tính chất cơ học chủ yếu cũng như độ bền. Chưa có các nghiên cứu có hệ thống về từ thiết kế thành phần đến xây dựng mô hình cơ học cho tính toán chịu uốn của dầm bê tông geopolymer cốt thép.

1.5. Những yêu cầu nghiên cứu đặt ra cho luận án

Luận án nghiên cứu cần phải giải quyết 4 vấn để chính sau:

 Lựa chọn vật liệu, thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay có cường độ 30-50 MPa trên cơ sở các vật liệu sẵn có ở Việt Nam. Nghiên cứu phương pháp chế tạo và thi công bê tông geopolymer tro bay.

 Thí nghiệm xác định các tính chất cơ học theo các tiêu chuẩn hiện hành áp dụng

cho bê tông xi măng.

 Thực nghiệm phân tích ứng xử uốn tĩnh của dầm bê tông geopolymer tro bay cốt

thép.

 Lựa chọn mô hình vật liệu và phương pháp tính toán dầm cầu bê tông geopolymer tro bay cốt thép. Phân tích khả năng chịu lực của dầm cầu geopolymer tro bay cốt thép.

40

1.6. Kết luận Chương 1

Thông qua kết quả nghiên cứu tổng quan về vật liệu geopolymer, bê tông

geopolymer và các ứng dụng thực tế, tác giả có một số kết luận như sau:

 Các nghiên cứu về chất kết dính geopolymer trên thế giới và trong nước về nguồn gốc, thành phần cấu trúc, các tính năng và khả năng ứng dụng cho thấy, có thể đưa vật liệu này vào các kết cấu dầm chịu lực.

 Bê tông geopolymer tro bay tận dụng được chất thải tro bay và giảm lượng khí CO2 trong xây dựng, giảm bụi không khí, giảm ô nhiễm đất và nước ngầm… nên có thể được coi là những sản phẩm “xanh” góp phần phát triển ngành công nghiệp xây dựng thân thiện với môi trường.

 Các tính chất cơ học của bê tông geopolymer tro bay đạt được tương tự như bê tông xi măng. Ngoài ra, bê tông geopolymer tro bay còn đạt được các ưu điểm nổi trội khác như thời gian rắn chắc nhanh hơn, chịu được nhiệt và môi trường xâm thực tốt hơn.

 Các nghiên cứu trước đây đã chỉ ra rằng, các thông số phục vụ thiết kế và phương pháp thiết kế kết cấu bê tông geopolymer cốt thép còn cần phải tiếp tục được nghiên cứu.

 Cần tiếp tục nghiên cứu về thành phần, các tính chất cơ học, mô hình vật liệu, phương pháp tính toán và khả năng ứng dụng của bê tông geopolymer trên cơ sở các vật liệu và thí nghiệm ở Việt Nam. Trên cơ sở đó có thể nghiên cứu ứng dụng bê tông geopolymer vào kết cấu cầu.

41

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

Thiết kế hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay là sự lựa chọn thành phần phối trộn hợp lý các vật liệu thành phần nhằm thu được bê tông và hỗn hợp bê tông cho tính chất tốt nhất và chi phí kinh tế phù hợp. Về nguyên tắc, cũng giống như bê tông xi măng, khi thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay cần đảm bảo yêu cầu như sau :

- Yêu cầu về tính năng bê tông: Cường độ nén, tuổi cần đạt được cường độ thiết

kế hoặc các tính năng khác.

- Yêu cầu về điều kiện thi công đặc trưng cho tính chất của hỗn hợp bê tông.

- Yêu cầu về vật liệu chế tạo.

- Xác định sơ bộ thành phần của bê tông.

- Hiệu chỉnh thành phần bê tông qua kết quả kiểm tra mẫu thí nghiệm.

- Giám sát, kiểm tra quá trình đổ bê tông và đưa ra các hiệu chỉnh cần thiết trong quá trình sản xuất do sự thay đổi các tính chất cốt liệu hoặc các yếu tố khác.

Thành phần của bê tông geopolymer bao gồm cốt liệu thô (đá), cốt liệu mịn (cát), tro bay và dung dịch kiềm kích hoạt. Tro bay trộn với dung dịch kiềm kích hoạt tạo thành gel giống như hồ xi măng có tác dụng lấp đầy các khoảng trống giữa các hạt cốt liệu. Sự lấp đầy diễn ra liên tục với các kích thước hạt khác nhau, tạo nên một hỗn hợp đặc chắc, đồng thời tạo ra khả năng ngăn cách các chất ăn mòn xâm nhập vào trong bê tông, ngăn cản sự thẩm thấu và tạo ra tính chống thấm của vật liệu.

Có nhiều yếu tố ảnh hưởng đến tính năng của GPC. Dựa vào các tài liệu đã nghiên cứu có thể thấy rằng ảnh hưởng của nồng độ mol dung dịch kích hoạt (M) và tỷ lệ của dung dịch kích hoạt với tro bay (AAS/FA) theo khối lượng là nhiều nhất [52, 82].

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. Cường độ nén là một tiêu chí rất quan trọng của bê tông. Cường độ nén không những quyết định khả năng chịu lực của kết cấu, mà thông qua cường độ nén người ta còn có thể dự đoán được các tính chất khác của bê tông. Bê tông

42

cường độ nén càng cao, thì cường độ kéo uốn, tính chống thấm, chống mài mòn…cũng tăng lên theo.

Quy hoạch thực nghiệm là một phương pháp nghiên cứu khoa học được nhiều

nhà nghiên cứu quan tâm. Những ưu điểm của phương pháp này là:

- Giảm đáng kể các số lượng thí nghiệm, tiết kiệm thời gian và chi phí.

- Lượng thông tin nhiều hơn, cụ thể hơn nhờ đánh giá được một cách tương đối

toàn diện ảnh hưởng của các nhân tố đến hàm mục tiêu.

- Thu được mô hình thống kê thực nghiệm, cho phép đánh giá được bức tranh thực nghiệm theo các tiêu chuẩn thống kê và cho phép xét ảnh hưởng của các thông số với mức độ tin cậy cần thiết.

- Cho phép xác định điều kiên tối ưu đa nhân tố của đối tượng nghiên cứu một cách khá chính xác bằng các công cụ toán học thay cho cách giải gần đúng.

2.2. Các tính chất của vật liệu được sử dụng

2.2.1. Tro bay

2.2.1.1. Yêu cầu kỹ thuật của vật liệu tro bay

Trong phạm vi của đề tài, tác giả chỉ thực hiện nghiên cứu bê tông geopolymer từ nguyên liệu tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33]. Mục đích của giới hạn này là để khống chế lượng CaO ở mức thấp, giảm thiểu sự ảnh hưởng của canxi đến quá trình geopolymer hóa của chất dính kết.

Yêu cầu kỹ thuật của tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33] như sau:

Chỉ tiêu

Tỷ lệ

70

Bảng 2.1: Chỉ tiêu chất lượng của tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33]

5

1. Tổng hàm lượng ôxit SiO2 + Al2O3 + Fe2O3, % khối lượng, không nhỏ hơn

2. Hàm lượng lưu huỳnh, hợp chất lưu huỳnh tính quy đổi ra SO3, % khối lượng, không lớn hơn

6

3. Hàm lượng mất khi nung, % theo khối lượng, không lớn hơn

10

4. Lượng CaO, % theo khối lượng không lớn hơn

34

5. Lượng sót sàng 45m, % khối lượng, không lớn hơn

43

2.2.1.2. Tro bay sử dụng trong thí nghiệm

Tro bay sử dụng trong thí nghiệm của đề tài được mua từ nhà máy tro bay Vina F&C được lấy từ tro thải của nhiệt điện Phả Lại, Thị xã Chí Lính, tỉnh Hải Dương. Thành phần hóa học và kích thước hạt của tro bay thí nghiệm được kiểm tra tại Viện Vật liệu Xây dựng (Bảng 2.2 và Bảng 2.3), đạt yêu cầu của tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618 - 03 [33].

Bảng 2.2: Thành phần hoá học của tro bay tính theo % khối lượng

SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O TiO2 SO3 Mất khi nung

51,74 24,53 5,59 0,81 1,95 4,42 0,11 0,76 0,31 8,98

Bảng 2.3: Thành phần hạt của tro bay sử dụng trong nghiên cứu

30 20 10 5 Cỡ hạt (m)

Lượng lọt sàng (%) 95,00 51,67 33,06 16,77

Hình 2.1: Tro bay tại phòng thí nghiệm

2.2.2. Dung dịch kiềm kích hoạt

Hỗn hợp dung dịch kiềm kích hoạt đóng vai trò là chất hoạt hoá để thúc đẩy quá trình geopolymer hoá, là hỗn hợp của dung dịch Natri hydroxyt (NaOH) và thuỷ tinh lỏng (Na2SiO3).

2.2.2.1. Dung dịch Natri Hydroxyt

Natri hydroxyt dạng vảy khô được đặt mua có nguồn gốc từ nhà máy hóa chất Việt Trì (độ tinh khiết 98%). Dung dịch Natri hydroxyt được pha chế bằng cách cho NaOH dạng vảy khô vào nước để đạt được nồng độ mol theo yêu cầu theo tỷ lệ như Bảng 2.4 [52]. Sau khi cho NaOH vào thùng chứa nước, sẽ dùng đũa thủy tinh khuấy cho tan hết để tạo thành dung dịch NaOH.

44

Bảng 2.4: Khối lượng của NaOH rắn cần thiết để tạo thành 1kg dung dịch NaOH [52]

8 10 12 14 16

262 314 361 404 444

Nồng độ mol dung dịch NaOH (M) Khối lượng chất rắn NaOH (g)

Hình 2.2: Vật liệu của dung dịch kiềm kích hoạt

2.2.2.2. Dung dịch Natri Silicat

Dung dịch Natri silicat được đặt mua có nguồn gốc từ nhà máy hóa chất Việt Trì có tỷ lệ SiO2/Na2O = 2,5 (còn gọi là modun silic), (%Na2O = 11,8; %SiO2 = 29,5 và nước 58,7% theo khối lượng).

2.2.2.3. Pha chế dung dịch kiềm kích hoạt

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. Cả hai quá trình hòa tan và trộn này đều là các phản ứng tỏa nhiệt. Nhiệt độ hỗn hợp vào khoảng 70oC. Do vậy, theo kinh nghiệm của Hardjito thì nên pha chế dung dịch kiềm kích hoạt ít nhất một ngày trước khi trộn vào bê tông để kích hoạt tro bay [52].

2.2.3. Cốt liệu lớn

Hình 2.3: Cấp phối cát, đá dăm sau khi sàng trên máy theo ASTM C136-01 [31]

45

Cốt 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. Đá dăm được sàng trên máy, phân ra từng nhóm theo khoảng kích thước cỡ sàng quy định trong tiêu chuẩn ASTM C136-01 [31] (Hình 2.3) và được phối trộn lại để thỏa mãn thành phần hạt theo qui định của tiêu chuẩn ASTM C33-99 [29]. Lựa chọn thành phần cấp phối của đá có Dmax =19 mm để chế tạo GPC có cường độ nén đặc trưng f’c = 30, 40 và 50 MPa. Thành phần cấp phối lựa chọn thể hiện trên Bảng 2.5 và Hình 2.4.

Bảng 2.5: Thành phần cấp phối đá theo sau khi phối trộn tiêu chuẩn ASTM C33-99 [29]

Cỡ sàng (mm) 25,00 19,00 9,50 4,75 2,36

100

80

)

%

60

40

( g n μ s t ä l g n î L

20

0

1,0

10,0

100,0

KÝch cì m¾t sμng (mm)

Lượng sót riêng biệt (%) Lượng sót tích lũy (%) Lượng lọt sàng (%) Min (%) Max (%) 0,00 0,00 100,00 100,00 100,00 5,00 5,00 95,00 90,00 100,00 57,50 62,50 37,50 20,00 55,00 32,50 95,00 5,00 0,00 10,00 5,00 100,00 0,00 0,00 0,00

Hình 2.4: Biểu đồ cấp phối hạt của đá theo ASTM C33-99 [29]

2.2.4. Cốt liệu nhỏ

Cốt liệu nhỏ dùng để chế tạo bê tông thí nghiệm là cát vàng thô, khai thác trên sông Hồng (nguồn Việt Trì). Cát được sàng phân tích thành phần hạt theo tiêu chuẩn ASTM C136-01 [31]. Kết quả thành phần hạt được trình bày trên Bảng 2.6.

Bảng 2.6: Thành phần hạt của cát thí nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM C136-01 [31].

Mô đun độ lớn của cát 2,55 Cát thô

Cỡ sàng (mm) Lượng sót riêng biệt (%) Lượng sót tích lũy (%) Lượng lọt sàng (%) Min (%) Max (%) 9,50 0,00 0,00 100,00 100,00 100,00 4,75 0,00 0,00 100,00 95,00 100,00 2,36 13,00 13,00 87,00 80,00 100,00 1,18 12,00 25,00 75,00 50,00 85,00 0,60 19,00 44,00 56,00 25,00 60,00 0,30 32,00 76,00 24,00 10,00 30,00 0,15 21,00 97,00 3,00 2,00 10,00

46

100

80

)

%

60

(   g n à s   t ọ

40

l

20

g n ợ ư L

0

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

Kích cỡ mắt sàng (mm)

Hình 2.5: Biểu đồ cấp phối hạt của cát theo ASTM C136 - 01 [31].

2.3. Chế tạo mẫu thử bê tông geopolymer tro bay

2.3.1. Trộn, đổ khuôn, đầm nén 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. Trong phòng thí nghiệm, các cốt liệu đá, cát và tro bay được cân theo tỷ lệ đã xác định rồi 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. Thời gian thi công của bê tông tươi có thể lên đến 120 phút mà không có bất kỳ sự suy giảm cường độ nén. 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 cân và trộn vật liệu

Hình 2.7: Đo độ sụt, đầm nén và chế tạo mẫu thử.

47

Mẫu chế tạo để kiểm tra cường độ là mẫu trụ 150x300 mm, được chế tạo theo

tiêu chuẩn ASTM C192-02 [32].

2.3.2. Bảo dưỡng mẫu

Sau khi được trộn, tro bay và dung dịch kiềm trong bê tông geopolymer sẽ trải

qua quá trình đa trùng ngưng để tạo ra hỗn hợp rắn chắc. Nhiệt độ môi trường xung

quanh ảnh hưởng lớn đến tốc độ phản ứng và cường độ của bê tông được tạo ra. Rất

nhiều nghiên cứu đã cho thấy nhiệt độ bảo dưỡng càng cao thì cường độ của bê tông tạo

ra càng cao.

60

53,36

45,12

45

36,75

) a P M

29,26

30

22,98

15,03

15

( n Ð n é ® g n ê − C

§iÒu kiÖn PTN 60 ®é - 24 giê

0

7

14

21

28

Tuæi thÝ nghiÖm (ngμy)

60

50,78

56,07 55,61 53,36

44,96

42,74

45

)

N K

38,93

28,12

30

19,34

15

( n Ð n é ® g n ê − C

60 ®é C 80 ®é C 100 ®é C

0

6

12

18

24

Thêi gian b¶o d−ìng (giê)

Hình 2.8: Ảnh hưởng của chế độ bảo dưỡng đến cường độ nén của mẫu [13]

Tác giả đã nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng và thời gian bảo dưỡng

đến cường độ của các mẫu vữa geopolymer tro bay [13]. Kết quả nghiên cứu trên Hình 2.8 cho thấy cường độ nén của các mẫu vữa được bảo dưỡng ở nhiệt độ 60oC trong 24

giờ lớn gấp 2 lần so với các mẫu vữa không được bảo dưỡng nhiệt. Khi tăng nhiệt độ bảo dưỡng từ 60oC lên 100oC thì cường độ nén của các mẫu vữa tăng mạnh trong 6 giờ

đầu bảo dưỡng. Sau đó cường độ nén các mẫu vữa tăng chậm dần. Nếu cùng bảo dưỡng

Hình 2.9: Ảnh hưởng của nhiệt độ bảo dưỡng đến cường độ nén của mẫu [13]

48

đến 24 giờ, thì cường độ nén của các mẫu vữa bảo dưỡng ở nhiệt độ 60oC không nhỏ hơn nhiều các mẫu được bảo dưỡng ở 80oC và 100oC (Hình 2.9). Kết quả này cũng phù

hợp với các nghiên cứu của Hardjito và Rangan [52]. Từ các kết quả nghiên cứu và tham khảo tài liệu, tác giả 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].

Sau khi đúc 2 ngày, mẫu bê tông geopolymer được tháo khuôn rồi cho vào tủ sấy dưỡng hộ ở nhiệt độ 60oC/24 giờ. Kết thúc quá trình bảo dưỡng trong tủ sấy, mẫu được lấy ra và bão dưỡng trong điều kiện thường cho đến khi mẫu đủ 28 ngày thì mang đi thí nghiệm nén.

Hình 2.10: Bảo dưỡng mẫu thử trong lò sấy khô

2.4. Phương pháp thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay

Do chưa có tiêu chuẩn thiết kế thành phần bê tông Geopolymer, hệ thống bảng tra vật liệu thành phần dùng cho 1m3 GPC, nên trong nghiên cứu này chọn phương pháp thiết kế thành phần của Rangan [82] đã được trình bày trong mục 1.3.2, kết hợp với phương pháp quy hoạch thực nghiệm để thiết kế thành phần bê tông sử dụng hoàn toàn vật liệu trong nước.

2.4.1. Lựa chọn hàm mục tiêu

Bê tông geopolymer tro bay cũng phát triển cường độ theo thời gian tương tự như bê tông xi măng. Đối với các mẫu để trong điều kiện phòng thí nghiệm thì cường độ tăng nhanh trong khoảng 28 ngày đầu, sau đó cường độ vẫn tiếp tục tăng nhưng chậm dần như trên Hình 2.11. Cường độ nén ở tuổi 28 ngày của các mẫu được bảo dưỡng ở nhiệt độ 60oC trong 24 giờ (Hình 2.8) có giá trị tương đương với cường độ nén ở tuổi 180 ngày của các mẫu không được bảo dưỡng nhiệt (Hình 2.11). Vì vậy, với việc lựa

49

chọn chế độ bảo dưỡng mẫu ở nhiệt độ 60oC trong 24 giờ như đã trình bày ở trên thì hàm mục tiêu lựa chọn cường độ nén ở tuổi 28 ngày là hợp lý. Sau 28 ngày tuổi, thì cường độ nén của bê tông geopolymer tro bay tăng không đáng kể nữa.

80

) a P M

60

,0

355

y

.73,8

x



2

R

93,0



40

20

§iÒu kiÖn phßng thÝ nghiÖm

( g n − r t c Æ ® n Ð n é ® g n ê − C

0

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Tuæi thÝ nghiÖm (ngμy)

Hình 2.11: Phát triển cường độ nén theo thời gian [13]

2.4.2. Xác định yếu tố ảnh hưởng đến cường độ GPC

Có nhiều yếu tố ảnh hưởng đến cường độ của bê tông Geopolymer tro bay là: loại và nồng độ của dung dịch kiềm, tỷ lệ khối lượng dung dịch silicat/dung dịch kiềm, tỷ lệ khối lượng dung dịch kiềm kích hoạt/ tro bay, lượng nước hoặc siêu dẻo thêm vào, nhiệt độ và thời gian bảo dưỡng…[52]. 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).

Lựa chọn các vật liệu thành phần theo kinh nghiệm của Rangan [82] như sau:

;

 Tỷ lệ khối lượng dung dịch

2, 5



 Tro bay Phả Lại, đạt loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618-03 [33]. Na SiO 2 3 NaOH

 Cốt liệu lựa chọn có khối lượng 75% - 80% khối lượng bê tông.

Dựa vào cấp phối bê tông Geopolymer đã được nghiên cứu trong và ngoài nước,

tác giả chọn giá trị biến thiên của 2 yếu tố ảnh hưởng, như Bảng 2.7.

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

12

16

M

0,40

0,50



X



Giá trị (cid:1850)(cid:2869) (cid:1850)(cid:2870)

M X  1

2

Khoảng biến thiên

Bước thí nghiệm 2M 0,05

50

2.4.3. Xác định lượng cốt liệu thô và cốt liệu mịn

Chọn khối lượng thể tích của bê tông Geopolymer tro bay là 2400 (kg/m3).

Cốt liệu chiếm 77% khối lượng của bê tông  Khối lượng cốt liệu thô và cốt liệu

mịn trong 1m3 bê tông là: 0,77×2400 = 1848 kg/m3.

Theo Hardjito và Rangan [52], cốt liệu mịn chiếm 30% tổng khối lượng của cốt liệu. Như vậy, khối lượng cát dùng cho 1m3 bê tông là: 0,3 × 1848 = 554,4 kg/m3. Khối lượng đá dăm dùng cho 1m3 bê tông là: 1848 – 554,4 = 1293,6 kg/m3.

2.4.4. Xác định khối lượng của tro bay (FA) và dung dịch kiềm kích hoạt (AAS)

Tổng khối lượng FA+ AAS = 2400 – 1848 = 552 (kg).

Trong nghiên cứu của Rangan, cốt liệu sử dụng là cốt liệu bão hòa nước khô bề mặt, do vậy tỷ lệ AAS/FA lựa chọn là từ 0,3-0,45 [82]. Căn cứ vào thực tế nghiên cứu, tác giả sử dụng cốt liệu đá và cát là cốt liệu khô, khi trộn vào bê tông sẽ có sự hút nước nhất định. Nếu chọn tỷ lệ thấp như trên thì hỗn hợp bê tông sẽ quá khô, không trộn và thi công được. Vì vậy, trong nghiên cứu này lần lượt khảo sát cường độ ứng với tỷ lệ AAS/FA biến thiên từ 0,40-0,50 vời bước thí nghiệm là 0,05. Từ đó, lần lượt tính được khối lượng của tro bay và các thành phần của dung dịch kiềm kích hoạt như Bảng 2.8.

Bảng 2.8: Bảng khối lượng của Na2SiO3 và NaOH cho 1m3 bê tông

Tỷ lệ Na2SiO3 (kg) NaOH (kg) Khối lượng FA (kg) Tỷ lệ AAS/FA Khối lượng AAS (kg) Na2SiO3/NaOH

0,40 394,29 157,71 112,65 45,06

2,5 0,45 380,69 171,31 122,36 48,95

0,50 368,00 184,00 131,43 52,57

2.5. Lập kế hoạch thí nghiệm bề mặt chỉ tiêu

Sử dụng phương pháp quy hoạch thực nghiệm nhằm mục đích xây dựng mô hình toán học biểu diễn sự ảnh hưởng của hai yếu tố: Nồng độ mol của dung dịch kiềm kích hoạt (M) và tỷ lệ khối lượng của dung dịch kiềm kích hoạt với tro bay (AAS/FA).

Chọn hàm mục tiêu ở đây là cường độ nén của mẫu thử bê tông Geopolymer tro bay kích thước 15x30 cm chế tạo theo tiêu chuẩn ASTM C31-03 [28] và thí nghiệm nén theo tiêu chuẩn ASTM C39-03 [30].

51

Xây dựng kế hoạch thí nghiệm bề mặt chỉ tiêu (Response Surface Design) nhằm mục đích xây dựng hàm bậc hai mô tả quan hệ giữa hàm mục tiêu và các thông số thí nghiệm chính xác hơn so với dạng hàm bậc nhất. Sử dụng dạng kế hoạch thiết kế hỗn hợp tâm xoay - mặt (Face-centered Design) với khoảng cách trong thí nghiệm dọc trục chọn là

1  [4].

Kế hoạch thí nghiệm thể hiện trên Hình 2.12 và Bảng 2.9.





Thí nghiệm hai mức đầy đủ

Thí nghiệm dọc trục

Thí nghiệm hỗn hợp tâm xoay

Hình 2.12: Sơ đồ thí nghiệm hỗn hợp tâm xoay-mặt

Bảng 2.9: Bảng mã hóa các biến số và các điểm quy hoạch thực nghiệm

Các điểm quy hoạch bậc hai Các yếu tố ảnh hưởng Mức quy hoạch () Biến mã hóa -1 0 1

X1 12 14 16 2,0 Nồng độ mol (M)

Tác giả thực hiện 9 điểm thí nghiệm với 12 lần lặp, tổng số mẫu thí nghiệm hỗn

hợp tâm xoay mặt là 9x12=108 mẫu (Hình 2.13).

Hình 2.13: Chế tạo mẫu cho thí nghiệm tâm xoay-mặt

Sau khi chế tạo, bảo dưỡng theo yêu cầu và đủ 28 ngày tuổi, toàn bộ các mẫu thí nghiệm sẽ được đem nén theo tiêu chuẩn ASTM C39 [30]. Kết quả nén mẫu thử cường độ được thể hiện trong Bảng 2.10.

X2 0,40 0,45 0,50 0,05 Tỷ lệ AAS/FA

52

Bảng 2.10: Kết quả thí nghiệm theo kế hoạch hỗn hợp tâm xoay-mặt

Biến số thực Kết quả thí nghiệm nén

X1

X2

Y1

Y2

Y3

Y4

Y5

Y6

Y7

Y8

Y9

Y10

Y11

Y12

Stt Trung bình Y

0,40 43,03 44,36 42,14 43,42 42,35 41,95 43,87 43,25 41,46 41,91 44,20 43,70 42,97 1 12

0,40 60,76 62,96 60,98 60,53 62,06 59,79 61,32 62,23 58,66 61,78 63,25 61,94 61,36 2 16

0,50 37,84 36,14 37,04 34,72 37,27 36,31 38,23 35,80 36,03 35,46 36,82 37,16 36,57 3 12

0,50 49,54 47,50 49,82 48,69 49,20 48,30 46,20 47,11 47,50 49,37 48,86 49,60 48,47 4 16

0,45 41,45 39,92 41,45 39,13 40,03 40,09 42,13 42,35 40,71 41,11 40,37 40,09 40,74 5 12

0,45 55,47 55,47 54,68 60,05 54,57 55,87 55,13 56,38 55,75 56,21 56,83 53,72 55,84 6 16

0,40 52,91 53,20 54,84 56,65 55,23 52,40 58,63 54,44 54,95 54,55 54,95 55,74 54,87 7 14

0,50 45,84 46,13 44,43 45,68 43,64 43,34 47,45 45,79 46,64 44,37 44,83 44,09 46,90 8 14

0,45 49,75 50,71 50,09 52,41 50,15 52,75 52,13 51,11 51,45 50,37 50,94 49,58 50,95 9 14

53

2.6. Phân tích kết quả thí nghiệm

2.6.1. Phân tích hồi quy - phương sai

Phân tích kết quả thí nghiệm nén cho thiết kế hỗn hợp tâm xoay-mặt được tiến

hành thông qua việc sử dụng phần mềm thống kê Minitab-17 [4].

