Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC XÂY DỰNG HÀ NỘI

Lê Ngọc Lan

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM BÊ

TÔNG NHẸ SỬ DỤNG CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ TỪ PHẾ THẢI

PHÁ DỠ CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng

Mã số: 9580201

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

Hà Nội – Năm 2022

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC XÂY DỰNG HÀ NỘI

Lê Ngọc Lan NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM BÊ

TÔNG NHẸ SỬ DỤNG CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ TỪ PHẾ THẢI

PHÁ DỠ CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng

Mã số: 9580201

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS Nguyễn Hùng Phong

Hà Nội – Năm 2022

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số

liệu, kết quả nghiên cứu nêu trong luận án là trung thực và chưa từng được

công bố trong bất kỳ công trình nào khác

Hà Nội, ngày tháng năm 2022

TÁC GIẢ LUẬN ÁN

LỜI CẢM ƠN

Tác giả xin chân thành cảm ơn và bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc nhất tới

thầy hướng dẫn Luận án tiến sỹ: PGS.TS Nguyễn Hùng Phong đã tận tình

hướng dẫn, cho nhiều chỉ dẫn khoa học có giá trị, thường xuyên động viên, tạo

điều kiện thuận lợi, giúp đỡ tác giả trong suốt quá trình học tập, nghiên cứu,

hoàn thành luận án và nâng cao năng lực khoa học của tác giả.

Tác giả cũng xin chân thành cảm ơn các thầy, cô Bộ môn Công trình Bê

tông cốt thép trường Đại học Xây dựng Hà Nội đã có nhiều giúp đỡ, góp ý xác

đáng và quý báu cho tác giả trong quá trình hoàn thiện luận án. Cảm ơn Phòng

Thí nghiệm và Kiểm định Công trình LAS-XD125, Khoa Xây dựng dân dụng

và công nghiệp, Phòng Quản lý đào tạo nơi tác giả nghiên cứu và hoàn thành

luận án.

Cuối cùng tác giả bày tỏ lòng biết ơn những người thân trong gia đình

đã động viên, khích lệ, chia sẻ những khó khăn với tác giả trong quá trình thực

hiện luận án.

Xin trân trọng cảm ơn!

Hà Nội, ngày tháng năm 2022

TÁC GIẢ LUẬN ÁN

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ........................................................................................... i

LỜI CẢM ƠN ................................................................................................ ii

MỤC LỤC .................................................................................................... iii

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT ..................................................................... vi

DANH MỤC KÝ HIỆU ............................................................................... vii

DANH MỤC CÁC BẢNG ............................................................................ ix

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ ................................................................ xii

MỞ ĐẦU ....................................................................................................................... 1

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU ........................................................ 6

1.1. Tổng quan về bê tông nhẹ .................................................................... 6

1.1.1. Khái niệm về bê tông nhẹ ................................................................. 6

1.1.2. Các loại cốt liệu nhẹ ......................................................................... 9

1.1.3. Các đặc trưng cơ học của bê tông nhẹ............................................. 15

1.2. Sự làm việc dầm bê tông nhẹ khi chịu uốn ......................................... 20

1.2.1. Mô hình vật liệu ............................................................................. 20

1.2.2. Cơ sở lý thuyết tính toán cấu kiện chịu uốn bê tông nhẹ ................. 30

1.3. Định hướng nghiên cứu của luận án ................................................... 38

CHƯƠNG 2. NGHIÊN CỨU CHẾ TẠO VÀ ĐÁNH GIÁ TÍNH CHẤT CƠ

LÝ CỦA BÊ TÔNG NHẸ CHẾ TẠO TỪ CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ TỪ PHẾ

THẢI XÂY DỰNG ................................................................................................... 39

2.1. Nghiên cứu thực nghiệm chế tạo bê tông nhẹ từ phế thải xây dựng .... 39

2.1.1. Xây dựng thành phần cấp phối theo phương pháp thực nghiệm ...... 39

2.1.2. Tiến hành nghiên cứu, khảo sát thành phần cấp phối ...................... 46

2.1.3. Nhận xét kết quả ............................................................................. 48

2.2. Xác định ảnh hưởng của thành phần hạt nhẹ đến cường độ của bê tông nhẹ52

2.2.1. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến tính công tác của hỗn hợp bê tông

..................................................................................................................... 53

2.2.2. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến khối lượng thể tích của hỗn hợp bê

tông .............................................................................................................. 54

2.2.3. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến cường độ chịu nén của bê tông nhẹ . 55

2.3. Nghiên cứu thực nghiệm đánh giá các tính chất cơ lý của bê tông nhẹ

chế tạo từ cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng ...... 57

2.3.1. Khối lượng thể tích của bê tông ...................................................... 57

2.3.2. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo và mô đun

đàn hồi của bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế .............................. 59

2.3.3. Quan hệ ứng suất – biến dạng bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

..................................................................................................................... 77

2.4. Nghiên cứu thực nghiệm quan hệ lực dính – độ trượt bê tông nhẹ sử dụng

hạt cốt liệu nhẹ tái chế .............................................................................. 81

2.5. Nhận xét chương 2 ............................................................................. 90

3.1. Nghiên cứu thực nghiệm sự làm việc của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt

cốt liệu nhẹ tái chế cốt thép ....................................................................... 94

3.1.1. Mục tiêu nghiên cứu ....................................................................... 94

3.1.2. Thiết kế mô hình thí nghiệm ........................................................... 94

3.1.3. Khảo sát kết quả thực nghiệm ....................................................... 106

3.2. Cơ sở lý thuyết tính toán dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái

chế chịu uốn ............................................................................................ 119

3.2.1. Mômen kháng nứt của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

................................................................................................................... 119

3.2.2. Mô men giới hạn của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế . 121

3.2.3. Khoảng cách vết nứt của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái

chế cốt thép khi chịu uốn theo trạng thái giới hạn thứ II ......................... 122

3.3. Mô phỏng số sự làm việc của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ

tái chế cốt thép ........................................................................................ 125

3.3.1. Lý thuyết sử dụng phần mềm ........................................................ 125

3.3.2. Mô hình vật liệu bê tông và cốt thép ............................................. 126

3.3.3. Mô phỏng số dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế nghiên cứu

............................................................................................................... 127

3.4. Kiểm chứng kết quả tính toán theo mô hình lý thuyết, kết quả mô phỏng

số với kết quả thực nghiệm ..................................................................... 128

3.4.1. So sánh kết quả nghiên cứu tính toán lý thuyết, kết quả nghiên cứu theo

mô phỏng số Response 2000 và theo kết quả nghiên cứu thực nghiệm ... 129

3.4.2. So sánh kết quả tính toán theo các tiêu chuẩn và kết quả thực nghiệm

khoảng cách giữa các vết nứt ..................................................................... 131

3.5. Nhận xét chương 3 ........................................................................... 132

KẾT LUẬN ............................................................................................... 134

DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ ........................................... 136

TÀI LIỆU THAM KHẢO .......................................................................... 137

PHỤ LỤC 1 .............................................................................................................. PL1

PHỤ LỤC 2 .............................................................................................................. PL6

PHỤ LỤC 3 .............................................................................................................. PL9

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT

I. TIẾNG VIỆT

BTCT Bê tông cốt thép

Bê tông nhẹ BTN

Bê tông nặng thông thường BTT

BTNCLNTC Bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

CKD Chất kết dính

CLN Cốt liệu nhẹ

CLNTC Cốt liệu nhẹ tái chế

FA Tro bay

KLTT Khối lượng thể tích

LT Lý thuyết

PTXD Phế thải xây dựng

SD Siêu dẻo

TB Trung bình

TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam

TN Thực nghiệm

II. TIẾNG ANH

ACI American Concrete Institute (Viện Bê tông Mỹ)

BS British Standard Institution (Viện Tiêu chuẩn Anh)

EC Eurocode

MC Model Code

vii

DANH MỤC KÝ HIỆU

N/X Tỷ lệ nước / xi măng

N/CKD Tỷ lệ nước / chất kết dính

Tỷ lệ thể tích cốt liệu nhẹ / thể tích bê tông 𝑉#$%/𝑉’

Tỷ lệ thể tích cát / cốt liệu 𝑉#/𝑉#$

Hạt S2 Hạt cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình có

đường kính từ 4 - 8 mm

Hạt S3 Hạt cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình có

đường kính từ 8 - 16 mm

Khối lượng thể tích khô của bê tông, kg/m3 𝜌)

Mô đun đàn hồi của bê tông, MPa Ec

Mô đun đàn hồi của cốt thép, MPa Es

Cường độ chịu nén, MPa

Cường độ chịu kéo dọc trục, MPa 𝑓) fct

Cường độ chịu kéo khi uốn, MPa fr

Cường độ chịu ép chẻ (kéo bửa), MPa fct,sp

Cường độ chịu kéo trung bình của bê tông fctm

Lực bám dính, MPa 𝜏

Lực bám dính trung bình của bê tông, MPa 𝜏

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ nhỏ nhất c

Đường kính cốt thép.

Hệ số kể đến sự phân bố không đều biến dạng tương đối của 𝜓-

cốt thép chịu kéo giữa các vết nứt

Wpl Mômen kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ bê tông

chịu kéo ngoài cùng

Mô men bắt đầu gây chảy dẻo cốt thép trong dầm 𝑀-

Mômen kháng nứt của tiết diện 𝑀)0)

viii

Mômen giới hạn của dầm bê tông cốt thép 𝑀1

Ứng suất của cốt thép 𝜎-

Ứng suất nén của bê tông 𝜎)

Biến dạng của bê tông khi chịu nén 𝜀)

5 lớn nhất 𝑓)

Biến dạng của bê tông khi chịu nén tương ứng với ứng suất 𝜀)4

Biến dạng của bê tông vùng nén đạt trạng thái cực hạn 𝜀)1

Biến dạng kéo trong bê tông 𝜀)6

Biến dạng tương đối của cốt thép 𝜀-

Bề rộng vết nứt 𝑤0

Khoảng cách giữa các vết nứt

Độ cong của dầm

𝑆0 1 𝑟

Act,ef Tiết diện ngang chịu kéo hiệu quả

Tải trọng phá hoại mẫu P

Diện tích tiết diện ngang của mẫu F

lần lượt là hợp lực của bê tông vùng nén và vùng kéo 𝐹)6, 𝐹))

Hợp lực của cốt thép vùng kéo 𝐹-6

Ứng suất chịu kéo của cốt thép 𝑓-6

biến dạng trung bình của cốt thép chịu kéo 𝜀-<

biến dạng trung bình của bê tông giữa hai khe nứt 𝜀)<

Ứng suất cốt thép tại vị trí có khe nứt 𝜎-,)0)

Vị trí trục trung hoà x

Tổng diện tích cốt thép chịu kéo 𝐴-6

DANH MỤC CÁC BẢNG

Bảng 1.1. Bảng phân loại bê tông nhẹ theo mục đích sử dụng ........................ 7

Bảng 1.2. Phân loại bê tông nhẹ theo khối lượng thể tích theo EN 206-2013 ....... 7

Bảng 1.3. Phân loại bê tông nhẹ theo cấp cường độ chịu nén theo EN 206-2013 ...... 7

Bảng 1. 4. Phân loại bê tông nhẹ theo ACI 213R-87 ...................................... 8

Bảng 1. 5. Hệ số tương ứng trong biểu đồ lực dính - độ trượt của BTN........ 28

Bảng 2. 1. Độ nén dập của hạt cốt liệu ....................................................... 41

Bảng 2. 2. Cấp phối sơ bộ ............................................................................ 43

Bảng 2. 3. Cấp phối sau khi điểu chỉnh tỷ lệ................................................. 46

Bảng 2. 4. Bảng Cấp phối BTCLNTC không sử dụng phụ gia siêu dẻo và kết

quả nén mẫu thí nghiệm ............................................................................... 47

Bảng 2. 5. Bảng cấp phối BTNCLNTC có sử dụng phụ gia siêu dẻo và kết quả

nén mẫu thí nghiệm ...................................................................................... 48

Bảng 2. 6. Thành phần cấp phối và kết quả thí nghiệm tương ứng ............... 52

Bảng 2. 7 Cấp phối hỗn hợp bê tông nhẹ sử dụng đúc mẫu .......................... 57

Bảng 2. 8. Kết quả thí nghiệm KLTT của BTNCLNTC ............................... 58

Bảng 2. 9. Giá trị cường độ chịu nén của mẫu thí nghiệm nhóm mẫu M1 .... 61

Bảng 2. 10. Giá trị cường độ chịu nén của nhóm mẫu M2 ............................ 61

Bảng 2. 11. Giá trị cường độ chịu nén của nhóm mẫu M3 ............................ 62

Bảng 2. 12. Cường độ chịu nén và KLTT khô của BTNCLNTC tương ứng các

mẫu cấp phối ................................................................................................ 63

Bảng 2. 13. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M1 ........ 66

Bảng 2. 14. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M2 ........ 67

Bảng 2. 15. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M3 ........ 67

Bảng 2. 16. Bảng so sánh giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm và

tính toán lý thuyết ........................................................................................ 68

Bảng 2. 17. Bảng so sánh giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm và

tính toán lý thuyết theo (2.1) ........................................................................ 70

Bảng 2. 18. Tỷ số giữa cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu kéo khi ép chẻ γ 70

Bảng 2. 19. Giá trị mô đun đàn hồi của nhóm mẫu M1 ................................ 73

Bảng 2. 20. Giá trị mô đun đàn hồi của nhóm mẫu M2 ................................ 73

Bảng 2. 21. Giá trị mô đun đàn hồi của mẫu cấp phối M3 ............................ 74

Bảng 2. 22. Bảng so sánh giá trị mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán lý thuyết

..................................................................................................................... 74

Bảng 2. 23. Bảng so sánh giá trị mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán lý

thuyết theo (2.3) ........................................................................................... 76

Bảng 2. 24. Trị số thực nghiệm biến dạng εc1 của BTNCLNTC khi chịu nén

..................................................................................................................... 79

Bảng 2. 25. Bảng giá trị s1, s2, τmax, τf , τph xác định từ kết quả thực nghiệm

tương ứng ..................................................................................................... 86

Bảng 2. 26. Các giá trị xác định s1, s2, τmax, τf ......................................... 87

Bảng 2. 27. Các giá trị τmax, τf theo kết quả thực nghiệm và theo lý thuyết 88

Bảng 2. 28. Các giá trị lực dính τ theo khối lượng thể tích ........................... 90

Bảng 3. 1. Cấp phối hỗn hợp bê tông nhẹ sử dụng đúc mẫu ......................... 96

Bảng 3. 2. Khối lượng thể tích bê tông nhẹ cốt liệu nhẹ tái chế .................... 97

Bảng 3. 3. Tính chất cơ lý của các mẫu cấp phối lựa chọn ........................... 97

Bảng 3. 4. Cấp phối bê tông nặng thông thường đối chứng .......................... 97

Bảng 3. 5. Thí nghiệm cường độ chịu nén của bê tông thông thường ........... 98

Bảng 3. 6. Đặc trưng cơ học của cốt thép ..................................................... 99

Bảng 3. 7. Số lượng dầm thí nghiệm .......................................................... 100

Bảng 3. 8. Các giá trị mômen và độ võng tương ứng .................................. 110

Bảng 3. 9. Khoảng cách trung bình giữa các vết nứt (đoạn chịu uốn thuần tuý

400mm) theo các cấp phối bê tông tương ứng ............................................ 115

Bảng 3. 10. Bảng so sánh kết quả độ võng theo phương pháp mô phỏng phần

mềm và theo phương pháp thực nghiệm ..................................................... 130

Bảng 3. 11. Bảng so sánh kết quả mômen tương ứng mỗi giai đoạn theo phương

pháp mô phỏng phần mềm, theo lý thuyết tính toán và theo phương pháp thực

nghiệm ....................................................................................................... 131

Bảng 3. 12. Bảng so sánh kết quả khoảng cách lớn nhất giữa các vết nứt theo lý

thuyết tính toán và khoảng cách trung bình giữa các vết nứt theo thực nghiệm ... 132

xii

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ

Hình 1.1. Một số loại cốt liệu tự nhiên [61] .................................................. 10

Hình 1.2. Một số loại cốt liệu nhẹ nhân tạo [61] ........................................... 12

Hình 1.3. Quy trình công nghệ sản xuất sản phẩm hạt nhẹ từ PTXD ............ 13

Hình 1.4. Cấu trúc rỗng xốp của hạt cốt liệu nhẹ từ PTXD ........................... 13

Hình 1.5. Mối quan hệ ứng suất/ cường độ và biến dạng của các loại bê tông

nặng thông thường và BTN [38]................................................................... 21

Hình 1.6. Biểu đồ ứng suất và biến dạng của bê tông nén ............................ 22

Hình 1.7. Biểu đồ ứng suất và biến dạng của bê tông nén theo TCVN 5574:2018

..................................................................................................................... 23

Hình 1.8. Mối quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN khi tính toán theo DIN

4219 T.2 ....................................................................................................... 24

Hình 1.9. Giản đồ quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN khi phân tích kết cấu

theo ENV 1992-1-1 ...................................................................................... 25

Hình 1.10. Biểu đồ ứng suất - biến dạng hai đoạn thẳng tuyến tính để thiết kế

các tiết diện của BTN theo ENV 1992-1-1 .................................................. 25

Hình 1.11. Biểu đồ ứng suất - biến dạng chung cho bê tông khi nén, được sử

dụng để tính toán [ 51] ................................................................................. 26

Hình 1.12. Mối quan hệ ứng suất - độ trượt theo CEB-FIP [ 51] .................. 28

Hình 1.13. Mối quan hệ ứng suất - độ trượt của bê tông siêu nhẹ [43].......... 30

Hình 1.14. Sơ đồ ứng suất biến dạng tại tiết diện chưa nứt theo tiêu chuẩn

TCVN 5574:2018 ......................................................................................... 31

Hình 1.15. Sơ đồ ứng suất – biến dạng trên tiết diện thẳng góc hình thành khe

nứt theo EN 1992-1-1 ................................................................................... 32

Hình 1.16. Sơ đồ ứng suất – biến dạng phương pháp vùng nén quy đổi chữ nhật . 34

Hình 1.17. Sơ đồ tính Mômen giới hạn theo EC2 ......................................... 34

Hình 1. 18. Quan hệ mômen M- độ cong (1/r) theo tiêu chuẩn MC 1990 .... 36

xiii

Hình 1. 19. Tiết diện ngang chịu kéo hiệu quả Act,ef trong cấu kiện chịu uốn 37

Hình 2. 1. Mẫu hạt CLN tái chế từ PTXD .................................................... 40

Hình 2. 2. Độ hút nước của hạt CLN từ PTXD ............................................. 40

Hình 2. 3. Trộn hỗn hợp bê tông và hỗn hợp bê tông sau khi trộn ................ 44

Hình 2. 4. Đo độ sụt của hỗn hợp bê tông..................................................... 44

Hình 2. 5. Bê tông sau khi đổ khuôn 1 ngày trước và sau khi tháo khuôn ..... 45

Hình 2. 6. Thí nghiệm nén mẫu bê tông ....................................................... 45

Hình 2. 7. Hỗn hợp bê tông sau khi trộn rời rạc chưa đảm bảo tính công tác ..... 46

Hình 2. 8. Hình dạng mẫu sau khi nén vỡ ..................................................... 49

Hình 2. 9. Hình dạng bên trong sau khi xẻ mẫu ............................................ 49

Hình 2. 10. Biểu đồ quan hệ VCLN/Vb và cường độ chịu nén của bê tông ..... 50

Hình 2. 11. Biểu đồ quan hệ VCLN/Vb và cường độ nén của bê tông ............. 50

Hình 2. 12. Biểu đồ quan hệ N/CKD và cường độ nén của bê tông .............. 51

Hình 2. 13. Biểu đồ quan hệ N/CKD và cường độ chịu nén của bê tông....... 51

Hình 2. 14. Biểu đồ sự phát triển cường độ chịu nén theo thời gian ............. 51

Hình 2. 15. Ảnh hưởng của tỷ lệ VCLN/Vb đến độ sụt của hỗn hợp bê tông ... 53

Hình 2. 16. Ảnh hưởng của tỷ lệ cốt liệu nhẹ đến khối lượng thể tích của bê

tông cốt liệu nhẹ ........................................................................................... 54

Hình 2. 17. Ảnh hưởng khối lượng thể tích của bê tông nhẹ đến cường độ chịu

nén của bê tông nhẹ (a. 100% hạt S2; b. 45% hạt S2 và 55% hạt S3; ........... 55

Hình 2. 18. Ảnh hưởng tỷ lệ CLN có trong hỗn hợp BTN đến cường độ chịu

nén của BTN (a, 100% hạt S2; b, 45% hạt S2 và 55% hạt S3; c, 100% hạt S3)

..................................................................................................................... 56

Hình 2. 19. Thí nghiệm nén mẫu bê tông...................................................... 59

Hình 2. 20. Mẫu lập phương 15x15x15 cm .................................................. 60

Hình 2. 21. Mẫu trụ 15x30 cm ..................................................................... 60

xiv

Hình 2. 22. Hình ảnh mẫu trụ sau khi bị phá hoại ......................................... 60

Hình 2. 23. Quan hệ giữa cường độ chịu nén và khối lượng thể tích khô của

BTNCLNTC ................................................................................................ 64

Hình 2. 24. Thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn ...................................... 64

Hình 2. 25. Mẫu lăng trụ kích thước 10x10x40cm ....................................... 65

Hình 2. 26. Mẫu thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn sau khi bị phá hoại. 65

Hình 2. 27. Thí nghiệm cường độ chịu kéo khi ép chẻ ................................. 65

Hình 2. 28. Mẫu trụ 15x30 cm ..................................................................... 66

Hình 2. 29. Mẫu thí nghiệm cường độ chịu kéo khi ép chẻ sau khi bị phá hoại

..................................................................................................................... 66

Hình 2. 30. Quan hệ cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo

giá trị thực nghiệm và theo lý thuyết tính toán ............................................. 69

Hình 2. 31. Bố trí dụng cụ và thiết bị đo ....................................................... 72

Hình 2. 32. Quan hệ ứng suất – biến dạng tới 40% cường độ của các mẫu thí

nghiệm thuộc nhóm mẫu M1; M2; M3 ......................................................... 73

Hình 2. 33. Quan hệ cường độ chịu nén và mô đun đàn hồi theo giá trị thực

nghiệm và theo lý thuyết tính toán ............................................................... 75

Hình 2. 34. Tem điện trở đo biến dạng bê tông ............................................. 77

Hình 2. 35. Hệ thống điều chỉnh tải trọng và tốc độ nén (theo chuyển bị và lực)

..................................................................................................................... 77

Hình 2. 36. Sử dụng máy nén thuỷ lực SANS 3000 ...................................... 77

Hình 2. 37. Data loger ghi, xử lý dữ liệu ...................................................... 78

Hình 2. 38. Gia tải đến khi mẫu thí nghiệm bị phá hoại ................................ 78

Hình 2. 39. Thí nghiệm đến khi mẫu bị nén vỡ phá hoại .............................. 78

Hình 2. 40. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của bê tông tướng ứng với 3

nhóm mẫu M1, M2, M3 ............................................................................... 78

Hình 2. 41. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC ............ 80

Hình 2. 42. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC dạng 2

đoạn thẳng .................................................................................................... 80

Hình 2. 43. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC đề xuất 81

Hình 2. 44. Mô hình thí nghiệm kéo xác định độ bám dính giữa bê tông và cốt

thép .............................................................................................................. 82

Hình 2. 45. Sơ đồ khung gia tải .................................................................... 82

Hình 2. 46. Mẫu thí nghiệm ......................................................................... 83

Hình 2. 47. Thiết bị thí nghiệm .................................................................... 83

Hình 2. 48. Mẫu thí nghiệm sau khi kéo tuột thép khỏi liên kết với bê tông . 84

Hình 2. 49. Biểu đồ quan hệ lực dính – độ trượt của bê tông tương ứng đến khi

mẫu bị kéo tuột thép hoàn toàn tương ứng với 3 nhóm mẫu cấp phối

BTNCLNTC M1; M2; M3 ........................................................................... 84

Hình 2. 50. Quan hệ lực dính – độ trượt BTNCLNTC .................................. 85

Hình 2. 51. Quan hệ lực dính – độ trượt BTNCLNTC theo kết quả thực nghiệm

và theo lý thuyết tính toán ............................................................................ 87

Hình 2. 52. Sơ đồ tính tích phân chia nhỏ lực dính τ .................................... 88

Hình 3. 1. Mô hình thí nghiệm ..................................................................... 95

Hình 3. 2. Cấu tạo cốt thép dầm thí nghiệm.................................................. 99

Hình 3. 3. Lắp dựng dầm và thiết bị thí nghiệm ......................................... 100

Hình 3. 4. Sơ đồ bố trí dụng cụ đo biến dạng ............................................. 101

Hình 3. 5. Dùng thiết bị soi nứt quang học ................................................ 101

Hình 3. 6. Gắn kết thiết bị đo mở rộng vết nứt KG-1 và KG-2 ................... 102

Hình 3. 7. Mô hình bố trí dụng cụ đo ......................................................... 103

Hình 3. 8. Đo chuyển bị tại 03 vị trí trên dầm (02 gối tựa dầm và tại giữa nhịp) 103

Hình 3. 9. Đo mở rộng vết nứt trên dầm theo tải trọng tác dụng ................. 103

Hình 3. 10. Strain gauge đo biến dạng của bê tông theo các cấp độ tải trọng 104

xvi

Hình 3. 11. Strain gauge Đo biến dạng của bê tông theo các cấp độ tải trọng 104

Hình 3. 12. Data logger TDS 530 kết hợp với máy tính thu thập và xử lý số liệu

từ các dụng cụ đo chuyển vị, đo nứt và đo lực tác dụng ............................. 104

Hình 3. 13. Thiết bị đo lực và gia tải .......................................................... 105

Hình 3. 14. Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng dầm bê tông cốt thép tương

ứng với nhóm dầm M1; M2; M3 ................................................................ 107

Hình 3. 15. Các giai đoạn làm việc của dầm BTN CLNTC khi chịu uốn .... 107

Hình 3. 16. Mẫu dầm bị phá hoại tại bê tông vùng nén ............................... 109

Hình 3. 17. Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng dầm bê tông cốt thép giữa các

nhóm dầm M3; BTT................................................................................... 110

Hình 3. 18. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của cốt thép vùng chịu kéo

................................................................................................................... 112

Hình 3. 19. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của bê tông vùng chịu nén

................................................................................................................... 113

Hình 3. 20. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của cốt thép vùng chịu kéo

giữa các mẫu M3 và BTT ........................................................................... 114

Hình 3. 21. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của bê tông vùng chịu nén

giữa các mẫu M3 và BTT ........................................................................... 114

Hình 3. 22. Phân bố các vết nứt trong đoạn chịu uốn thuần tuý (400mm) ... 115

Hình 3. 23. Phân bố các vết nứt trên dầm BTN và dầm BTT ...................... 117

Hình 3. 24. Biểu đồ quan tải trọng và bề rộng vết nứt tương ứng nhóm mẫu M1;

M2; M3 ...................................................................................................... 118

Hình 3. 25. Biểu đồ quan hệ tải trọng và bề rộng vết nứt ............................ 118

Hình 3. 26. Quy đổi diện tích cốt thép thành diện tích bê tông ................... 120

Hình 3. 27. Mô hình ứng suất và biến dạng trước khi nứt của mặt cắt thẳng góc

dầm BTNCLNTC ....................................................................................... 121

xvii

Hình 3. 28. Mặt cắt tiết diện thẳng góc của dầm chịu uốn với biểu đồ ứng suất

dạng BTN sử dụng CLNTC đề xuất ........................................................... 122

Hình 3. 29. Minh hoạ khoảng cách giữa các vết nứt ................................... 123

Hình 3. 30. Mô hình dàn với góc nghiêng 450 ............................................ 126

Hình 3. 31. Mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng BTNCLNTC ............... 126

Hình 3. 32. Mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng cốt thép ....................... 127

Hình 3. 33. Số liệu đầu vào dầm BTNCLNTC nghiên cứu ......................... 128

Hình 3. 34. Quan hệ tải trọng và độ võng theo phương pháp thực nghiệm và

theo phương pháp mô phỏng phần mềm ..................................................... 130

MỞ ĐẦU

1. Lý do lựa chọn đề tài

Bê tông nhẹ là một vật liệu xây dựng hiện đang được sử dụng phổ biến

trong xây dựng cơ bản ở nhiều nước tiên tiến trong khu vực và trên thế giới.

Chúng được sử dụng trong nhiều lĩnh vực khác nhau như: làm khung, sàn,

tường cho các nhà cao tầng, dùng trong các kết cấu vỏ mỏng, tấm cong, trong

cấu tạo các cấu kiện bê tông cốt thép đúc sẵn... Sử dụng BTN trong công trình

xây dựng mang lại lợi ích kinh tế - kỹ thuật to lớn: Giảm tải cho công trình, dẫn

tới giảm kinh phí xử lý nền móng và hệ thống kết cấu của công trình.

Bên cạnh đó, tốc độ công nghiệp hóa nước ta diễn ra nhanh chóng. Trung

bình hàng năm, mỗi đô thị lại có hàng ngàn nhà ở của các hộ dân và hàng trăm

công trình công cộng được xây dựng. Tương ứng với đó, mỗi năm có hàng vạn

m3 rác thải xây dựng được thải ra không được xử lý gây ô nhiễm môi trường.

Do đó, việc nghiên cứu khả năng tái chế và ứng dụng chất thải này đang

được rất nhiều nước và các nhà khoa học quan tâm. Sản phẩm thu được từ quá

trình xử lý PTXD là các hạt cốt liệu rỗng, nhẹ có thể được dùng để chế tạo

BTN. Mặt khác nó cũng góp phần làm giảm đi việc sử dụng các nguyên liệu tự

nhiên – nguồn tài nguyên thiên nhiên đang ngày càng cạn kiệt để chế tạo nguyên

vật liệu cho ngành xây dựng.

Việc nghiên cứu chế tạo hạt CLN từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng

và ứng dụng của nó trong chế tạo BTN là công nghệ mới, hiện chưa có nhiều

công trình nghiên cứu tại Việt Nam. Do vậy, trong luận án này Nghiên cứu sinh

lựa chọn đề tài: “Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông

nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng”.

2. Mục đích và mục tiêu nghiên cứu

2.1. Mục đích nghiên cứu

Mục đích nghiên cứu của đề tài luận án là chế tạo và xác định các đặc

trưng cơ lý của BTNCLNTC từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng và đánh giá

ứng xử uốn của dầm BTN (cốt thép) sử dụng hạt CLNTC bao gồm khả năng chịu

uốn, mô men kháng nứt và khoảng cách vết nứt uốn.

2.2. Mục tiêu nghiên cứu

Để đạt được mục đích trên, đề tài luận án cần thực hiện các mục tiêu sau:

• Xây dựng cấp phối phù hợp chế tạo BTNCLNTC với khối lượng thể tích

trong khoảng 1400 – 1800 kg/m3, cường độ chịu nén đạt từ 15 ÷ 35 MPa;

• Xác định và xây dựng công thức tính các đặc trưng cơ học của BTNCLNTC

như cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo, mô đun đàn hồi và xây dựng quan

hệ ứng suất – biến dạng của vật liệu BTN;

• Xây dựng quan hệ lực dính – độ trượt của BTNCLNTC và cốt thép;

• Đánh giá ứng xử uốn của cấu kiện BTCT sử dụng hạt CLN chế tạo từ PTXD

thông qua khảo sát kết quả thực nghiệm về quan hệ tải trọng - độ võng của

dầm, quan hệ tải trọng - biến dạng cốt thép và quan hệ tải trọng - biến dạng

của bê tông, sự phát triển các vết nứt.

• Đề xuất công thức tính toán cấu kiện chịu uốn sử dụng BTNCLNTC từ kết

quả nghiên cứu thực nghiệm, bao gồm đề xuất mô hình xác định khả năng

chịu lực, mômen kháng nứt, và tính toán khoảng cách vết nứt của dầm ở

trạng thái giới hạn II.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tượng nghiên cứu

• Vật liệu bê tông có sử dụng hạt CLN tái chế từ PTXD

• Dầm BTNCLNTC có cốt thép, tiết diện chữ nhật, đặt cốt đơn.

3.2. Phạm vi nghiên cứu

Nghiên cứu thực nghiệm chế tạo dầm BTNCLNTC chịu lực có khối lượng

thể tích trong khoảng 1400 – 1800 kg/m3 và có cường độ chịu nén trong khoảng

15 - 35MPa.

Nghiên cứu đặc trưng cơ học của vật liệu BTNCLNTC, bao gồm cường

độ chịu kéo, mô đun đàn hồi và xây dựng quan hệ ứng suất - biến dạng của vật

liệu. Nghiên cứu ứng xử của dầm BTNCLNTC khi uốn dưới tác dụng ngắn hạn

của tải trọng, bao gồm mômen kháng nứt, khả năng chịu lực của dầm và khoảng

cách vết nứt của dầm ở trạng thái giới hạn II.

4. Cơ sở khoa học của luận án

Nội dung nghiên cứu dựa trên các cơ sở khoa học bao gồm:

Cơ sở lý thuyết về tính toán về cấp phối chế tạo vật liệu bê tông sử dụng

hạt cốt liệu nhẹ;

Các phương pháp thí nghiệm xác định các đặc trưng cơ lý của vật liệu bê

tông và kết cấu bê tông cốt thép;

Các nghiên cứu, hướng dẫn và tiêu chuẩn kỹ thuật về vật liệu sử dụng bê

tông cốt liệu nhẹ;

Các lý thuyết tính toán về kết cấu bê tông cốt thép, bao gồm tiêu chuẩn

TCVN 5574:2018, tiêu chuẩn Châu Âu EC2, tiêu chuẩn ACI 318:19, tiêu chuẩn

CEB-FIP Model Code 2010 và các tiêu chuẩn, tài liệu có liên quan khác.

5. Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu được sử dụng là phương pháp thực nghiệm từ

nghiên cứu các tính chất cơ lý của vật liệu đến nghiên cứu ứng xử của kết cấu.

Trong nghiên cứu này BTN được chế tạo từ hạt CLNTC với các cấp phối khác

nhau, tạo ra các khối lượng thể tích và cường độ khác nhau. Thông qua các mẫu

bê tông có thể đánh giá được các tính chất cơ lý của BTNCLNTC như: cường

độ chịu nén, cường độ chịu kéo khi uốn, cường độ chịu kéo khi ép chẻ, mô đun

đàn hồi, quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC khi nén.