Bảng 2.11: Thông tin mô hình hồi quy cho kết quả thí nghiệm nén

Hệ số mã hóa

Ảnh hưởng Hệ số Hệ số SE Số hạng Giá trị phân phối T Giá trị xác xuất P

50,964 0,268 190,29 0,000 Hằng số

15,133 7,567 0,147 51,58 0,000 X1

-9,657 -4,828 0,147 -32,92 0,000 X2

-5,360 -2,680 0,254 -10,55 0,000 X1*X1

-1,880 -0,940 0,254 -3,70 0,000 X2*X2

-3,240 -1,620 0,180 -9,02 0,000 X1*X2

S = 1,24471

R-sq = 97,48% R-sq (adj) = 97,36% R-sq (pred) = 97,19%

Phương trình hồi quy không mã hóa :

Bảng 2.11 cho thấy tất cả các hệ số trong phương trình hồi quy đều có giá trị xác suất P rất nhỏ so với mức ý nghĩa  = 0,05. Vì vậy, các hệ số của mô hình hồi quy bậc hai đầy đủ đều có ý nghĩa thống kê. Viết lại phương trình hồi quy như sau:

Y

468,6

X

0,67

376

X

16,20

 

268,0 29,83 









(MPa) (2.1)

X 1

2

2 X 1

2 2

X X 1

2

Y = -268,8 + 29,83 X1 + 468,6 X2 - 0,67 X1*X1 - 376 X2*X2 - 16,20 X1*X2

Bảng 2.12: Phân tích phương sai ANOVA cho mô hình hồi quy đã xây dựng

Nguồn Độ tự do Tổng bình phương Trung bình bình phương Giá trị phân phối F Giá trị xác xuất P

Mô hình 5 6120,29 1224,06 790,07 0,000

Tuyến tính X1 X2 2 1 1 5800,79 4122,17 1678,62 2900,39 4122,17 1678,62 1872,06 2660,65 1083,46 0,000 0,000 0,000

Bình phương 2 1 X1*X1 1 X2*X2 193,56 172,36 21,20 96,78 172,36 21,20 62,47 111,25 13,68 0,000 0,000 0,000

54

Tương tác 2 chiều 1 125,94 125,94 81,29 0,000

X1*X2 125,94 1 125,94 81,29 0,000

Sai số 102 158,03 1,55

3 0,01 Độ vênh 0,02 0,00 1,000

Sai số thuần 99 158,01 1,60

Đánh giá mức độ phù hợp của mô hình hồi quy (độ vênh) như trên Bảng 2.12,

giá trị P = 1,000 lớn hơn nhiều so với mức ý nghĩa  = 0,05. Điều này có nghĩa là dạng mô hình rất khớp với dữ liệu. Xem xét các thành phần riêng rẽ của mô hình hồi quy (tuyến tính, bình phương và tương tác), ta thấy giá trị P của các thành phần này đều rất nhỏ. Nghĩa là, sự có mặt của từng thành phần này đều có ý nghĩa cao trong mô hình hồi quy.

Tổng 107 6278,31

Các đồ thị đánh giá số dư của hàm Y

Đồ thị phân bố chuẩn

Đồ thị đánh giá đồng phương sai

99,9

4

99

90

2

50

0

ư d n ầ h P

m ă r t n ầ h P

10

-2

1

0,1

-4

-2

0

2

4

40

45

50

55

60

Phần dư

Giá trị

Đồ thị tần suất

Đồ thị đánh giá tính ngẫu nhiên

4

20

15

2

10

0

ư d n ầ h P

t ấ u s n ầ T

5

-2

0

-2

-1

0

1

2

3

4

1

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Phần dư

Thứ tự quan sát

Đồ thị Phân phối chuẩn so sánh xác suất phân bố các số dư (hiển thị bằng các điểm) so với phân phối chuẩn (hiển thị bằng đường thẳng nét liền). Đồ thị cho thấy các số dư phân bố rất gần so với phân phối chuẩn.

Đồ thị Tần suất hiển thị tần suất xuất hiện các số dư.

Đồ thị đánh giá đồng phương sai biểu thị quan hệ giữa các số dư và giá trị tương ứng của mô hình hồi quy. Các điểm phân bố ngẫu nhiên không có quy luật nào chứng tỏ dữ liệu Y không bị ảnh hưởng của các yếu tố nào khác ngoài 2 biến X1, X2.

Hình 2.14: Đồ thị đánh giá số dư

55

Đồ thị đánh giá tính ngẫu nhiên biểu diễn quan hệ giữa các số dư và thứ tự các điểm dữ liệu. Các điểm phân bố không ngẫu nhiên, không tuân theo quy luật nào chứng tỏ dữ liệu Rn đã nhập không bị ảnh hưởng bởi các yếu tố thời gian (chẳng hạn, càng về sau càng lớn). Hai đồ thị đánh giá đồng phương sai và đánh giá ngẫu nhiên càng phân bố ngẫu nhiên quanh đường 0,0 và không theo quy luật nào thì càng tốt.

2.6.2. Đồ thị bề mặt chỉ tiêu

Các đồ thị bề mặt chỉ tiêu ( Hình 2.15) cho thấy sự ảnh hưởng của hai biến số X1 và X2 đến hàm mục tiêu Y là cường độ nén. Giá trị cường độ nén tăng khi biến X1 tăng và X2 giảm. Sự tăng giảm của hàm mục tiêu Y không được tuyến tính theo hai biến số là do ảnh hưởng tương tác của hai biến số này.

Đồ thị đường mức của hàm Y (MPa)

Y màh aủc tặm ềb ịht ồĐ

0,500

0,475

60

0,450

2 X

35 40 45 50 55

)aPM( Y

05

Y < 35 40 – 45 – 50 – 55 – 60 – 60 >

0,425

161 1

40

14

1X

0,400

, 040

12

16

0,45

12

14 X1

0,50

2X

Hình 2.15: Đồ thị đường mức và đồ thị bề mặt cho hàm hồi quy

2.7. Xác định thành phần cấp phối cho bê tông geopolymer tro bay

Phương trình hồi quy cường độ nén của bê tông Geopolymer đã xác định ở trên:

Y

X

468,6

X

0,67

X

376

X

16, 20

 

268,0 29,83 









(MPa)

1

2

2 1

2 2

X X 1

2

'

30, 40, 50

MPa



Do chưa có dữ liệu về đồ lệch chuẩn tương ứng, cho nên để xây dựng bảng thành phần cấp phối cho bê tông geopolymer tro bay có các cường độ đặc trưng mong muốn cf , ta xác định thành phần GPC sao cho đạt được giá trị cường độ yêu

'

cầu

theo quy định trong tiêu chuẩn ACI 318-11 [17] như sau:

crf

Bảng 2.13: Quy định về cường độ nén trung bình yêu cấu theo ACI 318-11 [17]

'

21

f

f

' cr

'

cf  21

35

f



f

cf

' cr

' 7  c ' 8,3  c

'

35

f

1,10.

f

5, 0





cf 

' cr

' c

Cường độ nén đặc trưng của mẫu thử (MPa) Cường độ trung bình yêu cầu (MPa)

56

Kết quả hồi quy xác định giá trị của hai biến X1 và X2 cho các cường độ nén yêu

38,3

MPa f

;

49

MPa f

;

60

MPa

f







như sau:

cầu tương ứng

' cr

' cr

' cr

Optimal D: 0,9987 Predict

High Cur Low

X1 16,0 [12,0] 12,0

X2 0,50 [0,4818] 0,40

Y Targ: 38,30 y = 38,2955 d = 0,99873

Optimal D: 0,9980 Predict

High Cur Low

X1 16,0 [14,0] 12,0

X2 0,50 [0,4687] 0,40

Y Targ: 49,0 y = 49,0285 d = 0,99800

Optimal D: 0,9997 Predict

High Cur Low

X1 16,0 [16,0] 12,0

X2 0,50 [0,4141] 0,40

Y Targ: 60,0 y = 59,9921 d = 0,99969

Từ kết quả hồi quy như trên ta đưa ra lựa chọn hai biến X1 và X2 cho các cấp

cường độ GPC như sau:

Hình 2.16: Kết quả hồi quy cho các cường độ yêu cầu của GPC

Bảng 2.14: Giá trị hai biến ứng với cường độ GPC yêu cầu

'

'

cf (MPa)

crf

Giá trị của biến Hỗn hợp Cường độ nén đặc trưng Cường độ trung bình yêu cầu (MPa) X1 X2

38,3 12 0,4818 G_30 30

49,0 14 0,4687 G_40 40

Thành phần cấp phối tương ứng của các cấp bê tông Geopolymer tro bay được

trình bày trong Bảng 2.15 như sau:

60,0 16 0,4141 G_50 50

57

Bảng 2.15: Thành phần cấp phối của GPC cấp 30, 40, 50 MPa

Thành phần của hỗn hợp GPC G_30 G_40 G_50

Tro bay (kg)

Cốt liệu lớn (kg)

2,36-4,75 mm 4,75-9,50 mm 9,50-19,0 mm 19,0-25,0 mm

375,84 64,68 420,42 743,82 65,68 554,0 390,35 64,68 420,42 743,82 65,68 554,0

Cốt liệu nhỏ (kg) Dung dịch NaOH (kg) Dung dịch Na2SiO3 (kg) Tỷ lệ Na2SiO3/NaOH Tỷ lệ AAS/FA 372,52 64,68 420,42 743,82 65,68 554,0 51,28 (12 M) 50,33 (14 M) 46,18 (16 M) 128,20 2,5 0,4818 125,83 2,5 0,4687 115,46 2,5 0,4141

Các mẫu được bảo dưỡng trong lò sấy ở 60oC trong 24 giờ

2.8. Thí nghiệm kiểm tra cường độ của các hỗn hợp GPC thiết kế

Sau khi xác định thành phần bê tông G_30, G_40 và G_50, tác giả tiến hành đúc mỗi cấp phối 30 mẫu trụ 15x30 cm để kiểm tra cường độ nén. Công tác đúc mẫu được tiến hành theo tiêu chuẩn ASTM C192-02 [32], bảo dưỡng mẫu tiến hành theo yêu cầu của vật liệu đã nêu ở mục 2.3.2. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén được tiến hành theo tiêu chuẩn ASTM C39-01 [30]. Trong quá trình chế tạo mẫu thí nghiệm, có tiến hành kiểm tra độ sụt của các hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay tươi.

Kết quả thí nghiệm nén được phân tích thống kê và đánh giá kết quả đã được tiến hành theo chỉ dẫn của các tài liệu ACI 214.R-02 [16], ACI 318-11 [17] với độ tin cậy 99%. Kết quả xử lý thống kê cường độ nén và độ sụt trung bình của các hỗn hợp được tổng hợp trong Bảng 2.16, Bảng 2.17 và Bảng 2.18 như sau:

Hình 2.17: Các mẫu thử kiểm tra cường độ của các cấp phối GPC nghiên cứu

58

Bảng 2.16: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30

Kết quả của mẫu Độ lệch chuẩn mẫu (Rn-Rntb)2 Trị số trung bình Rntb ( MPa) Hệ số biến sai Cv (%) Rn ( MPa) S (MPa)

3,34 8,48 39,46

42,66 36,61 37,47 38,97 38,37 37,21 40,76 39,86 42,73 43,28 38,53 36,58 33,49 43,28 46,71 37,23 43,49 38,96 35,24 45,19 38,72 37,67 43,32 36,23 38,19 37,54 38,22 43,92 39,20 34,12

10,25 8,11 3,95 0,24 1,18 5,06 1,69 0,16 10,70 14,61 0,86 8,28 35,62 14,61 52,59 4,97 16,25 0,25 17,79 32,85 0,55 3,20 14,91 10,42 1,61 3,68 1,53 19,91 0,07 28,50 324,40 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 1.183,75

Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00 3,34 (MPa)

’ = Rntb - 2,33× Shc

Cường độ nén đặc trưng: fc 31,67 (MPa)

Độ sụt trung bình hỗn hợp S30 = 12 cm

59

Bảng 2.17: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40

Kết quả của mẫu Độ lệch chuẩn mẫu (Rn-Rntb)2 Trị số trung bình Rntb ( MPa) Hệ số biến sai Cv (%) Rn( MPa) S (MPa)

4,03 8,09 49,86

46,73 46,61 49,34 48,45 48,73 52,26 51,84 49,27 50,73 50,82 54,41 45,58 53,83 42,28 54,71 53,72 55,59 48,96 42,24 53,58 48,67 44,12 45,32 53,23 56,13 47,35 46,22 51,92 56,27 46,82

9,78 10,55 0,27 1,98 1,27 5,77 3,93 0,35 0,76 0,93 20,72 18,30 15,78 57,42 23,55 14,92 32,86 0,81 58,03 13,86 1,41 32,92 20,59 11,37 39,34 6,29 13,23 4,25 41,12 9,23 471,58 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 1.495,73

’ = Rntb - 2,33× Shc Cường độ nén đặc trưng: fc

Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00 4,03 (MPa)

40,46 (MPa)

Độ sụt trung bình hỗn hợp S40 = 7 cm

60

Bảng 2.18: Kết quả xác định cường độ nén đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50

Kết quả của mẫu Độ lệch chuẩn mẫu (Rn-Rntb)2 Trị số trung bình Rntb ( MPa) Hệ số biến sai Cv (%) Rn( MPa) S (MPa)

2,17 1 61,28

3,33 5,56 59,81

62,07 65,64 55,09 64,16 59,53 54,04 65,69 62,84 60,81 61,08 62,24 56,84 57,96 60,23 62,98 58,04 64,42 61,86 58,51 60,24 53,20 56,97 56,90 57,80 63,29 58,74 56,61 56,60 58,59

5,13 33,98 22,24 18,97 0,08 33,31 34,62 9,21 1,00 1,63 5,91 8,81 3,40 0,17 10,03 3,13 21,24 4,23 1,69 0,18 43,73 8,04 8,48 4,05 12,15 1,14 10,21 10,31 1,49 320,73 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 1.794,235

3,33 (MPa) Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00

Cường độ nén đặc trưng: fc’ = Rntb - 2,33× Shc 52,06 (MPa)

Độ sụt trung bình hỗn hợp S50 = 3 cm

61

Kết quả cho thấy cường độ đặc trưng của các mẫu thí nghiệm đều lớn hơn giá trị cường độ thiết kế (Hình 2.18). Độ lệch chuẩn của các thí nghiệm xác định cường độ là nhỏ. Do vậy, có thể khẳng định các cấp phối thiết kế đạt yêu cầu về cường độ đã đề ra.

60

52,06

50

) a P M

40,46

40

31,67

30

20

10

( g n − r t c Æ ® n Ð n é ® g n ê − C

0

G_40

G_30

G_50

Hçn hîp bª t«ng geopolymer

Hình 2.18: Kết quả kiểm tra cường độ của các hỗn hợp GPC đã thiết kế

2.9. Sơ bộ tính toán giá thành của bê tông geopolymer tro bay đã thiết kế

Trên cơ sở của thành phần vật liệu tạo thành ba hỗn hợp bê tông geopolymer đã thiết kế trong Bảng 2.15. Tác giả tính toán sơ bộ giá thành của 1m3 bê tông geopolymer và có so sánh với giá thành bê tông xi măng có cùng cường độ như sau:

Khối lượng

Thành tiền (VNĐ)

Thành phần

Đơn vị

Đơn giá (VNĐ)

G_30 G_40 G_50

G_30

G_40

G_50

Bảng 2.19: Sơ bộ tính toán giá thành 1m3 bê tông Geopolymer tro bay

1.035.031 1.043.357 1.007.946

VẬT LIỆU

VL

0,387 0,387

0,387

240.000

92.979

92.979

92.979

- Cát vàng

m3

0,892 0,892

0,892

250.000

222.931

222.931

222.931

- Đá 1x2

m3

32,7

30,0

25,7

195

179

153

5,97

- Nước

lít

372,5 375,8

390,3

59.603

60.128

62.448

160

- Tro bay

kg

kg

- Thủy tinh lỏng

128,2 125,8

115,5

3.800

487.160

487.160

487.160

kg

- Xút vảy

18,5

20,3

20,5

9.300

172.162

172.162

172.162

NHÂN CÔNG

NC

180.644

180.644

180.644

Nhân công bậc 3/7 Công

3,56

3,56

3,56

50.743

180.644

180.644

180.644

MÁY THI CÔNG M

36.147

36.147

36.147

62

- Đầm dùi 1,5kw

0,180 0,180

0,180

62.997

11.339

11.339

11.339

ca

- Máy trộn bê tông

0,095 0,095

0,095

91.325

8.676

8.676

8.676

ca

- Vận thang 0,8T

0,110 0,110

0,110

146.656

16.132

16.132

16.132

ca

TỔNG CHI PHÍ (VL+NC+M)

1.251.822 1.260.149 1.224.737

Thành tiền (VNĐ)

Khối lượng

Thành phần

Đơn vị

Đơn giá (VNĐ)

C_30 C_40 C_50

C_30

C_40

C_50

Bảng 2.20: Sơ bộ tính toán giá thành của 1m3 bê tông xi măng cùng cường độ:

VẬT LIỆU

750.904

789.467

885.024

VL

- Cát vàng

0,575 0,475

0,478

240.000

137.958

113.891

114.797

m3

- Đá 1x2

0,724 0,801

0,757

250.000

181.034

200.345

189.310

m3

- Nước

Lít

166,0 166,0

173,0

5,97

991

991

1.033

- Xi măng PC40

Kg

378,0 416,0

508,7

1140

430.920

474.240

579.884

NHÂN CÔNG

NC

180.644

180.644

180.644

Nhân công bậc 3/7 Công

3,56

3,56

3,56

50.743

180.644

180.644

180.644

MÁY THI CÔNG M

36.147

36.147

36.147

- Đầm dùi 1,5kw

0,180 0,180

0,180

62.997

11.339

11.339

11.339

ca

- Máy trộn bê tông

0,095 0,095

0,095

91.325

8.676

8.676

8.676

ca

- Vận thang 0,8T

0,110 0,110

0,110

146.656

16.132

16.132

16.132

ca

TỔNG CHI PHÍ (VL+NC+M)

967.695 1.006.258 1.101.816

1260

1251

1224

1200

1101

1000

1006

967

800

i

) ® 0 0 0 1 x ( h n μ h t ¸ G

600

OPC GPC

30

40

50

C−êng ®é nÐn (MPa)

Hình 2.19: So sánh giá thành của 1m3 GPC với OPC

Có thể thấy là giá thành của bê tông geopolymer đắt hơn giá thành của bê tông xi măng khoảng 10-20%. Tuy nhiên, nếu có được chính sách hỗ trợ của nhà nước về thuế

63

hoặc các dự án bảo vệ môi trường thì rất có khả năng giảm được giá thành của GPC về ngang bằng với giá thành của OPC.

2.10. Kết luận Chương 2

Từ các kết quả nghiên cứu trong chương này, tác giả có một số kết luận như sau:

 Thiết kế thành phần bê tông geopolymer tro bay theo phương pháp quy hoạch thực nghiệm, khảo sát sự ảnh hưởng của hai yếu tố chính đến cường độ bê tông đã được thực hiện với kết quả 3 cấp bê tông khác nhau. Từ đó, tác giả đưa ra bảng cấp phối cho hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay với các cấp cường độ nén tương ứng ở tuổi 28 ngày là 30, 40 và 50 MPa.

 Kết quả đúc mẫu thử lại cường độ cho thấy độ tin cậy cao với kết quả quá trình

thiết kế.

 Quá trình chế tạo bê tông geopolymer tro bay hoàn toàn sử dụng máy móc thiết bị như giống với bê tông xi măng. Công tác trộn, đúc mẫu, đầm nén, khuôn được thực hiện giống như bê tông xi măng.

 Bảo dưỡng tối ưu về cường độ và năng lượng sử dụng là sấy mẫu trong lò khô

ở nhiệt độ 60oC trong 24 giờ.

 Trong điều kiện Việt Nam, giá thành GPC cao hơn OPC khoảng 10-20%.

64

CHƯƠNG 3. XÁC ĐỊNH MỘT SỐ TÍNH CHẤT CƠ HỌC CHỦ YẾU VÀ

ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG GEOPOLYMER TRO BAY

3.1. Mục đích nghiên cứu

Mục đích nghiên cứu của luận án này là góp phần đưa GPC được đưa vào ứng dụng một phần cho các công trình xây dựng nói chung và công trình cầu nói riêng. Vì vậy, đối với các cấp phối GPC đã thiết kế ở Chương 2, cần phải xác định các tính chất cơ học chủ yếu cũng như độ bền để xét xem nó có đáp ứng được các yêu cầu của một kết cấu chịu lực hay không?

3.2. Kế hoạch thí nghiệm

Sau khi xác định thành phần các hỗn hợp bê tông G_30, G_40 và G_50, công tác đúc mẫu tiến hành theo tiêu chuẩn ASTM C192-02 [32], bảo dưỡng các mẫu theo yêu cầu của vật liệu như mục 2.3.2. Kế hoạch thí nghiệm được trình bày trên Bảng 3.1.

Bảng 3.1: Số lượng mẫu thí nghiệm các tính chất cơ học

TT Nội dung thí nghiệm Hỗn hợp GPC Số lượng mẫu Hình dạng mẫu Kích thước mẫu (cm)

30 G_30 1

Xác định mô đun đàn hồi Hình trụ 15x30 G_40 30 2

G_50 30 3

G_30 18 4

Hình lăng trụ 15x15x30 G_40 18 5 Xác định cường độ kéo uốn G_50 18 6

G_30 6 7

Hình trụ 15x30 G_40 6 8 Xác định quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén G_50 6 9

10 G_30 6

Hình vuông 15x15x15 G_40 6 11 Xác định ứng xử dính bám với cốt thép thường d=22 mm G_50 6 12

G_30 6 13

Xác định tính thấm nước Hình trụ 15x15 6 G_40 14

G_50 6 15

65

3.3. Xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn

3.3.1. Chuẩn bị mẫu và tiến hành thí nghiệm

Các mẫu thí nghiệm được đúc theo yêu cầu như Hình 3.1và Hình 3.2. Thí nghiệm đo mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn được tiến hành như Hình 3.3. Sau khi có kết quả thí nghiệm của từng mẫu thử, các phân tích thống kê và đánh giá kết quả đã được tiến hành theo chỉ dẫn của các tài liệu ACI 214.R-02 [16], ACI 318-11 [17] với độ tin cậy 99%. Kết quả xử lý này được tổng hợp trong các bảng: Bảng 3.2 - Bảng 3.7 như sau:

Hình 3.1: Quá trình đúc các mẫu dầm và trụ để xác định tính chất cơ học

Hình 3.2: Các mẫu xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn

Hình 3.3: Thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi và cường độ kéo uốn

66

Bảng 3.2: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30

mẫu (Ec-Ectb)2 Kết quả của mẫu Ec( MPa) Trị số trung bình Ectb ( MPa) Độ lệch chuẩn S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

30,424 2,305 7,58

31077,94 28406,78 28548,34 30854,76 30634,77 28220,20 31021,85 31134,25 31885,16 32797,91 29079,70 28406,78 27719,52 32244,10 35002,25 29529,39 33371,07 31077,94 27064,73 35289,74 31826,12 28932,83 31826,12 27022,18 31134,25 28932,83 28739,30 33566,61 31021,85 26359,05

427280,59 4070286,74 3519125,09 185318,29 44305,11 4857946,68 357089,50 504054,08 2134189,02 5634117,63 1807885,85 4070286,74 7315705,21 3311740,51 20957806,06 800828,74 8683612,25 427280,59 11286562,01 23672724,72 1965154,78 2224404,11 1965154,78 11574301,39 504054,08 2224404,11 2839138,38 9874241,53 357089,50 16526040,98 154.122.129,09 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 912.728,33

2,305(MPa) Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00

Mô đun đàn hồi đặc trưng: E'= Ectb - 2,33 Shc 25061 (MPa)

67

Bảng 3.3: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40

mẫu (Ec-Ectb)2 Kết quả của mẫu Ec( MPa) Trị số trung bình Ectb ( MPa) Độ lệch chuẩn S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

31,497 2,197 6,97

30.264,64 29.511,17 31.893,23 31.057,60 29.108,56 32.328,14 32.181,86 31.148,28 34.525,20 32.674,69 32.525,26 29.268,28 34.029,62 29.511,17 32.977,70 32.475,76 33.760,40 31.377,31 27.008,32 32.825,50 31.940,98 29.470,41 28.486,75 32.036,90 37.171,73 30.009,25 29.068,90 32.926,81 34.303,17 29.029,35

1517630,98 3941806,23 157346,30 192687,27 5702573,88 691519,87 469630,00 121300,66 9172629,37 1387982,03 1058222,77 4965269,70 6416382,18 3941806,23 2193768,42 958820,54 5124954,22 14220,79 20144334,45 1766062,28 197503,24 4105322,46 9059003,92 291958,91 32207507,90 2212119,28 5893551,01 2045603,69 7877047,87 6087141,07 139.915.707,50 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 944.896,9449

2,197(MPa) Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00

Mô đun đàn hồi đặc trưng: E'= Ectb - 2,33 Shc 26379 (MPa)

68

Bảng 3.4: Kết quả xác định mô đun đàn hồi đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50

mẫu (Ec-Ectb)2 Kết quả của mẫu Ec( MPa) Trị số trung bình Ectb ( MPa) Độ lệch chuẩn S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

33,650 2,790 8,29

35.342,19 35.728,45 36.629,17 29.254,17 36.939,58 34.870,97 30.913,98 38.124,23 36.123,24 34.009,39 36.023,72 35.390,02 31.209,10 33.659,23 34.009,39 35.011,01 33.147,31 37.630,54 35.631,10 33.444,02 35.728,45 28.582,76 31.434,16 30.696,27 28.771,42 35.631,10 31.933,12 30.481,61 28.866,69 34.276,83

2864287,62 4320886,14 8876772,54 19321373,01 10822836,40 1491308,39 7484588,37 20020785,73 6118022,23 129326,59 5635641,26 3028452,62 5956899,74 89,47 129326,59 1852961,86 252474,59 15846483,32 3925634,53 42334,50 4320886,14 25674645,59 4908929,78 8723171,89 23798302,44 3925634,53 2946906,11 10037243,35 22877861,62 393203,74 225.727.270,69 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Tổng 1.009.493,21

2,790 (MPa) Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,00

Mô đun đàn hồi đặc trưng: E'= Ectb - 2,33 Shc 27149 (MPa)

69

Bảng 3.5: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_30

mẫu (fr-frtb)2 Độ lệch chuẩn Kết quả của mẫu fr (MPa) Trị số trung bình frtb ( MPa) S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

1 4,15 0,60

2 4,89 0,00

3 4,46 0,21

4 5,11 0,03

5 3,91 1,03

6 5,29 0,13

7 4,34 0,34

8 5,40 0,22

9 5,08 0,02

4,93 0,49 9,88 10 4,99 0,00

11 12 5,08 5,80 0,02 0,77

13 4,65 0,08

14 5,02 0,01

15 4,78 0,02

16 5,59 0,44

17 5,20 0,08

4,92

18 Tổng 88,65 0,00 4,02

Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,08 0,53(MPa)

Cường độ chịu kéo uốn đặc trưng: f'r = frtb - 2,33 Shc 3,79 (MPa)

Bảng 3.6: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_40

mẫu (fr-frtb)2 Độ lệch chuẩn S (MPa) Trị số trung bình frtb ( MPa) Hệ số biến sai Cv (%) Kết quả của mẫu fr (MPa)

1 5,67 0,55

6,29 0,50 7,98

2 3 4 5 6 7 8 5,79 6,79 5,60 6,74 5,53 6,00 6,22 0,74 3,49 0,46 3,29 0,36 1,14 1,67

9 5,76 0,69

10 6,50 2,49

70

mẫu (fr-frtb)2 Độ lệch chuẩn Kết quả của mẫu fr (MPa) Trị số trung bình frtb ( MPa) S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

1,75 11 6,25

3,95 12 6,91

1,40 13 6,11

2,15 14 6,39

1,77 15 6,26

2,60 16 6,54

4,00 17 6,92

7,19

5,13 24,50 18 Tổng 113,16

Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,08 0,54 (MPa)

Cường độ chịu kéo uốn đặc trưng: f'r = frtb - 2,33 Shc 5,02 (MPa)

Bảng 3.7: Kết quả xác định cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông Geopolymer G_50

mẫu (fr-frtb)2 Độ lệch chuẩn Kết quả của mẫu fr (MPa) Trị số trung bình frtb (MPa) S (MPa) Hệ số biến sai Cv (%)

6,37 1 7,45

7,13 0,53 7,38

6,89 6,63 6,40 7,78 7,64 6,12 6,80 6,82 7,23 6,73 7,51 6,63 7,37 7,59 7,05 8,04 7,58

3,85 2,92 2,17 8,14 7,36 1,43 3,51 3,60 5,31 3,26 6,66 2,92 5,99 7,10 4,51 9,67 7,03 39,60 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 Tổng 128,25

Độ lệch chuẩn hiệu chỉnh theo ACI 318: Shc=Sx1,08 0,57(MPa)

Cường độ chịu kéo uốn đặc trưng: f'r = frtb - 2,33 Shc 5,80 (MPa)

71

3.3.2. Mô đun đàn hồi của GPC

Kết quả thí nghiệm của GPC được so sánh với quan hệ mô đun đàn hồi - cường độ nén của bê tông xi măng OPC theo quy định trong tiêu chuẩn về bê tông cường độ cao của viện Bê tông Hoa kỳ ACI 363-11 [18], tiêu chuẩn xây dựng cầu AASHTO 2007 [69], và công thức thực nghiệm của Hardjito cho bê tông Geopolymer tro bay [51]. Kết quả tính toán mô đun đàn hồi thể hiện trong Bảng 3.8.