Đồng thời, thông qua thí nghiệm kéo tuột cốt thép ra khỏi BTN đã xác

định được lực dính và quan hệ lực dính – độ trượt giữa BTNCLNTC và cốt

thép. Sau đó, thí nghiệm uốn 06 mẫu dầm với các cường độ BTNCLNTC khác

nhau và 01 mẫu dầm BTT đối chứng.

Xuất phát từ các tính chất cơ lý nói trên và kết quả thí nghiệm các mẫu

dầm để đề xuất công thức tính toán dầm BTNCLNTC cốt thép chịu uốn bao

gồm đề xuất công thức xác định khả năng chịu lực, mômen kháng nứt, và tính

toán khoảng cách vết nứt của dầm ở trạng thái giới hạn II.

6. Những đóng góp mới của luận án

Đã chế tạo được BTN sử dụng hạt CLNTC có KLTT từ 1400 đến 1800

kg/m3 với cường độ nén từ 15 đến 35 MPa, từ đó xây dựng được bộ dữ liệu thí

nghiệm về tính chất cơ lý của vật liệu.

Đã đề xuất được quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN sử dụng hạt

CLNTC, cũng như quan hệ lực dính - độ trượt giữa BTN sử dụng hạt CLNTC

và cốt thép. Đây là các cơ sở cần thiết trong việc phân tích sự làm việc của kết

cấu BTCT sử dụng BTNCLNTC

Đã tiến hành thí nghiệm các mẫu dầm BTCT sử dụng BTNCLNTC, kết

hợp với việc phân tích số chứng minh được độ tin cậy của quan hệ ứng suất -

biến dạng, và các đặc trưng cơ lý của vật liệu. Đã đề xuất được tiêu chuẩn phù

hợp áp dụng cho tính toán khoảng cách vết nứt trong dầm BTCT sử dụng

BTNCLNTC ở trạng thái giới hạn II.

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Trên cơ sở kết quả nghiên cứu, sử dụng các hạt CLNTC từ PTXD đã chế

tạo BTN có KLTT trong khoảng 1400 – 1800 kg/m3, cường độ chịu nén từ 15

– 35 MPa;

Kết quả thí nghiệm dầm BTNCLNTC (cốt thép) cho thấy việc ứng dụng

BTNCLNTC trong kết cấu chịu lực là khả thi - các cấu kiện bê tông nhẹ có khả

năng chịu lực tương đương dầm bê tông thường cùng cường độ và có bề rộng

khe nứt nhỏ hơn so với dầm bê tông thường; Sản phẩm BTN có trọng lượng

khá thấp so với BTT nên khi sử dụng trong công trình xây dựng giúp giảm tải

trọng tác dụng lên công trình, cho phép giảm kích thước cột và móng, giúp

giảm chi phí tổng thể của công trình.

Việc tận dụng PTXD làm vật liệu đầu vào cho phép giảm giá thành chế

tạo hạt CLN và BTN; Việc sử dụng hạt CLN tái chế từ phế thải xây dựng góp

phần giải quyết vấn đề ô nhiễm môi trường do PTXD gây ra, đồng thời, hạn

chế việc khai thác các nguồn tài nguyên thiên nhiên có sẵn như cát, sỏi, núi đá

vôi… để làm vật liệu xây dựng.

8. Cấu trúc của luận án

Ngoài phần mở đầu, kết luận và kiến nghị và các phụ lục, luận án được

bố cục thành 3 chương chính. Cấu trúc và nội dung luận án như sau:

Mở đầu: Nêu lý do chọn đề tài, mục đích, đối tượng phạm vi, phương

pháp nghiên cứu, những đóng góp mới và ý nghĩa.

Chương 1: Tổng quan nghiên cứu

Chương 2: Nghiên cứu chế tạo và đánh giá tính chất cơ lý của bê tông

nhẹ chế tạo từ cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải xây dựng

Chương 3. Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông nhẹ sử

dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

Kết luận: Nêu các kết luận, kiến nghị và hướng nghiên cứu tương lai.

Phụ lục.

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU

Trong chương này sẽ trình bày các nghiên cứu tổng quan trên thế giới và

trong nước về BTN, các loại CLN bao gồm CLN tự nhiên và CLN nhân tạo,

giới thiệu quy trình chế tạo CLNTC từ PTXD, trình bày tổng quan về các đặc

trưng cơ học chủ yếu của BTNCLNTC, mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng

của bê tông xi măng; quan hệ lực dính – độ trượt của cốt thép và bê tông xi

măng và sự làm việc của dầm BTN khi chịu uốn về khả năng chịu lực, mô men

kháng nứt và sự phân bố vết nứt trong dầm khi chịu uốn.

1.1. Tổng quan về bê tông nhẹ

1.1.1. Khái niệm về bê tông nhẹ

Theo tiêu chuẩn châu Âu EN 206-1:2000 [45], BTN có khối lượng thể

và cường độ chịu nén dao động từ 8 – 80 MPa (mẫu

tích nhỏ hơn 2000 kg/m3

trụ). Bê tông nhẹ chịu lực theo tiêu chuẩn châu Âu EN 206-1:2000 [45], là bê

tông có khối lượng thể tích từ 1120-1920kg/m3 và cường độ chịu nén 28 ngày

tối thiểu là 17 MPa. Theo TCVN 9029:2017 [18] Bê tông nhẹ là bê tông có

khối lượng thể tích khô nhỏ hơn 1800 kg/m3, bao gồm bê tông cốt liệu nhẹ, các

loại bê tông tổ ong như bê tông bọt, bê tông khí không chưng áp, bê tông khí

chưng áp AAC. Có thể thấy rằng, khi khối lượng thể tích giảm từ 2400kg/m3

trong bê tông truyền thống xuống còn 1900kg/m3 đối với BTN thì có thể giảm

bớt trọng lượng bản thân của kết cấu một cách đáng kể, giúp tiết kiệm được cốt

thép, giảm chi phí xây dựng, giúp việc thiết kế công trình mềm dẻo hơn và đem

lại hiệu quả kinh tế cao. Việc giảm khối lượng thể tích của bê tông được thực

hiện bằng cách thay thế một lượng vật liệu rắn trong bê tông bằng không khí.

Việc tăng hàm lượng khí (lỗ rỗng) trong bê tông sẽ song hành với việc giảm

cường độ của vật liệu. Có 3 cách để đưa không khí vào bê tông: Trong vữa (bê

tông khí và bê tông bọt); Giữa các hạt cốt liệu lớn (bê tông cấu tạo hốc hoặc bê

tông không có cát); Bên trong cốt liệu (bê tông cốt liệu nhẹ).

Vật liệu chế tạo BTN cũng bao gồm các thành phần cơ bản là cốt liệu,

chất kết dính, nước và phụ gia (nếu cần). Trong đó, CLN sử dụng có thể có

nguồn gốc tự nhiên hoặc nhân tạo. Hiện nay, các loại cốt liệu nhân tạo là lựa

chọn tốt nhất để chế tạo bê tông nhẹ chịu lực , trong đó phổ biến nhất là sét nở

(keramzit).

BTN có nhiều loại:

- Theo giáo trình Vật liệu xây dựng [8], bê tông nhẹ có thể phân loại

theo mục đích sử dụng như sau:

Bảng 1.1. Bảng phân loại bê tông nhẹ theo mục đích sử dụng

Loại bê tông Khối lượng thể tích, Mác theo cường độ nén,

kg/m3 MPa

1400 - 1800 BTN chịu lực 15 - 40

BTN chịu lực – cách nhiệt 500 - 1400 3,5 - 10

BTN cách nhiệt 300 - 500

- Theo tiêu chuẩn Châu Âu EN 206-2013 [46], BTN có thể được phân

loại theo KLTT hay theo cấp cường độ chịu nén

Bảng 1.2. Phân loại bê tông nhẹ theo khối lượng thể tích theo EN 206-2013

Loại D1,0 D1,2 D1,4 D1,6 D1,8 D2,0

KLTT, ≥ 800 > 1000 > 1200 > 1400 > 1600 > 1800

kg/m3 ≤ ≤ 1200 ≤ 1400 ≤ 1600 ≤ 1800 ≤ 2000

1000

Bảng 1.3. Phân loại bê tông nhẹ theo cấp cường độ chịu nén theo EN 206-2013

Cấp cường độ chịu nén Cường độ đặc trưng tối Cường độ đặc trưng tối

thiểu mẫu hình trụ thiểu mẫu lập phương*

(N/mm2) (N/mm2)

LC8/9 8 9

12 LC12/13 13

16 LC16/18 18

20 LC20/22 22

25 LC25/28 28

30 LC30/33 33

35 LC35/38 38

40 LC40/44 44

45 LC45/50 50

50 LC50/55 55

55 LC55/60 60

60 LC60/66 66

70 LC70/77 77

80 LC80/88 88

(*) Các giá trị khác có thể được sử dụng nếu quan hệ giữa chúng và cường độ

mẫu hình trụ chuẩn được thiết lập với đủ tài liệu và độ chính xác.

- Theo ACI 213R-03 [22] chỉ đưa ra khái niệm về BTN chịu lực hay BTN

kết cấu mà không phân loại vật liệu này. Theo đó, BTN chịu lực được định

nghĩa là bê tông có KLTT từ 1120 – 1920 kg/m3 và cường độ chịu nén ngày 28

tối thiểu là 17 MPa, sản xuất từ CLN hoặc từ hỗn hợp CLN và cốt liệu thường.

- Theo ACI 213R-87 [23], BTN được phân loại như bảng sau:

Bảng 1. 4. Phân loại bê tông nhẹ theo ACI 213R-87

Phân loại Khối lượng thể tích, Cường độ chịu nén,

kg/m3 MPa

BTN kết cấu (chịu lực) 1350 - 1900 > 17

BTN cường độ thấp 800 - 1350 7 - 17

BTN khối lượng thể tích nhỏ 300 - 800 < 7

1.1.2. Các loại cốt liệu nhẹ

1.1.2.1. Cốt liệu tự nhiên

- Nguồn gốc núi lửa [64] [1]: dung nham núi lửa nóng chảy có thể chứa

không khí, khí ga và khi nguội đi, nó đông cứng lại thành một khối đá túp nhẹ,

xốp, rỗng, hoạt tính. Loại vật liệu này được gọi là đá núi lửa, đá bọt hay xỉ núi lửa.

Đá bọt có tỉ trọng thấp do sự có mặt của các bong bóng khí trong dung

nham nóng chảy thâm nhập vào trong quá trình nguội, có lỗ rỗng nhỏ và thông

nhau. Đá bọt có kích thước từ 5 – 30 mm và KLTT trung bình là 500 kg/m3, có lỗ

rỗng lớn (chiếm khoảng 80%). Cường độ chịu nén của đá bọt từ 1,2 – 3 MPa.

Xỉ núi lửa tương tự nhưng sẫm màu hơn đá bọt nên trong quá trình tự

làm chặt của tro núi lửa hoặc do cát và tro núi lửa rơi vào dung nham nóng chảy

sinh ra. Xỉ núi lửa có lớp vỏ lớn hơn và hình dạng đồng đều hơn nhưng không

thông nhau. KLTT từ 700 – 1400 kg/m3 , cường độ chịu nén đạt từ 6 - 10 MPa.

- Nguồn gốc hữu cơ [64][1] : đá vôi,vỏ sò, vỏ cọ,…

Đá vôi vỏ sò là loại đá rỗng có KLTT từ 600 – 1500 kg/m3, cường độ

chịu nén đạt từ 0,4 – 13 MPa.

Vỏ cọ cứng, dạng mảnh vỡ nhận được từ quá trình chiết xuất dầu, sau

khi sàng bỏ một lượng lớn các hạt mịn và sấy khô trước khi dùng.

Nhìn chung, CLN tự nhiên tương đối rỗng, có thể làm tăng sự ăn mòn

của bê tông. Việc sử dụng các bộ phận bên ngoài của công trình có thể tạo nên

các vấn đề về ăn mòn cốt thép.

Hình 1.1. Một số loại cốt liệu tự nhiên [61]

1.1.2.2. Cốt liệu nhân tạo

Cốt liệu nhân tạo được sản xuất bằng cách xử lý nhiệt các vật liệu có đặc

tính nở [55] [1]. Các tính chất của cốt liệu phụ thuộc vật liệu đầu vào và quá

trình sản xuất. Các vật liệu này có thể chia thành ba nhóm:

- CLN nhân tạo đi từ đất sét hay á sét,… có thể là keramzit, aglôpôrit,

peclit, vermiculit,…Phổ biến nhất và có chất lượng cao là keramzit.

Keramzit (sét nở) [3][1] là những hạt sỏi gốm thường có hình cầu hoặc

hình bầu dục, được sản xuất bằng cách nung nở phồng đất sét dễ chảy. Sét khô

và nở trong lò quay ở nhiệt độ cao khoảng 1100 – 1200 0C cho sản phẩm cuối

cùng có bề mặt gốm cứng. Đặc điểm cơ bản của sỏi keramzit là cấu tạo lỗ rỗng

nhỏ và phần lớn ở dạng kín. Nhờ cấu tạo ở dạng hạt như vậy nên keramzit dù

có độ rỗng lớn, khối lượng thể tích nhỏ từ 500 – 1200 kg/m3, vẫn có độ hút

nước nhỏ.

Agloporit [3] [1] là cốt liệu rỗng sản xuất từ đất sét, á sét nung cùng với

tro sỉ nhiệt điện. Khác với keramzit, agloporit có nhiều lỗ rỗng thông nhau, trên

bề mặt nhiều lỗ rỗng hở. Dăm agloporit có khối lượng thể tích từ 700 – 1500

kg/m3

Vecmiculit [1] là một loại khoáng có cấu tạo phân lớp, tương tự như mica

nhưng khác mica ở chỗ, nó nở nhanh khi bị đốt nóng do đó làm giảm nhanh

KLTT. Quặng thô tự nhiên có KLTT từ 600 – 1100 kg/m3, được đua nhanh qua

lò nung (1150 – 1250 0C) tạo thành cốt liệu có KLTT từ 60 – 190 kg/m3.

Peclit [1] là vật liệu vô định hình nguồn gốc núi lửa với hàm lượng nước

từ 2 – 6 %. Khi tăng nhanh nhiệt độ peclit lên trên 870o C, nó nở ra và tạo thành

các hạt cốt liệu với KLTT khoảng 30 – 240 kg/m3.

- Hạt CLN chế tạo từ sản phẩm công nghiệp: thuỷ tinh, polyester nở.

- Hạt CLN chế tạo từ thải phẩm công nghiệp như: tro bay, xỉ lò cao, tro

đáy lò,…

Trong bay [3] [6] là một thải phẩm của nhà máy nhiệt điện. Tro bay thêm

than đá rời để hàm lượng cacbon đạt khoảng 12%, vê viên và xử lý nhiệt trong

một lò sấy di động, tạo thành cốt liệu có cường độ cao với KLTT nhỏ [37].

KLTT điển hình của cốt liệu tro bay viên nở từ 750 – 1100 kg/m3.

Xỉ lò cao [1] là sản phẩm thu được từ phế thải của công nghiệp luyện

kim. CLN từ xỉ lò cao có nguyên tắc sản xuất chung là tách dòng xỉ nóng chảy

thành các hạt xỉ nở phồng với kích thước và KLTT kiểm soát được.

Hiện nay các loại cốt liệu nhân tạo là lựa chọn tốt nhất để chế tạo

Hình 1.2. Một số loại cốt liệu nhẹ nhân tạo [61]

1.1.2.3. Cốt liệu tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng

CLN sử dụng trong đề tài luận án này là CLN tái chế từ PTXD [4]. Đối

với hạt CLN sử dụng nguyên liệu từ PTXD, ta thường sử dụng các vật liệu

PTXD như vữa xây – trát tường, gạch xây tường, các nguyên liệu này được

phân loại, nghiền mịn và được trộn theo một tỷ lệ phù hợp [4]. Các chất tạo nở

như: CaCO3, dầu nặng, SiC,…được sử dụng để tạo nở cho hạt. Mức độ sản

phẩm sẽ phụ thuộc rất nhiều vào các yếu tố như hàm lượng gạch trong phối

liệu, tốc độ, nhiệt độ nung, loại và hàm lượng phụ gia trương nở, môi trưởng

khử khi nung,…

Với phối liệu khi sử dụng phế thải phá dỡ công trình xây dựng, thành

phần chủ yếu bao gồm vữa xây trát và gạch đất sét nung đã được nghiền mịn,

độ mịn đảm bảo cho phối liệu đồng đều khi cỡ hạt nhỏ hơn 100𝜇m. Các phối

liệu để sản xuất hạt CLN trong đó gạch nghiền chiếm khoảng 40 – 70% theo

khối lượng hỗn hợp phối liệu, hàm lượng chất tạo rỗng khoảng 3 – 5% tuỳ theo

loại và đặc tính của sản phẩm mong muốn.

Quy trình công nghệ sản xuất sản phẩm hạt nhẹ từ các chất phế thải được

thực hiện thông qua các bước sau [4]: nghiền mịn hỗn hợp các chất phế thải

đến độ mịn xác định; trộn hỗn hợp chất thải đã được nghiền mịn với các phụ

gia khác và phụ gia nở; vê viên tạo hạt hỗn hợp phối liệu; nung chảy và gây nở

hạt ở nhiệt độ cao; phân loại theo kích thước hạt; đóng gói sản phẩm.

Hình 1.3. Quy trình công nghệ sản xuất sản phẩm hạt nhẹ từ PTXD

Cấu trúc hạt sau khi nung có độ xốp rỗng cao nên sản phẩm này có độ

dẫn nhiệt thấp cũng như tính cách nhiệt cao. Do nguyên vật liệu sử dụng, các

sản phẩm hạt nhẹ này có độ bền ăn mòn kiềm – silic cao, đặc tính này không

thể có được trong các sản phẩm hạt thủy tinh phồng nở.

Hình 1.4. Cấu trúc rỗng xốp của hạt cốt liệu nhẹ từ PTXD

Cấp phối thành phần của nguyên liệu được nhào trộn, ép tạo viên bằng

máy trộn, máy đùn, ép tạo viên sau đấy được nung ở nhiệt độ khoảng 800-

1250°C để tạo độ rỗng cao trong hạt. Độ rỗng của hạt được điều chỉnh thông

qua việc thay đổi cấp phối phối liệu bằng cách đưa thêm các phụ gia nở như

than đá, SiC hoặc hợp chất cháy hữu cơ từ đó sẽ chế tạo được vật liệu hạt xốp

rỗng có đặc tính cách âm, cách nhiệt.

Những thông số kỹ thuật chính của sản phẩm hạt phồng nở được xác định

để xây dựng nghiên cứu sản xuất [4]: Khối lượng thể tích đổ đống: 150 - 300

kg/m3; Khối lượng thể tích hạt: 250 - 500 kg/m3; Độ rỗng: 65% - 90%; Kích cỡ

hạt: 1 - 30 mm; Hệ số dẫn nhiệt: 0,06 - 0,25 w/(mK).

Các tính chất chủ yếu của cốt liệu bê tông tái chế ảnh hưởng nhiều đến

tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông như: độ rỗng, thành phần hạt, độ hút

nước, đặc tính hình dạng và bề mặt hạt, cường độ, mô đun đàn hồi,….[29],[19].

Thành phần vật liệu của cốt liệu bê tông tái chế tượng tự như thành phần của

phế thải bê tông gốc, với hai thành phần chính là đá tự nhiên và đá nhân tạo (đá

vữa, đá xi măng). Ngoài ra còn có thể có tạp chất như gạch đất sét nung, sét

cục, thạch cao,…[74]. Các thành phần này có thể giảm chất lượng bê tông, cần

phải loại bỏ. Thành phần vữa và đá xi măng thường có cấu trúc rỗng xốp, kém

đồng nhất và có nhiều khuyết tật hơn so với cốt liệu tự nhiên. Cho nên, hàm

lượng vữa này sẽ ảnh hưởng lớn đến lượng nước trộn, tính công tác và tổn thất

tính công tác, khối lượng thể tích của hỗn hợp bê tông; tính thấm và độ bền của

bê tông sử dụng cốt liệu bê tông tái chế.

Hạt cốt liệu bê tông tái chế thường có hình dạng không xác định, bề mặt

nhám ráp, góc cạnh và rỗng xốp hơn so với cốt liệu tự nhiên [20],[28]. Theo

ZaharrievaR. [71] bề mặt hạt cốt liệu bê tông tái chế thường có nhiều vết nứt

làm tăng lượng nước và không khí hấp thụ vào trong hạt, nhưng lại tăng khả

năng liên kết giữa đá xi măng và bề mặt hạt cốt liệu. Hạt cốt liệu bê tông tái

chế có cấu trúc rỗng xốp nên có khả năng hút nước mạnh trong quá trình trộn

hỗn hợp bê tông, đây là nguyên nhân làm tăng tốc độ tổn thất độ sụt của hỗn

hợp bê tông sử dụng cốt liệu tái chế [34]. Tuy nhiên, chính lượng nước cốt liệu

tái chế hút vào này sẽ nhả ra và thực hiện quá trình nội bảo dưỡng đã xi măng

bê tông trong quá trình rắn chắc, giúp cường độ liên kết vùng tiếp xúc tăng và

dẫn đến tăng cường độ bê tông [2]. Ngoài ra, đối với các lỗ rỗng kích thước lớn

và hở, hỗn hợp hồ xi măng có thể dễ dàng xâm nhập vào sẽ làm tăng khả năng

liên kết giữa bề mặt hạt cốt liệu tái chế và đá xi măng.

1.1.3. Các đặc trưng cơ học của bê tông nhẹ

1.1.3.1. Khối lượng thể tích

Việc sử dụng CLN là yếu tố cơ bản để đạt được một KLTT nhỏ. Ngoài

KLTT của cốt liệu [1], KLTT của bê tông còn phụ thuộc vào cấp phối cốt liệu, độ

ẩm cốt liệu, hàm lượng khí, hàm lượng xi măng, tỉ lệ N/CKD, phụ gia hoá học và

phụ gia khoáng,…Bên cạnh vật liệu, KLTT của bê tông cũng phụ thuộc vào

phương pháp đầm nén, điều kiện bảo dưỡng,…

KLTT của BTN chịu lực [45] biến đổi từ 1120 – 1920 kg/m3 so với 2300

– 2400 kg/m3 của BTT. Đa số các tính chất của BTN đều liên quan đến KLTT,

đặc biệt là cường độ nén.

1.1.3.2. Cường độ chịu nén

BTN có thể đạt được cường độ chịu nén cao tương đương BTT hoặc

thậm chí bê tông cường độ cao [1] thông qua việc sử dụng CLN chất lượng cao;

hoặc sử dụng vật liệu hoạt tính puzolan như muội silic với xi măng và sử dụng

phụ gia giảm nước cao.

Nhiều nghiên cứu chứng minh [55] Cường độ nén của BTN tăng theo

thời gian với cùng một quy luật như BTT. Tuy vậy, mức độ tăng ít bị ảnh hưởng

bởi môi trường khô và bảo dưỡng kém. Việc dự trữ nước trong lỗ rỗng của các

hạt CLN xảy ra trong suốt quá trình dưỡng hộ. Việc sử dụng muội silic và phụ

gia siêu dẻo trong hỗn hợp cải thiện cường độ của vữa xi măng và có thể tạo ra

cường độ nén lên tới hơn 100 MPa.

Ảnh hưởng của cốt liệu nhẹ đến cường độ bê tông: [1] Cốt liệu có KLTT

càng lớn, như đá phiến, sét, xỉ, đá bọt cho cường độ bê tông càng cao. ACI

213-03 [22] ghi rõ cùng một hàm lượng xi măng, cường độ lớn nhất có thể tăng

khi giảm kích thước cốt liệu lớn. Các hạt lớn ít đặc hơn ở lớp ngoài và có các

lỗ rỗng lớn hơn. Kích thước các hạt càng lớn, KLTT càng nhỏ và quan trọng

hơn cường độ càng thấp.

1.1.3.3. Cường độ chịu kéo

Cũng giống như bê tông nặng, cường độ chịu kéo của bê tông nhẹ có liên

hệ mật thiết với cường độ chịu nén.

Theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44]

S/T(0,4 + 0,6.

SS44

(1. 1) ) [Mpa] 𝑓)6 = 0,3. 𝑓)

(Mẫu trụ, 20 < 𝑓) ≤ 50 MPa)

(1. 2) 𝑓)6 = 0,9. 𝑓)6,-‘

SS44

(1. 3) Theo tiêu chuẩn và MC 2010 [66][53]: S/T(0,4 + 0,6. ) [Mpa] 𝑓)6 = 0,3. 𝑓)

(1. 4) 𝑓)6 = 1. 𝑓)6,-‘

Theo tiêu chuẩn ACI 318 (2019) [25]

(1. 5) 𝑓)6,-‘ = 0,47. b𝑓) [MPa] (mẫu thí nghiệm là mẫu trụ)

(1. 6) 𝑓0 = 0,53. b𝑓) [MPa] (mẫu thí nghiệm là mẫu trụ)

(1. 7) 𝑓)6 = 0,56. λb𝑓)

λ là hệ số phụ thuộc vào loại bê tông (0,75 đối với tất cả các loại CLN;

0,75-0,85 đối với hỗn hợp mịn; 0,85 đối với cát; 0,85-1,0 đối với cát – BTN và

1,0 đối với hỗn hợp thô – BTT).

Theo tiêu chuẩn ACI 224.2R-92 [24] cường độ kéo của bê tông được

tính theo công thức phụ thuộc vào khối lượng riêng của bê tông:

(1. 8)

𝑓)6 = 0,0069b𝜌𝑓)

Quan hệ giữa cường độ kéo uốn và cường độ nén của BTN của Carrasquillo

cũng được đưa vào tiêu chuẩn bê tông cường độ ACI 363R-03 [26]

(1. 9) fd = 0,94b𝑓) [MPa] (21 < 𝑓) ≤ 83 𝑀𝑃𝑎)

Theo JSCE [60][51] quan hệ giữa cường độ kéo uốn và cường độ nén;

cường độ kéo với cường độ nén đối với BTN được đề nghị công thức như đối

với BTT và nhân thêm với giá trị 0.7:

S/Ti

(1. 10) 𝑓0 = 0.7h0.42𝑓)

S/Ti

(1. 11) 𝑓)6 = 0.7h0.23𝑓)

Theo NS 3473 [68][51] quan hệ giữa cường độ chịu kéo 𝑓)6 và cường độ

chịu nén của BTN được đề nghị công thức như đối với BTT và nhân thêm với

giá trị:

(1. 12)

(0.15 + 0.85𝜌/𝜌j) Trong đó: 𝜌j = 2200 𝑘𝑔/𝑚T Theo TCVN 5574:2018 [15] có nhiều công thức thực nghiệm mô tả quan

hệ giữa cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo, dùng quan hệ đường cong

quan hệ giữa cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo được xác định theo công thức:

(1. 13) 𝑓)6 = 𝜃6b𝑓)

Giá trị của 𝜃6 phụ thuộc vào loại bê tông và đơn vị của 𝑓). Với bê tông

nặng thông thường, và đơn vị của 𝑓) là MPa thì 𝜃6 = 0.28 ÷ 0.30

Quan hệ giữa cường độ chịu kéo khi ép chẻ và cường độ chịu nén của bê

S/T [MPa]

tông Zhang và Gjorv [80] đưa ra như sau:

(1. 14) 𝑓)6,-‘ = 0,23𝑓)

(mẫu thí nghiệm là mẫu lập phương 10x10cm)

Theo kết quả nghiên cứu về BTN của Yang [62], quan hệ giữa cường độ

S,u

chịu kéo dọc trục và cường độ chịu kéo khi ép chẻ được xác định theo công thức:

Yq i SS44

pqr pqr,st

(1. 15) = 4,1 h (𝑓))v4,w

Trong đó:

fct, fr, fct,sp – là cường độ chịu kéo dọc trục, cường độ chịu kéo khi uốn và

cường độ chịu ép chẻ (kéo bửa) trung bình của bê tông tuổi 28 ngày.

fc – là cường độ chịu nén trung bình của bê tông tuổi 28 ngày.

1.1.3.4. Mô đun đàn hồi

BTN có mô đun đàn hồi nhỏ hơn so với bê tông truyền thống do mô đun

đàn hồi của CLN thấp hơn của cốt liệu nặng thông thường [48].

Theo các thí nghiệm của EuroLightCon [48] trong bê tông cốt liệu nặng

thay bằng cốt liệu nhẹ (sét nở) có tỉ lệ 20, 40, 60, 80 và 100% mô đun Young

tương ứng giảm từ 22400 đến 17300 MPa.

Các tính chất đàn hồi của cốt liệu liên quan đến độ rỗng và qua đó là

KLTT, mô đun đàn hồi của BTN không chỉ phụ thuộc vào cường độ nén và cả

KLTT của bê tông (Neville [67]).

Quan hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ nén của BTN của Carrasquillo

được đưa vào tiêu chuẩn bê tông cường độ ACI 363R-03 [26]

4,y + 6900 ( 21 < 𝑓) < 83 (MPa)

(1. 16)

𝐸 = 3320𝑓) Các tiêu chuẩn đề xuất các công thức thực nghiệm khác nhau khi tính mô

đun đàn hồi của BTN, theo KLTT và cường độ chịu nén của bê tông. Mô đun

Young của cốt liệu thường ít khi biết trước, các công thức chỉ tính mô đun

thông qua một hệ số phụ thuộc KLTT của bê tông. Có nhiều chênh lệch giữa

các công thức thực nghiệm.

Theo tiêu chuẩn châu Âu ENV 1992-1-4 [47][51], mô đun đàn hồi của BTN được đề nghị công thức như BTT nhân thêm với hệ số 𝜂{ = (𝜌’/2200)S

4,T pq i j4

Y| i SS44

h (1. 17) [MPa] 𝐸) = 22000 h

Theo BBK 94 [31][51], công thức tính mô đun đàn hồi của BTN được

đề nghị công thức theo BTT nhân thêm với hệ số 𝜌’/2400

Theo CUR-Recommendation 39 [51][39], công thức tính mô đun đàn hồi

của BTN được đề nghị công thức theo BTT nhân thêm hệ số 𝜌’/2300

4,T

S i

Theo tiêu chuẩn MC 2010 [66][51] [53]

pq i j4

Y| h SS44

(1. 18) [MPa] 𝐸) = 21500𝛼(cid:128) h

𝛼(cid:128) tuỳ thuộc vào loại cốt liệu, 𝛼(cid:128) = 1 hỗn hợp thạch anh; 1.2 hỗn hợp

đá vôi, Bazan; 0,9 hỗn hợp đá vôi; 0.7 hỗn hợp sa thạch

Trong đó, Ec là mô đun đàn hồi của bê tông, tính bằng MPa (mô đun cát

S, bê tông càng nhẹ sẽ có mô

tuyến giữa s = 0 và 0,4𝑓)) và 𝜌’ là KLTT khô của bê tông, tính bằng kg/m3; 𝑓) là cường độ chịu nén của bê tông.

Như vậy, mô đun đàn hồi phụ thuộc vào 𝜌’

đun đàn hồi càng nhỏ.

Tiêu chuẩn ACI 318-19 [25] đề xuất công thức thực nghiệm phụ thuộc

vào KLTT sau:

j,yb𝑓) [MPa]

(1. 19)

𝐸 = 0,043𝜌’ Công thức này có thể áp dụng cho bê tông có KLTT từ 1440 và 2480

j,y).

kg/m3 và cường độ chịu nén từ 21 đến 35 MPa. Mô đun đàn hồi tính bằng MPa.

Có thể thấy, mô đun đàn hồi tỷ lệ thuận với KLTT (phụ thuộc vào ρ(cid:130) Theo tiêu chuẩn Na Uy NS 3473-1992 [68] đề xuất quan hệ áp dụng cho

bê tông cường độ lên đến 85 MPa phụ thuộc vào KLTT của bê tông, mô đun

4,T h

đàn hồi của BTN được đề nghị công thức như BTT nhân thêm với hệ số (𝜌’/𝜌j)S giá trị 𝜌j = 2200 𝑘𝑔/𝑚T [51]

Y| i SS44

(1. 20) 𝐸) = 9500f(cid:131)(cid:131)(cid:132)

Trong đó, 𝐸) là mô đun đàn hồi của bê tông, tính bằng MPa; 𝑓))(cid:133) là cường độ chịu nén của mẫu trụ 100 x 200 mm, có thể quy đổi ra cường độ chịu nén

của mẫu trụ tiêu chuẩn 150 x 300 mm bằng công thức: 𝑓) = 0,9 𝑓))(cid:133)

Theo NZS 3101 [51][69] mô đun đàn hồi BTN có khối lượng thể tích từ

1400 đến 2500 kg/m3, mô đun đàn hồi của BTN được đề nghị theo công thức:

(1. 21) 𝐸) = (cid:134)3320b𝑓) + 6900(cid:135)(𝜌/2300)j.y

Zhang và Gjorv [79] đã đưa ra quan hệ thực nghiệm về mô đun đàn hồi

(cid:136)

của BTN như sau:

S 𝐸 = 11900 b𝑓)(cid:133) Trong đó, 𝑓 )(cid:133) là cường độ chịu nén của mẫu bê tông lập phương cạnh

(1. 22)

100 mm, có thể quy đổi ra cường độ chịu nén của mẫu trụ 150 x 300 mm bằng

công thức: 𝑓 ) = 0,8 𝑓 )(cid:133)

Như vậy, dễ dàng thấy rằng, theo như hầu hết các nghiên cứu thì mô đun

đàn hồi phụ thuộc vào KLTT của bê tông.

1.2. Sự làm việc dầm bê tông nhẹ khi chịu uốn

1.2.1. Mô hình vật liệu

1.2.1.1. Quan hệ ứng suất – biến dạng vật liệu

Theo J.L. Clarke [38], độ cứng thấp hơn của các hạt CLN và hàm lượng

xi măng cao hơn dẫn đến biến dạng lớn hơn. Mối quan hệ ứng suất – biến dạng

đối với BTN tuyến tính hơn và giòn hơn so với bê tông nặng thông thường như

Hình 1.5. Điều này là do khả năng tương thích cao hơn giữa các hạt CLN và

ma trận kết dính xung quanh. Về cơ bản, quá trình giống nhau xảy ra trong

quan hệ ứng suất – biến dạng của BTN, giai đoạn bắt đầu đứt gãy ổn định được

kéo dài và giai đoạn lan truyền đứt gãy không ổn định là giảm, do đó sự phá

hoại hoàn toàn xảy ra đột ngột. Ứng xử này của BTN không được xét đến trong

hầu hết các tiêu chuẩn tính toán.