 Công thức đề xuất của Viện bê tông Hoa Kỳ, theo ACI 363-11 [18]:

E

3320

f

6900





c

' c

 Công thức theo tiêu chuẩn AASHTO-2007 [69]:

(MPa) (3.1)

E

0, 043



1,5 f

c

' c

 Công thức thực nghiệm của Hardjito cho bê tông Geopolymer [51]:

(MPa) (3.2)

E

2707

f

5300





c

' c

(MPa) (3.3)

Bảng 3.8: Kết quả mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán

'

cf (MPa)

Hỗn hợp

Mô đun đàn hồi (GPa)

GPC thực nghiệm ACI 363-11 AASHTO 2007 Hardjito

G_30

31,67 25,06 27,74 25,58 20,53

G_40

40,46 26,39 31,36 28,02 22,52

G_50

Kết quả thí nghiệm đo mô đun đàn hồi thu được, tác giả xây dựng biểu đồ quan

hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén đặc trưng.

40

35.57

35

GPC AASHTO 2007 ACI 363 Hardjito

31.36

30.85

) a P G

30

( i

28.02

27.74

27.16

å h

25.58

24.83

n μ ®

25

25.06

26.39 22.52

n u ®

20.53

« M

20

15

30

35

40

45

50

55

C−êng ®é nÐn (MPa)

52,06 27,16 35,57 30,85 24,83

Hình 3.4: Quan hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ nén của GPC

72

Kết quả so sánh trên Hình 3.4 cho thấy, mô đun đàn hồi của bê tông Geopolymer tro bay có giá trị bé hơn so với mô đun đàn hồi tính toán cho bê tông xi măng có cùng cường độ. Cụ thể, thấp hơn 2-14% so với tính toán theo tiêu chuẩn ACI 363-11, và thấp hơn 10-30% so với tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO 2007. Nguyên nhân do GPC sử dụng hỗn hợp geopolymer làm chất kết dính khác hoàn toàn xi măng trong bê tông xi măng. Khi cường độ GPC tăng càng cao thì mức chênh lệch này càng lớn. Tuy nhiên, giá trị mô đun đàn hồi của GPC thu được lại cao hơn so với mô đun đàn hồi của GPC chế tạo ở Australia theo kết quả của Hardjito [51]. Kết quả này có thể do thành phần các chất trong chất kết dính tro bay, mô đun đàn hồi của đá gốc của cốt liệu khác nhau. Kết quả này cho thấy GPC có mô đun đàn hồi thấp hơn OPC sẽ dẫn đến khả năng biến dạng khi chịu tác dụng của tải trọng của GPC lớn hơn so với OPC có cùng cường độ nén.

3.3.3. Cường độ kéo uốn

Kết quả thí nghiệm xác định cường độ kéo uốn GPC được so sánh với cường độ kéo uốn của bê tông xi măng cùng cấp theo quy định trong tiêu chuẩn của Viện bê tông Hoa kỳ ACI 318-11 [17].

Công thức xác định cường độ kéo uốn của bê tông OPC theo ACI 318-11 [17]:

f

0,63

f



r

' c

So sánh cường độ kéo uốn của GPC thí nghiệm với giá trị cường độ kéo uốn tính toán theo công thức (3.4) được thể hiện trên Bảng 3.9 và Hình 3.5.

(MPa) (3.4)

'

Bảng 3.9: Kết quả cường độ kéo uốn thực nghiệm và tính toán

rf (MPa)

'

cf (MPa)

Cường độ kéo uốn Hỗn hợp GPC thực nghiệm ACI 363-11

G_30 31,67 3,79 3,55

G_40 40,46 5,02 4,01

Kết quả so sánh trên Hình 3.5 cho thấy cường độ kéo uốn của GPC dựa trên tập hợp số liệu thí nghiệm lớn hơn so với cường độ kéo uốn tính toán cho bê tông xi măng có cùng cường độ nén. Giá trị này lớn hơn khoảng từ 1,07-1,27 lần. Kết quả này cho thấy đây là ưu điểm của GPC so với OPC. Cường độ kéo uốn lớn sẽ làm tăng khả năng chống nứt của kết cấu bê tông geopolymer cốt thép chịu uốn. Do đó, giai đoạn làm việc không nứt lớn sẽ dẫn đến kết cấu có độ bền lớn hơn.

G_50 52,06 5,80 4,55

73

6,5

GPC ACI 318

6,0

5,8

5,5

) a P M

5,02

5,0

4,5

4,55

4,0

3,79

4,01

( n è u o Ð k é ® g n ê − C

3,5

3,55

3,0

30

35

40

45

50

55

C−êng ®é nÐn (MPa)

Hình 3.5: Quan hệ giữa cường độ kéo uốn và cường độ nén của GPC

3.4. Thí nghiệm xác định ứng xử dính bám với cốt thép

3.4.1. Mục đích thí nghiệm

Ứng xử dính bám với cốt thép là một trong những tính chất quan trọng của bê tông được sử dụng trong các kết cấu bê tông cốt thép. Các tính năng kỹ thuật của kết cấu bê tông cốt thép phụ thuộc vào đặc tính này.

Ứng xử dính bám là sự tương tác của thanh cốt thép với bê tông. Điều này được mô tả như là sự truyền lực từ cốt thép đến bê tông xung quanh bằng sự bám dính giữa thanh thép và bê tông. Kết cấu bê tông cốt thép được coi là một vật liệu liên hợp của hai vật liệu này. Trong đó, bề mặt dính bám được coi là một trong các nơi yếu của vật liệu liên hợp.

Cường độ dính bám phụ thuộc vào nhiều yếu tố như cường độ nén và kéo của bê tông, lớp phủ bê tông bên ngoài thanh, sự kiềm chế của cốt thép khác, trạng thái bê mặt thanh thép, và hình dạng của thanh. Đây là tính chất giúp xác định chiều dài triển khai của cốt thép, chiều dài truyền của cốt dự ứng lực trong kết cấu bê tông dự ứng lực cũng như khoảng cách giữa các vết nứt và bề rộng của chúng.

Các dạng phá hoại dính bám trước khi xảy ra tuột thanh thép là:

 Phá hoại dính bám hóa học;  Phát triển các vết nứt ngang ở lớp bê tông xung quanh trong giai đoạn đầu

của tải trọng;

 Chia tách bê tông xung quanh khi ứng suất xuyên tâm tại các gờ thép lớn hơn

ứng suất kéo trong bê tông.

74

Quá trình chuyển dịch thanh cốt thép trong bê tông theo các giai đoạn trên thể hiện trên Hình 3.6 [47]. Bắt đầu quá trình trượt thanh thép là sự phá vỡ dính bám hóa học, sau đó bắt đầu xảy ra nứt ngang bê tông rồi làm vỡ bê tông xung quanh.

Chất kết dính geopolymer có thành phần hóa học khác với xi măng, cho nên cần phải hiểu được thuộc tính dính bám giữa cốt thép và bê tông geopolymer. Mục đích thí nghiệm là để xác định tính chất quan trọng này của loại vật liệu mới, bê tông Geopolymer tro bay; để có thể giúp chúng ta tính toán thiết kế kết cấu bê tông Geopolymer cốt thép chịu lực được tin cậy và an toàn.

Hình 3.6: Quan hệ ứng suất dính bám và chuyển vị trượt thanh thép [47]

3.4.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm

1. Phần cốt thép nằm cao hơn mẫu để đo chuyển vị của cốt thép 2. Chiều dài dính bám, 3. Chiều dài không dính bám trong bê tông 4. Đoạn cốt thép từ mép bê tông đến điểm ngàm kéo, 5. Cốt thép, 6. Khối bê tông 7. Nút, 8. Đoạn ống nhựa để ngăn dính bám, 9. Ngàm kẹp để kéo cốt thép

Ứng xử dính bám của bê tông với cốt thép thường được xác định dựa theo mẫu và phương pháp được giới thiệu trong Tiêu chuẩn EN 10080:1995 [91]. Hình 3.7 thể hiện sơ bộ cấu tạo của mẫu thí nghiệm theo tiêu chuẩn này. Mẫu thí nghiệm bê tông

Hình 3.7: Sơ bộ cấu tạo mẫu thí nghiệm xác định ứng xử dính bám

75

Geopolymer tro bay có kích thước 20x20x20 cm. Thanh thép sử dụng để xác định ứng suất dính bám là thép có gờ đường kính ∅ (cid:3404) 22 (cid:1865)(cid:1865), cấp thép CB400v. Chiều dài dính bám của thanh thép trong mẫu bê tông được lấy bằng 5 lần đường kính thanh là 110 mm. Chiều dài còn lại nằm trong bê tông được bọc ống nhựa để chống dính bám. Trong khuôn khổ đề tài, tổng cộng có 18 mẫu thí nghiệm đã được đúc, ứng với mỗi cấp phối bê tông Geopolymer đã chế tạo 6 mẫu thí nghiệm dính bám với cốt thép

Hình 3.8: Chuẩn bị đúc bê tông mẫu thí nghiệm dính bám với thanh thép 22 mm

Hình 3.9: Mẫu thí nghiệm dính bám sau khi đúc

3.4.3. Trình tự thí nghiệm

2

.

gia tải được quy định là

N s /

0,56

271

d





Các mẫu được đặt lên tấm kê có lỗ rỗng bằng hai lần đường kính thanh thép, để luồn thanh thép qua rồi đặt lên máy kéo. Lực kéo được đặt ở đầu dài hơn của mẫu. Chuyển vị trượt được đo ở đầu ngắn của mẫu theo đúng quy định (Hình 3.10). Tốc độ 



pV

Hình 3.10: Bố trí mẫu thí nghiệm trên máy kéo

3.4.4. Kết quả thí nghiệm

Kết quả thí nghiệm xác định cường độ dính bám được thể hiện qua quan hệ lực

dính bám - trượt như được thể hiện trên Hình 3.11, Hình 3.12 và Hình 3.13.

76

150

120

)

N K

90

60

( t é u t o Ð k c ù L

30

MÉu 30_2 MÉu 30_3 MÉu 30_3 MÉu 30_6

0 0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

ChuyÓn vÞ tr−ît cèt thÐp (mm)

150

120

)

N K

90

60

( t é u t o Ð k c ù L

30

MÉu 40_1 MÉu 40_2 MÉu 40_5

0 0,0

0,5

1,0

2,0

2,5

3,0

1,5 ChuyÓn vÞ tr−ît cña cèt thÐp (mm)

Hình 3.11: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_30 với cốt thép 22

160

120

)

N K

( t

80

é u

t

o Ð k c ù L

40

MÉu 50_2 MÉu 50_3 MÉu 50_4 MÉu 50_6

0 0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

ChuyÓn vÞ tr−ît cña cèt thÐp (mm)

Hình 3.12: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_40 với cốt thép 22

Hình 3.13: Quan hệ lực kéo - trượt giữa bê tông G_50 với cốt thép 22

77

3.4.5. Nhận xét, đánh giá kết quả thí nghiệm

Quan hệ giữa ứng suất dính bám và chuyển vị trượt của thanh thép theo mô hình của CEB-FIP (MC 90), được thể hiện trên Hình 3.14 [27]. Ứng suất dính bám lớn nhất được xác định sau khi thanh thép trượt đi trong bê tông một khoảng từ giá trị S1 đến S2.

Đối với bê tông thông thường, giá trị s1 khoảng 1 mm [47]. Trong nghiên cứu này, tác giả xác định lực dính bám trung bình Fb để xác định ứng suất dính bám u là tại thời điểm đo được chuyển vị trượt thanh cốt thép là 1 mm của các mẫu thí nghiệm. Ứng suất dính bám của cốt thép có gờ với bê tông Geopolymer được xác định như sau:

F b

u

=

=

(3.5)



F b A b

dp b

b

Trong đó:

u là ứng suất dính bám (MPa); bF là lực dính bám (KN);

bA là diện tích phần bê tông dính bám xung quanh thanh cốt thép;

22

mm



là đường kính danh định của cốt thép;

bd



=

=

110

mm

là chiều dài dính bám của bê tông với cốt thép.

b

bd 5.

Cường độ dính bám lớn nhất trong điều kiện tốt theo tiêu chuẩn Châu Âu CEB-

FIP MC90 được tính như sau [27];

(3.6)

2, 0

  max

ckf

là cường độ nén đặc trưng của bê tông

ckf

Kết quả tính ứng suất dính bám thí nghiệm GPC và giá trị cường độ dính bám

lớn nhất tính toán theo MC90 được trình bày trong Bảng 3.10.

So sánh kết quả tính ứng suất dính bám trung bình từ thí nghiệm và cường độ dính bám lớn nhất theo tiêu chuẩn CEB-FIB MC90 (Hình 3.15); ta nhận thấy rằng cường độ dính bám của bê tông Geopolymer tro bay với cốt thép thường có giá trị lớn hơn tính

Hình 3.14: Mô hình quan hệ ứng suất dính bám - chuyển vị trượt thanh thép theo MC 90 [27]

78

toán so với bê tông xi măng. Điều này sẽ làm tăng khả năng cùng làm việc giữa bê tông và thép trong kết cấu bê tông geopolymer cốt thép, giảm độ mở rộng vết nứt.

Bảng 3.10: Kết quả thí nghiệm xác định ứng suất dính bám của GPC

u (MPa)

(cid:4593) (MPa)

(cid:1832)(cid:3029) (KN)

)MPa

Mẫu thử (cid:1858)(cid:3030) Trung bình (MPa) CEB-FIB max ( 

18,38 50_2 139,74

17,71 50_3 134,64 18,57 14,43 52,06 18,64 50_4 141,71

19,54 50_6 148,59

15,52 40_1 117,97

16,69 12,72 40,46 16,85 40_2 128,08

17,70 40_5 134,57

16,66 30_2 126,63

16,42 30_3 124,81 16,07 11,26 31,67 15,64 30_4 118,91

20

18,57

16,69

16,07

14,43

15

12,72

) a P M

(

11,26

10

Ý

5

m ¸ b h n d t Ê u s g n ø

Geopolymer CEB FIB

0

30

35

40

45

50

55

C−êng ®é nÐn (MPa)

15,58 30_6 118,46

Hình 3.15: So sánh ứng suất dính bám trung bình của GPC thí nghiệm với max theo MC-90

Hình 3.16: Dạng phá hoại mẫu bê tông trong thí nghiệm dính bám

79

Trên cơ sở số liệu thí nghiệm, có thể thấy rằng cường độ bê tông geopolymer càng cao thì cường độ dính bám tương ứng cũng càng cao. Cường độ dính bám trung bình của GPC với cốt thép có giá trị cao hơn so với tính toán theo công thức của CEB- FIB dành cho bê tông xi măng trong điều kiện tốt. Vì vậy, có thể sử dụng các công thức về cường độ dính bám và triển khai cốt thép của OPC cho việc tính toán GPC.

Dạng phá hoại của mẫu (Hình 3.16): tất cả các mẫu bị phá hoại bởi sự vỡ đôi của bê tông trong khu vực thanh cốt thép dính bám với bê tông, phá hoại đều xảy ra theo kiểu phá hoại giòn (phá hoại đột ngột).

3.5. Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của GPC

3.5.1. Mục đích thí nghiệm

Các kiến thức về tính biến dạng của bê tông sẽ rất cần thiết để tính toán chuyển vị trên kết cấu, tính toán ứng suất từ biến dạng, hoặc thiết lập mô hình vật liệu cho mô phỏng số. Vì vậy, điều quan trọng là phải nghiên cứu mối quan hệ ứng suất - biến dạng của các vật liệu mới để có thể mô tả đầy đủ các tính năng của chúng phục vụ cho các mục đích thiết kế.

Cho đến nay, có rất ít nghiên cứu về quan hệ ứng suất biến dạng của GPC để đưa mô hình này vào tính toán khả năng chịu lực của dầm hoặc cột. Tuy nhiên kết quả của các nghiên cứu này rất phân tán [51, 74, 86]. Việc xác định mô hình vật liệu để tính toán khả năng chịu lực của kết cấu bê tông geopolymer cốt thép là cần thiết được thực hiện.

3.5.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm

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.

Hình 3.17: Thí nghiệm xác định quan hệ ứng suất biến dạng GPC

80

Thực hiện thí nghiệm xác định quan hệ ứng suất - biến dạng trên 18 mẫu thí nghiệm (6 mẫu / 1tổ / 1cấp). Trên mỗi mẫu thí nghiệm, hai lá điện trở đo biến dạng có chiều dài 60 mm được dán dọc đối xứng hai bên mẫu trụ để đo biến dạng trung bình khi nén của mẫu. Lực nén được đo bằng Loadcell loại 2000 KN được đặt dưới mẫu thí nghiệm. Kết quả đo biến dạng và lực nén được đồng bộ hóa theo thời gian nén. Sau khi có kết quả nén mẫu và xử lý số liệu, vẽ được các đường cong ứng suất - biến dạng tương ứng với các cấp phối bê tông Geopolymer đã lựa chọn.

3.5.3. Kết quả thí nghiệm

Các số liệu nhận được là các quan hệ ứng suất - biến dạng trên các mẫu thử trong toàn bộ thời gian thí nghiệm. Xử lý số liệu có được, xây dựng quan hệ ứng suất - biến dạng của các tổ mẫu tương ứng các cấp phối GPC như sau:

Bảng 3.11: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_30

Ứng suất (MPa)

0 4,25 7,97 11,55 15,02 18,36 21,50 24,48 27,27 29,83 32,21 34,39 36,30 38,05 39,46 40,67 41,64 42,18 42,56 42,12 41,62 41,27 40,93 40,43 40,23

0 5,47 9,78 13,28 16,24 19,29 21,79 24,23 26,45 28,48 30,31 32,14 33,83 35,23 36,54 37,72 38,74 39,45 39,93 40,11 39,80 39,12 37,43 36,56 35,33

0 4,37 8,14 11,84 15,31 18,55 21,50 24,20 26,59 28,64 30,45 31,97 33,16 34,16 34,92 35,54 36,02 36,40 36,63 36,79 36,66 35,87 34,93 34,03 -

0,00 0,15 0,30 0,45 0,60 0,75 0,90 1,05 1,20 1,35 1,50 1,65 1,80 1,95 2,10 2,25 2,40 2,55 2,70 2,85 3,00 3,15 3,30 3,45 3,60

0 4,23 8,03 11,62 14,98 18,07 20,91 23,46 25,73 27,76 29,54 31,08 32,42 33,61 34,61 35,44 36,14 36,68 37,17 36,73 36,27 35,64 - - -

0 4,07 7,85 11,53 15,06 18,41 21,58 24,52 27,22 29,73 32,02 34,03 35,81 37,32 38,55 39,44 39,84 40,16 40,30 39,98 39,58 39,13 38,45 38,77 -

0 4,48 8,40 12,22 15,87 19,38 22,66 25,77 28,61 31,21 33,51 35,47 36,97 38,26 39,29 40,10 40,73 41,09 41,28 40,98 40,43 39,98 39,72 - -

0 4,48 8,36 12,01 15,41 18,68 21,66 24,44 26,98 29,27 31,34 33,18 34,75 36,10 37,23 38,15 38,85 39,33 39,65 39,45 39,06 38,50 37,93 37,01 -

Biến dạng ɛ (‰) Trung bình 30-1 30-2 30-3 30-5 30-6 30-4

81

Bảng 3.12: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_40

Ứng suất  (MPa)

0,00 7,93 11,79 15,74 19,81 23,96 27,68 30,94 33,88 36,58 39,05 41,37 43,47 45,32 46,85 47,65 47,77 47,24 46,72 45,88 45,23 44,43

0,00 7,52 11,39 15,23 18,93 22,44 25,71 28,70 31,39 33,88 36,15 38,19 40,00 41,59 42,84 43,68 44,04 43,86 43,36 42,65 41,86 40,74

0,00 9,03 13,17 17,11 20,92 24,47 27,80 30,86 33,70 36,37 38,97 41,55 43,84 45,40 46,70 47,44 47,73 46,81 45,74 - - -

0,00 8,67 12,83 17,25 21,72 25,95 29,66 32,90 35,95 38,55 40,91 43,07 45,01 46,74 48,17 49,14 49,44 49,13 48,19 46,94 46,02 -

0,00 9,06 13,29 17,47 21,46 25,07 28,16 30,90 33,31 35,51 37,63 39,72 41,78 44,11 46,62 47,49 47,96 47,76 46,96 46,06 45,16 -

0,00 8,58 12,52 16,22 19,77 23,16 26,39 29,40 32,17 34,80 37,22 39,48 41,52 43,41 45,07 45,60 46,37 45,96 45,56 45,37 44,32 43,45

0,00 8,47 12,50 16,50 20,44 24,18 27,57 30,62 33,40 35,95 38,32 40,56 42,60 44,43 46,04 46,83 47,22 46,79 46,09 45,38 44,52 42,87

0,00 0,30 0,45 0,60 0,75 0,90 1,05 1,20 1,35 1,50 1,65 1,80 1,95 2,10 2,25 2,40 2,55 2,70 2,85 3,00 3,15 3,30

Biến dạng ɛ (‰) Trung bình 40-1 40-2 40-3 40-4 40-5 40-6

Bảng 3.13: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của mẫu G_50

Ứng suất (MPa)

0,00 10,07 14,70 19,16 23,59 27,90 32,10 36,16 40,03 43,75 47,32 50,70 53,84 56,68 58,76 60,01 59,19 57,50 55,62 53,05 50,08 49,05

0,00 9,22 13,88 18,50 23,15 27,74 32,10 37,84 41,80 45,47 49,05 52,27 55,35 58,19 60,78 62,05 61,75 60,03 57,52 54,63 54,09 -

0,00 9,03 13,24 17,70 22,19 26,73 30,96 34,94 38,66 42,17 45,48 48,60 51,49 54,22 57,34 59,38 59,33 58,26 56,87 54,63 54,08 53,73

0,00 9,71 14,45 18,97 23,27 27,57 31,96 36,05 39,78 43,34 46,81 50,12 53,25 56,38 58,93 60,24 59,90 58,76 57,12 54,85 53,13 52,34

0,00 10,02 14,82 19,53 24,27 28,83 33,11 37,16 40,94 44,50 47,86 51,03 54,06 56,84 59,29 61,13 61,05 59,03 56,73 54,07 50,93 -

0,00 10,76 15,48 20,08 24,50 28,69 32,69 36,35 39,80 42,96 45,83 48,47 50,82 52,84 54,63 56,04 56,63 56,22 55,53 54,76 53,65 53,15

0,00 9,80 14,43 18,99 23,50 27,91 32,15 36,41 40,17 43,70 47,06 50,20 53,14 55,86 58,29 59,81 59,64 58,30 56,57 54,33 51,95 51,52

0,00 0,30 0,45 0,60 0,75 0,90 1,05 1,20 1,35 1,50 1,65 1,80 1,95 2,10 2,25 2,40 2,55 2,70 2,85 3,00 3,15 3,18

Biến dạng ɛ (‰) Trung bình 50-1 50-2 50-3 50-4 50-5 50-6

82

Từ đó, vẽ đồ thị quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén trên mẫu nén như trên Hình

3.18, Hình 3.19, Hình 3.20:

50

30_1 30_3 30_5

30_2 30_4 30_6

40

30

) a P M

20

( t Ê u s g n ø

10

0

0

1

2

3

4

00

0 BiÕn d¹ng

50

40_1 40_3 40_5

40_2 40_4 40_6

40

30

) a P M

20

( t Ê u s g n ø

10

0

0

1

2

3

4

0

00

BiÕn d¹ng

Hình 3.18: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_30

70

50_1 50_3 50_5

50_2 50_4 50_6

60

50

40

) a P M

30

( t Ê u s g n ø

20

10

0

0

1

2

3

4

0

00

BiÕn d¹ng

Hình 3.19: Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_40

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

83

Đối với GPC có cường độ càng cao thì giai đoạn sau khi ứng suất đạt cực đại, độ giảm ứng suất so với biến dạng càng nhanh, điều đó cho thấy cường độ GPC càng cao thì tính giòn của bê tông càng lớn, tính dẻo giảm.