Hạt cốt liệu

Loại BT (theo cấp cường độ)

Ký hiệu KL riêng (sấy khô) (kg/m3)

Cường độ (N/mm3)

Giới hạn biến dạng (mm/m)

Cát và sỏi thông thường

ộ đ g n ờ ư c / t ấ u s g n Ứ

Đá phiến sét (Berwilit)

Tỷ lệ biến dạng không đổi trong khoảng (0.25 ) - 1.0

‘(cid:137)ú6

Hạt sét (Liapor 8)

Hạt sét (Liapor 4)

Biến dạng bê tông mm/m

Hình 1.5. Mối quan hệ ứng suất/ cường độ và biến dạng của các loại bê tông

nặng thông thường và BTN [38]

Đối với bất kỳ loại bê tông nào, độ cứng của nó phụ thuộc vào độ cứng

của các thành phần khác nhau và tỷ lệ thể tích tương đối của chúng trong hỗn

hợp. Mô đun của hạt CLN [38] nói chung là thấp hơn so với cốt liệu tự nhiên

và thực tế là hầu hết các loại BTN đều chứa lượng xi măng cao hơn, theo đó là

mô đun tổng thể của BTN sẽ thấp hơn BTT và bê tông được làm bằng cốt liệu

thô và nhẹ sẽ thấp hơn so với bê tông được làm bằng cốt liệu thô nhẹ và hạt

mịn tự nhiên.

Một số nhà nghiên cứu [38] lưu ý rằng sự nứt vỡ sớm của các cấu kiện

BTN cốt thép đặc biệt là do sự co ngót của bê tông kết hợp với độ bền kéo thấp

hơn. Nhưng hiệu ứng này không được tính đến trong các tính toán truyền thống.

Clarke (1993) [38] đã so sánh quan hệ ứng suất và biến dạng nén của

BTN và BTT Hình 1.6a. Các sơ đồ được trình bày cho thấy rằng các phần tăng

của bê tông có cường độ tương tự khác nhau do mô đun đàn hồi của BTN thấp

hơn. Phân tích phần rơi, ta thu được các xu hướng ngược lại khi đạt đến giới hạn

bền nén thì phần của giản đồ BTN rơi nhanh. BTN là vật liệu giòn hơn so với bê

tông nặng thông thường. Neville [67] so sánh với BTN (cốt liệu rỗng là

kemramzit) Hình 1.6b, đường màu đen được đánh dấu bằng một sơ đồ - bê tông

với tất cả các CLN, máu xám – với các CLN lớn, nhưng là cốt liệu mịn thông

thường. So sánh các biểu đồ cho thấy rằng bê tông càng nhẹ thì mô đun đàn hồi

càng thấp (độ dốc của phần tăng của biểu đồ) và vật liệu càng trở nên giòn hơn

Bê tông thường

Cốt liệu nhẹ lớn, cốt liệu mịn thông thường

a P M

Cốt liệu nhẹ

Bê tông nhẹ

, t ấ u s g n Ứ

Biến dạng, 10-4

(sự phá hoại đột ngột được đặc trưng bởi phần dốc xuống của biểu đồ).

Hình 1.6. Biểu đồ ứng suất và biến dạng của bê tông nén

a) Bê tông nhẹ và một ví dụ về bê tông thường (theo Clarke 1993)

b) Bê tông nhẹ với đất sét trương nở (theo Neville 2011)

Theo TCVN 5574:2018 [15] đối với bê tông nặng, bê tông hạt nhỏ và bê

tông tự ứng suất, thì sử dụng các biểu đồ biến dạng (xác định quan hệ giữa ứng

suất và biến dạng tương đối) đơn giản hoá dưới dạng ba đoạn thẳng và hai đoạn thẳng.

Hình 1.7. Biểu đồ ứng suất và biến dạng của bê tông nén theo TCVN

5574:2018

Theo TCVN 5574:2018 [15] Giá trị biến dạng 𝜀’4 của bê tông nặng, bê

tông hạt nhỏ và bê tông tự ứng suất khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng, xác

định giá trị biến dạng 𝜀’4 = 0.002 khi nén dọc trục, khi có tác dụng dài hạn của

tải trọng các giá trị biến dạng tương đối giới hạn của bê tông nhẹ, bê tông tổ

ong và bê tông rỗng lấy theo chỉ dẫn riêng và cho phép lấy các giá trị biến dạng

tương đối giới hạn của bê tông nhẹ khi có tác dụng dài hạn của tải trọng như

đối với BTT với hệ số giảm (0.4+0.6𝜌/2200)≥ 0.7. Các giá trị 𝜀’j và 𝜀’S theo chỉ dẫn lấy giá trị tương tự như đối với BTT phụ thuộc vào cấp cường độ của

bê tông.

Theo ACI 213R-87 [23][51] đối với BTN do mô đun đàn hồi giảm so

với BTT nên các phương trình tính toán được sửa đổi để phù hợp. Mô hình

quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN có biến dạng cực hạn được đề nghị là 0.003.

Theo BBK 94 [31][51] giới hạn biến dạng đối với BTN được giảm bởi

tích số (0.3+0.7𝜌/2400) so với BTT.

Theo DIN 4219 T.2 [42][51] quan hệ ứng suất - biến dạng khi tính toán

được đề nghị như Hình 1.8.

Hình 1.8. Mối quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN khi tính toán theo

DIN 4219 T.2

Trong đó giá trị 𝛽(cid:140) được đề nghị tương tự như tiêu chuẩn MC 1990 [65]

và EN 1992-1-1 [44] [51] là xấp xỉ 0.85𝑓)(cid:133); trong đó 𝑓)(cid:133) là đặc trưng cường độ chịu nén.

Biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng BTN tương tự như biểu đồ quan

hệ ứng suất - biến dạng BTN được đề cập trong tiêu chuẩn ENV 1992-1-4

[47][51]. Biểu đồ parabol-tam giác cũng có thể được sử dụng, trong đó giá trị

lớn nhất được giảm 5%.

Theo ENV 1992-1-4 [47][51] đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng

của BTN được chỉ ra như Hình 1.9. Biểu đồ được đặc trưng bởi mô đun đàn

hồi 𝐸(cid:141)),(cid:142)(cid:143)<; cường độ chịu nén 𝑓(cid:141)); biến dạng 𝜀(cid:141))j tương ứng đỉnh ứng suất 𝑓(cid:141))

giá trị flc là một hằng số

Hình 1.9. Giản đồ quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN khi phân tích kết

cấu theo ENV 1992-1-1

Biểu đồ parabol-tam giác của quan hệ ứng suất - biến dạng cũng có thể

được sử dụng. Tuy nhiên, khi thiết kế tính toán, biểu đồ quan hệ ứng suất -

biến dạng được đơn giản hoá dưới dạng như sau:

Hình 1.10. Biểu đồ ứng suất - biến dạng hai đoạn thẳng tuyến tính để thiết kế

các tiết diện của BTN theo ENV 1992-1-1

Cường độ chịu nén thiết kế được xác định theo công thức: 𝑓(cid:141))(cid:144) = 𝑓(cid:141))(cid:133)/𝛾).

Giản đồ sử dụng khi tính toán thiết kế được suy ra từ biểu đồ lý tưởng và

giá trị ứng suất giảm đi một giá trị tương ứng 𝛼/𝛾) ( 𝛾) hệ số an toàn bê tông;

𝛼 hệ số tính đến các ảnh hưởng lâu dài đến cường độ nén và các ảnh hưởng bất

lợi do cách tác dụng của tải trọng; trường hợp nén liên tục 𝛼 = 0.77 đối với

biểu đồ parabol - chữ nhật; và 𝛼 = 0.8 đối với biểu đồ hai đoạn thẳng; đối với

BTT 𝛼 = 0.85 đối với biểu đồ parabol - tam giác).

Theo JSCE [60][51] đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng của BTN

tương tự như đối với bê tông thông thường. Tuy nhiên, đường cong ứng suất -

biến dạng thực khác nhau ở một mức độ nào đó, chẳng hạn như tuyến tính hơn

đến ứng suất đỉnh, độ cứng ban đầu ít hơn và giảm ứng suất sau ứng suất đỉnh.

Theo NS 3473 [68][51] BTT và BTN được đề nghị đường cong quan hệ

ứng suất - biến dạng như hình:

Hình 1.11. Biểu đồ ứng suất - biến dạng chung cho bê tông khi nén, được sử

dụng để tính toán [ 51]

Trong đó: 𝜀)1 = 𝜀)(cid:143) + 1.5(𝜀)(cid:143) − 𝜀)(cid:142))

Đối với bê tông cường độ cao hơn C85 và đối với BTN, giá trị của 𝐸)(cid:142)

và 𝜀)(cid:143) được xác định theo thực nghiệm tương ứng với từng loại bê tông.

Đối với BTN từ cấp độ LC 15 tới LC45 biểu đồ quan hệ ứng suất - biến

dạng 2 đoạn thẳng giá trị biến dạng 𝜀)(cid:143) = −20/00 ; biến dạng giới hạn 𝜀)1 =

𝜀j(0.15 + 0.85𝜌/𝜌j) (trong đó: 𝜀j = −3.50/00 và 𝜌j = 2200 kg/m3 . 𝑓)(cid:142) là cường độ nén của bê tông đã được giảm xuống so với giá trị thực nghiệm, để

thể hiện cường độ trong kết cấu. Biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng có dạng

tương tự như ENV 1992-1-4, ngoại trừ giá trị 𝜀)1

Có thể thấy [51], các tiêu chuẩn chủ yếu chọn một cách tiếp cận đơn giản,

sử dụng biểu đồ dạng chữ nhật - parabol tiêu chuẩn, có thể sử dụng biểu đồ đơn

giản dạng hai đoạn thẳng (ngoại trừ tiêu chuẩn BBK94 và NS 3273). Trong các

biểu đồ hai đoạn thẳng cho BTN, giá trị biến dạng cực hạn giảm khi khối lượng

thể tích của BTN giảm. Hơn nữa, trong NS 3473, một sơ đồ chung, hợp lệ cho

tất các các cấp cường độ của BTN từ LC12 tới LC74. Tuy nhiên, đối với tất

các các cấp cường độ của BTN, các thông số trong sơ đồ phải được xác định

bằng phương pháp thực nghiệm.

Đã có nhiều nghiên cứu về quan hệ ứng suất – biến dạng của BTN, tuy

nhiên lại chưa có nhiều nghiên cứu đề cập tới BTN sử dụng hạt CLN từ PTXD.

Do đó, trong nội dung đề tài sẽ nghiên cứu về vấn đề vấn đề này thông qua

những nghiên cứu dựa trên kết quả nghiên cứu thực nghiệm.

1.2.1.2. Mô hình ứng suất lực dính – độ trượt giữa bê tông và cốt thép

Ứng suất dính giữa bê tông và cốt thép là quan trọng [70], nó trực tiếp

góp phần vào hiệu quả của sự làm việc của dầm, kiểm soát vết nứt và độ cứng

uốn. Hơn nữa, các phương trình thiết kế trong các tiêu chuẩn cơ bản liên quan

đến ứng suất dính. Liên kết lực dính có thể đạt được bằng hai cơ chế [81]: Hoá

lý (chất kết dính) và cơ học (ma sát giữa bê tông và cốt thép). Lực liên kết đến

từ tương tác hoá học giữa hồ xi măng và bề mặt thanh thép. Lực ma sát phát

sinh từ tiếp xúc giữa bề mặt gờ thép và bê tông xung quanh [27]. Nhiều nghiên

cứu đã chỉ ra ảnh hưởng tới lực dính của BTN như: loại cốt liệu, tỷ lệ Nước/chất

kết dính, bảo dưỡng bê tông, phụ gia, loại và bề mặt kết cấu của thanh cốt thép,

đường kính của thanh cốt thép, độ dài liên kết.

Theo CEB-FIP [50] các thông số để xác định mối quan hệ lực dính - độ

trượt cho BTN được đề nghị như sau:

Bảng 1. 5. Hệ số tương ứng trong biểu đồ lực dính - độ trượt của BTN

Thông số Liên kết tốt Điều kiện liên kết khác

1.0 mm 1.0 mm 𝑠j

2.0 mm 2.0 mm 𝑠S

Theo khoảng cách gờ cốt thép Theo khoảng cách gờ cốt thép 𝑠T

4.(cid:150)S

0.35 0.35 𝛼

𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.6𝑓)(cid:133) 0.3𝑓)(cid:133)

) a P M

(

t , h n í d c ự L

Độ trượt, s (mm)

𝜏p 0.15𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.15𝜏<(cid:148)(cid:149)

Hình 1.12. Mối quan hệ ứng suất - độ trượt theo CEB-FIP [ 51]

Nhiều phương trình dự đoán cường độ lực dính của bê tông nhẹ cũng

được đề xuất, theo Bogas et al [33]:

(cid:137) 𝜏 = (cid:151)171.9 h (cid:144)

(cid:137) − 24.24 h (cid:144)

i (1. 23) i + 1.2981(cid:152) 𝑓)

T(cid:154).y

54.y

Theo Kim et al [63]

((cid:144)(cid:155)(cid:141)(cid:156))(cid:157).(cid:158)(cid:159) − 9.4(cid:160) 𝑓)

(1. 24) 𝜏 = (cid:153)

Theo Tang [75]

)

Y(cid:156) SS44

(1. 25) 𝜏 = 𝐾 (cid:153)44.5 − 60( )(cid:160)

)

Trong đó, h là chiều cao dầm, d là đường kính thanh; 𝑙(cid:144) chiều dài thanh 5 cường độ nén của bê tông; là tỷ lệ nước trên xi thép nhúng trong bê tông, 𝑓)

măng; 𝜌(cid:144) là KLTT khô của bê tông.

Theo Hückler và Schlaich [57] đối với ảnh hưởng của lực dính trong mối

quan hệ lực dính - độ trượt của bê tông siêu nhẹ khác với BTN. Cường độ lực

dính của bê tông siêu nhẹ phụ thuộc chính vào cấp cường độ của bê tông siêu

nhẹ, cường độ chịu kéo càng cao thì cường độ lực dính càng cao. Theo kết quả

thực nghiệm giá trị cường độ lực dính được tính toán theo mô hình tương tự

như CEB-FIP [50] và MC 2010 [36], với giá trị đỉnh của đường quan hệ ứng

suất - lực dính được điều chỉnh [57]. Mô hình đề xuất được thể hiện bằng ba

phần tuyến tính, trong đó độ bám chắc của bê tông siêu nhẹ được thể hiện rõ

nhất, độ dốc đột ngột tới đỉnh đạt giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149) tương ứng với giá trị độ trượt rất

nhỏ 𝑠j. Sau đó là sự suy giảm đột ngột, không duy trì giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149) trong một

khoảng giá trị trượt tương ứng như đối với BTT hoặc BTN. Mô hình được biểu

thị như trong Hình 1.13, các phương trình điều chỉnh được biểu thị [57]

'“«‹ -›,(cid:158) 𝜏<(cid:148)(cid:149) −

'“«‹v'ﬂ -(cid:136)v-›,(cid:158)

ﬁ 0 ≤ 𝑠 ≤ 𝑠j,S ⎧ ¤ ⎪ (1. 26) 𝜏 = 𝑠j,S ≤ 𝑠 ≤ 𝑠T

4.(cid:150)S; 𝑠j,S = 0.1𝜏<(cid:148)(cid:149)

𝜏p 𝑠T < 𝑠 ⎨ ⎪ ⎩

4.(cid:150)S; 𝜏p = 0.045𝑓)(cid:133)

Trong đó, 𝜏<(cid:148)(cid:149) = 0.3𝑓)(cid:133)

𝑓)(cid:133) là cường độ chịu nén đặc trưng của bê tông và 𝑠T theo khoảng cách giữa các gờ cốt thép. Theo các tác giả [43] đây là mô hình lực dính bê tông siêu

nhẹ đầu tiên. Thêm vào đó, thử nghiệm các mô hình lực dính trước đây đối với

BTN không được áp dụng đối với bê tông siêu nhẹ, mặc dù họ đã xem xét đến

giới hạn khối lượng thể tích và cường độ.

t , h n í d c ự L

Độ trượt, s

Hình 1.13. Mối quan hệ ứng suất - độ trượt của bê tông siêu nhẹ [43]

Có thể thấy, trong các nghiên cứu chưa có nhiều nghiên cứu đề cập tới

trường hợp BTNCLNTC. Do đó, khi nghiên cứu mô hình ứng suất lực dính –

độ trượt đối với BTNCLNTC đòi hỏi cần phải có những nghiên cứu dựa trên

kết quả nghiên cứu thực nghiệm.

1.2.2. Cơ sở lý thuyết tính toán cấu kiện chịu uốn bê tông nhẹ

1.2.2.1. Mômen kháng nứt của dầm bê tông nhẹ

Theo tiêu chuẩn TCVN 5574: 2018 [15] , xây dựng tính toán mômen

kháng nứt của dầm BTN được xây dựng như đối với BTT. Khi tính toán khả

năng chống nứt, các giả thiết được sử dụng:

- Giả thiết tiết diện phẳng;

- Biểu đồ ứng suất trong vùng chịu nén của bê tông lấy dạng tam giác,

như đối với vật thể đàn hồi;

- Biểu đồ ứng suất trong vùng chịu kéo của bê tông lấy dạng hình thang

với ứng suất không vượt quá cường độ chịu kéo tính toán của bê tông 𝑅’6,-(cid:128)0

- Biến dạng tương đối của thớ chịu kéo ngoài cùng của bê tông lấy bằng

giá trị giới hạn của nó khi có tác dụng ngắn hạn của tải trọng, khi biểu đồ biến

dạng trong tiết diện cấu kiện với biến dạng có hai dấu (âm, dương) thì 𝜀’6,S =

0,00015;

- Ứng suất trong cốt thép lấy theo biến dạng như đối với vật thể đàn hồi;

Sơ đồ biến dạng và ứng suất của tiết diện trước khi hình thành khe nứt như sau:

Hình 1.14. Sơ đồ ứng suất biến dạng tại tiết diện chưa nứt theo tiêu chuẩn

TCVN 5574:2018

Mômen nứt đối với cấu kiện chịu uốn được trình bày trong công thức

(1. 27) 𝑀)0) = 𝑤‘(cid:141)𝑅’6,-(cid:128)0

Trong đó: 𝑅’6,-(cid:128)0 là cường độ chịu kéo dọc trục của bê tông; 𝑤‘(cid:141) là

mômen kháng uốn đàn dẻo của tiết diện đối với thớ ngoài cùng: 𝑤‘(cid:141) = 𝛾𝑤0(cid:128)(cid:144);

𝛾 hệ số xét đến biến dạng dẻo của bê tông vùng kéo phụ thuộc vào đặc trưng

biến dạng đàn hồi và biến dạng dẻo của bê tông. Lấy 𝛾 = 1,3 đối với dầm có

tiết diện chữ nhật và chữ T

𝑤0(cid:128)(cid:144) là mômen kháng uốn đàn hồi của tiết diện quy đổi được tính theo

†‡·(cid:156) (cid:181)r

công thức: 𝑤0(cid:128)(cid:144) =

5 của nó. 𝐼0(cid:128)(cid:144) = 𝐼 + 𝛼𝐼- + 𝛼𝐼-

5 lần lượt là mômen quán tính của tiết diện bê tông, tiết diện

𝐼0(cid:128)(cid:144) là mômen quán tính của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với trọng tâm

Với: 𝐼, 𝐼-, 𝐼-

cốt thép chịu kéo và tiết diện cốt thép chịu nén; 𝑦6 là khoảng cách từ thớ bê

tông chịu kéo nhiều nhất đến trọng tâm tiết diện quy đổi của cấu kiện; 𝑦6 được

-r,‡·(cid:156) ‚‡·(cid:156)

tính theo công thức: 𝑦6 =

5 theo công thức: 𝐴0(cid:128)(cid:144) = 𝐴 + 𝛼𝐴- + 𝛼𝐴-

𝐴0(cid:128)(cid:144) là diện tích của tiết diện ngang quy đổi của cấu kiện, được xác định

5 là diện tích tiết diện ngang lần lượt của bê tông, của cốt thép

𝛼 là hệ số quy đổi của cốt thép và bê tông, 𝛼 = 𝐸-/𝐸’

𝐴, 𝐴-, 𝐴-

chịu kéo và của cốt thép chịu nén;

𝑠6,0(cid:128)(cid:144) mômen tĩnh của tiết diện quy đổi của cấu kiện đối với thớ bê tông chịu

kéo nhiều hơn

Theo tiêu chuẩn Châu Âu EN 1992-1-1 [44], công thức xây dựng tính toán

cho BTN cũng được tính như đối với BTT. Khi tính toán khả năng chống nứt

theo EC2 dựa trên các giả thiết sau:

- Giả thiết tiết diện phẳng

- Ứng suất trong bê tông vùng nén được tính toán ở trạng thái đàn hồi

- Ứng suất trong bê tông vùng kéo được tính toán ở trạng thái đàn hồi,

ứng suất kéo lớn nhất đạt được bằng 𝑓)6<

Từ các giả thiết trên, sơ đồ và ứng suất biến dạng của tiết diện dầm bê

tông trên tiết diện trước khi hình thành khe nứt được trình bày như hình

Hình 1.15. Sơ đồ ứng suất – biến dạng trên tiết diện thẳng góc hình thành khe

nứt theo EN 1992-1-1

Với các giả thiết tiết diện làm việc đàn hồi, từ công thức tính ứng suất

„ †‹

pháp trên tiết diện: 𝜎(cid:149) = 𝑦(cid:149)

Tại tiết diện sắp nứt, ứng suất kéo trong bê tông tại thớ ngoài cùng (𝑦(cid:149) =

𝑦6) bằng cường độ chịu kéo của bê tông, mômen tác dụng trên tiết diện tương

ứng với khả năng kháng nứt của tiết diện

†‡·(cid:156) (cid:181)r

(1. 28) 𝑀)0) = 𝑓)6<

Trong đó: 𝑓)6< là cường độ chịu kéo dọc trục trung bình của bê tông;

𝐼0(cid:128)(cid:144) mômen quán tính quy đổi của tiết diện; 𝑦6 là khoảng cách từ mép chịu kéo

ngoài cùng đến vị trí trục trung hoà quy đổi.

Có thể thấy cách xây dựng tính toán mômen kháng nứt của dầm BTN

được xây dựng như đối với BTT. Tuy nhiên, đối với tất các các cấp cường độ

của BTN, các thông số trong sơ đồ tính toán phải được xác định bằng phương

pháp thực nghiệm. Đồng thời cũng chưa có chỉ dẫn kỹ thuật khi nghiên cứu

BTNCLNTC. Do đó, khi nghiên cứu xây dựng tính toán mômen kháng nứt của

dầm BTNCLNTC đòi hỏi cần phải có những nghiên cứu dựa trên kết quả nghiên

cứu thực nghiệm.

1.2.2.2. Khả năng chịu lực của dầm bê tông nhẹ

Theo TCVN 5574:2018 [15] tính Mgh theo phương pháp vùng nén quy

đổi chữ nhật. Sơ đồ ứng suất – biến dạng phương pháp vùng nén quy đổi chữ

nhật được mô tả trên hình sau:

Hình 1.16. Sơ đồ ứng suất – biến dạng phương pháp vùng nén quy đổi chữ nhật

TCVN 5574:2018 [15] khống chế hàm lượng cốt thép không được quá

(cid:149) (cid:137)(cid:157)

thì TCVN 5574: 2018 [15] nhiều để xảy ra trường hợp phá hoại dẻo. Đặt 𝜉 =

quy định 𝜉 ≤ 𝜉(cid:140) với 𝜉(cid:140) là hệ số được tính theo công thức thực nghiệm

(cid:149)» (cid:137)(cid:157)

(cid:140)s {s

j(cid:155)

4,(cid:150) …s,·‰ …|(cid:158)

= 𝜉(cid:140) = khống chế hàm lượng cốt thép tối đa. Với 𝜀-,(cid:128)(cid:141) =

(cid:149)

Phương trình cơ bản: 𝑅’𝑏𝑥 = 𝐴-𝑅-

(1. 29) i 𝑀(cid:192)(cid:137) = 𝑅’𝑏𝑥 hℎ4 − i = 𝐴-𝑅- hℎ4 −

Như vậy 𝑀(cid:192)(cid:137) được xác định từ điều kiện ứng suất phá hoại của bê tông

Theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] cho phép sử dụng phương pháp biểu

đồ vùng nén quy đổi chữ nhật, khi đó sơ đồ ứng suất biến dạng tại trạng thái

ha f cd

cu3e

s/2

l = s

stF

ste

giới hạn trên hình như sau:

Hình 1.17. Sơ đồ tính Mômen giới hạn theo EC2

(cid:144)v(cid:149)

(cid:149)

Phương trình biến dạng: 𝜀-6 = 𝜀)1T

Xác định trực tiếp chiều cao vùng nén từ điều kiện biến dạng cực hạn

của bê tông và của cốt thép khi chảy dẻo. Tại thời điểm chảy dẻo biến dạng của

cốt thép 𝜀-6 = 𝜀(cid:181), cường độ cốt thép đạt giới hạn chảy 𝑓-6 = 𝑓(cid:181), biến dạng nén

cực hạn của bê tông 𝜀)1T, đối với BTN biến dạng cực hạn [44] ε(cid:131)´T = 3.5ηj

(Với ηj = 0.4 + 0.6𝜌/2200)

Theo EN 1992-1-1 [44] 𝜆 = 0.8 và 𝜂 = 1.0 (với 𝑓)(cid:133) ≤ 50𝑀𝑃𝑎); Nếu dùng phương pháp vùng nén chữ nhật quy đổi, phương trình cân

bằng lực:

𝐹-6 = 𝐹) => 𝑓(cid:181). 𝐴- = 𝛼𝑓)(cid:144). 𝑏. 𝑠

pq¯ ˘q

Trong đó: 𝑓)(cid:144) = 𝛼)) ; Với 𝛾) là hệ số an toàn riêng của bê tông: 𝛾) =

1.5; 𝛼)) hệ số tính đến ảnh hưởng của thành phần tác dụng dài hạn đến cường

độ chịu nén và ảnh hưởng bất lợi do phương pháp đặt tải. 𝛼)) có thể nằm giữa

0.8 và 1.0, giá trị kiến nghị là 1.0

˘qp˙.‚s ¨pq’

ð 𝑠 = và 𝑥 = 4,(cid:150)

Theo nghiên cứu đã đề cập ở Mục 1.2.1.1. 𝛼 hệ số tính đến các ảnh hưởng

lâu dài đến cường độ nén và các ảnh hưởng bất lợi do cách tác dụng của tải

trọng; đối với BTN trường hợp nén liên tục 𝛼 = 0.77 đối với biểu đồ parabol -

chữ nhật; và 𝛼 = 0.8 đối với biểu đồ hai đoạn thẳng; đối với BTT 𝛼 = 0.85 đối

với biểu đồ parabol - tam giác.

Mômen giới hạn 𝑀(cid:140)(cid:144) được tính theo công thức:

(1. 30) 𝑀(cid:140)(cid:144) = 𝐹-6. 𝑧 = 𝑓(cid:181). 𝐴-. (𝑑 − 0,5𝑠)

Có thể thấy cách xây dựng tính toán khả năng chịu lực của dầm BTN được

xây dựng như đối với BTT. Tuy nhiên, đối với tất các các cấp cường độ của

BTN, các thông số trong sơ đồ tính toán phải được xác định bằng phương pháp

thực nghiệm. Đồng thời cũng chưa có chỉ dẫn kỹ thuật khi nghiên cứu

BTNCLNTC. Do đó, khi nghiên cứu xây dựng tính toán khả năng chịu lực của

dầm BTNCLNTC đòi hỏi cần phải có những nghiên cứu dựa trên kết quả nghiên

cứu thực nghiệm.

1.2.2.3. Tính toán dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế cốt

thép ở trạng thái giới hạn II

Hình 1. 18. Quan hệ mômen M- độ cong (1/r) theo tiêu chuẩn MC 1990

Theo tiêu chuẩn MC 1990 [65]; MC 2010 [66], quan hệ mômen M và độ

cong cấu kiện chịu uốn (1/r) được đơn giản hoá chia thành các giai đoạn như

Hình 1. 18. Giai đoạn từ (0-1) bê tông chưa nứt, quan hệ (M-1/r) tuyến tính.

Khi đạt mômen nứt 𝑀)0) đoạn (1-2) diễn tả giai đoạn hình thành vết nứt. Đoạn (2-3) của mô hình mô tả giai đoạn vết nứt đã ổn định, trong giai đoạn này không

có vết nứt mới xuất hiện và bề rộng vết nứt tăng dần. Giai đoạn (3-4) tương

ứng với giai đoạn chảy dẻo trước khi cấu kiện bị phá hoại. Đường nét đứt thể

hiện mối quan hệ (M-1/r) khi bỏ qua bê tông vùng kéo. Khoảng cách giữa đoạn

(2-3) và đường nét đứt chỉ ra sự đóng góp của bê tông vùng kéo vào độ cứng

của cấu kiện. Trong giai đoạn vết nứt ổn định, trên dầm xem như không xuất

hiện thêm các vết nứt phụ nằm giữa hai vết nứt chính.

Theo nghiên cứu [50] [44] [59] các công thức áp dụng cho BTT về cơ

bản cũng được áp dụng cho BTN. Theo MC 1990 [65], MC 2010 [66], EN1992-

1-1 [44] có xem xét đóng góp của bê tông vùng kéo chưa nứt bằng cách xem

xét ứng suất kéo trong cốt thép phân bố tuyến tính giữa hai vết nứt cạnh nhau

với khoảng cách 𝑆0 và phần bê tông chịu kéo chưa nứt được thay thế bằng diện

ct,efA

ct,ef

tích chịu kéo hiệu quả 𝐴)6,(cid:128)p như Hình 1. 19.

Hình 1. 19. Tiết diện ngang chịu kéo hiệu quả Act,ef trong cấu kiện chịu uốn

Trong đó 𝑙- là chiều dài đoạn truyền lực, khoảng cách cần thiết từ vết nứt

đến vị trí cốt thép có biến dạng bằng biến dạng của bê tông.

)

Theo EN1992-1-1 [44] chiều dài truyền lực được xác định theo công

pqr S'|

. (1. 31) thức: 𝑙-,<(cid:148)(cid:149) = 𝛼j + 𝛼S

Theo MC 2010 [66] chiều dài truyền lực giữa bê tông và cốt thép:

pqr“ '|“s

˝s Ys,·ﬂ

(1. 32) 𝑙-,<(cid:148)(cid:149) = 𝑘. 𝑐 +

Trong đó giá trị lực dính trung bình theo MC 2010 [66] và EN1992-1-1

[44] có giá trị với 𝜏’ = 1.8𝑓)6

Có thể thấy chiều dài truyền lực của dầm BTCT đều phụ thuộc vào giá

trị lực dính trung bình 𝜏’ và theo các chỉ dẫn kỹ thuật trong tiêu chuẩn [66] [44]

giá trị lực dính trung bình: 𝜏’ = 1.8𝑓)6. Tuy nhiên chưa có chỉ dẫn kỹ thuật khi nghiên cứu BTNCLNTC. Do đó, khi nghiên cứu dầm BTNCLNTC (cốt thép)

ở trạng thái giới hạn II đòi hỏi cần phải có những nghiên cứu dựa trên kết quả

nghiên cứu thực nghiệm.

1.3. Định hướng nghiên cứu của luận án

Trong điều kiện tại Việt Nam, CLNTC từ phế thải phá dỡ công trình xây

dựng là loại vật liệu mới chưa có nhiều nghiên cứu đi sâu. Do đó, trong luận án

sẽ tập trung nghiên cứu về cách chế tạo BTN từ hạt CLNTC này, bao gồm xây

dựng thành phần cấp phối chế tạo, xác định các đặc trưng cơ lý của bê tông sử

dụng CLNTC như cường độ chịu kéo, cường độ chịu nén, mô đun đàn hồi, xây

dựng các mối quan hệ giữa mô cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo, cường

độ chịu kéo, khối lượng thể tích bê tông và mô đun đàn hồi, quan hệ giữa ứng

suất – biến dạng của BTNCLNTC.

Đồng thời, trên thế giới và ở Việt Nam, hiện nay chưa có nhiều nghiên

cứu đi sâu vào ứng xử của dầm BTNCLNTC (cốt thép) khi chịu uốn, sự phân

bố vết nứt, khoảng cách vết nứt có xét đến yếu tố lực dính. Do đó, đề tài luận

án tập trung nghiên cứu thực nghiệm về quan hệ lực dính – biến dạng trượt giữa

cốt thép và BTNCLNTC, nghiên cứu thực nghiệm về ứng xử uốn của dầm

BTNCLNTC cốt thép bao gồm khả năng chịu lực, mô men kháng nứt và sự

phân bố vết nứt trên tiết diện thẳng góc trong dầm BTN trong mối liên hệ với

khối lượng thể tích và đặc trưng bám dính của BTNCLNTC.

CHƯƠNG 2. NGHIÊN CỨU CHẾ TẠO VÀ ĐÁNH GIÁ TÍNH CHẤT

CƠ LÝ CỦA BÊ TÔNG NHẸ CHẾ TẠO TỪ CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ

TỪ PHẾ THẢI XÂY DỰNG

Chương này sẽ trình bày nghiên cứu thực nghiệm chế tạo BTNCLNTC

và đánh giá các tính chất cơ lý của BTN. Các cấp phối của BTNCLNTC được

xây dựng dựa trên khảo sát tỷ lệ Nước/CKD và ảnh hưởng của thành phần hạt

CLNTC đến cường độ của bê tông. Cấp phối được xây dựng để chế tạo bê tông

có cường độ 15 - 35 MPa trong điều kiện không dưỡng hộ nhiệt. Các đặc trưng

cơ học chủ yếu được xác định bằng thực nghiệm gồm: cường độ chịu nén,

cường độ chịu kéo, mô đun đàn hồi và quan hệ ứng suất – biến dạng của bê

tông.

Để thuận tiện cho việc trao đổi với đơn vị phối hợp nghiên cứu và cung

cấp hạt CLN (Viện nghiên cứu ứng dụng Weimar – Cộng hoà liên bang Đức),

nội dung nghiên cứu trong luận án sử dụng các ký hiệu và cơ sở lý thuyết theo

tiêu chuẩn Châu Âu và tiêu chuẩn Hoa Kỳ. Tuy nhiên, các nghiên cứu thực

nghiệm tiến hành trong điều kiện tại Việt Nam, nên quy trình thực hiện tuân

thủ theo tiêu chuẩn Việt Nam hiện hành.

2.1. Nghiên cứu thực nghiệm chế tạo bê tông nhẹ từ phế thải xây dựng

2.1.1. Xây dựng thành phần cấp phối theo phương pháp thực nghiệm

Mục tiêu đề tài nghiên cứu chế tạo bê tông nhẹ như sau: Khối lượng thể

tích khô từ 1400-1800 kg/m3; cường độ nén từ 15-35 MPa.