3.5.4. Xây dựng mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng vùng nén của dầm bê tông

geopolymer chịu uốn

Mối quan hệ ứng suất - biến dạng phân bố trên vùng nén của dầm chịu uốn được phát triển dựa trên quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén mẫu thử hình trụ. Dựa trên kết quả thí nghiệm, tác giả sử dụng một số mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng dưới đây để xác định xem đâu là mô hình phù hợp dành cho bê tông geopolymer tro bay.

3.5.4.1. Lý thuyết của Sargin, Hognestad và Popovics về thiết lập mô hình ứng suất

- biến dạng khi nén

a) Mô hình của Sargin

Phương trình mô tả đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng theo mô hình của

Sargin như sau [85]:

2





' c

k f 3

2

1

  A 

 x 1  x Dx 

Ax  

D  2

'

Trong đó:  là ứng suất trong bê tông;

k  ;

cf là cường độ nén của mẫu thử hình trụ; 3k là tỷ lệ ứng suất nén lớn nhất, thông thường 3 1

'

3 

D

f

;

(3.8)

D là tham số ảnh hưởng chính đến độ dốc của nhánh giảm tải;





A



(3.7)

; (3.9)

x



0,65 7, 25 .10c E  c c ' k f 3 c   c

(3.10)

A



Bảng 3.14: Các thông số của quan hệ ứng suất biến dạng GPC theo mô hình Sargin

Hỗn hợp

cE MPa )

' ( cf MPa )

3k

c (‰)

E  c c ' k f 3 c

(

G-30 26.289 38,73 2,765 1 1,7906

G-40 27.769 46,74 2,565 1 1,5159

G-50 31.350 59,69 2,450 1 1,2851

84

b) Mô hình của Eivind Hognestad

Quan hệ ứng suất - biến dạng theo đề xuất của Hognestad đề xuất năm 1951 có

dạng parabol có phương trình như sau [54]:

2

f

f





c

  c

  c

  

  

  

  

 ' 2  c  

   

Trong đó:

'

cf là ứng suất nén ; cf là cường độ nén của mẫu thử hình trụ ;

 là biến dạng nén ;

c là biến dạng tương ứng với ứng suất nén cực đại.

(3.11)

c) Mô hình của Popovics và Thorenfeldt

Biểu thức tổng quát, thể hiện quan hệ giữa ứng suất

cf và biến dạng tương ứng c đã được Popovics xây dựng năm 1971, sau đó Thorenfeldt, Tomaszewicz và Jensen hiệu chỉnh lại năm 1987 như sau [10]:

f

f



c

' c

nk

 '  c

n

1  

n  ' /   c

(3.12)





cf là cường độ chịu nén của bê tông;

n



;

Trong đó: '

 n là hệ số điều chỉnh đường cong,

E c 

' E c

'

E c c là biến dạng của bê tông khi ứng suất trong nó đạt đến cường độ chịu nén; cE là mô đun đàn hồi của bê tông;

E



, là mô đun biến dạng của bê tông;

' c

' f c '  c

 k là hệ số làm tăng độ giảm ứng suất sau cực đại;

nếu

;

1

k 

'

;

(3.13)

nếu

k

MPa

0, 67





cf 62

 ' 1c  thì lấy  c  ' 1c  , theo Collins and Mitchell thì  c

(3.14)

3.5.4.2. Xây dựng mô hình ứng suất biến dạng vùng nén cho bê tông Geopolymer

trên cơ sở kết quả thí nghiệm

Dựa trên kết quả và số liệu thí nghiệm được, tác giả tiến hành so sánh đường quan hệ ứng suất - biến dạng trung bình của các nhóm mẫu thí nghiệm với các quan hệ

85

ứng suất biến dạng theo lý thuyết của các tác giả đã nêu ở trên, kết quả thể hiện như trong Hình 3.21, Hình 3.22, Hình 3.23:

40

30

) a P M

20

( t Ê u s g n ø

10

G_30 ThÝ nghiÖm Sargin Hognestad Popovics §Ò xuÊt

0

0

1

2

3

4

5

0

00

BiÕn d¹ng

50

40

) a P M

30

( t

20

Ê u s g n ø

10

G_40 ThÝ nghiÖm Sargin Hognestad Popovics §Ò xuÊt

0

0

4

5

1

2

3 0

00

BiÕn d¹ng

Hình 3.21: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_30

60

50

40

) a P M

30

20

( t Ê u s g n ø

10

G_50 ThÝ nghiÖm Sargin Hognestad Popovics §Ò xuÊt

0

0

1

2

3

4

0

00

BiÕn d¹ng

Hình 3.22: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_40

Hình 3.23: So sánh các mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu G_50

86

Kết quả trên Hình 3.21 với các mẫu G_30 cho thấy, ở nhánh tăng tải thì quan hệ ứng suất biến dạng thực nghiệm khá phù hợp với hầu hết các mô hình lý thuyết. Nhưng ở nhánh giảm tải có sự phân biệt rõ giữa các mô hình. Mô hình của Popovics giảm tải chậm hơn, mô hình của Hognestad giảm tải nhanh hơn so với thực nghiệm, chỉ có mô hình của Sagin là sát với kết quả thí nghiệm hơn.

Trên Hình 3.22 với các mẫu G_40, mô hình của Hognestad không phù hợp ở nhánh tăng tải vì khoảng cách quá xa so với đường thực nghiệm. Mô hình của Popovic không phù hợp ở nhánh giảm tải vì độ dốc quá lớn. Mô hình của Sargin cần điều chỉnh vì xu hướng giảm tải có độ dốc cao hơn so với thực nghiệm.

Hình 3.23 với các mẫu G_50 cho thấy mô hình ứng suất - biến dạng khi nén của Hognestad rất không phù hợp, mô hình của Popovics và Sargin không phù hợp ở nhánh giảm tải.

Khi cường độ GPC càng cao thì sự phù hợp của các mô hình ứng suất biến dạng của các tác giả trước đây là không còn. Trong cả 3 mô hình đã nêu ở trên thì mô hình của Sargin là sát với các kết quả thí nghiệm hơn cả. Trên cơ sở đó, tác giả đề xuất sử dụng các phương trình trong mô hình quan hệ ứng suất biến dạng của Sargin với tham số ảnh hưởng chính đến nhánh giảm tải được điều chỉnh để thay thế cho phương trình

'

3 

D

0,65 5.

f





(3.8) là:

.10c

Quan hệ ứng suất - biến dạng của GPC theo mô hình của Sargin được thể hiện trên Hình 3.21, Hình 3.22, Hình 3.23 cho thấy có sự phù hợp hơn với kết quả thí nghiệm cả ở nhánh tăng tải và nhánh giảm tải. Tác giả sẽ sử dụng mô hình Sargin theo phương trình (3.7) với hệ số D được lấy theo phương trình (3.15) làm mô hình quan hệ ứng suất biến dạng cho GPC trong các phần nghiên cứu tiếp theo. Quan hệ ứng suất biến dạng tổng quát của GPC theo các cấp cường độ 30, 40, 50 MPa được thể hiện trên Hình 3.24.

60

GPC_30 GPC_40 GPC_50

50

40

) a P M

30

( t Ê u s g n ø

20

10

0

0

1

2

4

5

3

0

00

BiÕn d¹ng

(3.15)

Hình 3.24: Quan hệ ứng suất - biến dạng đặc trưng khi nén của GPC

87

3.6. Thí nghiệm xác định tính thấm nước của GPC

3.6.1. Mục đích thí nghiệm

Đối với vật liệu bê tông trong kết cấu bê tông cốt thép, ngoài các yêu cầu phải đảm bảo về mặt cường độ, thì cần phải đảm bảo các yêu cầu về độ bền. Tính thấm nước của bê tông là chỉ tiêu không chỉ quan trọng đối với các công trình thường tiếp xúc với nước, các công trình ngầm chịu áp lực nước…, mà nó cũng quan trọng cả đối với các kết cấu bê tông cốt thép ở ngoài trời vì nó trực tiếp chịu xâm thực từ môi trường có khi hậu ẩm ướt gây nên gỉ cốt thép bên trong kết cấu. Mức độ thấm nước ảnh hưởng đến độ bền của kết cấu bê tông và bê tông cốt thép. Đối với các kết cấu công trình có yêu cầu chống thấm, thì khi thiết kế thành phần bê tông phải thử độ chống thấm nựớc trong phòng thí nghiệm để đảm bảo thành phần bê tông không những đạt yêu cầu về độ lưu động, cường độ, mà còn đạt yêu cầu chống thấm...

3.6.2. Phương pháp và mẫu thí nghiệm

Phương pháp thí nghiệm mức chống thấm theo áp lực nước tối đa để được mức chống thấm theo TCVN 3116 (1993) [1]. Mức chống thấm là khả năng bê tông không để nước thấm qua dưới áp lực thủy tĩnh và ký hiệu bằng chữ B. Bê tông nặng có các mức chống thấm B2, B4, B6... B12. Chỉ số của B biểu thị áp lực nước tối đa được tính bằng daN/cm2 (Atm) và đều là số chẵn. Như vậy khoảng cách các áp lực ở đây là 2 daN/cm2.

Máy xác định độ thấm của bê tông HS-40 có xuất xứ Trung Quốc, phù hợp với

tiêu chuẩn TCVN 3116 (1993) như Hình 3.25.

Mỗi tổ mẫu bê tông gồm 6 viên mẫu hình trụ kích thước 150x150mm; mỗi tổ mẫu thí nghiệm là một cấp bê tông G-30; G-40 và G-50. Tổng số lượng mẫu thí nghiệm chống thấm là 3x6=18 viên mẫu.

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

88

Do chưa có dữ liệu về mức chống thấm của bê tông geopolymer tro bay nên lựa chọn áp lực tương ứng với mức chống thấm B4. Quá trình thí nghiệm bơm nước tạo áp lực tăng dần từng cấp, mỗi cấp 2daN/cm2. Thời gian giữ mẫu ở một cấp áp lực là 16 giờ cho đến khi mặt viên mẫu có xuất hiện nước xuyên qua.

Hình 3.26: Mẫu thử thí nghiệm chống thấm nước

3.6.3. Kết quả thí nghiệm

Sau khi tăng dần áp lực lên mức B12 và giữ áp lực nước trong 16 giờ vẫn chưa

thấy xuất hiện nước thấm qua bề mặt tất cả các viên mẫu. Do đó có thể kết luận rằng

mức chống thấm của bê tông geopolymer tro bay đối với cả ba cấp phối lựa chọn G-30,

G-40 và G-50 là B12, như trong Bảng 3.15:

Bảng 3.15: Kết quả thí nghiệm chống thấm

Theo tiêu chuẩn TCVN 3116:1993 STT Kí hiệu mẫu Cấp áp lực (Atm) B2 B4 B6 B8 B 10 B 12

Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm

1 2 3 4 5 6 G50-1 G50-2 G50-3 G50-4 G50-5 G50-6 2 4 6 8 10 12

7 G40-1 2

8 G40-2 4

9 G40-3 6

Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm 10 G40-4 8

11 G40-5 10

12 G40-6 12

89

Theo tiêu chuẩn TCVN 3116:1993 STT Kí hiệu mẫu Cấp áp lực (Atm) B2 B4 B6 B8 B 10 B 12

Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm

Tiến hành tháo các viên mẫu bê tông geopolymer tro bay ra khỏi máy thử mức thấm nước, sau đó đem đi ép chẻ để xác định nước đã thấm được đến đâu trong mẫu bê tông, kết quả thể hiện trên Hình 3.27.

13 14 15 16 17 18 G30-1 G30-2 G30-3 G30-4 G30-5 G50-6 2 4 6 8 10 12

Hình 3.27: Kết quả thấm nước của mẫu GPC ở mức áp lực B12

3.6.4. Nhận xét kết quả

Dựa vào kết bảng quả thí nghiệm ở trên, tác giả có một số nhận xét như sau:

 Mức độ chống thấm của 3 loại bê tông G30, G40, G50 đều chịu được cấp áp lực là B12 Atm. So với trong tiêu chuẩn TCVN3116:1993 thì đây là cấp áp lực cao nhất.

 Bê tông Geopolymer ở các loại cường độ nén khác nhau thì có khả năng chống thấm

khác nhau ở cùng cấp độ áp lực:

- Ở cấp áp B12 Atm thì G_50 có mức độ nước thấm xuyên qua mẫu từ 40-50 mm. - Ở cấp áp B12 Atm thì G_40 có mức độ nước thấm xuyên qua mẫu từ 50-60 mm. - Ở cấp áp B12 Atm thì G_30 có mức độ nước thấm xuyên qua mẫu từ 60-80 mm.  Từ các kết quả thí nghiệm chống thấm nước, có thể nhận xét rằng GPC hoàn toàn đáp

ứng được các yêu cầu về độ bền cho việc sử dụng trong các kết cấu chịu lực.

90

3.7. Kết luận Chương 3

Từ các kết quả nghiên cứu về các tính chất cơ học chủ yếu của GPC, có thể rút

ra một số kết luận như sau:

 Mô đun đàn hồi của GPC có cường độ nén tương ứng 30-50 MPa, có giá trị thấp hơn giá trị mô đun đàn hồi tính toán theo các công thức quy định trong các tiêu chuẩn hiện hành dùng cho bê tông xi măng.

 Cường độ kéo uốn của GPC thí nghiệm cao hơn giá trị tính toán theo các công

thức quy định trong tiêu chuẩn ACI318-11 từ 7%-27%.

3

3

'

'





0, 65 5.

D

D

f

f

0, 65 7, 25. 







 Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của các mẫu GPC thí nghiệm được xác định tương tự với mô hình của Sargin với hệ số điều chỉnh được xác định là trong công thức của

thay thế cho hệ số

.10c

.10c

Sargin.

 Cường độ dính bám của GPC với cốt thép được xác định có giá trị cao hơn so với

công thức tính toán theo tiêu chuẩn CEB-FIP dành cho bê tông xi măng.

 Khả năng chống thấm nước của GPC được đánh giá là tốt, có thể đạt được cấp

B12 Atm, là cấp cao nhất theo tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam.

91

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM

GEOPOLYMER TRO BAY CỐT THÉP

4.1. Đặt vấn đề nghiên cứu

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 chứ chưa đưa ra được mô hình cơ học riêng dành cho việc tính sức kháng uốn của dầm.

Nội dung chương này nghiên cứu ứng xử chịu uốn của dầm bê tông Geopolymer cốt thép, trong đó bê tông nền GPC sử dụng loại G_40 với thành phần và các tính chất cơ học đã nghiên cứu trong Chương 2, 3. Trên cơ sở mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của GPC đã nếu trong Chương 3, tác giả sẽ đề xuất mô hình cơ học của vật liệu GPC khi tính toán chịu uốn dầm RGPC ở trạng thái giới hạn cường độ. Kết quả thí nghiệm uốn dầm GPC cốt thép sẽ xác định lại sự phù hợp của mô hình cơ học GPC đã xây dựng.

Tác giả chọn phương pháp nghiên cứu từ tiêu chuẩn AASHTO - 2007 [69] để làm cơ sở tính toán khả năng chịu uốn của dầm GPC cốt thép. Kết quả thí nghiệm uốn sẽ được so sánh với tính toán để đưa ra các nhận định so sánh với dầm bê tông xi măng cốt thép.

4.2. Chuẩn bị mẫu dầm và tiến hành thí nghiệm

4.2.1. Nội dung nghiên cứu thực nghiệm

Mô hình nghiên cứu thực nghiệm uốn dầm bê tông geopolymer cốt thép được

xây dựng nhằm mục đích:

- Khảo sát ứng xử uốn của các dầm có hàm lượng cốt thép dọc chịu kéo khác nhau

của cùng một cấp bê tông G_40.

- Đo độ võng tại mặt cắt giữa nhịp dầm, từ đó vẽ biểu đồ quan hệ tải trọng - độ võng. Đo biến dạng trong cốt thép chịu kéo, từ đó vẽ biểu đồ quan hệ mô men - độ cong.

- Xác định trong thí nghiệm các giá trị tải trọng gây nứt, tải trọng chảy dẻo, tải

trọng cực hạn, tính dẻo của dầm, mô hình phá hoại và vết nứt trên dầm…

92

Các mẫu dầm thí nghiệm được uốn cho tới khi xảy ra hư hỏng (bê tông bị nén vỡ

hoặc cốt thép chịu kéo bị đứt).

4.2.2. Hỗn hợp cấp phối

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 như trong Bảng 4.1:

Thành phần GPC (Kg)

G40

Bảng 4.1: Thành phần và tính chất của bê tông Geopolymer G_40 dùng chế tạo dầm RGPC

Tro bay 377,15

2,36 - 4,75 mm 64,68

4,75 - 9,50 mm 420,42 Cốt liệu lớn (đá dăm) 9,50 - 19,0 mm 743,82

19,0 - 25,0 mm 65,68

Cốt liệu nhỏ (Cát) 554,0

Dung dịch NaOH (14M) 50,33

Các mẫu thử được dưỡng hộ ở nhiệt 60oC trong 24 giờ sau đó lưu tại PTN

(cid:4593) (cid:4666)MPa(cid:4667)

125,83 Dung dịch Na2SiO3

(cid:4593) (cid:4666)GPa(cid:4667)

40,46 Cường độ nén đặc trưng f(cid:2913)

(cid:4593) (cid:4666)MPa(cid:4667)

26,379 Mô đun đàn hồi đặc trưng E(cid:2913)

5,03 Cường độ kéo uốn đặc trưng f(cid:2928)

4.2.3. Thiết kế và sản xuất các mẫu dầm thí nghiệm

Với mục tiêu và đối tượng nghiên cứu đã xác định cho luận án thì 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) như Hình 4.1.

Kích thước của dầm và khoảng cách đặt lực phải thỏa mãn yêu cầu:

- Kích thước dầm và bố trí sơ đồ thí nghiệm phải đảm bảo (cid:1853)/(cid:1856) (cid:3410) 2,5;

Hình 4.1: Sơ đồ thí nghiệm uốn hai lực tập trung đối xứng [10]

93

- Khoảng cách giữa 2 điểm lực tập trung phải lớn hơn 2 lần chiều cao dầm với lý do là để cho vùng khảo sát giữa dầm (đo biến dạng, võng...) nằm trong vùng B (vùng thỏa nãm các giả thiết của Becnuli về uốn).

Về bố trí hàm lượng cốt thép: lựa chọn hàm lượng cốt thép cho dầm phải thỏa

mãn nằm trong giới hạn cốt thép tối thiểu và tối đa như sau:

' c

0, 03

0, 03

0, 003





- Hàm lượng cốt thép tối thiểu:

;

  min

40, 46 400

f f

y

f

' c

0,36

0, 028



hoặc

- Hàm lượng cốt thép tối đa: tính theo tỷ số

0, 42



  max

c d

 1 f

y

Trên cơ sở các mục tiêu nghiên cứu, các yêu cầu của mẫu dầm thí nghiệm và sự đáp ứng của các thiết bị thí nghiệm hiện có, tác giả chế tạo 09 mẫu dầm có tiết diện hình chữ nhật với kích thước: chiều cao 230 mm, chiều rộng 125 mm và chiều dài 2400 mm.

Cấu tạo của dầm thí nghiệm được bố trí như Hình 4.2:

6D8

6D6@100

6D6@100

0 3 2

2D14 2D16 2D18

8D6@100

125

2400

Cốt thép bố trí sử dụng cho dầm chịu uốn gồm:

1. Cốt thép dọc chủ chịu kéo: Thép Việt Úc loại CB-400v có gờ fy=400 MPa. 2. Cốt thép đai D6 và cốt thép dọc chịu nén D8 trơn loại CB-300v, fy=300 MPa.

Hình 4.2: Sơ đồ cấu tạo của dầm thí nghiệm

Bảng 4.2: Cấu tạo, diện tích và tỷ lệ hàm lượng cốt thép chịu kéo

Tên dầm thí nghiệm Cốt thép chịu kéo Diện tích cốt thép chịu kéo As (mm2) Giới hạn chảy cốt thép (MPa) Mô đun đàn hồi của thanh thép (MPa) Hàm lượng cốt thép chịu kéo (%)

D14_1

2 14

308 1,232 400 200.000 D14_2

D14_3

D16_1

2 1 6

402 1,608 400 D16_2 200.000

D16_3

D18_1

2 1 8

509 2,036 400 D18_2 200.000

3.

D18_3

94

Các dầm thí nghiệm được đúc trong các khuôn thép, đầm chặt bằng đầm dùi. Sau khi đúc, các dầm 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. Quá trình chế tạo các mẫu dầm thí nghiệm thể hiện trên Hình 4.3.

Hình 4.3: Quá trình sản xuất 9 dầm thí nghiệm

4.2.4. Quá trình thí nghiệm

Quá trình thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Công trình - trường Đại học Giao thông Vận tải. Thiết bị gia tải là máy nén thủy lực Incerface - MFG In Scottsdale, USA. Tốc độ gia tải cố định là 0,25mm/phút. Đây là tốc độ gia tải phù hợp với các thí nghiệm dầm tương tự trên thế giới. Các thiết bị đo chuyển vị LVDT được bố trí ở giữa nhịp và hai vị trí đặt tải trên dầm. Thiết bị đo biến dạng của bê tông được bố trí ở thớ chịu nén và chịu kéo lớn nhất của dầm. Biến dạng của cốt thép chịu kéo dọc chủ cũng được đo thông qua lá điện trở đo biến dạng gắn cố định trên bề mặt thanh thép dọc chủ chịu kéo trước khi đổ bê tông. Các thiết bị được thể hiện trên Hình 4.5 và được kết nối với máy tính để đồng bộ hóa các kênh tín hiệu theo thời gian.

95

Hình 4.4: Sơ đồ bố trí thí nghiệm uốn dầm (kích thước mm)

Hình 4.5: Gắn các thiết bị thí nghiệm trên dầm

Bảng 4.3: Chủng loại và số lượng thiết bị đo bố trí cho 01 dầm trong thí nghiệm

Mục đích đo Vị trí lắp đặt stt Loại thiết bị Số lượng

1 Load Cell 1000KN 01 Lực nén lên dầm Giữa máy nén thủy lực và bộ gá truyền lực lên dầm.

2 03 Độ võng LVDT - KYOWA DT- 100A Tại điểm chính giữa dầm và vị trí phía dưới hai lực tác dụng lên dầm.

3 04 Strain Gages KYOWA KC-60-120-A1-11 Biến dạng của bê tông Hai lá đối xứng ở mặt trên chịu nén, và hai lá đối xứng ở mặt dưới chịu kéo ở chính giữa dầm.

4 02 Strain Gages KYOWA KFG-5-120-C1-11 Biến dạng cốt thép Hai lá ở chính giũa trên hai thanh thép dọc chủ chịu kéo của dầm.

96

4.3. Kết quả thí nghiệm

Các số liệu thí nghiệm thu được bao gồm:

 Tải trọng tác dụng lên các dầm thí nghiệm,

 Độ võng của các dầm thí nghiệm,

 Biến dạng của cốt thép chịu kéo trong bê tông,

 Biến dạng của bê tông ở thớ chịu nén ngoài cùng của dầm.

Từ các số liệu thí nghiệm thu được, tác giả xây dựng quan hệ giữa tải trọng với

độ võng và các biến dạng trên dầm.

4.3.1. Quan hệ tải trọng - độ võng

Số liệu kết quả thu thập được trong thí nghiệm về quan hệ tải trọng (kN) - độ võng (mm) (P-∆) của các dầm thí nghiệm được thể hiện trong Bảng 4.4, biểu đồ quan hệ tải trọng - độ võng của các dầm thí nghiệm thu thập được thể hiện trên Hình 4.6.

Bảng 4.4: Số liệu kết quả quan hệ tải trọng - độ võng của các dầm thí nghiệm

(m m )



Tải trọng P (KN) Độ võng D14_1 D14_2 D14_3 D16_1 D16_2 D16_3 D18_1 D18_2 D18_3

0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

0,10 3,62 1,99 4,52 3,08 3,88 2,06 0,81 1,83 2,03

0,50 8,29 12,69 11,63 11,08 10,97 8,00 10,74 7,66 7,86

1,00 16,47 20,15 21,73 18,40 21,14 17,94 19,06 18,97 17,83

2,00 25,93 27,74 29,46 27,19 29,48 27,54 30,85 32,56 28,74

3,00 33,75 32,22 34,12 34,16 37,36 32,56 39,16 41,82 39,69

4,00 37,49 36,33 39,06 41,25 43,99 39,30 46,09 50,16 50,64

5,00 44,38 40,93 43,99 48,90 50,96 46,16 54,87 58,38 60,59

6,00 49,99 45,04 49,32 54,96 57,81 53,24 62,50 67,07 70,29

7,00 57,11 51,63 53,59 61,81 64,78 60,56 70,12 75,29 79,00

8,00 63,19 56,23 58,38 68,44 71,07 66,50 78,44 83,41 88,71

9,00 64,59 61,58 63,32 75,87 77,46 73,24 85,83 91,18 98,04

10,00 65,05 62,21 62,12 80,89 83,18 78,72 93,23 98,72 105,00

11,00 66,46 63,20 62,92 84,09 88,20 83,63 100,16 104,09 108,98

12,00 67,86 63,70 63,72 84,78 91,06 84,78 101,55 103,63 108,61

12,50 68,32 64,20 64,25 85,69 90,26 85,01 102,47 104,54 109,36

97

15,00 69,84 66,93 66,12 86,72 90,72 86,15 103,39 106,03 107,49

17,50 70,19 68,18 66,78 87,06 91,75 88,20 106,17 102,37 101,64

20,00 69,96 68,05 67,18 84,09 89,35 79,29 106,28 99,40 101,89

22,50 65,29 68,30 66,38 84,32 82,04 77,24 103,97 98,15 102,64

120

100

80

)

N K

60

( g n ä r t i

¶ T

40

20

D18_1 D16_1 D14_1

D18_2 D16_2 D14_2

D18_3 D16_3 D14_3

0

0

25

5

10

15

20

§é vâng dÇm (mm)

25,00 65,29 68,30 66,38 79,06 78,38 75,64 91,96 95,86 98,41

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

4.3.2. Quan hệ momen - độ cong tại mặt cắt giữa nhịp của các dầm thí nghiệm

Độ cong  được định nghĩa là sự thay đổi góc quay trên một đơn vị chiều dài đã

biết [10] như trên Hình 4.7.

 

 y

 là biến dạng tại khoảng cách y tính từ trục trung hòa của tiết diện.