2.1.1.1. Thành phần vật liệu sử dụng để chế tạo bê tông nhẹ sử dụng hạt

cốt liệu nhẹ tái chế

Hạt cốt liệu nhẹ: Nghiên cứu, sử dụng hạt CLN là sỏi nhân tạo tái chế từ

phế thải phá dỡ công trình, quy trình chế tạo đã được đề cập ở chương tổng

quan, được cung cấp bởi viện nghiên cứu ứng dụng Weimar – Cộng hoà liên

bang Đức [4]. Quan sát bằng mắt thường, ta thấy gồm có 2 loại sỏi với các kích

cỡ tương ứng. Sỏi lớn nhất là các hạt có dạng khối tròn tương đối đồng đều

màu nâu nhạt, kích cỡ từ 8 -16 mm ( gọi tắt là hạt S3); loại sỏi thứ 2 có kích cỡ

nhỏ hơn, là các hạt có dạng khối tròn cũng tương đối đồng đều màu nâu nhạt,

kích cỡ từ 4 – 8 mm (gọi tắt là hạt S2). Hạt S2 có khối lượng thể tích 430

(kg/m3); độ hút nước 28%; Hạt S3 có khối lượng thể tích 369( kg/m3); độ hút

nước 32%.

Hình 2. 1. Mẫu hạt CLN tái chế từ PTXD

Hình 2. 2. Độ hút nước của hạt CLN từ PTXD

Cấu trúc hạt nhẹ tái chế sau khi nung có độ xốp rỗng cao tương tự như

hạt cấu trúc hạt cốt liệu nhẹ thông thường.

Kết quả nghiên cứu về độ hút nước của hạt cốt liệu nhẹ theo thời gian

được thể hiện trên Hình 2. 2, có thể thấy, hạt CLNTC có độ hút nước tương

đối cao, thời gian bão hoà trong nước tương đối lớn, điều này là do cấu

trúc rỗng xốp. Độ ẩm của hạt cốt liệu sẽ phụ thuộc vào một trong 4 trạng

thái [3][21]: khô sấy, khô tự nhiên, bão hoà khô bề mặt và ướt hoặc bão

hoà. Điều này ảnh hưởng lớn trong quá trình thi công và điều kiện tự nhiên

khi thi công [3].

Độ nén dập của hạt cốt liệu, tiến hành thí nghiệm theo tiêu chuẩn TCVN

7572-11:2006. Kết quả thu được thể hiện ở Bảng 2. 1.

Bảng 2. 1. Độ nén dập của hạt cốt liệu

Loại S2 Loại S3

(4 – 8) mm (8 – 16) mm

Độ nén dập, % 53,5 43,47

Những đặc tính trên của hạt cốt liệu ta có thể thấy, hạt CLNTC có độ

rỗng xốp lớn hoàn toàn phù hợp để chế tạo bê tông nhẹ. Tuy nhiên, hạt CLNTC

có cường độ nén dập thấp và độ rỗng lớn cũng làm giảm khả năng chịu nén của

bê tông. Một trong những biện pháp để làm tăng khả năng chịu nén của bê tông

đó là sử dụng phụ gia khoáng trong chế tạo bê tông. Phụ gia khoáng như tro

bay [6] có thể cải thiện các tính chất kỹ thuật và chất lượng của bê tông khi

được thay thế một phần xi măng. So với bê tông xi măng thông thường, bê tông

sử dụng phụ gia khoáng có cấu trúc đặc chắc hơn. Việc sử dụng tro bay còn

đem lại hiệu quả về mặt kinh tế và môi trường do giảm lượng xi măng sử dụng,

từ đó giảm lượng khí thải từ quá trình sản xuất xi măng, tận dụng được nguồn

nguyen liệu phế thải từ các Nhà máy nhiệt điện.

Xi măng pooc lăng Vicem Bút Sơn PC40: các chỉ tiêu kỹ thuật thoả mãn

tiêu chuẩn TCVN 2682 – 2009 [11].

Cát (cốt liệu mịn): Cốt liệu mịn sử dụng trong nghiên cứu là cát vàng

Sông Lô với các tính chất cơ lý: khối lượng riêng 2630 (kg/m3); khối lượng thể

tích xốp 1480 (kg/m3); độ ẩm tự nhiên 0.5%; độ rỗng xốp 43.7%; hàm lượng

bụi, bùn, sét 1.1%; mô đun độ lớn 3.0.

Tro bay: Tro bay là một loại phụ gia khoáng, hoạt tính nhân tạo, là các

sản phẩm phụ hoặc phế thải thu được trong các quá trình sản xuất công nghiệp,

bao gồm: silicafum, tro xỉ nhiệt điện, xỉ hạt lò cao,…[6]

Trong nghiên cứu đề tài sử dụng nguồn tro bay nguyên liệu được khai

thác từ nhà máy nhiệt điện Phả Lại. Thành phần hoá học của tro bay nhiệt điện

Phả Lại: MKN (tỷ lệ 1.45%); SiO2 (tỷ lệ 57.3%); Al2O3 (tỷ lệ 25.17%); Fe2O3

(Tỷ lệ 6.06%); CaO (Tỷ lệ 1.09%); MgO (Tỷ lệ 1.68%); R2O (Tỷ lệ 5.29%);

TiO2 (Tỷ lệ 0.16%); SO3 (Tỷ lệ 0.09%). Thành phần hạt của tro bay nhiệt điện

Phả Lại: có đường kính hạt: 3.261 - 105.9 (µm); kích thước trung bình: 28.47

(µm); khối lượng riêng: 2.45 (g/m3); khối lượng thể tích 950 (kg/m3); diện tích

bề mặt riêng (8619 cm2/ml).

Dùng tro bay làm phụ gia bê tông sẽ làm tăng cường độ bê tông lên từ

1,5 – 2 lần; làm tăng độ nhớt của vữa giúp bê tông chui vào các khe lỗ dễ dàng [6].

Phụ gia hoá học: Trong bê tông sử dụng hạt CLN khi sử dụng phụ gia hoá

dẻo để tăng tính công tác, thường gây ra hiện tượng phân tầng cho hỗn hợp bê

tông. Theo ACI 211.2-98 [21], trong BTN khi sử dụng phụ gia hoá dẻo kết hợp

cuốn khí sẽ hạn chế sự phân tầng, tăng độ đồng nhất cho hỗn hợp bê tông. Do

vậy, phạm vi đề tài nghiên cứu, sử dụng phụ gia hoá dẻo kết hợp cuốn khí Placc-

air. Với các thông số kỹ thuật như sau: Loại: Hợp chất hữu cơ; Màu sắc: nâu

sẫm; Thích ứng: Thích ứng với tất cả các loại xi măng pooc lăng; Tỷ trọng: 1,08

± 0,02 g/cm3; Tỷ lệ: Sử dụng hàm lượng 0,7 – 1,4 lít cho 100kg xi măng.

Có tác dụng: Đưa ra một lượng lớn khí vào bê tông và phân bố đều trong

cấp phối; Làm tăng khả năng chống hư hỏng ở điều kiện sương giá; Tăng khả

năng giảm nước cho bê tông hoặc tăng độ sụt cho bê tông tối thiểu lên 2 – 3 lần

khi vẫn giữ nguyên lượng nước trộn; Kéo dài thời gian thi công cho bê tông;

Nâng cao khả năng chống thấm cho bê tông; Làm tăng khả năng chống ăn mòn

cho bê tông và bê tông cốt thép [6].

2.1.1.2. Xác định sơ bộ thành phần cấp phối

Để thực hiện thiết kế cấp phối bê tông, nghiên cứu sử dụng phương pháp

thiết kế thành phần cấp phối bê tông nhẹ theo tiêu chuẩn ACI 211.2-98 [21].

Theo phương pháp ACI 211.2-98 thành phần cấp phối bê tông lựa chọn dựa

theo các bảng tra tiêu chuẩn. Bài toán xây dựng thành phần cấp phối theo trình

tự các bước sau [21]:

Chọn độ sụt của hỗn hợp bê tông, đối với hỗn hợp bê tông sử dụng cho

cấu kiện chịu lực thông thường thì độ sụt yêu cầu lựa chọn là 10±2 cm;

Chọn kích thước danh nghĩa của hạt cốt liệu. Dmax = 19 mm;

Thiết lập lượng nước nhào trộn, dựa vào bảng tra, độ sụt 125 - 150 mm; đường

kính danh nghĩa cốt liệu Dmax = 19 mm; tương ứng bê tông không cuốn khí, chọn

giá trị thích hợp là 208 kg/m3;

Lựa chọn tỷ lệ N/X, dựa vào bảng tra cường độ nén ở 28 ngày: 27.6 MPa,

tương ứng bê tông cuốn khí, tỷ lệ N/X giá trị thích hợp là 0.57;

Tính toán hàm lượng xi măng. Căn cứ tỷ lệ N/X và lượng nước lựa chọn

tính toán được hàm lượng xi măng;

Tính toán hàm lượng cốt liệu nhẹ;

Lựa chọn hàm lượng thể tích khí trong hỗn hợp bê tông, ước lượng được

thể tích của hỗn hợp bê tông.

Chi tiết bài toán thiết kế được thể hiện trong Phụ lục 1. Từ các tính toán

trên, đưa ra cấp phối sơ bộ như sau:

Bảng 2. 2. Cấp phối sơ bộ

Tên cấp phối Hạt Cát Xi măng Nước Tỷ lệ

CLN(kg) (kg) (kg) (l) N/X

M 390 518 364 208 0,57

2.1.1.3. Quy trình chế tạo và đúc mẫu bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ

tái chế

Bước 1: Định lượng các thành phần, xác định khối lượng các thành phần

trong mẻ trộn.

Bước 2: Trộn hỗn hợp tro bay, cát, xi măng, phụ gia siêu dẻo, nước và

½ khối lượng hạt cốt liệu vào trộn; sau đó cho khối lượng hạt cốt liệu còn lại

vào trộn.

Hình 2. 3. Trộn hỗn hợp bê tông và hỗn hợp bê tông sau khi trộn

Bước 3: Kiểm tra tính công tác của hỗn hợp bê tông tươi bằng cách đo

độ sụt của hỗn hợp.

Hình 2. 4. Đo độ sụt của hỗn hợp bê tông

Bước 4: Đo khối lượng thể tích của hỗn hợp bê tông.

Bước 5: Sau khi kết thúc trộn, lấy bê tông ra khay chứa và chuyển sang

đúc mẫu và đầm rung theo quy định.

* Quy trình bảo dưỡng bê tông:

Các mẫu sau khi đúc được 24h thì kiểm tra và tháo khuôn mẫu. Đặt mẫu

tại nơi tập trung trong điều kiện thí nghiệm (nhiệt độ và độ ẩm ở môi trường

thông thường). Đến các ngày 7, 28 ngày mang mẫu đi thí nghiệm.

Hình 2. 5. Bê tông sau khi đổ khuôn 1 ngày trước và sau khi tháo khuôn

2.1.1.4. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt

liệu nhẹ tái chế

Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông theo tiêu chuẩn

TCVN 3118:1993 [13]. Dùng mẫu nén thuỷ lực nén các nhóm mẫu, mỗi nhóm

mẫu gồm 3 viên mẫu có kích thước tiêu chuẩn150 x150 x 150; Kết quả cường

độ chịu nén của mẫu là giá trị trung bình của các viên mẫu.

Hình 2. 6. Thí nghiệm nén mẫu bê tông

Trình tự thí nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn TCVN 3118:1993 [13]

Nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm và Kiểm

định Công trình LAS-XD125.

2.1.2. Tiến hành nghiên cứu, khảo sát thành phần cấp phối

Sau khi trộn cấp phối trên, bằng cảm quan đánh giá hỗn hợp bê tông khô,

rời rạc; tính công tác của hỗn hợp bê tông không đạt yêu cầu (Hình 2. 7). Thực

hiện việc điều chỉnh tăng khối lượng xi măng, cát và nước.

Hình 2. 7. Hỗn hợp bê tông sau khi trộn rời rạc chưa đảm bảo tính công tác

Sau khi thực hiện điều chỉnh cấp phối hỗn hợp bê tông cơ bản đã đạt

được tính công tác. Cấp phối sau khi điều chỉnh sẽ có tỷ lệ như sau:

Bảng 2. 3. Cấp phối sau khi điểu chỉnh tỷ lệ

Tên cấp Hạt Cát Xi Nước Tỷ lệ

phối CLN (kg) măng (l) N/X

(kg) (kg)

410 M 287 568 273 0,66

Sau khi thực hiện trên cấp phối sơ bộ có thể nhận thấy rằng việc thiết kế

cấp phối cho bê tông sử dụng hạt cốt liệu chế tạo từ phế thải xây dựng không

hoàn toàn tuân thủ theo tiêu chuẩn ACI 211.2-98 [21]. Căn cứ kết quả của mẫu

cấp phối cho thấy trong BTN sử dụng một lượng rất lớn xi măng. Do đó, tiến

hành điều chỉnh tỉ lệ N/X, sử dụng bổ sung tro bay (FA) (điều chỉnh tỷ lệ phần

trăm hàm lượng FA được lấy theo khối lượng chất kết dính (CKD)) giúp làm

giảm lượng dùng xi măng, đồng thời vẫn đảm bảo các tính chất kỹ thuật của bê

tông và sử dụng phụ gia siêu dẻo (SD) (điều chỉnh tỷ lệ phần trăm hàm lượng

SD được lấy theo khối lượng CKD) để làm tăng tính công tác của hỗn hợp bê

tông. Sau khi điều chỉnh, các cấp phối để chế tạo bê tông như sau:

Bảng 2. 4. Bảng Cấp phối BTCLNTC không sử dụng phụ gia siêu dẻo và

Vc/VCL

N/ CKD

Tên mẫu

FA (%)

VCLN /Vb

fcm(7) (Mpa)

fcm(28) (Mpa)

KLTT (khô) (kg/m3)

Độ sụt (cm)

17 5 4 4 6 4.5 5 3.5 3 2 6 7 4 4 7

0.42 0.42 0.42 0.43 0.43 0.42 0.42 0.42 0.42 0.43 0.43 0.43 0.43 0.43 0.43

KLTT (hỗn hợp) (kg/m3) 1674.27 1650.00 14.92 1757.56 1600.00 19.83 1723.85 1600.00 13.13 1725.49 1700.00 16.41 1705.88 1800.00 14.56 1768.42 1800.00 19.00 1768.42 1800.00 17.93 1718.48 1669.25 17.83 1581.44 1649.17 18.11 1704.23 1662.67 10.37 1744.47 1794.33 17.56 1600.00 1554.33 14.74 1680.00 1679.33 13.10 1764.59 1750.67 13.20 1663.98 1670.00 10.78

19.56 22.98 20.69 17.83 16.83 22.58 21.57 18,85 21.56 15.37 21.72 18.02 15.22 17.9 16.86

A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 A12 A13 A14 A15

44.44 44.44 62.67 24.95 24.95 27.69 27.69 22.67 20.80 25.11 25.00 24.89 25.00 24.86 25.00

0.50 0.39 0.41 0.43 0.43 0.41 0.41 0.56 0.41 0.70 0.43 0.51 0.43 0.54 0.62

0.33 0.33 0.39 0.33 0.34 0.33 0.34 0.33 0.34 0.39 0.32 0.39 0.35 0.39 0.39

kết quả nén mẫu thí nghiệm

Bảng 2. 5. Bảng cấp phối BTNCLNTC có sử dụng phụ gia siêu dẻo và kết quả

TÊN MẪU

FA (%)

SD (%)

N/ CKD

VCLN/ Vb

Vc/ VCL

fcm(3) (MPa)

fcm(7) (MPa)

fcm(28) (MPa)

fcm(90) (MPa)

ĐỘ SỤT (cm )

KLTT (khô) (kg/m3)

KLTT (hỗn hợp) (kg/m3)

PG1

24.84

1.72

0.36

0.33

0.42

Chảy

1719.61

1670.33

9.45

10.47

15.92

16.97

PG2

27.71

0.60

0.42

0.28

0.47

1772.28

1686.67

14.29

15.2

20.75

21.2

PG3

27.61

0.58

0.37

0.32

0.44

10.5

1754.90

1689.83

10.87

13.47

17.83

18.38

PG4

28.77

1.01

0.38

0.27

0.51

1843.14

1786.67

12.98

16.68

21.78

PG5

27.61

1.00

0.36

0.35

0.42

1774.51

1742.50

18.38

28.76

31.78

22.97 32.95

PG6

0.36

27.61

0.36

0.45

1794.12

1770.00

14.89

18.65

23.21

26.7

nén mẫu thí nghiệm

0.31 2.1.3. Nhận xét kết quả

Sau khi khảo sát thí nghiệm các cấp phối thu được kết quả như sau:

Cấp phối bê tông thoả mãn yêu cầu BTNCLNTC (có khối lượng thể tích

trong khoảng 1400 – 1800 kg/m3 và có cường độ đạt từ 15 – 35 MPa).

Do đặc tính độ rỗng và độ hút nước của hạt cốt liệu lớn gây ảnh hưởng

khá lớn đến tính công tác của hỗn hợp bê tông. Để giải quyết vấn đề này có thể

sử dụng các phụ gia giúp tăng tính công tác của bê tông.

So sánh kết quả thí nghiệm có thấy các cấp phối từ A1 đến cấp phối A15

không dùng phụ gia SD thì tính công tác của hỗn hợp bê tông giảm hơn so với

các mẫu có sử dụng phụ gia.