Độ cong của dầm được tính thông qua kết quả đo biến dạng của cốt thép chịu kéo trên dầm khi thí nghiệm. Momen tại mặt cắt giữa nhịp được tính toán theo giá trị tải trọng tác dụng lên dầm. Đồng bộ hóa theo thời gian, ta được số liệu kết quả quan hệ momen - độ cong (M-) tại mặt cắt giữa nhịp của các dầm thí nghiệm như Bảng 4.5.

Hình 4.7: Độ cong của dầm

98

Bảng 4.5: Số liệu kết quả quan hệ momen - độ cong tại mặt cắt giữa nhịp của dầm thí nghiệm

6



1 0

r a d m

/

Độ cong Momen (KN.m)

D14_1 D14_2 D14_3 D16_1 D16_2 D16_3 D18_1 D18_2 D18_3

40

30

)

.

m N K

20

( n e m o M

10

D14_1 D16_1 D18_1

D14_2 D16_2 D18_2

D14_3 D16_3 D18_3

0 0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

§é cong dÇm (10^-6 rad/m)

0,0000 0,0005 0,0010 0,0015 0,0020 0,0025 0,0035 0,0050 0,0075 0,0100 0,0125 0,0150 0,0175 0,0190 0,0200 0,0220 0,0240 0,0250 0,0290 0,0330 0,0350 0,0390 0,0430 0 2,55 4,82 6,80 8,21 8,50 8,50 9,35 11,33 13,31 15,86 18,41 21,25 22,94 23,23 23,97 25,33 25,24 25,42 25,79 25,89 26,08 26,08 0 2,67 5,00 7,66 9,00 9,00 9,00 10,00 12,00 14,33 16,99 19,66 22,99 24,66 24,66 24,66 24,66 24,66 24,99 24,99 24,99 24,99 24,99 0 1,47 2,94 5,59 7,64 7,94 7,94 8,53 11,32 13,91 16,82 19,73 22,31 23,93 25,23 27,68 28,43 29,38 29,75 28,64 28,64 28,62 28,62 0 1,41 2,82 5,64 7,06 7,41 7,41 8,82 12,00 16,23 19,40 22,58 26,46 27,87 29,28 29,64 30,69 31,40 32,81 33,16 33,16 33,52 33,52 0 3,34 5,56 7,42 9,27 9,27 9,64 11,49 14,46 17,80 22,25 26,33 30,03 32,26 33,37 33,74 35,15 35,15 35,78 35,74 35,74 35,83 37,27 0 1,77 4,95 7,43 8,49 8,49 8,49 10,62 14,16 18,05 21,94 25,83 30,08 31,85 32,20 32,91 33,97 34,33 34,33 34,33 34,68 35,39 35,39 0 1,72 3,44 6,01 6,87 9,02 10,74 13,32 18,04 22,76 26,63 31,35 36,94 40,37 42,09 42,52 42,67 42,35 42,19 42,90 42,47 42,47 42,47 0 2,56 3,84 7,26 9,39 9,82 10,24 12,38 16,65 21,77 26,04 31,16 35,43 37,99 39,70 41,18 42,94 42,22 41,82 41,82 41,86 41,91 41,91 0 3,55 5,76 7,09 8,42 8,87 10,20 12,86 17,74 22,61 27,05 31,92 36,36 39,46 41,24 42,12 43,45 43,45 43,90 43,90 43,90 43,90 43,90

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

99

4.3.3. Nhận xét kết quả thí nghiệm

Kết quả trên Hình 4.6 và Hình 4.8 cho thấy có sự phân biệt rõ các giai đoạn chịu lực của dầm thí nghiệm chịu uốn thuần túy dựa trên độ dốc của đường quan hệ tải trọng - độ võng cũng như đường quan hệ mô men - độ cong, bao gồm giai đoạn trước khi nứt, sau khi nứt và sau khi chảy dẻo đến phá hoại. Dựa trên kết quả thí nghiệm, có thể đưa ra những nhận xét như sau:

 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 dựa trên độ dốc của đường quan hệ P- ∆ và M-(cid:2030).

 Mối quan hệ P-∆ và M-(cid:2030) là tuyến tính trước khi xuất hiện vết nứt đầu tiên.  Ở giai đoạn hình thành vết nứt, giá trị mô men không tăng trong khi biến dạng

tăng nhanh cho đến khi vết nứt hình thành.

 Ở giai đoạn phát triển vết nứt, cả hai biểu đồ vẫn thể hiện tính tuyến tính. Độ

dốc của biểu đồ cũng giảm do hiệu ứng giảm cứng do nứt gây ra.

 Điểm chảy trên biểu đồ thực nghiệm cũng thể hiện rõ ràng. Ở giai đoạn này, tải trọng tăng chậm nhưng chuyển vị tăng rất nhanh thể hiện rằng cốt thép bắt đầu bị chảy dẻo.

 Ở giai đoạn phá hoại, các kết quả thực nghiệm cho thấy tải trọng (mô men) không tăng quá nhiều mà độ võng (độ cong) 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.

4.3.4. Biến dạng của cốt thép chịu kéo và bê tông mặt trên của dầm

Kết quả đo biến dạng trong cốt thép chịu kéo và trên mặt bê tông vùng nén cho ta biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và các biến dạng như Hình 4.9, Hình 4.10 và Hình 4.11.

80

T¶i träng (KN)

60

40

20

0

BiÕn d¹ng 00

0

0

-4

-2

2

4

6

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

100

100

T¶i träng (KN)

80

60

40

20

0

BiÕn d¹ng

00

0

0

-6

-4

-2

2

4

6

T¶i träng (kN)

100

80

60

40

20

0

BiÕn d¹ng 00

0

0

-6

-4

-2

2

4

6

8

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

Về biến dạng của cốt thép chịu kéo trên dầm, kết quả cho thấy rõ nhất là ba giai đoạn chịu lực của dầm thể hiện ở độ dốc khác nhau của đường quan hệ P-ɛ thay đổi theo

từng giai đoạn. Điều này cũng tương ứng như biểu đồ P-∆ và M-.

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

101

Khi bị phá hoại, cốt thép chịu kéo trong các dầm đều có biến dạng lớn hơn 2‰, chứng tỏ tất các dầm bị phá hoại khi cốt thép đều đã chảy dẻo. Sau đó là bê tông vùng nén biến dạng quá giới hạn và bị vỡ vụn. Dầm bị phá hoại do vỡ bê tông vùng nén thể hiện trên Hình 4.12.

4.3.5. Xác định tải trọng - độ võng tại các giai đoạn chịu lực của dầm thí nghiệm

Việc xác định tải trọng gây nứt, tải trọng gây chảy dẻo cốt thép và tải trọng phá hoại của các dầm thí nghiệm là cần thiết để đánh giá khả năng chịu lực của dầm bê tông geopolymer cốt thép.

Vâng (mm)

-20

-10

10

20

0

100

T¶i träng (kN)

Ph¸ ho¹i

Cèt thÐp ch¶y

88,55 80,79

80

T¶i träng - ®é vâng

60

40

Nøt bª t«ng

21,23

20

00

BiÕn d¹ng cèt thÐp  0

BiÕn d¹ng nÐn bª t«ng

0

0

-8

-6

-4

-2

2

4

6

8

Giá trị tải trọng tại các giai đoạn chịu lực của dầm có thể được xác định thông qua biến dạng của cốt thép chịu kéo, biến dạng của bê tông chịu nén, tải trọng tác dụng lên dầm, độ dốc của đường quan hệ giữa biến dạng và tải trọng tác dụng…

Xét trường hợp đối với dầm D16_3, tác giả xác định các giá trị tải trọng tác dụng lên dầm ở các giai đoạn chịu lực như Hình 4.13. Từ đó, căn cứ vào các kết quả thí nghiệm, có thể xác định được độ võng dầm, mô men và độ cong tại mặt cắt giữa nhịp…

Đối với các dầm thí nghiệm khác cũng được xác định tương tự. Tổng hợp kết quả tải trọng tại các thời điểm: xuất hiện vết nứt đầu tiên, mặt cắt chảy dẻo và tải trọng lớn nhất được trình bày trong Bảng 4.6:

Hình 4.13: Xác định các giai đoạn chịu lực của dầm thí nghiệm

Bảng 4.6: Tổng hợp số liệu thí nghiệm tải trọng - độ võng tại các thời điểm đặc biệt

Tải trọng phá hoại Ký hiệu dầm Tải trọng gây nứt bê tông Tải trọng gây chảy dẻo cốt thép

Pcr (KN) ∆cr (mm) Py (KN) ∆y (mm) Pu (KN) ∆u (mm)

D14_1 21,25 0,78 58,78 7,03 70,66 21,03

102

D14_2 22,49 0,88 61,64 9,06 68,80 18,41

D14_3 19,85 0,46 63,87 9,21 68,38 19,67

Trung bình D_14 21,19 0,71 61,43 8,43 69,28 19,70

D16_1 18,52 1,03 79,38 9,69 88,20 16,37

D16_2 23,18 0,96 82,49 9,79 92,78 18,78

D16_3 21,23 1,02 80,51 10,29 88,55 18,72

Trung bình D_16 20,98 1,00 80,79 9,92 89,84 17,96

D18_1 22,55 1,00 96,64 10,46 107,55 21,53

D18_2 20,28 1,07 102,60 10,64 106,71 16,24

D18_3 19,34 1,42 98,75 10,32 110,85 14,10

Trung bình D_18 20,72 1,16 99,33 10,47 108,37 17,29

4.4. Mô hình hóa dầm thí nghiệm bằng phần mềm ABAQUS

Phân tích phần tử hữu hạn là một phương pháp số được sử dụng rộng rãi để phân tích các kết cấu bê tông dựa trên các ứng xử phi tuyến của vật liệu. Phân tích phần tử hữu hạn có thể mô hình và dự đoán mức độ đáp ứng của các thành phần trong bê tông cốt thép.

ABAQUS cũng như các phần mềm phân tích phần tử hữu hạn khác đều thực hiện

theo ba giai đoạn: xử lý số liệu, tính toán phân tích và xử lý kết quả.

Một mô hình ba chiều được thiết lập để mô phỏng ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer cốt thép. Mô hình dầm theo phương pháp phần tử hữu hạn được xây dựng trên cơ sở vật liệu bê tông, cốt thép như Hình 4.14 và được định nghĩa như sau:

Hình 4.14: Vị trí các gối và tải trọng trong mô hình

103

4.4.1. Cốt thép

Trong giới hạn đàn hồi, thép được coi là vật liệu dẻo lý tưởng với ứng xử kéo và nén là hoàn toàn giống nhau. Cốt thép được coi là vật liệu đơn trục trên suốt chiều dài thanh thép. Ứng xử của thanh thép và bê tông sau nứt được coi là độc lập với nhau.

Mô hình đàn hồi dẻo được sử dụng để mô phỏng tính chất vật liệu của cốt thép. Đường ứng suất - biến dạng của thép được xác định thông qua mô đun đàn hồi của cốt thép. Mô hình này được sử dụng cho cả ứng xử kéo và nén của cốt thép.



fy

Es

0



Các thông số vật liệu của cốt thép được sử dụng như trong Bảng 4.7 như sau:

Hình 4.15: Quan hệ ứng suất - biến dạng khai báo của cốt thép

(

(

Bảng 4.7: Các thông số của cốt thép sử dụng trong khai báo ABAQUS

yf MPa )

cE GPa  )

 (Kg/m3)

7800 400 200 0,3

4.4.2. Bê tông

'

'

'

chịu nén

cf , cường độ chịu kéo

Mô hình phá hoại dẻo (Concrete Damaged Plasticity - CDP) được sử dụng để mô tả tính chất vật liệu ở cả vùng kéo và nén của bê tông geopolymer giúp xác định ứng xử phi tuyến của vật liệu. Các thông số cụ thể để xác định mô hình vật liệu là cường độ cE được lấy từ kết quả thí nghiệm rf , mô đun đàn hồi ở chường 2, 3. Đường cong ứng suất - biến dạng khi nén của bê tông làm dầm thí nghiệm được lấy từ kết quả thí nghiệm của hỗn hợp G_40 đã trình bày ở mục 3.5. Các thuộc tính vật liệu của bê tông Geopolymer sử dụng khai báo được lấy như trong Bảng 4.8 như sau:

Bảng 4.8: Các thông số của bê tông Geopolymer sử dụng trong khai báo ABAQUS

(

cE GPa )

' ( cf MPa )

' ( rf MPa  )

 (Kg/m3)

2400 40,46 26,379 5,02 0,2

104

Các vết nứt do kéo và vỡ do nén là các hư hỏng chính của bê tông trong mô hình phá hoại dẻo. Ứng suất phá hoại của các phần tử bê tông trên dầm là khác nhau do chịu tác động từ nhiều phương (Hình 4.16).

Trong ABAQUS, mặt phá hoại của bê tông được mô hình hóa dạng phá hoại nén bề mặt Mohr-Coulomb cùng với bề mặt xuất hiện vết nứt. Ứng xử của bê tông được mô hình theo lý thuyết đàn dẻo. Ứng suất nén được coi là ứng suất chính và bê tông được mô hình hóa với nguyên tắc của vật liệu đẳng hướng có tăng cứng theo Hình 4.17. Hướng của vết nứt được xác định thông qua vùng chịu ứng xuất kéo. Cách tiếp cận thích hợp là sử dụng ứng xuất có hiệu và biến dạng có hiệu tương ứng theo quan hệ ứng suất biến dạng một trục của bê tông.

Hình 4.16: Mặt phá hoại của bê tông trong ứng suất phẳng

Sau khi xảy ra nứt trong bê tông, ứng xử nứt được sử dụng để xác định mô hình phá hoại dẻo. Sau khi nứt, bê tông vẫn còn một phần cường độ chịu kéo nhất định và được gọi là cứng hóa biến dạng (tension stiffening) như Hình 4.17.

Hình 4.17: Mô hình cứng hóa biến dạng của bê tông

105

4.4.3. Chia phần tử

Để có kết quả chính xác của mô hình phần tử hữu hạn, tất cả các phần tử trong mô hình được gán các kích thước sao cho chúng có cùng mắt lưới và đảm bảo cho mỗi cặp hai phần tử của hai vật liệu khác nhau có thể cùng chia sẻ một nút.

Trong nghiên cứu này, 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 như Hình 4.18. Các thanh cốt dọc này được nhúng vào phần bê tông, tăng độ cứng cho kết cấu với giả thiết dính bám với bê tông là tuyệt đối.

Để có kết quả chính xác của mô hình, việc chia lưới mịn được thực hiện. Kích thước mắt lưới tổng thể là 15 mm. Việc chia lưới sẽ ảnh hưởng đến sự hội tụ và kết quả phân tích. Do đó, việc lựa chọn độ mịn đủ nhỏ khi chia lưới là cần thiết để đảm bảo sự thay đổi kích thước phần tử không ảnh hưởng đến kết quả mô phỏng.

Sau khi chia phần tử cho mô hình, 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 nhằm xác định quan hệ lực - chuyển vị tại mặt cắt giữa nhịp như Hình 4.20, vị trí khả năng xuất hiện vết nứt…

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

Hình 4.19: Chia lưới phần tử trong ABAQUS

106

Hình 4.20: Biến dạng trên dầm mô hình bằng 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

4.5.1.1. Trạng thái làm việc

f

Trong giai đoạn này, ứng suất trong bê tông ở thớ chịu kéo xa nhất nhỏ hơn cường f . Toàn bộ vật liệu của mặt cắt được coi là làm việc đàn hồi.

độ chịu kéo khi uốn

cb

r

Vì vậy, độ cứng của mặt cắt dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn này được tính bằng độ cứng của mặt cắt nguyên bê tông Ig.

b

f ct

t

d’

T’

c

C

M

dh

jd

d-c

T

f cb< f r

b Biến dạng

Ứng suất

Độ cong ứng với một giá trị mô men nội lực được xác định theo công thức sau:

t







Hình 4.21: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn I [10]

   b h

M E I c g

(4.1)

107

Mô men gây nứt,

crM là mô men gây ra ứng suất kéo lớn nhất trong mặt cắt bằng

mô đun phá hoại hay cường độ kéo khi uốn

rf . Do đó:

M



cr

f I r g y

t

Trong đó: Ig là momen quán tính của mặt cắt nguyên không kể cốt thép.

(4.2)

4.5.1.2. Momen gây nứt

Giá trị mô men gây nứt từ thực nghiệm, tính toán theo công thức 4.2 và tính toán

bằng phần mềm ABAQUS được trình bày trong Bảng 4.9.

ex

Kết quả so sánh cho thấy, giá trị momen gây nứt từ thực nghiệm

ex

trình chế tạo mẫu thử và thí nghiệm. Tuy nhiên,

crM khá sát với kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng phần mềm ABAQUS với tỷ lệ từ 0,85 đến 1,05 lần. Khoảng biến động kết quả này có thể là do các sai số trong quá crM cao hơn nhiều so với tính toán theo

AASHTO

AASHTO

ex / M M



1,07 1,35 

lý thuyết đàn hồi với tỷ lệ

. Với giá trị của

tính toán sử dụng

cr

cr

crM

5, 02

MPa



cường độ chịu kéo uốn đặc trưng từ thực nghiệm

. Giá trị cường độ kéo

' rf

uốn đặc trưng này được tính toán với xác xuất đảm bảo 99% cho nên nhỏ hơn giá trị cường độ kéo uốn thực tế của bê tông dầm thí nghiệm. Vì vậy, giá trị mô men gây nứt thực tế của dầm thí nghiệm cao hơn so với giá trị mô men gây nứt tính toán theo giá trị cường độ kéo uốn đặc trưng của bê tông geopolymer. Như vậy, giai đoạn làm việc của dầm chưa nứt lớn sẽ làm cho kết cấu có độ bền lớn hơn.

Bảng 4.9: So sánh Momen gây nứt giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán

ex

ex

% 

M

M

AASHTO

F

cr

cr

ex

Momen gây nứt bê tông (KN.m) Tỷ lệ

AASHTO

F

crM

crM

crM

M

M

cr

cr

Ký hiệu Dầm

8,50 D14_1 1,28 0,99

9,00 6,64 8,57 D14_2 1,35 1,05 1,23

7,94 D14_3 1,19 0,93

1,22 0,96 8,48 D16_1

7,41 6,94 8,82 D16_2 1,07 0,85 1,61

9,27 D16_3 1,34 1,05

8,49 D18_1 1,17 0,90

8,39 D18_2 1,15 0,89 7,27 9,45 2,04

9,02 D18_3 1,24 0,95

108

ex

AASHTO

F

crM = Momen gây nứt trung bình của các nhóm dầm theo thực nghiệm, crM crM = Momen gây nứt theo mô hình phần tử hữu hạn của ABAQUS.

10

9,45

8,82

)

9

8,63

.

8,39

m N K

8,57 8,48

8

( r c M

t

7,27

ø n

6,94

7

6,64

y © g

6

n e m « M

ABAQUS Thùc nghiÖm AASHTO

5 1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

Hμm l−îng cèt thÐp (%)

= Momen gây nứt tính toán theo lý thuyết AASHTO áp dụng công thức (4.2),

Có thể nhận thấy rằng sự khác biệt không lớn về giá trị mô men gây nứt tiết diện đối với hàm lượng cốt thép của các nhóm dầm khác nhau. Các kết quả thí nghiệm đều cho giá trị mô men gây nứt lớn hơn giá trị từ tính toán. Nguyên nhân là do khi tính toán, sử dụng giá trị cường độ kéo uốn đặc trưng. Giá trị này thấp hơn cường độ kéo uốn thực của vật liệu sử dụng. Trên Hình 4.6 và Hình 4.8, kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng có sự phi tuyến ở vị trí tải trọng gây nứt tiết diện. Điều này cho thấy rằng tính dẻo của dầm GPC thể hiện tương đối rõ ở thời điểm bắt đâu nứt cho đến khi vết nứt hình thành một cách rõ ràng.

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

4.5.2. Giai đoạn II - Giai đoạn bê tông vùng kéo đã nứt, bê tông vùng nén làm việc

trong giai đoạn đàn hồi

4.5.2.1. Trạng thái làm việc

Sau khi tải trọng sinh ra mô men nội lực vượt quá mô men nứt, các vết nứt sẽ phát triển ở thớ chịu kéo của dầm. Khi tải trọng tiếp tục tăng, các vết nứt sẽ phát triển nhanh chóng đến trục trung hoà. Theo chiều dọc dầm, các vết nứt sẽ xuất hiện ở những nơi mô men nội lực vượt quá mô men gây nứt.

109

b

f c

c

d’

s'

c

C = c

T’=A’ f’ s s bc fc

dh

T =A fs s

s

Sau khi vết nứt xuất hiện, mặt cắt chịu lực chỉ còn lại vùng bê tông chịu nén và

cốt thép chịu kéo Hình 4.23 trục trung hoà dịch chuyển mạnh về phía vùng chịu nén.

Đây là giai đoạn phản ánh sự làm việc của dầm ứng với các trạng thái giới hạn

sử dụng và trạng thái giới hạn mỏi.

Mô men quán tính của mặt cắt đã nứt tính đổi theo chiều cao vùng bê tông chịu

3

2

2

'

Hình 4.23: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn II [10]

nén là :

I

c

n

















 1

cr

 nA d s

' s

 A c d



bc 3

Độ cong của mặt cắt tính theo biến dạng của cốt thép như sau



(4.3)

M E I c e f

f , độ cứng của mặt cắt bê tông cốt thép trong

Cho đến khi cốt thép chảy

s

y

giai đoạn II cũng ít thay đổi. Quan hệ mô men - độ cong do đó cũng gần như là tuyến tính. Mô men chảy dẻo cốt thép được xác định là:

(4.4)

M



y

c

cr 

f I y  n d



(4.5)

4.5.2.2. Momen chảy dẻo cốt thép của mặt cắt

Giá trị momen chảy dẻo cốt thép từ thực nghiệm và tính toán theo công thức (4.5)

được trình bày trong Bảng 4.10.

Bảng 4.10: So sánh Momen chảy dẻo giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán

M

% 

AASHTO

F

ex

Momen chảy dẻo cốt thép (KN.m) Tỷ lệ

yM

yM

yM

M

M

ex M y AASHTO y

ex y F y

Ký hiệu Dầm

D14_1 23,51 1,10 1,00

21,32 23,53 D14_2 24,66 1,16 1,05 1,23

D14_3 25,55 1,20 1,09

110

D16_1 31,75 1,15 1,05

D16_2 33,00 1,20 1,09 27,59 30,26 1,61

D16_3 32,20 1,17 1,06

D18_1 38,66 1,12 1,04

D18_2 41,04 1,19 1,11 34,60 37,09 2,04

ex

yM = Momen chảy dẻo trung bình của các nhóm dầm theo thực nghiệm,

AASHTO

D18_3 39,50 1,14 1,06

yM

F

yM = Momen chảy dẻo theo mô hình phần tử hữu hạn của ABAQUS.

45

)

40

.

m N K

35

39,73 37,09 34,61

32,32

30,26

30

( y M o Î d

27,59

25

24,57 23,53

y ¶ h c

21,32

20

n e m « M

15

Thùc nghiÖm ABAQUS AASHTO

10

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

Hμm l−îng cèt thÐp (%)

= Momen chảy dẻo tính toán theo AASHTO áp dụng công thức (4.18),

Không có sự chênh lệch quá 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

M M 

1,00 1,11 

. Khi so sánh với tính toán theo lý thuyết đàn hồi thì

tỷ lệ

ex / y

F y

AASHTO



1,10 1,20 

. Điều này có thể giải thích là do mô hình tính toán bằng phương

ex / M M y

y

pháp phần tử hữu hạn khá sát với thực tế, còn mô hình tính toán theo lý thuyết AASHTO có momen chảy dẻo thấp hơn. Nguyên nhân của hiện tượng này là do sự lược giảm khả năng chịu tải khi tính toán bởi các giả thiết sử dụng như: bỏ qua khả năng chịu kéo của bê tông, bỏ qua sự kiềm chế biến dạng của cốt thép trong bê tông.

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

111

4.5.3. Giai đoạn III - gần phá hoại, dầm ở trạng thái giới hạn về cường độ

4.5.3.1. Trạng thái làm việc

f 'c

b

cu

c

d’

Cs

c

C

M

dh

d-c

T =A fs y

s

y Biểu đồ biến dạng (Cốt thÐp chảy)

Biểu đồ ứng suất

f

0,5

f



Nếu tải trọng tiếp tục tăng cho đến khi ứng suất trong bê tông

thì sự

c

' c

phân bố ứng suất trong bê tông có dạng đường cong. Vết nứt tiếp tục phát triển lên phía vùng chịu nén. Dầm bị phá hoại khi bê tông vùng nén bị ép vỡ hoặc cốt thép vùng kéo bị kéo đứt.

Dựa vào điều kiện cân bằng: tại mọi mặt cắt, tổng tích phân các ứng suất trên

toàn mặt cắt phải bằng giá trị nội lực. Vì vậy,

Hình 4.25: Sự làm việc của dầm bê tông cốt thép ở giai đoạn III [10]

N







Lực dọc:

f dA c c

f dA s s

' ' f dA s s







A c

A s

' A s

M









f ydA c c

f ydA s s

' ' f ydA s s







A c

A s

' A s

(4.6)

Momen:

'

Ở đây,

cA là diện tích của mặt cắt bê tông và

sA va

sA là diện tích của cốt thép,

'

cf ,

sf và

sf , tương ứng là ứng suất của bê tông và cốt thép tại các vi phân diện tích

'

sdA và

sdA ; y là khoảng cách từ vi phân diện tích đang xem xét đến trọng tâm mặt

cdA , cắt.

Độ cong dầm tại thời điểm phá hoại

(4.7)

  u

 cu c

K



Độ cứng của mặt cắt ở giai đoạn cực hạn

(4.8)

p

M u  u

K

p

(4.9)

Momen quán tính của mặt cắt ở giai đoạn cực hạn

I



p

E

c

(4.10)

112

Bê tông geopolymer là loại vật liệu mới, mô hình vật liệu có sai khác so với bê tông xi măng thông thường. Vì vậy, có thể xây dựng cách tính toán khả năng chịu uốn của mặt cắt dầm bê tông geopolymer cốt thép dựa trên lý thuyết của bê tông xi măng với các tham số có điều chỉnh cho phù hợp. Một trong các phương pháp hiện nay đang được sử dụng phổ biến là tính toán khả năng chịu uốn của dầm dựa trên khối ứng suất chữ nhật tương đương của bê tông vùng nén trên dầm.

Quá trình xây dựng các tham số của khối ứng suất chữ nhật tương đương dùng cho bê tông vùng nén dầm bê tông geopolymer cốt thép cần chấp nhận các giả thiết giống như các tiêu chuẩn AASHTO và ACI. Sức kháng uốn danh định của mặt cắt dầm bê tông geopolymer cốt thép trong luận án này được dựa trên sự tương thích về biến dạng và điều kiện cân bằng thường được sử dụng cho bê tông xi măng cốt thép. Các giả thiết đó là:

 Các mặt cắt phẳng vẫn được coi là phẳng sau khi uốn.  Sự dính bám giữa cốt thép và bê tông được coi là tuyệt đối.  Sự cân bằng lực nén và lực kéo ở các mặt cắt dầm.  Bỏ qua sức kháng kéo của bê tông.

4.5.3.2. Đề xuất giá trị biến dạng cực đại ɛcu của bê tông vùng nén trên dầm

Sự phân bố ứng suất vùng nén trên mặt cắt dầm bê tông chịu uốn là rất phức tạp. Nhiều nghiên cứu đã chỉ ra rằng sự phân bố ứng suất này có thể được xấp xỉ bằng cách sử dụng một trong các giả thiết khác nhau về dạng phân bố ứng suất nén. Các tiêu chuẩn hiện nay đều cho phép sử dụng dạng phân bố ứng suất nén đề xuất bất kỳ để tính toán nhưng phải dẫn đến kết quả về cường độ cực hạn phù hợp với các kết quả thí nghiệm. Các dạng phân bố ứng suất phổ biến thường được sử dụng có thể là hình parabol, hình thang hoặc hình chữ nhật.

Trong luận án này, tác giả sử dụng dạng phân bố ứng suất nén trên mặt cắt dầm là hình parabol với giả thiết giống như quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén được thực hiện trên các mẫu thử hình trụ.

Quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén trên các mẫu thử hình trụ bê tông Geopolymer tro bay đã được xác định là phù hợp với mô hình của Sargin như đã trình bày trong mục 3.5.4.

Để tính toán sức kháng uốn của dầm GPC, cần có giả thiết về biến dạng cực đại của bê tông vùng nén trên mặt cắt dầm. Quan hệ ứng suất - biến dạng vùng nén trên dầm được coi là tương tự như quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén trên mẫu thử.

113

fcu

cu

fcu

f’c 0.85f’c

Ec

0

’c

cu

Theo Eivind Hognestad [54], giá trị biến dạng lớn nhất cu theo mô hình quan hệ

ứng suất - biến dạng được lấy tương ứng với biến dạng tại giá trị ứng suất

bằng 85%

cuf

'

giá trị lớn nhất

là 75%

cf ở nhánh giảm tải. Nhiều tác giả khác cũng xác định giá trị

cuf

hoặc 80%, nhưng giá trị được sử dụng nhiều hơn cả và mang tính an toàn hơn cho tính

f

0,85

f



toán kết cấu là

[62].

cu

' c

Tác giả sử dụng quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén theo mô hình của Sargin đã được trình bày trong mục 3.5 và Hình 3.24, cách xác định biến dạng lớn nhất được

0,85

f

f

chấp nhận theo Eivind Hognestad [54] với

, để xác định biến dạng cực đại



cu

' c

cu sử dụng để tính toán ở bê tông vùng nén của dầm chịu uốn như Bảng 4.11.

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

0

(

Bảng 4.11: Số liệu tính toán biến dạng cực đại của bê tông vùng nén trên dầm

00

) 00( 0





cE GPa ( )

cu

c

cuf MPa )

'( cf MPa )

0

0

00

00





Mẫu A

Trung bình  c Trung bình  cu

2,745 4,089

G30_1 G30_2 G30_3 G30_4 G30_5 G30_6 24,686 27,972 25,675 26,382 26,606 26,418 42,563 40,138 36,794 41,297 37,193 40,315 2,70 2,79 2,88 2,70 2,73 2,67 1,566 36,179 1,944 34,117 2,010 31,275 1,726 35,087 1,953 31,614 1,750 34,268 3,888 3,925 4,506 4,020 4,206 3,990

2,565 3,604

G40_1 G40_2 G40_3 G40_4 G40_5 G40_6 26,400 25,300 28,290 28,900 28,865 28,859 47,827 44,150 47,749 49,487 48,060 46,483 2,58 2,61 2,52 2,52 2,58 2,58 1,424 40,653 1,496 37,528 1,493 40,586 1,472 42,064 1,550 40,851 1,602 39,510 3,560 3,660 3,540 3,516 3,658 3,691

114

2,450 3,216

Từ các kết quả tính toán, ta vẽ biểu đồ quan hệ giữa giá trị biến dạng tương ứng với ứng suất cực đại c, và biến dạng lớn nhất sử dụng cho tính toán cu theo cường độ nén của GPC như Hình 4.27 dưới đây:

5

,0

592



893,35

f



 cu

c

4

0

00

 . 936,0

 2 R

i

g n ¹ d n Õ B

3

,0

274



,7

f



 .461



 c

c

878,0

2 R

2

30

40

50

60

C−êng ®é nÐn (MPa)

G50_1 G50_2 G50_3 G50_4 G50_5 G50_6 31,441 30,822 29,619 30,894 32,324 32,999 60,014 62,187 59,693 60,298 61,544 56,683 2,40 2,46 2,46 2,43 2,46 2,49 1,257 51,012 1,219 52,859 1,221 50,739 1,245 51,254 1,292 52,312 1,450 48,180 3,126 3,182 3,183 3,158 3,242 3,405

Từ đó, tác giả đề xuất giá trị biến dạng cực đại có thể sử dụng để tính toán cho

bê tông vùng nén như sau:

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

Hỗn hợp GPC

G_30

G_40

G_50

2,74

2,56

2,45

) 00( 0

c

4,00

3,60

3,20

) 00( 0

cu

Có thể rút ra một số nhận xét như sau:

'

'

 Biến dạng

c tương ứng với ứng suất đạt giá trị cực đại

cf của bê tông Geopolymer tro bay có giá trị khoảng 2,46 ‰ - 2,73 ‰. Giá trị này là lớn hơn so với bê tông xi măng trung bình là 2 ‰. Điều này cho thấy biến dạng của bê tông Geopolymer

Bảng 4.12: Đề xuất giá trị biến dạng nén lớn nhất của GPC dùng tính toán

115

là lớn hơn so với bê tông xi măng. Nguyên nhân là do mô đun đàn hồi của bê tông geopolymer là nhỏ hơn so với bê tông xi măng có cùng cường độ nén.

 Sử dụng mô hình của Sargin để lý tưởng hóa quan hệ ứng suất - biến dạng GPC, cách xác định biến dạng lớn nhất theo Eivind Hognestad, ta xác định giới hạn biến



'

0

35,893.

(

)

. Từ đó,

dạng sử dụng để tính toán cho GPC theo công thức



00

 cu

cf



 0,592

có thể đề xuất giá trị giới hạn biến dạng cu như trong Bảng 4.12. Các giá trị này lớn hơn so với bê tông xi măng, do vậy có thể kết luận GPC thực tế có tính dẻo tốt hơn bê tông xi măng.

4.5.3.3. Xác định hệ số khối ứng suất chữ nhật của mặt cắt dầm RGPC

b

f 'c

 f 'c 1

cu

C s

Cs

d’

k c 2

c

 c 1





C

dx

C=k f' bc 1 c

x

d

jd

T =A fs y

T =A fs y

y

Biến dạng

Ứng suất

Mối quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông vùng nén trên dầm được giả thiết là giống như quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén trên mẫu thử hình trụ tiêu chuẩn. Như vậy, sự phân bố ứng suất trên vùng bê tông chịu nén của dầm là phi tuyến dọc theo chiều cao của mặt cắt ngang dầm. Để đơn giản cho việc tính toán sức kháng uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường độ, ta có thể thay biểu đồ phân bố ứng suất phi tuyến trong thực tế bằng biểu đồ phân bố ứng suất dạng hình chữ nhật tương đương dựa vào các điều kiện cân bằng về lực như Hình 4.28 [55].

C k f bc



trình cân bằng. Trong đó

' 1 c

Khối ứng suất nén có thế thay thế bằng một lực tập trung C trong các phương , với 1k là tỷ số giữa ứng suất trung bình của khối

'

ứng suất với ứng suất nén phá hoại

ngoài cùng của bê tông nén một đoạn

cf của bê tông khi nén. Khoảng cách từ C đến mép 2k c , với 2k là tỷ số giữa khoảng cách từ C đến mép chịu nén so với khoảng cách c từ trục trung hòa đến mép ngoài cùng chịu nén của mặt cắt.

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

116

Từ giả thiết mặt cắt phẳng sau biến dạng, như Hình 4.28, độ cong của mặt cắt ở

trạng thái cực hạn được tính là:

  u

  cu  c x

(4.11)

vùng bê tông chịu nén là:

x

dx  

d . 

. 



Từ đó tính được khoảng cách từ trục trung hòa đến thớ chịu nén bất kỳ của c  cu

c  cu

Dựa vào đường cong quan hệ ứng suất biến dạng của bê tông geopolymer, có thể

tính hợp lực chịu nén C như sau:

c

 cu

C b 

d  

(4.12)

(4.13)

 



c  cu

0

0

 dx b   

  

C k f bc



Thay gía trị

vào phương trình (4.13) ta được giá trị 1k như sau:

' 1 c

 cu



d  

k 1

(4.14)



1 ' f  c cu

0

Giá trị của 2k được tính theo điều kiện cân bằng momen đối với trục trung hòa:

2

c

 cu

b

xdx





d  

 C c



k c 2

 



c  cu

0

0

 b   

  

Thay giá trị C trong phương trình (4.13) vào phương trình (4.15) ta được:



cu

d  



k

1  

(4.15)

2

0 

cu

1  cu

d  



0

Dựa vào điều kiện cân bằng giữa lực nén trong bê tông và lực kéo trong cốt thép

T C C





, ta có:

trên mặt cắt dầm,

s



(4.16)

f A s

' c

s

' k f bc A f  s 1

' s

Trạng thái cân bằng momen được thiết lập có thể tính sức kháng danh định ở

trạng thái giới hạn cường độ của mặt cắt như sau [55]:

'

(4.17)

M

d

d











n

 A f d s

s

k c 2

' A f s

' s





'

(4.18)

M

(

)

d

d









n

' A f s

' s

' k f bc d c 1

k c 2





(4.19)

117

Hệ số khối ứng suất hình chữ nhật:

1



(4.20)

 1

22k  k 1  1

'

M

d









(4.21)

n

' f b c d   1 c

' s

1

 ' A f d s



c  1 2

  

  

(4.22)

4.5.3.4. Tính toán hệ số khối ứng suất chữ nhật cho mặt cắt dầm RGPC

Tham số trong công thức tính toán sức kháng uốn 1k được tính theo công thức

(4.14) và 2k tính toán theo công thức (4.16) như sau:

Tính tích phân theo công thức Simpson: ta chia đoạn 

,a b thành n đoạn có chiều

b a 

...

b

a i h .

  

 

0, 1, 2...n

i 

h



dài bằng nhau

 , trong đó

với

và

.

a x  0

x 1

x n

ix

n

(x)f

f(x)

f(a)

f(b)

0

a

b

0

cu

b

Khi đó:

(4.23)

I

f x dx ( )

f

2

2

f

... 2

f

f









 



n

0

f 1

2

n

1 

 

 



b a  2 n

a

Từ đó áp dụng vào đường quan hệ ứng suất - biến dạng:



cu

0

(4.24)

2

2

... 2

I

( ) f x dx

f

f

f

f









 



cu

0

f 1

2

n

1 

 

 



 cu 2

 n

0

Trên cơ sở đó, khi hạn chế biến dạng của bê tông chịu nén

cu sử dụng như Bảng 4.12, ta chia khối ứng vùng nén của mặt cắt dầm RGPC thành 100 phần bằng nhau và

sử dụng công thức (4.24) thay thế vào (4.14) và (4.16), để tính hệ số 1

,k k . 2

Hình 4.29: Tính gần đúng tích phân theo công thức Simpson

,k k 2

Bảng 4.13: Số liệu quan hệ ứng suất - biến dạng đặc trưng dùng tính toán 1

(

)MPa



.

0 1

0,00 0,04

0 1,050

0 1,112

0 1,258

0 0,042

0 0,044

0 0,050

Ứng suất Stt Biến dạng ɛ (‰) G_30 G_40 G_40 G_30 G_40 G_50

118

(

)MPa



.

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43

0,08 0,12 0,16 0,20 0,24 0,28 0,32 0,36 0,40 0,44 0,48 0,52 0,56 0,60 0,64 0,68 0,72 0,76 0,80 0,84 0,88 0,92 0,96 1,00 1,04 1,08 1,12 1,16 1,20 1,24 1,28 1,32 1,36 1,40 1,44 1,48 1,52 1,56 1,60 1,64 1,68 1,72

2,096 3,138 4,175 5,206 6,231 7,249 8,259 9,261 10,254 11,238 12,211 13,173 14,124 15,063 15,990 16,903 17,802 18,688 19,558 20,414 21,253 22,077 22,883 23,673 24,446 25,200 25,937 26,655 27,355 28,035 28,697 29,339 29,961 30,564 31,147 31,709 32,252 32,775 33,277 33,759 34,221 34,663

2,227 3,343 4,461 5,579 6,698 7,815 8,931 10,045 11,156 12,263 13,366 14,464 15,556 16,641 17,719 18,788 19,849 20,899 21,938 22,966 23,982 24,984 25,972 26,946 27,904 28,845 29,770 30,676 31,564 32,433 33,282 34,109 34,916 35,701 36,463 37,201 37,917 38,608 39,274 39,915 40,531 41,121

2,524 3,798 5,080 6,367 7,662 8,961 10,266 11,575 12,887 14,203 15,521 16,840 18,161 19,481 20,799 22,116 23,430 24,741 26,046 27,345 28,637 29,921 31,196 32,460 33,712 34,951 36,176 37,386 38,578 39,753 40,907 42,041 43,152 44,240 45,303 46,339 47,347 48,326 49,274 50,190 51,073 51,921

0,168 0,377 0,668 1,041 1,495 2,030 2,643 3,334 4,102 4,945 5,861 6,850 7,910 9,038 10,233 11,494 12,818 14,203 15,647 17,147 18,703 20,310 21,968 23,673 25,423 27,216 29,049 30,920 32,826 34,764 36,732 38,727 40,747 42,789 44,851 46,930 49,023 51,129 53,243 55,365 57,492 59,621

0,178 0,401 0,714 1,116 1,607 2,188 2,858 3,616 4,462 5,396 6,416 7,521 8,711 9,985 11,340 12,776 14,291 15,883 17,551 19,292 21,104 22,985 24,934 26,946 29,020 31,153 33,342 35,585 37,877 40,217 42,600 45,025 47,486 49,981 52,506 55,058 57,633 60,228 62,839 65,461 68,092 70,728

0,202 0,456 0,813 1,273 1,839 2,509 3,285 4,167 5,155 6,249 7,450 8,757 10,170 11,688 13,312 15,039 16,870 18,803 20,837 22,970 25,201 27,527 29,948 32,460 35,061 37,747 40,518 43,367 46,294 49,293 52,361 55,494 58,687 61,936 65,236 68,581 71,967 75,388 78,839 82,312 85,803 89,305

Ứng suất Stt Biến dạng ɛ (‰) G_30 G_40 G_40 G_30 G_40 G_50

119

(

)MPa



.

44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85

1,76 1,80 1,84 1,88 1,92 1,96 2,00 2,04 2,08 2,12 2,16 2,20 2,24 2,28 2,32 2,36 2,40 2,44 2,48 2,52 2,56 2,60 2,64 2,68 2,72 2,76 2,80 2,84 2,88 2,92 2,96 3,00 3,04 3,08 3,12 3,16 3,20 3,24 3,28 3,32 3,36 3,40

35,085 35,487 35,869 36,231 36,574 36,897 37,200 37,485 37,750 37,997 38,226 38,436 38,628 38,802 38,959 39,099 39,222 39,329 39,419 39,493 39,552 39,596 39,625 39,639 39,639 39,625 39,598 39,557 39,504 39,438 39,360 39,271 39,170 39,058 38,935 38,802 38,658 38,505 38,343 38,172 37,992 37,803

41,685 42,222 42,732 43,215 43,672 44,100 44,502 44,875 45,222 45,540 45,831 46,095 46,331 46,540 46,722 46,877 47,006 47,108 47,184 47,235 47,260 47,260 47,235 47,186 47,114 47,018 46,899 46,758 46,596 46,412 46,207 45,982 45,737 45,474 45,191 44,891 44,573 44,239 43,888 43,522 43,141 42,745

52,733 53,508 54,245 54,942 55,598 56,212 56,783 57,311 57,794 58,231 58,621 58,965 59,260 59,507 59,706 59,855 59,955 60,005 60,005 59,955 59,855 59,705 59,506 59,257 58,959 58,613 58,219 57,778 57,290 56,756 56,177 55,553 54,887 54,179 53,429 52,640 51,812 - - - - -

61,750 63,877 65,999 68,115 70,221 72,317 74,401 76,469 78,521 80,554 82,567 84,558 86,526 88,469 90,385 92,274 94,133 95,962 97,759 99,523 101,254 102,949 104,609 106,232 107,818 109,365 110,874 112,343 113,771 115,159 116,507 117,812 119,076 120,297 121,477 122,613 123,707 124,758 125,765 126,730 127,652 128,530

73,365 75,999 78,627 81,245 83,849 86,437 89,003 91,546 94,061 96,546 98,996 101,409 103,782 106,112 108,396 110,631 112,814 114,944 117,017 119,031 120,985 122,875 124,701 126,459 128,150 129,770 131,318 132,794 134,196 135,522 136,773 137,946 139,042 140,059 140,997 141,856 142,635 143,334 143,954 144,493 144,952 145,332

92,811 96,315 99,811 103,291 106,748 110,176 113,567 116,914 120,211 123,449 126,622 129,722 132,743 135,677 138,518 141,258 143,892 146,412 148,812 151,086 153,228 155,233 157,095 158,809 160,369 161,772 163,013 164,088 164,994 165,726 166,283 166,660 166,857 166,870 166,699 166,342 165,798 - - - - -

Ứng suất Stt Biến dạng ɛ (‰) G_30 G_40 G_40 G_30 G_40 G_50

120

(

)MPa



.

37,606 37,402 37,190 36,971 36,745 36,512 36,273 36,027 35,776 35,520 35,258 34,991 34,719 34,443 34,162

42,335 41,911 41,475 41,027 40,567 - - - - - - - - - -

- - - - - - - - - - - - - - -

129,366 130,158 130,908 131,616 132,280 132,903 133,483 134,022 134,519 134,976 135,391 135,765 136,100 136,394 136,649

145,631 145,852 145,993 146,056 146,041 - - - - - - - - - -

- - - - - - - - - - - - - - -

3,44 3,48 3,52 3,56 3,60 3,64 3,68 3,72 3,76 3,80 3,84 3,88 3,92 3,96 4,00

86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100

Từ các số liệu trên, ta tính toán được giá trị hệ số (cid:1863)(cid:2869), (cid:1863)(cid:2870),(cid:2869),(cid:2869) như sau: Bảng 4.14: Tính toán giá trị hệ số khối ứng suất chữ nhật

Ứng suất Stt Biến dạng ɛ (‰) G_30 G_40 G_40 G_30 G_40 G_50

 u

d  

G_30 G_40 G_50



0  u

283,737 268,626 268,640

  d

0

120,020 123,400 133,826

0,757 0,725 0,697

0,409 0,395 0,373

0,92 0,91 0,93

1k 2k 1 1

0,82 0,79 0,74

chuẩn ACI-318-11 và Eurocode2 đều dùng các hệ số khối

và hệ số

Đối với bê tông xi măng, trong tiêu chuẩn AASHTO - 2007, cũng như các tiêu 1 được

xác định như sau:

0,85   1

121

28



' c

f

28



' c

cho f 

MPa 

cho MPa 28

f

56

MPa







 1

' c

cho f

7 56

MPa



' c

 0,85   0,85 0,05     0, 65 

      

Giá trị hệ số

1 đối với bê tông geopolymer được tác giả tính toán đề xuất

1 và

ở trên Bảng 4.14, ta có tổng hợp các giá trị tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO và đề xuất cho GPC trong Bảng sau:

(4.25)

Bảng 4.15: Giá trị các hệ số khối ứng suất chữ nhật sử dụng tính toán

(cid:4593) (cid:4666)(cid:1839)(cid:1842)(cid:1853)(cid:4667)

Hệ số (cid:1858)(cid:3030) Hỗn hợp GPC AASHTO - 2007 dùng cho OPC Giá trị đề xuất cho GPC

G_30 31,67 0,92

(cid:2869)

0,850 G_40 40,46 0,91

G_50 52,06 0,93

G_30 31,67 0,82 0,82

1

G_40 40,46 0,79 0,76

Có thể thấy là giá trị hệ số khối (cid:2869) và 1 của bê tông geopolymer theo đề xuất của tác giả đều lớn hơn giá trị dành cho bê tông xi măng trong các tiêu chuẩn hiện hành.

G_50 52,06 0,68 0,74

4.5.3.5. So sánh với các đề xuất biến dạng nén lớn nhất của bê tông xi măng

Tiêu chuẩn ACI-318 có giải thích rằng biến dạng nén lớn nhất của bê tông tại thời điểm bê tông bị vỡ là khoảng 0,003 và có thể lớn hơn là 0,008 trong các điều kiện đặc biệt. Tuy nhiên, biến dạng mà tại đó mô mên uốn đạt giá trị cực hạn thường nằm trong khoảng từ 0,003 đến 0,004. Do vậy, tiêu chuẩn ACI 318 đã sử dụng giá trị biến dạng nén lớn nhất dùng cho tính toán kết cấu bê tông chịu uốn là 0,003 [17].

Mô men uốn của mặt cắt cốt thép đơn có thể được tính toán theo công thức 4.22.

Trong đó, hàm lượng cốt thép chịu kéo được tính là:



sA bd

Thay vào phương trình 4.22 và biến đổi ta được:

f 

M

2 bd f





(4.26)

n

y

y f

2  1

' c

 1  

  

(4.27)

122

Trên cơ sở đó, tác giả tính toán mô men uốn cho một mặt cắt để xác định sự phụ thuộc của mô men uốn cực hạn vào giá trị biến dạng lớn nhất ɛcu có thể được lựa chọn dùng để tính toán như sau:

b

Bề rộng mặt cắt: b = 125 mm

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép chịu kéo đến mép ngoài cùng bê tông nén: d = 200 mm

d

Hàm lượng cốt thép chịu kéo lựa chọn: (cid:2025) (cid:3404) 0,015

Cường độ kéo chảy của cốt thép: (cid:1858)(cid:3052) (cid:3404) 400(cid:1839)(cid:1842)(cid:1853)

Hệ số khối ứng suất chữ nhật 1 được tính như phương trình 4.21.

Thực hiện tính toán mô men uốn danh định của mặt cắt trên cho 3 hỗn hợp bê

tông geopolymer G_30, G_40 và G_50 như trên ta được kết quả như Bảng 4.16.

Bảng 4.16: Giá trị mô men uốn danh định tính theo biến dạng lớn nhất ɛcu

Mô men kháng danh định Mn (KN.m) Stt Biến dạng ɛcu (‰) Hệ số khối ứng suất chữ nhật (cid:2869) G_40 G_40 G_30 G_30 G_50 G_40

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 2,20 2,40 2,60 2,80 2,84 2,88 2,92 2,96 3,00 3,04 3,08 3,12 3,16 3,20 3,24 3,28 3,32 3,36 0,46 0,54 0,61 0,67 0,73 0,78 0,82 0,85 0,88 0,90 0,91 0,91 0,91 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,44 0,51 0,59 0,66 0,72 0,77 0,82 0,85 0,88 0,90 0,91 0,91 0,91 0,91 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,41 0,49 0,56 0,64 0,70 0,76 0,81 0,85 0,88 0,90 0,90 0,90 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,90 0,90 0,90 0,90 25,63 26,30 26,76 27,10 27,34 27,53 27,66 27,77 27,84 27,89 27,90 27,91 27,91 27,92 27,92 27,93 27,93 27,93 27,94 27,94 27,94 27,94 27,94 27,94 26,32 26,92 27,34 27,64 27,86 28,03 28,15 28,24 28,30 28,33 28,34 28,34 28,34 28,35 28,35 28,35 28,35 28,35 28,35 28,35 28,34 28,34 28,33 28,33 25,08 25,78 26,27 26,63 26,89 27,08 27,23 27,34 27,43 27,49 27,50 27,51 27,51 27,52 27,53 27,54 27,54 27,55 27,55 27,56 27,56 27,56 27,57 27,57

123

Mô men kháng danh định Mn (KN.m) Stt Biến dạng ɛcu (‰) Hệ số khối ứng suất chữ nhật (cid:2869) G_40 G_40 G_30 G_30 G_50 G_40

28

Þ

)

.

26

m N K

( n M

24

h n ® h n a d n è u n e m « M

G_30 G_40 G_50

22

1

2

3

4

5

( 00 ) 0

cu

BiÕn d¹ng nÐn lín nhÊt

0,89 0,89 0,89 0,88 0,88 0,87 0,87 0,86 0,86 0,85 0,84 0,84 0,83 0,82 0,82 0,81 0,80 0,79 0,79 0,78 0,77 0,76 0,72 0,68 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,91 0,91 0,91 0,91 0,91 0,90 0,90 0,90 0,89 0,89 0,89 0,88 0,88 0,87 0,87 0,85 0,83 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,93 0,92 0,92 0,92 0,92 0,92 0,91 0,90 0,89 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 3,40 3,44 3,48 3,52 3,56 3,60 3,64 3,68 3,72 3,76 3,80 3,84 3,88 3,92 3,96 4,00 4,04 4,08 4,12 4,16 4,20 4,24 4,40 4,60 28,32 28,32 28,31 28,30 28,29 28,28 28,27 28,26 28,25 28,24 28,22 28,21 28,20 28,18 28,16 28,15 28,13 28,11 28,09 28,07 28,05 28,03 27,93 27,78 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,57 27,56 27,56 27,56 27,56 27,55 27,55 27,54 27,54 27,53 27,53 27,52 27,52 27,49 27,45 27,94 27,94 27,93 27,93 27,93 27,93 27,92 27,92 27,91 27,91 27,90 27,90 27,89 27,88 27,88 27,87 27,86 27,85 27,84 27,83 27,82 27,81 27,77 27,70

Hình 4.30: Mô men uốn danh định tính theo biến dạng lớn nhất ɛcu

124

Mô men kháng uốn danh định lớn nhất tính toán cho một mặt cắt với ba hỗn hợp bê tông geopolymer khác nhau đều nằm trong khoảng biến dạng từ 0,003-0,004. Giá trị mô men biến đổi trong khoảng biến dạng này là rất nhỏ, khoảng 0,5%. Giá trị biến dạng đề xuất của tác giả như trên Bảng 4.12 nằm trong khoảng giá trị biến dạng mà khi tính toán sẽ cho giá trị mô men kháng uốn là cực đại như trên Hình 4.30. Vì vậy, giá trị biến dạng lớn nhất đề xuất dùng để tính toán dùng cho bê tông geopolymer có thể được coi là phù hợp với quan điểm của ACI.

4.5.3.6. Momen cực hạn của mặt cắt dầm RGPC

Giá trị hệ số khối chữ nhật và

1 đối với bê tông geopolymer được tác giả tính

toán đề xuất ở trên Bảng 4.15. Tổng hợp các giá trị tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO và đề xuất cho bê tông geopolymer tro bay như trong Bảng 4.17.

Bảng 4.17: Giá trị các hệ số khối ứng suất sử dụng tính toán

Hế số Giá trị đề xuất GPC Tiêu chuẩn AASHTO dành cho bê tông xi măng cùng cấp

0,91 0,85

(cid:2869) (cid:2869)

Có thể thấy là giá trị hệ số khối 1 và 1 của bê tông geopolymer theo đề xuất của tác giả đều lớn hơn giá trị dành cho bê tông xi măng trong các tiêu chuẩn hiện hành.

Từ đó, tính lại mô men kháng uốn danh định của mặt cắt dầm sử dụng bê tông Geopolymer tro bay G_40, sử dụng công thức (4.22) với hàm lượng cốt thép khác nhau. Giá trị mô men cực hạn tại mặt cắt giữa nhịp theo kết quả thí nghiệm trên dầm, tính toán theo phần mềm ABAQUS; tính toán theo hệ số khối ứng suất chữ nhật đề xuất cho GPC và theo tiêu chuẩn AASHTO được trình bày trong Bảng 4.18.

0,79 0,76

Bảng 4.18: So sánh Momen cực hạn giữa thực nghiệm và lý thuyết tính toán

(%)

M

prop

AASHTO

F

ULM

prop n

F

ULM

nM

nM

nM

Momen cực hạn (KN.m) Tỷ lệ

ULM M

M

ULM M

M

n

AASHTO n

prop n

AASHTO n

Ký hiệu Dầm

28,26 1,26 1,14 1,14 D14_1

1,23 22,46 24,84 24,69 1,099 D14_2 27,52 1,11 1,11 1,23

D14_3 27,35 1,22 1,10 1,11

D16_1 35,28 1,22 1,10 1,13

1,61 28,83 31,97 31,33 1,087 D16_2 37,11 1,29 1,16 1,18

D16_3 35,42 1,23 1,11 1,13

125

D18_1 43,02 1,20 1,10 1,11

D18_2 2,04 42,69 35,86 39,10 38,79 1,19 1,09 1,10 1,082

AASHTO

D18_3 44,34 1,24 1,13 1,14

ULM = Momen cực hạn của các dầm theo thực nghiệm, nM F

prop

nM = Momen cực hạn theo mô hình phần tử hữu hạn của ABAQUS. nM = Momen cực hạn tính toán theo các giá trị (cid:2869) và 1 đề xuất.

43,35

39,1

40

)

35,94

.

38,79 35,86

m N K

31,97

(

31,33

30

n ¹ h

27,71

28,83

24,84 24,69

22,46

20

c ù c n è u n e m « M

Thùc nghiÖm ABAQUS §Ò xuÊt AASHTO

10

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

Hμm l−îng cèt thÐp (%)

= Momen cực hạn tính toán theo các giá trị (cid:2869) và 1 theo quy định AASHTO,

Giá trị momen cực hạn giữa thực nghiệm và tính toán được thể hiện trong Bảng 4.18 và so sánh các giá trị được thể hiện trên Hình 4.31 theo hàm lượng cốt thép chịu kéo trên dầm. Giá trị momen cực hạn từ thực nghiệm cao hơn tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn và cao hơn nhiều giá trị tính toán theo AASHTO. Tỷ lệ

1,09 1,16 

, giá trị này tương đối nhỏ ở mực chấp nhận được. Tỷ lệ

F n

ULM M  /



1,19 1,29 

, Tỷ lệ này đảm bảo cho việc tính toán khả năng chịu lực của kết

AASHTO n

ULM M / cấu được an toàn. Tuy nhiên khi tính toán thiết kế chịu lực thì với tỷ lệ cao như thế sẽ gây lãng phí khả năng chịu lực của kết cấu bê tông geopolymer cốt thép.

prop

Kết quả xác định mô men kháng danh định đề xuất

nM theo các giá trị đề xuất (cid:2869) và 1 dành cho bê tông geopolymer tro bay thể hiện trên Bảng 4.18 và Hình 4.31. Kết quả cho thấy, giá trị mô men kháng danh định đề xuất cao hơn giá trị momen kháng tính toán theo hệ số khối quy định trong tiêu chuẩn AASHTO khoảng 8,2-9,9% và khá sát với kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng phần mềm

Hình 4.31: Biểu đồ so sánh giá trị momen cực hạn giữa thực nghiệm, tính toán và đề xuất

126

ABAQUS. Giá trị mô men kháng tính theo công thức đề xuất thấp hơn momen cực hạn theo thí nghiệm của dầm RGPC khoảng từ 10-18%. Kết quả này có thể phù hợp hơn để sử dụng tính toán kết cấu dầm bê tông geopolymer cốt thép ở việc vẫn đảm bảo an toàn chịu lực và tận dụng được khả năng chịu lực của dầm.

4.5.4. Độ võng của dầm theo các giai đoạn chịu lực

Việc tính toán độ võng tức thời đối với các kết cấu bê tông cốt thép có thể được

được thực hiện theo các phương pháp thông thường của cơ học kết cấu.

Độ võng của dầm chịu uốn bởi hai lực tập trung đối xứng trong Hình 4.32 là:



Hình 4.32: Mô hình thí nghiệm và biến dạng trong thí nghiệm uốn bốn điểm

  

center

P

q

(4.28)

  q

384

4 5 w L EI

3



(4.29)

  P

QL EI 6

a L

  

  

 3 3 a  L 4  

   

a 

, từ đó tính được chuyển vị:

Khoảng cách trong thí nghiệm là

L 4 11

299

3 PL

(4.30)

  P

7886

EI

Trong đó

(4.31)

I là momen quán tính của mặt cắt tại thời điểm tính chuyển vị,

w là tải trọng bản thân của dầm trên một đơn vị chiều dài.

Tuy nhiên, do ảnh hưởng của các vết nứt cũng như tính phi tuyến của vật liệu bê tông nên độ cứng chống uốn của cấu kiện bê tông cốt thép cần phải được tính toán một cách thích hợp.

Mô men quán tính của mặt cắt có thể được lấy bằng mô men quán tính nguyên (Ig) đối với các cấu kiện không nứt hoặc bằng mô men quán tính hữu hiệu (Ie) đối với

L là khoảng cách giữa hai gối của dầm thí nghiệm,

127

các cấu kiện đã nứt. Mô men quán tính hữu hiệu có thể được tính bằng công thức sau (Branson đề nghị 1977 và được ACI đưa vào tiêu chuẩn năm 1989):

3

3

I

I

I

I









e

g

cr

g

M cr M

M cr M

a

a

  

  

  

  

  1  

   

Trong đó:

I

(4.33)

M

f



crM : Momen gây nứt của mặt cắt,

r

cr

g y

t

rf : Cường độ chịu kéo uốn của bê tông, ty : Khoảng cách từ trục trung hòa đến thớ chịu kéo ngoài cùng của tiết diện, crI : Momen quán tính tính đổi của mặt cắt đã nứt, gI : Momen quán tính của mặt cắt nguyên, aM : Momen lớn nhất trong cấu kiện ở giai đoạn tính biến dạng.

Biểu đồ so sánh quan hệ tải trọng - độ võng được lập từ các số liệu như sau:

 Quan hệ tải trọng - độ võng được lấy trung bình của từng nhóm dầm D_14,

D_16, D_18 thí nghiệm.

 Kết quả tính toán theo phần mềm phần tử hữu hạn ABAQUS.  Tính toán theo các công thức xác định tải trọng ở các thời điểm nứt bê tông, cốt thép bắt đầu chảy dẻo và dầm bị phá hoại trong tiêu chuẩn AASHTO như đã trình bày trong mục 4.5.1, 4.5.2 và 4.5.3.

 Giá trị momen kháng danh định đề xuất tính theo mục 4.5.3.6.

Kết quả phân tích so sánh được thể hiện trên Hình 4.33, Hình 4.34, Hình 4.35. Kết quả cho thấy việc phân tích theo mô hình phần tử hữu hạn ABAQUS là rất gần với kết quả thí nghiệm. Kết quả từ mô hình PTHH cho thấy giá trị tải trọng nhỏ hơn giá trị thu được từ kết quả thí nghiệm, điều này cho thấy các mô hình vật liệu đã được xây dựng cho bê tông trong phương pháp PTHH có thể áp dụng được cho bê tông geopolymer tro bay. 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. Nguyên nhân của hiện tượng này là do sự lược giảm khả năng chịu tải khi tính toán bởi các giả thiết sử dụng như: bỏ qua khả năng chịu kéo của bê tông, bỏ qua sự kiềm chế biến dạng của cốt thép trong bê tông và quy đổi khối ứng suất chịu nén về dạng phân bố chữ nhật tương đương. Tuy nhiên, các kết quả tính toán này cho thấy tính hợp lý trong quá trình áp dụng vật liệu bê tông Geopolymer theo tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành.

(4.32)

128

80

60

)

N K

40

( g n ä r t i

¶ T

20

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

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

0

0

20

40

60

80

§é vâng (mm)

100

80

)

60

N K

40

( g n ä r t i ¶ T

20

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

D_16_trung b×nh thÝ nghiÖm ABAQUS_D16 AASHTO_D16 §Ò xuÊt_D16

0

0

20

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

120

100

80

)

N K

60

40

( g n ä r t i ¶ T

20

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

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

0

0

20

40

60

§é vâng (mm)

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

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

129

4.5.5. Tính dẻo của dầm

Tính dẻo dai (ductility) được hiểu là khả năng của vật liệu, của mặt cắt hay của kết cấu có thể chịu được các biến dạng dẻo lớn mà không mất đi khả năng chịu lực. Trong thiết kế các dầm bê tông cốt thép, tính dẻo dai là một trong những yêu cầu quan trọng hàng đầu để đảm bảo cho kết cấu có thể sử dụng được an toàn [10].

Phương pháp để định lượng tính dẻo dai của mặt cắt hay cấu kiện là sử dụng biến dạng, chuyển vị hay góc quay của chúng. Đối với các cấu kiện dạng dầm, chỉ số dẻo dai u với độ cong u thường được định nghĩa như là tỷ số giữa độ cong ở trạng thái cực hạn

ở trạng thái đàn hồi

y [10]:

u   /u y

(4.34)

ex

Bảng 4.19: Chỉ số dẻo của các dầm thí nghiệm

(%)

D14_1

0,02015

0,05332

2,65

1,23

0,01871

0,05664

D14_2

3,03

0,02013

0,05753

D14_3

2,86

0,02520

0,05451

D16_1

2,16

1,61

0,01922

0,04531

D16_2

2,36

0,01914

0,03764

D16_3

1,97

0,01821

0,03200

D18_1

1,76

2,04

0,02191

0,04485

D18_2

2,05

D18_3

0,02248

0,05170

2,30

3,0

712

,0



y

,3

233

.



2,5

69,0

x 2 R

2,0

u o Î d è s Ø h C

1,5

1,0

1,2

1,5

1,8

2,1

Hμm l−îng cèt thÐp (%)

Ký hiệu Dầm Chỉ số dẻo u chảy dẻo trọng cực hạn Độ cong khi ex y Độ cong ứng với tải u

Ảnh hưởng của hàm lượng cốt thép chịu kéo đến chỉ số dẻo của dầm thí nghiệm thể hiện trong Hình 4.36. Các kết quả thực nghiệm thu được cho thấy chỉ số dẻo của dầm giảm khi hàm lượng cốt thép chịu kéo tăng lên. Kết quả này cũng tương tự như các nghiên cứu của Sumajouw và Rangan đối với dầm bê tông geopolymer tro bay cốt thép [92] và nghiên cứu của R.F. Warner đối với dầm bê tông xi măng cốt thép [78].

Hình 4.36: Quan hệ chỉ số dẻo của dầm và hàm lượng cốt thép chịu kéo

130

4.5.6. Dạng phá hoại trên dầm

Các dạng phá hoại của dầm bê tông cốt thép chịu uốn thuẩn túy được phần chia

thành 3 dạng theo hàm lượng cốt thép như sau:

1. Phá hoại do kéo: là kiểu phá hoại tương ứng với dầm có hàm lượng cốt thép chịu kéo quá ít (ρ ˂ ρmin). Khi đó dầm bị phá hoại khi cốt thép chịu kéo bị chảy dẻo và đạt cường độ giới hạn trong khi ứng suất trong bê tông vùng nén chưa đạt đến giới hạn chịu nén của bê tông.

2. Phá hoại do nén: kiểu phá hoại tương ứng với dầm có hàm lượng cốt thép chịu kéo quá nhiều (ρ ˃ ρmax). Khi đó dầm bị phá hoại do bê tông vùng nén bị nén vỡ trong khi ứng suất trong cốt thép chịu kéo chưa bị chảy dẻo. Đặc điểm của kiểu phá hoại này là các vết nứt trong vùng kéo thường nhỏ và chưa phát triển.

3. Phá hoại cân bằng: kiểu phá hoại này tương ứng với dầm có hàm lượng cốt thép phù hợp (ρmin ˂ ρ ˂ ρmax). Khi dầm bị phá hoại, ứng suất trong cốt thép chịu kéo đã đạt đến giới hạn chảy và bê tông vùng nén cũng đã đạt đến giới hạn chịu nén. Đặc điểm của kiểu phá hoại này là vết nứt phát triển nhiều, chiều dài vết nứt lớn và độ mở rộng vết nứt cũng lớn hơn.

Hình 4.37: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_14

Hình 4.38: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_16

131

Hình 4.39: Dạng phá hoại và hình thành vết nứt của nhóm dầm D_18

Hình 4.40: Ứng suất theo phương dọc trục dầm thời điểm xuất hiện vết nứt

Hình ảnh về các vết nứt của các nhóm dầm khi bị phá hoại được thể hiện từ Hình

4.37, Hình 4.38 và Hình 4.39. Có thể rút ra một số nhận xét như sau :

Hình 4.41: Vùng có khả năng xuất hiện vết nứt của dầm mô hình bằng ABAQUS

132

 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 3D (ABAQUS) Hình 4.40 và Hình 4.41.

 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. Vết nứt xuất hiện nhiều với chiều dài lớn, độ mở rông vết nứt lớn đối với nhóm dầm D_14 tương ứng với hàm lượng cốt thép nhỏ nhất trong các nhóm dầm thí nghiệm. Các thông số này giảm dần ở nhóm dầm D_16 và D_18;

 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.

4.5.7. Nhận xét về thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông geopolymer cốt thép

Qua việc phân tích ứng xử uốn của 9 dầm bằng bê tông Geopolymer với các hàm lượng cốt thép chịu kéo khác nhau tương ứng với 3 nhóm D_14, D_16 và D_18 bằng các phương pháp lý thuyết dựa trên quy trình AASHTO 2007 và mô phỏng số bằng phương pháp phần tử hữu hạn 3D (ABAQUS). Tác giả có một số nhận xét như sau:

 Các giai đoạn làm việc của dầm GPC là tương đối rõ ràng. Các giai đoạn này cũng phân chia thành các giai đoạn trước khi nứt, giai đoạn hình thành và phát triển vết nứt, giai đoạn phá hoại.

 Việc sử dụng tiêu chuẩn AASHTO để tính toán dầm RGPC ở các giai đoạn trước khi nứt và giai đoạn hình thành phát triển vết nứt (TTGHSD) là vẫn phù hợp cả về khả năng chịu lực, sự xuất hiện vết nứt và độ võng trên dầm.

 Kết quả thí nghiệm và kết quả phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn 3D là tương đối gần nhau. Điều này cho thấy các mô hình vật liệu đã được xây dựng cho bê tông trong phần mềm PTHH có thể áp dụng được cho bê tông geopolymer tro bay;

 Về giá trị mô men cực hạn ở TTGHCĐ, công thức tính momen kháng uốn theo tiêu chuẩn AASHTO có thể xem là phù hợp với dầm bê tông Geopolymer cốt thép khi tính thiên về an toàn, với giá trị momen thí nghiệm lớn hơn giá trị tính toán khoảng 19- 29%.

. Với công thức này, giá trị mo men uốn của dầm thí nghiệm lớn

và

1 0,79  

 Từ kết quả thí nghiệm, tác giả đề xuất công thức tính momen kháng uốn của mặt cắt dầm RGPC với bê tông geopolymer cốt thép cấp 40 có giá trị hệ số khối ứng suất 1 0,91  hơn giá trị mo men kháng uốn danh định đề xuất khoảng từ 10-18%. Giá trị này tương

133

đương với giá trị momen uốn tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn và phù hợp hơn khi tính toán dầm theo hệ số khối ứng suất quy định trong tiêu chuẩn AASHTO.

 Việc xác định hạn chế biến dạng lớn nhất của bê tông vùng nén trên dầm RGPC

0

3,6

sử dụng hỗn hợp G_40 là

chứng tỏ bê tông geopolymer có tính dẻo lớn hơn

00

cu 

so với bê tông xi măng cùng cấp. Điều này sẽ dẫn tới tính dẻo của kết cấu RGPC có thể sẽ tốt hơn kết cấu bê tông xi măng cốt thép.

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 tính toán được lấy theo các trạng thái giới hạn theo tiêu chuẩn 22TCN- 272-05. Dầm cần được tính theo 4 TTGH là cường độ, sử dụng, mỏi và phá hoại giòn và TTGH đặc biệt.

Phương trình tổng quát của tất cả các trạng thái giới hạn là:

iiQi ≤Rn=Rr

i Hệ số tải trọng: hệ số nhân dựa trên thống kê dùng cho các lực

Qi Hiệu ứng tải trọng (nội lực do tải hoặc các tác động bên ngoài sinh ra) Rn Sức kháng danh định  Hệ số sức kháng.

Rr Sức kháng tính toán, Rr = .Rn

Trong đó: i Hệ số điều chỉnh tải trọng, xét đến tính dẻo, tính dư và tầm quan trọng

trong khai thác.

2) Chấp nhận các giả thiết tính toán ở các trạng thái giới hạn giống như tiêu chuẩn

22TCN-272-05. Gồm giả thiết ở TTGH cường độ và TTGH sử dụng.

Đối với TTGH Cường độ:

 Đối với các cấu kiện có cốt thép dính bám, ứng biến tại một thớ trên mặt

cắt ngang tỉ lệ thuận với khoảng cách từ thớ đó tới trục trung hòa.

 Không xét đến sức kháng kéo của bê tông.  Giả thiết biểu đồ ứng suất - biến dạng của bê tông chịu nén là hình chữ nhật, parabôn hay bất cứ hình dạng nào khác đều phải dẫn đến sự dự tính về sức kháng vật liệu phù hợp về cơ bản với các kết quả thí nghiệm.

Đối với TTGH sử dụng:

134

 Mặt cắt của dầm vẫn phẳng trước và sau khi biến dạng (giả thiết Bernoulli);  Vật liệu vẫn làm việc trong giai đoạn đàn hồi, biến dạng và ứng suất tuân

theo định luật Hook như sau: f = ɛ.E

 Khi mặt cắt đã nứt: Bỏ qua sự làm việc chịu kéo của bê tông hay coi vết nứt

ở vùng bê tông chịu kéo mở rộng đến trục trung hòa.

3) Các thông số ở TTGH cường độ được lấy theo các giá trị đề xuất đã nêu ở trên bao (cid:4593) (cid:3404) 40,46 MPa, ɛcu = 3,6 ‰, tham số khối ứng suất chữ nhật (cid:2009)(cid:2869) (cid:3404) 0,91 và gồm f(cid:2913) (cid:2869) (cid:3404) 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

'

n



26,379

GPa

, tỷ số mô đun đàn hồi

.



cE

E s E c

4.7. Phân tích ứng xử của dầm cầu bê tông geopolymer cốt thép ở trạng thái

giới hạn cường độ

4.7.1. Tiêu chuẩn sử dụng

Phương pháp phân tích ứng xử dầm cầu theo tiêu chuẩn AASHTO 2007 tương tự như tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05 của Việt Nam. Giả thiết không xét đến ứng suất kéo trong bê tông. Quan hệ ứng suất biến dạng vùng nén trên mặt cắt dầm chịu

'

uốn được coi như khối chữ nhật tương đương có hai cạnh

1c .

1 cf và

Quan hệ ứng suất biến dạng của GPC được xác định phù hợp với mô hình của Sargin, biến dạng lớn nhất của bê tông vùng nén trên dầm GPC được lấy theo Bảng 4.12. Từ đó tính giá trị (cid:2869) và (cid:2869) được lấy từ kết quả phân tích thí nghiệm ứng xử uốn của dầm RGPC, thể hiện trên Bảng 4.20.

4.7.2. Các số liệu từ thực nghiệm phục vụ phân tích ứng xử uốn của dầm cầu bê

tông Geopolymer tro bay

Từ các kết quả thí nghiệm vật liệu bê tông ở chương 3 và kết quả phân tích thí nghiệm uốn dầm ở mục 4.5. Tác giả lựa chọn hỗn hợp bê tông geopolymer G_40 ở trên để thiết kế dầm cầu mặt cắt chữ T bê tông cốt thép thường, và tiến hành phân tích tính

135

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.

Bảng 4.20: Các giá trị tính toán của G_40 dùng cho thiết kế dầm cầu

Thông số Ký hiệu Giá trị tính toán G_40 theo thí nghiệm Giá trị tính toán của OPC cấp 40

Cường độ nén đặc trưng 40,46 (MPa) 40

5,02 (MPa) 3,98 Cường độ kéo uốn đặc trưng

Mô đun đàn hồi đặc trưng 26,379 (GPa) 31,975

3,6 (‰) 3 (‰) Biến dạng nén lớn nhất

(cid:4593) (cid:1858)(cid:3030) (cid:4593) (cid:1858)(cid:3045) (cid:4593) (cid:1831)(cid:3030) (cid:3030)(cid:3048) (cid:2869) (cid:2869)

0,91 0,85 Hệ số khối ứng suất chữ nhật 0,79 0,76

4.7.3. Các thông số của dầm cầu tính toán

Tác giả lựa chọn cầu dầm phổ biến loại mặt cắt chữ T có chiều dài L=12 m được

thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05.

4.7.3.1. Kết cấu nhịp

1/2 MÆT C¾T GI÷A NHIP

1/2 MÆT C¾T TR£N GèI

1750

300

1800

300

1800

300

1750

0 1 6

0 0 5

5 7 1

3x2100

8000

Hình 4.42: Mặt cắt ngang cầu

Chiều dài toàn bộ cầu (mm) Lb = 12000

Chiều dài nhịp dầm (mm) Lg = 11500

Chiều rộng làm việc của cầu (mm) 8000

Chiều rộng gờ lan can (1 bên) (mm) 500

Khoảng cách giữa các dầm (mm) 2100

136

Số lượng dầm chủ 4

Số làn thiết kế 2

Chiều dày lớp phủ mặt cầu (mm) 74

4.7.3.2. Lựa chọn mặt cắt ngang dầm

a) Căn cứ chọn mặt cắt ngang dầm chủ:

 Chiều cao dầm h:

- Chiều cao dầm có thể chọn sơ bộ theo công thức:

h

L

mm





1200 600 

1 1  10 20

  

  

Trong đó: L là chiều dài nhịp tính toán.

- Đối với cầu dầm giản đơn bê tông cốt thép thường thì chiều cao dầm

không được nhỏ hơn: 0,07(cid:1838) (cid:3404) 840 (cid:1865)(cid:1865).

 Bề rộng sườn dầm bw:

- Có thể lựa chọn loại có bầu dầm hoặc không có bầu dầm;

- Thông thường với cầu dầm giản đơn có nhịp nhỏ (<20m) không có bầu dầm thì có thể chọn bw = 160-300 mm, với loại có bầu dầm thường chọn bw = 160-250 mm.

 Chiều dầy bản cánh hf :

b

3000



f

h

min

165

mm





- Theo 22TCN-272-05 thì

(bf là khoảng

f

30

cách trung bình hai tim dầm).



Kích thước bầu dầm

- Kích thước bầu dầm phải căn cứ vào việc bố trí cốt thép chủ trên mặt

cắt dầm để quyết định (số lượng thanh, khoảng cách các thanh);

- Đối với dầm đúc sẵn thì chiều cao phần bầu dầm không được nhỏ hơn

125 mm.

 Chiều rộng hữu hiệu của bản cánh: Bề rộng hữu hiệu của bản cánh không

lấy quá trị số nhỏ nhất trong ba trị số sau:

-

, với L là chiều dài nhịp hữu hiệu;

3000

mm





L 4

12000 4

- Khoảng cách tim giữa hai dầm;

137

- 12 lần bề dầy cánh và bê rộng sườn dầm.

b) Mô tả kích thước mặt cắt ngang dầm lựa chọn:

B

f h

d

bw

c

g H

b

a

Căn cứ vào các quy định trong tiêu chuẩn 22TCN-272-05 và kinh nghiệm, tác

giả lựa chọn kích thước mặt cắt ngang dầm cầu như sau:

Hình 4.43: Mặt cắt ngang tại giữa nhịp dầm cầu chữ T-12m

Bảng 4.21: Kích thước hình học giữa nhịp của dầm cầu chữ T-12m

Mô tả mặt cắt Ký hiệu Kích thước (mm)

Chiều cao dầm lựa chọn Hg = 950

Chiều rộng cánh dầm giữa B = 1800

Chiều rộng cánh dầm biên B = 1750

Chiều dày cánh dầm hf = 175

Kích thước phần vát cánh dầm d = 150

Chiều rộng sườn dầm bw = 170

m = 340 Kích thước bầu dầm a = 200

Vát bầu dầm b = 85

4.7.3.3. Bố trí cốt thép

Lựa chọn cốt thép dọc chủ gồm 12 thanh 29 bố trí ở bầu dầm như Hình 4.44.

12#29

Hình 4.44: Bố trí cốt thép dọc chủ trên mặt cắt ngang dầm cầu

138

4.7.3.4. Đặc trưng hình học của mặt cắt

Bảng 4.22: Đặc trưng hình học mặt cắt dầm

Mặt cắt Đơn vị Giai đoạn I

Diện tích m2 0,504

Mô men quán tính m4 0,039

Khoảng cách từ trục trung hòa đến mép dưới m 0,680

Khoảng cách từ trục trung hòa đến mép trên m 0,245

4.7.4. Tính nội lực dầm

Nội lực tại các mặt cắt trên dầm được tính toán theo hai giai đoạn:

Giai đoạn I: Trọng lượng bản thân dầm chủ.

Giai đoạn II: Tĩnh tải lan can, tay vịn, gờ chắn, lớp phủ mặt cầu và mối nối;

Hoạt tải xe thiết kế HL-93;

Tải trọng bộ hành.

4.7.5. Nội dung tính duyệt dầm

4.7.5.1. Sức kháng uốn

M .

Công thức kiểm tra sức kháng uốn của mặt cắt:

M u

n

0,9

;

Hệ số sức kháng uốn

Mu là mô men uốn tại mặt cắt kiểm tra;

Mn là Mô men kháng danh định của dầm mặt cắt chữ T chịu uốn được tính theo

công thức:

h

(4.35)

d

f

.

.

h .

.

. 

M A f . 









n

s

y

s

' c

b b  w

f

.  1

a 2

f 2

  

  

 a  2 

  

As : diện tích cốt thép chịu kéo; fy : ứng suất kéo chảy của cốt thép; ds : khoảng cách từ bê tông thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép

chịu kéo

b : chiều rộng cánh chịu nén; bw : chiều rộng bản bụng dầm; hf : chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện, là chiều dày quy đổi từ cánh trên của dầm;

(4.36)

139

a : chiều dày khối ứng suất tương đương, (cid:1853) (cid:3404) (cid:2869)(cid:1855)

4.7.5.2. Kiểm tra độ võng

2 3 L

2 4 a

 



Độ võng do hoạt tải được tính như sau:

(4.37)





Pa 48 EI

L là chiều dài nhịp dầm tính toán; a là khoảng cách từ trục xe đến gối gần nhất.

4.7.5.3. Kết quả tính duyệt

Kết quả kiểm toán dầm về chịu lực và độ võng thể hiện trong Bảng 4.23 như sau:

Bảng 4.23: Kết quả kiểm toán dầm cầu T12 m

Nội dung Tham số Dầm T12_G40 Dầm T12_OPC

uM

Mô men uốn tính toán (KN.m) 1404 1404

nM

Sức kháng uốn (KN.m) 2160 2155

M M /n u

Tỷ lệ 1,54 (Đạt) 1,53 (Đạt)

Kiểm tra độ võng dầm

Ig (mm4) 3,62E+10 3,62E+10 Mô men quán tính mặt cắt nguyên

Icr (mm4) Mô men quán tính mặt cắt đã nứt 2,65E+10 2,65E+10

Ie (mm4) Mô men quán tính của mặt cắt hữu hiệu 2,68E+10 2,68E+10

Do P1 ∆P1 (mm) 2,41 2,34

Do P2 ∆P2 (mm) 6,51 6,32 Độ võng của dầm do xe tải thiết kế Do P3 ∆P3 (mm) 0,58 0,56

Tổng cộng: ∆0 = (1+IM)*(∆P1+∆P2+∆P3) (mm) 11,88 11,53

Độ võng của dầm do tải trọng làn ∆4 (mm) 3,31 3,21

Độ võng của dầm do hoạt tải ∆h = 0,25*∆0+∆4 (mm) 6,28 6,10

Độ võng tức thời của dầm ∆ = max(∆0, ∆h) (mm) 11,88 11,53

Độ võng cho phép (L/800) (mm) 14 14

140

Như vậy, việc tính toán dầm cầu bê tông geopolymer tro bay theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 có điều chỉnh hệ số khối ứng suất vùng nén trên mặt cắt chịu uốn là chấp nhận được.

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.

Do mô đun đàn hồi thấp hơn nên độ võng do hoạt tải của dầm cầu GPC (11,88 mm) lớn hơn dầm cầu OPC (11,53 mm) khoảng 3%. Tuy nhiên, độ võng này vẫn nằm trong giới hạn cho phép trong tiêu chuẩn là 14 mm.

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.

4.8. Kết luận Chương 4

Về thực nghiệm, tác giả đã thực hiện thí nghiệm uốn bốn điểm trên 9 dầm bê tông geopolymer tro bay mặt cắt chữ nhật (125 x 230 x 2400 mm). Kết quả thí nghiệm thu được là các biểu đồ quan hệ tải trọng - độ võng, mô men - độ cong, tải trọng với biến dạng cốt thép chịu kéo và biến dạng bê tông chịu nén trên dầm.

Đã xây dựng được mô hình quan hệ ứng biến dạng vùng nén của dầm, đề xuất giá trị biến dạng lớn nhất của bê tông vùng nén phù hợp với các cấp GPC. Giá trị biến dạng này lớn hơn đối với bê tông xi măng, chứng tỏ GPC dẻo hơn OPC.

Xác định được hệ số khối ứng suất của bê tông geopolymer ở vùng nén của dầm chịu uốn. Từ đó, xây dựng được công thức tính sức kháng uốn của dầm GPC, kết quả tính toán sức kháng uốn đề xuất phù hợp với kết quả mô men phá hoại trên các dầm thí nghiệm.

Kết quả tính toán theo lý thuyết đàn hồi xác định tải trọng gây nứt và tải trọng

chảy dẻo phù hợp với kết quả dầm GPC thí nghiệm.

Phân tích ứng xử uốn của dầm cầu sử dụng hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay G_40 có kết quả tương tự như tính toán với dầm bê tông xi măng. Dầm cầu GPC đảm bảo khả năng chịu uốn, cắt và độ võng nằm trong giới hạn cho phép.

141

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

1. Kết luận

Luận án đã tập trung nghiên cứu thành phần, các tính chất cơ học, xây dựng mô hình vật liệu bê tông geopolymer tro bay, phân tích ứng xử uốn của các dầm bê tông geopolymer tro bay cốt thép và khả năng ứng dụng trong xây dựng cầu. Các kết luận chính của luận án bao gồm:

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: tác giả đã thiết kế thành phần được ba hỗn hợp bê tông geopolymer tro bay có cường độ tương ứng đạt cấp 30, 40 và 50 MPa bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm. Bê tông geopolymer tro bay có cốt liệu tương tự như bê tông xi măng. Chất kết dính là hỗn hợp của tro bay và dung dịch kiềm kích hoạt bao gồm dung dịch NaOH kết hợp với nước thủy tinh Na2SiO3. Kết quả thí nghiệm kiểm tra cường độ bê tông geopolymer đã thiết kế cho thấy kết quả cường độ đạt yêu cầu với độ tin cậy cao.

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.

'



0, 65 5.

D

f





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 3 nhánh giảm tải trong phương trình được tác giả điều chỉnh là

.10c

cho phù hợp.

0

2, 45 2,75 

1.5. Biến dạng tương ứng với ứng suất cực đại của GPC nằm trong khoảng . Biến dạng lớn nhất khi nén của GPC có thể được xác định theo

00



'

0

35,893.

(

)

. Giá trị biến dạng lớn nhất sử dụng để

phương trình



00

 cu

cf



 0,592

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.

142

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 bê tông geopolymer cốt thép 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 1 0,91 

1 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 của cột bê tông geopolymer cốt thép.

- Lựa chọn tiết diện dầm phù hợp (chữ I, T, hình hộp…) cho loại dầm cầu 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;

143

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ

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.

144

TÀI LIỆU THAM KHẢO

TIẾNG VIỆT

[1]. Bộ Khoa học Công nghệ (1993) TCVN 3116: Bê tông - Phương pháp xác định khối lượng

thể tích.

[2]. Bộ Giao Thông Vận Tải (2005) Tiêu chuẩn thiết kế Cầu 22TCN-272-05.

[3]. PGS.TS Nguyễn Văn Dũng (2014), Nghiên cứu chế tạo bê tông geopolymer từ tro bay,

Tạp chí Khoa học và Công nghệ - Đại học Đà Nẵng. Số 5 (78).

[4]. Nguyễn Văn Dự và Nguyễn Đăng Bình (2011), Quy hoạch thực nghiệm trong kỹ thuật,

Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật Hà Nội.

[5]. PGS.TS Đào Văn Đông (2009), Nghiên cứu một số tính chất cơ học của bê tông Polyme

vô cơ, Cầu đường Việt Nam, Số 12, trang 22-26.

[6]. PGS.TS Đào Văn Đông (2010), Nghiên cứu ứng xử nén và kéo khi uốn của vữa polyme

vô cơ, Tạp chí Giao thông Vận tải.

[7]. PGS.TS Đào Văn Đông (2011), Nghiên cứu một số tính chất của vữa polyme vô cơ trong

môi trường ăn mòn nước biển, Tạp chí Giao thông Vận tải. số tháng 6.

[8]. PGS.TS Đào Văn Đông (2011), Nghiên cứu ứng xử phá hoại của vữa polyme vô cơ ở

nhịêt độ cao, Tạp chí Giao thông Vận tải, số tháng 3, trang 30-33.

[9]. http://tapchixd.com (23/11/2016).

[10]. PGS.TS. Ngô Đăng Quang và TS. Nguyễn Duy Tiến (2009), Kết cấu bê tông, Nhà xuất

bản Giao Thông Vận Tải, Hà Nội.

[11]. Quyết định 1488/2011/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ (29/8/2011), Phê duyệt Quy hoạch phát triển công nghiệp xi măng Việt Nam giai đoạn 2011 - 2020 và định hướng đến năm 2030.

[12]. Quyết định số 121/2008/QĐ-TTG của Thủ tướng Chính phủ (29/8/2008), Phê duyệt Quy

hoạch tổng thể phát triển vật liệu xây dựng Việt Nam đến năm 2020.

[13]. Ths. Trần Việt Hưng và PGS.TS Đào Văn Đông (2015), Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến tính chất cơ học của chất kết dính polymer vô cơ (geopolymer), Đề tài nghiên cứu khoa học cấp trường, Trường Đại học Giao thông Vận tải.

[14]. GS.TS. Phạm Duy Hữu, TS. Ngô Xuân Quảng và Mai Đình Lộc (2011), Vật liệu xây

dựng, Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội.

[15]. GS.TS. Phạm Duy Hữu, PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long, PGS. TS. Đào Văn Đông và TS. Phạm Duy Anh (2008), Bê tông cường độ cao và bê tông chất lượng cao, Nhà xuất bản Giao thông Vận tải, Hà Nội.

TIẾNG ANH

[16]. ACI 214R (2002), Evaluation of Strength Test Results of Concrete, American Concrete

Institute.

[17]. ACI 318M (2011), Building Code Requirements for Structural Concrete and

Commentary, American Concrete Institute, Detroit, USA.

145

[18]. ACI Committee 363 (2010), State-of-the-Art Report on High-Strength Concrete,

American Concrete Institute, Detroit, USA.

[19]. ACAA (2004), 2003 Coal Combustion Product (CCP) Production and Use Survey,

American Coal Ash Association, Aurora, U.S.

[20]. P.C. Aïtcin (1998), High Performance concrete, E. & F.N. Spon, London. 32, pp. 591.

[21]. S. Alonso và A. Palomo (2001), Alkaline Activation of Metakaolin and Calcium Hydroxide Mixtures: Influence of Temperature, Activator Concentration and Solids Ratio, Materials Letters. 47 (No. 1-2), pp. 55-62.

[22]. R. Anuradha (2013), Studies on flexural behaviour of reinforced geopolymer concrete using river sand and manufactured sand, Faculty of Civil Engineering, Anna University, Chennai.

[23]. T. Bakharev (2003), Resistance of geopolymer materials to acid attack, Cement and

Concrete Research. 35, pp. 658–670.

[24]. T. Bakharev (2006), Thermal behaviour of geopolymers prepared using class F fly ash

and elevated temperature curing, Cement and Concrete Research. 36, pp. 1134-1147.

[25]. P. Balaguru, S. Kurtz và J. Rudolph (1997), Geopolymer for Repair and Rehabilitation

of Reinforced Concrete Beams, Geopolymer Institute, St Quentin, France.

[26]. V. F. F. Barbosa, K. J. D. Mackenzie và C. Thaumaturgo (2000), Synthesis and characterisation of materials based on inorganic polymers of alumina and silica: sodium polysialate polymers, International Journal of Inorganic Materials. 2, pp. 309–317.

[27]. Comite Euro - International Du Beton (1993), CEB-FIP MODEL CODE 1990: DESIGN

CODE.

[28]. ASTM C31 (2003), Standard Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens

in the Field.

[29]. ASTM C33 (1999), Standard Specification for Concrete Aggregates.

[30]. ASTM C39 (2003), Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical

Concrete Specimens.

[31]. ASTM C136 (2001), Standard Test Method for Sieve Analysis of Fine and Coarse

Aggregates.

[32]. ASTM C192 (2002), Standard Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens

in the Laboratory.

[33]. ASTM C618-03 (2003), Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined

Natural Pozzolan for Use in Concrete.

[34]. Nguyen Van Chanh, Bui Dang Trung và Dang Van Tuan (2008), Recent Research Geopolymer Concrete, the 3rd ACF International Conference-ACF/VCA, Ho Chi Minh City.

[35]. J. K. Dattatreya, N. P. Rajamane, D. Sabitha, P. S. Ambily và Nataraja M. C. (2011), Flexural behaviour of reinforced Geopolymer concrete beams, Indian Journal of Civil and Structural Engineering. 2(1), pp. 138-159.

146

[36]. J. Davidovits (1994), High-alkali Cements for 21st Century Concretes, Concrete

Technology: Past, Present and Future, ACI, Detroit, USA, pp. 383-397.

[37]. J. Davidovits (1999), Chemistry of Geopolymeric Systems, Terminology., Geopolymer

’99 International Conference, France.

[38]. J. Davidovits (2002), 30 Years of Successes and Failures in Geopolymer Applications. Market Trends and Potential Breakthroughs, Geopolymer 2002 Conference, October 28- 29, 2002, Melbourne, Australia.

[39]. J. Davidovits (2008), Geopolymer Chemistry and Applications, Institut Géopolymère,

Saint-Quentin, France.

[40]. J. Davidovits (1991), Geopolymers – Inorganic polymeric new materials, Journal of

Thermal Analysis. 37, pp. 1633–1656.

[41]. Joseph Davidovits và Margie Morris (1988), The Pyramids: An Enigma Solved, Dorset

Press, New York.

[42]. P. Duxson, Fernández-Jiménez, J. L. Provis, G. C. Lukey, A. Palomo và J. S. J. Van Deventer (2007), Geopolymer technology: The current state of the art, Journal of Materials Science. 42(9), pp. 2917-2933.

[43]. F. Pacheco-Torgal, Z. Abdollahnejad, A. F. Camões, M. Jamshidi và Y. Ding (2012), Durability of alkali-activated binders: a clear advantage over Portland cement or an unproven issue?, Construction and Building Materials. 30, pp. 400–405.

[44]. A. M. Fernández-Jiménez, A. Palomo và C. López-Hombrados (2006), Engineering Properties of Alkali-Activated Fly Ash Concrete, ACI Materials Journal. 103(No. 2), pp. 106-112.

[45]. A. Fernández-Jiménez và A. Palomo (2003), Characterisation of fly ashes. Potential

reactivity as alkaline cements, Fuel. 82, pp. 2259-2265.

[46]. A. Fernández-Jiménez, A. Palomo và M. Criado (2005), Microstructure development of alkali-activated fly ash cement: A descriptive model, Cement and Concrete Research. 35(No. 6), pp. 1204–1209.

[47]. fib.CEB-FIP (2000), Bond of reinforcement in concrete, Bulletin 10. International Federation for Structural Concrete (fib) ed. Vol. State-of-art report prepared by Task Group Bond Models (former CEB Task Group 2.5), Lausanne, Switzerland, pp.427.

[48]. František Škvára, Josef Doležal, Pavel Svoboda, Lubomír Kopecký, Simona Pawlasová, Martin Lucuk, Kamil Dvořáček, Martin Beksa, Lenka Myšková và Rostislav Šulc, Concrete Based on Fly Ash Geopolymers, research project CEZ:MSM 6046137302: Preparation and research of functional materials and material technologies using microand nanoscopic methods and Czech Science Foundation Grant 103/05/2314 Mechanical and engineering properties of geopolymer materials based on alkali-activated ashes.

[49]. I. García-Lodeiro, A. Palomo và A. Fernández-Jiménez (2007), Alkali–aggregate reaction in activated fly ash systems, Cement and Concrete Research. 37(2), pp. 175–183.

147

[50]. J. T. Gourley và G. B. Johnson (2005), Developments in Geopolymer Precast Concrete, Paper presented at the International Workshop on Geopolymers and Geopolymer Concrete, Perth, Australia.

[51]. Hardjito D., Wallah S. E. và Sumajouw M. J. (2005), The stress–strain behaviour of fly ash-based geopolymer concrete. In: Developments in mechanics of structures and materials, A A Balkema Publishers, The Netherlands, pp.831–834.

[52]. D. Hardjito và B. V. Rangan (2005), Development and Properties of Low Calcium Fly Ash Based Geopolymer Concrete, Research Report GC1, Faculty of Engineering, Curtin University of Technology, Australia.

[53]. C. Heidrich (2003), Ash Utilisation - an Australian Perspective, October 20-22, Center for Applied Energy Research, University of Kentucky, USA., 2003 International Ash Utilization Symposium.

[54]. Eivind Hognestad ( 1951), A study of combined bending and axial load in reinforced concrete members, in Engineering Experiment Station Bulletin, University of Illinois, Urbana, Ill, USA.

[55]. Thomas T. C. Hsu và Y. L. Mo (2010), Unified Theory of Concrete Structures, John

Wiley & Sons Ltd, United Kingdom.

[56]. D. Kong, J. Sanjayan và K. Sagoe-Crentsil (2007), Comparative performance of geopolymers made with metakaolin and fly ash after exposure to elevated temperatures, Cement and Concrete Research. 37, pp. 1583-1589.

[57]. S. Kumaravel và S. Thirugnanasambandam (2013), Flexural Behaviour of Reinforced Low Calcium Fly Ash based Geopolymer Concrete Beam, India Journal of Civil and Structural Engineering. 2(11).

[58]. K. Kupwade-Patil và E. Allouche (May 9-12, 2011), Effect of Alkali Silica Reaction (ASR) in Geopolymer Concrete, Proceedings of the World of Coal Ash (WOCA) Conference, Denver, Colorado, USA.

[59]. W. K. Lee (2002), Solid-Gel Interactions in Geopolymers, PhD Thesis, Department of

Chemical Engineering, University of Melbourne, Australia.

[60]. W. K. W. Lee và J. S. J. van Deventer (2004), The Interface between Natural Siliceous Aggregates and Geopolymers, Cement and Concrete Research. 34(2), pp. 195-206.

[61]. Z. Li, Z. Ding và Y. Zhang (2004), Development of sustainable cementitious materials, International Workshop on Sustainable Development and Concrete Technology, Beijing, China, May 20-21.

[62]. Weena Lokuge và Warna Karunasena (2016), Ductility enhancement of geopolymer concrete columns using fibre-reinforced polymer confinement, Journal of Composite Materials. 50(14), pp. 1887-1896.

[63]. V. M. Malhotra (1999), Making Concrete "Greener" with Fly Ash, Concrete International.

21 (5), pp. 61-65.

148

[64]. P. G. Malone, Charlie A., J. Randall và T. Kirkpatrick (1985), Potential Applications of Alkali-Activated Alumino-Silicate Binders in Military Operations, Assistant Secretary of the Army (R&D) Department of The Army, Washington, DC.

[65]. R. McCaffrey (2002), Climate Change and the Cement Industry, Global Cement and

Lime Magazine (Environmental Special Issue), pp. 15-19.

[66]. B. C. McLellana, R. P. Williamsb, J. Laya, A. V. Riessenb và G. D. Cordera (2011), Costs and carbon emissions for geopolymer pastes in comparison to ordinary portland cement, Journal of Cleaner Production. 19(9-10), pp. 1080–1090.

[67]. P. K. Mehta (1999), Concrete Technology for Sustainable Development, Concrete

International. 21(11), pp. 47-53.

[68]. Khoa Tan Nguyen, Namshik Ahn, Tuan Anh Le và Kihak Lee (2016), Theoretical and experimental study on mechanical properties and flexural strength of fly ash-geopolymer concrete, Construction and Building Materials. 106, pp. 65-77.

[69]. American Association of State Highway and Transportation Officials (2007), AASHTO

LRFD Bridge Design Specifications.

[70]. Jos G.J. Olivier, Greet Janssens-Maenhout, Marilena Muntean và Jeroen A.H.W. Peters (2013), Trends in global CO2 emissions: 2013 Report, Netherlands Environmental Assessment Agency.

[71]. A. Palomo, M. T. Blanco-Varela, M. L. Granizo, F. Puertas, T. Vazquez và M. W. Grutzeck (1999b), Chemical stability of cementitious materials based on metakaolin, Cement and Concrete Research(29), pp. 997–1004.

[72]. A. Palomo, M. W. Grutzeck và M. T. Blanco (1999), Alkali-activated fly ashes – A cement

for the future., Cement and Concrete Research. 29, pp. 1323–1329.

[73]. Jeffrey C. Petermann, Athar Saeed và Michael I. Hammons (1010), Alkali-Activated Geopolymers: A Literature Review, The Air Force Research Laboratory's Materials and Manufacturing Directorate.

[74]. Woraphot Prachasaree, Suchart Limkatanyu, Abideng Hawa và Agarat Samakrattakit (2014), Development of Equivalent Stress Block Parameters for Fly-Ash-Based Geopolymer Concrete, Arabian Journal for Science and Engineering. 39(12), pp. 8549– 8558.

[75]. J.L. Provis, J.S.J. Van Deventer và (Editors) (2009), Geopolymers: Structure, Processing, Properties and Industrial Applications, Woodhead Publishing, Cambridge, UK.

[76]. A.O. Purdon (1940), L’action des alcalis sur le laitier de haut-founeau (The action of alkalis on blast furnace slag), Journal de la Société des Industries Chimiques, Bruxelles, Belgium, (Journal of the Society of Chemical Industry). 59, pp. 191–202.

[77]. J. W. Phair và J. S. J. van Deventer (2001), Effect of silicate activator pH on the leaching and material characteristics of waste-based inorganic polymers, Minerals Engineering. 14(No.3), pp. 289-304.

149

[78]. R.F. Warner, B.V. Rangan, A.S. Hall và K.A. Faulkes (1998), Concrete Structures,

Melbourne, Longman.

[79]. N. P. Rajamane, M. C. Nataraja, N. Lakshmanan và P. S. Ambily (2012), Literature survey on geopolymer concretes and a research plan in Indian context – Part 1, The Masterbuilder. 14(No 4 - April), pp. 148-161.

[80]. B. V. Rangan (2008), Fly Ash Based Geopolymer Concrete, Research Report GC4, Curtin

University of Technology, Perth, Australia.

[81]. B. V. Rangan (2014), Geopolymer concrete for environmental protection, The Indian

Concrete Journal. 88(4), pp. 41-48, 50-59.

[82]. B.V. Rangan (2008), Chapter 26: Low-calcium, fly-ash-based geopolymer concrete, Concrete Construction Engineering Handbook - 2 edition, ed, Taylor & Francis, New York, USA.

[83]. D. A. Rickard William (2012), Assessing the suitability of fly ash geopolymers for high

temperature applications, PhD Thesis, Curtin University of Technology.

[84]. S.E. Wallah và B.V. Rangan (2006), Low calcium fly ash based geo-polymer concrete: Long term properties, Research report GC2, Curtin University of Technology, Australia.

[85]. M. Sargin (1971), Stress-Strain Relationship for Concrete and the Analysis of Structural Concrete Sections, Solid Mechanics Division, Study 4, ed, University of Waterloo, Canada.

[86]. Prabir Kumar Sarker (2008), Analysis of geopolymer concrete columns, Materials and

Structures. 42(6), pp. 715-724.

[87]. Prabir Kumar Sarker (2008), A Constitutive model for fly ash-based geopolymer concrete,

ACEE Journal 1(4), pp. 113-120.

[88]. Prabir Kumar Sarker (2011), Bond strength of reinforcing steel embedded in fly ash-based

geopolymer concrete, Materials and Structures. 44(5), pp. 1021-1030.

[89]. Sindhunata (2006), A conceptual model of geopolymerisation, PhD Thesis of Chemical & Biomolecular Engineering Department. Melbourne, The University of Melbourne.

[90]. M. Sofi, J. S. J. van Deventer, P. A. Mendis và G. C. Lukey (2007), Engineering Properties of Inorganic Polymer Concretes (IPCs), Cement and Concrete Research. 37, pp. 251-257.

[91]. European Standard (2005), EN 10080: Steel for the reinforcement of concrete - Weldable

reinforcing steel - General.

[92]. M.D.J. Sumajouw và B.V. Rangan (2006), Low-Calcium Fly Ash-Based Geopolymer Concrete: Reinforced Beams and ColumnsResearch Report GC3, Faculty of Engineering, Curtin University of Technology, Perth, Australia.

[93]. Fernando Pacheco Torgal và Said Jalali (2011), Eco-efficient Construction and Building

Materials, Springer, 247 pages.

[94]. L. K. Turner và F. G. Collins (2013), Carbon dioxide equivalent (CO2-e) emissions: A comparison between geopolymer and OPC cement concrete, Construction and Building Materials. 43, pp. 125–130.

150

[95]. J. G. S. Van Jaarsveld, J. S. J. van Deventer và A. Schwartzman (1999), The potential use of geopolymeric materials to immobilize toxic metals: Part II. Material and leaching characteristics, Minerals Engineering. 12(No. 1), pp. 75-91.

[96]. H. Van Oss (2011), Cement Statistics and Information Mineral Commodity Summaries,

United State Geological Survey.

[97]. J. Wastiels, X. Wu, S. Faignet và G. Patfoort (1993), Mineral polymer based on fly ash, Proceedings of the 9th International Conference on Solid Waste Management, Philadelphia, pp. 8.

[98]. www.geopolymer.org.

[99]. www.wagner.com.au.

[100]. www.zeobond.com.

[101]. Z. Xie và Y. Xi (2001), Hardening mechanisms of an alkaline-activated class F fly ash,

Cement and Concrete Research. 31(No.9), pp. 1245-1249.

[102]. H. Xu (2002), Geopolymerisation of Aluminosilicate Minerals, PhD Thesis, Department

of Chemical Engineering, University of Melbourne, Australia.

[103]. H. Xu và J. S. J. van Deventer (2000), The geopolymerisation of alumino-silicate

minerals, International Journal of Mineral Processing. 59(No.3), pp. 247-266.

[104]. H. Xu và J. S. J. van Deventer (2001), Effect of Alkali Metals on the Preferential Geopolymerisation of Stilbite/Kaolinite Mixtures, Industrial and Engineering Chemistry Research. 40, pp. 3749-3756.