Theo dõi các mẫu khi bị phá hủy đều hình thành các vết cắt ngang hạt

cốt liệu, đây là điểm khác biệt so với sự phá hoại của bê tông thường. Bê tông

thường khi phá hoại thì các các vết nứt sẽ xuất hiện xen giữa các hạt cốt liệu

do cường độ của xi măng hóa rắn nhỏ hơn cốt liệu lớn (đá). Từ đó có thể thấy

cường độ của hạt cốt liệu rỗng nhỏ hơn cường độ của xi măng hóa rắn. Bê tông

nhẹ cốt liệu rỗng sẽ giòn, sự phá hoại xảy ra đột ngột.

Hình 2. 8. Hình dạng mẫu sau khi nén vỡ

Các hạt trong các mẫu bê tông phân bố đều, không bị phân tầng.

Hình 2. 9. Hình dạng bên trong sau khi xẻ mẫu

- Khi có cùng tỷ lệ N/CKD, Vc/Vcl thì tỷ lệ VCLN/Vb tăng kéo theo cường

độ nén của bê tông giảm. Nguyên nhân là do khi tăng hàm lượng cốt liệu nhẹ

thì sẽ làm tăng độ hổng (giảm độ đặc chắc) của bê tông, dẫn tới cường độ của

bê tông sẽ giảm theo.

) a P M

0.33

0.34

0.35

0.37

0.38

0.39

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ Ư C

0.36 Tỷ lệ VCLN/Vb

R28

Hình 2. 10. Biểu đồ quan hệ VCLN/Vb và cường độ chịu nén của bê tông

) a P M

(

0.32

0.325

0.33

0.34

0.345

0.35

0.335 Tỷ lệ VCLN/Vb

n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

R28

Nhóm tỷ lệ N/CKD: 0.41; Vc/Vcl: 0.42

Hình 2. 11. Biểu đồ quan hệ VCLN/Vb và cường độ nén của bê tông

Nhóm tỷ lệ N/CKD: 0,43; Vc/Vcl: 0,43

- Khi có cùng tỷ lệ VCLN/Vb, Vc/VCL thì tỷ lệ N/CKD tăng kéo theo cường

độ nén của bê tông giảm, sự phụ thuộc này thực chất là cường độ nén của bê

tông phụ thuộc vào thể tích rỗng tạo ra do lượng nước dư thừa.

) a P M

0.39

0.41

0.43

0.45

0.47

0.49

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

Tỷ lệ N/CKD

R28

Hình 2. 12. Biểu đồ quan hệ N/CKD và cường độ nén của bê tông

) a P M

(

0.54

0.59

0.64

0.69

n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

Tỷ lệ N/CKD

R28

Nhóm tỷ lệ VCLN/Vb: 0.33; Vc/VCL: 0.42 25

Hình 2. 13. Biểu đồ quan hệ N/CKD và cường độ chịu nén của bê tông

) a P M

(

MPG1 MPG2 MPG6

MPG3 MPG4 MPG5

n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

100

Tuổi bê tông (ngày)

Nhóm tỷ lệ VCLN/Vb: 0,39; Vc/VcL: 0,43

Hình 2. 14. Biểu đồ sự phát triển cường độ chịu nén theo thời gian

Tương tự như bê tông thường, cường độ chịu nén của bê tông nhẹ phát

triển khá nhanh trong thời gian 07 ngày tuổi. Cường độ chịu nén bê tông từ

ngày 07 ngày đến 28 ngày tuổi, tăng chậm hơn so với 07 ngày đầu tiên và sau

thời điểm 28 ngày cường độ tăng rất chậm.

2.2. Xác định ảnh hưởng của thành phần hạt nhẹ đến cường độ của bê tông nhẹ

Căn cứ vào bài toán thiết kế thành phần bê tông cũng như kết quả đạt

được nghiên cứu về chế tạo và ứng dụng hạt cốt liệu nhẹ từ PTXD. Nghiên cứu

ảnh hưởng của hàm lượng hạt CLN (VCLN) và ảnh hưởng của kích thước hạt

CLN đến một số tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông với các tỷ lệ thành

phần vật liệu, cụ thể: thể tích của hạt cốt liệu nhẹ so với thể tích của bê tông

(VCLN/Vb) nghiên cứu chiếm 20.80%; 24.20%; 27.70%; 31.20%, trong đó hạt

cốt liệu nhẹ với 3 tỷ lệ khác nhau: hạt S2 chiếm 100% (tương ứng hạt S3 chiếm

0%), hạt S2 chiếm 0% (tương ứng hạt S3 chiếm 100%) và hạt S2 chiếm 45%

(hạt S3 chiếm 55%). Bên cạnh đó, trong BTN sử dụng một lượng rất lớn xi

măng, việc nghiên cứu sử dụng tro bay với hàm lượng đến 27.61% vừa giảm

lượng dùng xi măng đồng thời vẫn đảm bảo các tính chất kỹ thuật của bê tông.

Xét trên cơ sở các kết quả đạt được, lựa chọn hàm lượng tro bay chiếm 27.61%

theo khối lượng chất kết dính (CKD). Hàm lượng nước, và hàm lượng phụ gia

siêu dẻo được lấy theo khối lượng của CKD. Tỷ lệ thành phần cấp phối bê tông

sử dụng trong nghiên cứu được thể hiện ở Bảng 2. 6.

N/CKD VCLN/Vb VC/VCL

TÊN MẪU

FA (%)

SD (%)

fcm(28) (MPa)

Hạt S2 (%)

Hạt S3 (%)

Độ sụt (cm)

B1-S2 B2-S2 B3-S2 B4-S2 B1-S23 B2-S23 B3-S23

100 100 100 100 45 45 45

0 0 0 0 55 55 55

27.61 1.00 27.61 1.00 27.61 1.00 27.61 1.00 27.61 1.00 27.61 1.00 27.61 1.00

0.391 0.391 0.391 0.391 0.391 0.391 0.391

0.208 0.242 0.277 0.312 0.208 0.242 0.277

0.542 0.504 0.470 0.441 0.542 0.504 0.470

15.5 11 8 6 13 10 7

KLTT (hỗn hợp ) (kg/m3) 1798 1772 1753 1708 1783 1763 1744

35.76 32.48 26.57 18.06 35.61 32.37 26.47

Bảng 2. 6. Thành phần cấp phối và kết quả thí nghiệm tương ứng

55 27.61 1.00 100 27.61 1.00 100 27.61 1.00 100 27.61 1.00 100 27.61 1.00

0.312 0.208 0.242 0.277 0.312

0.441 0.542 0.504 0.470 0.441

0.391 0.391 0.391 0.391 0.391

18.02 35.51 32.08 26.21 17.97

1672 1773 1759 1736 1662

5 10.5 8.5 6 4

45 0 0 0 0

B4-S23 B1-S3 B2-S3 B3-S3 B4-S3 2.2.1. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến tính công tác của hỗn hợp bê tông

m c , t ụ s ộ Đ

0 0.208

0.228

0.288

0.308

0.248 0.268 Tỷ lệ VCLN/Vb

S2-100%

S2-45% & S3-55%

S3-100%

Hình 2. 15. Ảnh hưởng của tỷ lệ VCLN/Vb đến độ sụt của hỗn hợp bê tông

Ảnh hưởng của hàm lượng cốt liệu nhẹ đến tính công tác của hỗn hợp bê

tông được thể hiện trên hình, kết quả thí nghiệm cho thấy:

Trong cùng một loại hạt cốt liệu khi tăng hàm lượng CLN thì tính công

tác của hỗn hợp bê tông giảm. Đồng thời, khi tăng kích thước hạt CLN với cùng

hàm lượng sử dụng thì tính công tác của hỗn hợp bê tông cũng giảm;

Thêm vào đó, nhìn trên biểu đồ ta có thể thấy, việc sử dụng kết hợp giữa

hai loại cốt liệu S2 và S3 thì tính công tác của hỗn hợp bê tông tăng so với hỗn

hợp chỉ sử dụng hạt S2

Điều này có thể giải thích là do khi hàm lượng cốt liệu tăng lên, thể tích

của vữa xi măng trong hỗn hợp bê tông giảm do vậy tính công tác của hỗn hợp

bê tông giảm. Mặt khác, khi hàm lượng cốt liệu tăng thì mức độ hút nước vào

cốt liệu tăng, điều này thể hiện rõ với mức độ hút nước của hạt CLN S2 và S3

hút nước rất nhanh trong 15 phút đầu, do vậy sẽ làm giảm lượng nước trong

hỗn hợp bê tông, từ đó làm giảm tính công tác của hỗn hợp bê tông. Mặt khác,

với hạt cốt liệu S3 có kích thước lớn hơn, lỗ rỗng trong cốt liệu sẽ tăng, bề mặt

hạt cốt liệu có nhiều lỗ rỗng hở do vậy mức độ hút nước sẽ tăng. Từ đó làm

giảm tính công tác của hỗn hợp bê tông.

2.2.2. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến khối lượng thể tích của hỗn

3 ^ m / g k ,

T B

1820 1800 1780 1760 1740 1720 1700 1680 1660 1640

0.208

0.258

0.308

p ợ h n ỗ h h c í t ể h t g n ợ ư l i ố h K

Tỷ lệ VCLN/Vb

S2-100%

S2-45% & S3-55%

S3-100%

hợp bê tông

Hình 2. 16. Ảnh hưởng của tỷ lệ cốt liệu nhẹ đến khối lượng thể tích của bê tông cốt liệu nhẹ

Kết quả thí nghiệm cho thấy, với cùng loại cốt liệu khi tăng hàm lượng

CLN trong hỗn hợp bê tông thì khối lượng thể tích của bê tông giảm. Việc tăng

hàm lượng cốt liệu sẽ làm giảm khối lượng thể tích trong bê tông là do khi tăng

hàm lượng cốt liệu, giúp tăng mật độ hạt cốt liệu trong hỗn hợp bê tông, làm

giảm thể tích vữa trong bê tông, mặt khác khối lượng thể tích của vữa lớn hơn

so với khối lượng thể tích của hạt cốt liệu, do vậy việc thay thế này sẽ làm giảm

khối lượng thể tích cho bê tông.

Với cùng tỷ lệ thành phần hạt thì khi tăng kích thước hạt CLN S2 (cỡ hạt

4-8mm) lên kích thước hạt cốt liệu S3 (cỡ hạt 8-16mm) thì khối lượng thể tích

của bê tông giảm. Đồng thời, khi có sự phối hợp giữa hai loại cốt liệu (S2 -

45% và S3-55%) thì khối lượng thể tích của bê tông tăng so với mẫu chỉ sử

dụng hạt cốt liệu S3. Điều này là do khi thay thế cùng một thể tích lượng cốt

liệu, nhưng loại cốt liệu S3 có khối lượng thể tích hạt nhỏ hơn do vậy lượng

hạt cốt liệu sử dụng giảm, dẫn đến khối lượng thể tích của bê tông giảm.

a P M

100%S2

45%S2+55%S3

, n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

1772

1708

1753 1798 Khối lượng thể tích hỗn hợp BT, kg/m3

1783 1763 1744 1672 Khối lượng thể tích hỗn hợp BT, kg/m3

a P M

100%S3

n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

1759

1736

1773 1662 Khối lượng thể tích, kg/m3

2.2.3. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến cường độ chịu nén của bê tông nhẹ

Hình 2. 17. Ảnh hưởng khối lượng thể tích của bê tông nhẹ đến cường độ chịu nén của bê tông nhẹ (a. 100% hạt S2; b. 45% hạt S2 và 55% hạt S3; c. 100% hạt S3)

Như thể hiện trên Hình 2. 17, với tất cả các loại CLN, cường độ chịu nén

tăng khi KLTT của BTN tăng (nhóm hạt S2: KLTT của bê tông tăng từ 1708

đến 1798 kg/m3, cường độ chịu nén của bê tông biến đổi từ 18.6 MPa lên 35.76;

nhóm hạt S2 và S3: KLTT của bê tông tăng từ 1672 đến 1783 kg/m3, cường độ

chịu nén của bê tông biến đổi từ 18.02 MPa lên 35.61; nhóm hạt S3: KLTT của

bê tông tăng từ 1662 đến 1773 kg/m3, cường độ chịu nén của bê tông biến đổi

từ 17.97 MPa lên 35.51). Hơn nữa, KLTT của bê tông tăng khi hàm lượng CLN

giảm (nhóm hạt S2: KLTT của bê tông tăng từ 1708 đến 1798 kg/m3; nhóm

hạt S2 và S3: KLTT của bê tông tăng từ 1662 đến 1783 kg/m3; nhóm hạt S3:

KLTT của bê tông tăng từ 1662 đến 1773 kg/m3 khi hàm lượng cốt liệu nhẹ có

trong bê tông giảm từ 31.2% đến 20.80%) (như Hình 2. 16). Do đó, với tất cả

các loại CLN, cường độ chịu nén tăng khi hàm lượng CLN trong hỗn hợp BTN

giảm (nhóm hạt S2 cường độ chịu nén của bê tông tăng từ 18.06 đến 35.76

MPa; nhóm hạt S2 và S3 tăng từ 18.02 đến 15.61 MPa; nhóm hạt S3 tăng từ

17.79 đến 35.51 MPa khi hàm lượng cốt liệu nhẹ có trong bê tông giảm từ

) a P M

0.208

0.308

0.208

0.308

0.258 Tỷ lệ VCLN/Vb

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

0.258 Tỷ lệ VCLN/Vb

45% S2+55%S3

100% S2

31.2% đến 20.80%). Xu hướng này cũng có thể quan sát thấy trên Hình 2. 18.

) a P M

0.208

0.308

0.258 Tỷ lệ VCLN/Vb

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

100%S3

b) a)

Hình 2. 18. Ảnh hưởng tỷ lệ CLN có trong hỗn hợp BTN đến cường độ chịu nén của BTN (a, 100% hạt S2; b, 45% hạt S2 và 55% hạt S3; c, 100% hạt S3)

2.3. Nghiên cứu thực nghiệm đánh giá các tính chất cơ lý của bê tông nhẹ

chế tạo từ cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng

Trong phần này trình bày về kết quả nghiên cứu thực nghiệm, xác định

các tính chất cơ lý của BTNCLNTC bao gồm cường độ chịu nén, cường độ

chịu kéo, mô đun đàn hồi.

Cấp phối sử dụng nghiên cứu thực nghiệm, xác định tính chất cơ lý của

BTCLNTC được thể hiện trong Bảng 2. 7.

Bảng 2. 7 Cấp phối hỗn hợp bê tông nhẹ sử dụng đúc mẫu

100% S2 100% S2 100% S2 100% S3 100% S3 100% S3

Tên CP N/CKD VCLN/Vb Vc/VCL Loại cốt liệu nhẹ FA (%) SD (%) M3-1 M2-1 M1-1 M3-2 M2-2 M1-2 M3-3 M2-3 M1-3 27.61% 27.61% 27.61% 27.61% 27.61% 27.61% 45% S2+55%S3 27.61% 45% S2+55%S3 27.61% 45% S2+55%S3 27.61% 0.45 0.45 0.45 0.45 0.45 0.45 0.45 0.45 0.45 0.35 0.31 0.28 0.35 0.31 0.28 0.35 0.31 0.28 0.36 0.36 0.36 0.36 0.36 0.36 0.36 0.36 0.36 1% 1% 1% 1% 1% 1% 1% 1% 1%

Dựa trên kết quả khảo sát, lựa chọn khảo sát các cấp phối có các cấp độ

cường độ nén trung bình ở các mức độ khác nhau có cường độ nén trung bình

lần lượt là: 15 MPa; 25 MPa và 35 MPa. Sau đây gọi tắt các nhóm mẫu cấp

phối tương ứng với nhóm có cường độ nén trung bình 15 MPa; 25 MPa; 35

MPa lần lượt là M1; M2 và M3.

Khối lượng thể tích của bê tông được thực hiện theo tiêu chuẩn Việt Nam

2.3.1. Khối lượng thể tích của bê tông

TCVN 3115-1993 [12]. Trong nội dung nghiên cứu thực nghiệm này tiến hành

đúc tương ứng mỗi một nhóm mẫu cấp phối M1; M2; M3 gồm 9 mẫu có kích

thước 15x15x15 cm có KLTT dự kiến là 1400 – 1800 kg/cm3.

Kết quả thí nghiệm KLTT của BTNCLNTC được tổng kết trong bảng sau:

Bảng 2. 8. Kết quả thí nghiệm KLTT của BTNCLNTC

Tên mẫu STT

1738

1684

KLTT TB (hỗn hợp) (kg/m3) KLTT TB (khô) T(kg/m3)

1778

1746

Nhóm mẫu M1

1807

1772

Nhóm mẫu M2

Nhóm mẫu M3

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 2 3 4 5 6 7 8 9

KLTT (hỗn hợp) (kg/m3) 1772 1754 1794 1745 1667 1794 1718 1680 1720 1775 1794 1780 1775 1784 1774 1833 1765 1725 1823 1780 1833 1784 1803 1843 1794 1817 1784 KLTT (khô) (kg/m3) 1686 1689 1770 1669 1679 1670 1682 1638 1669 1742 1770 1775 1732 1753 1731 1756 1751 1700 1760 1790 1786 1770 1792 1763 1757 1775 1756

Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm cho thấy KLTT khô của

BTNCLNTC nằm trong khoảng 1400 – 1800 kg/cm3, KLTT của mẫu M1 nhỏ

nhất có KLTT khô trung bình 1684 kg/m3 là nhỏ nhất do nhóm mẫu M1 dự kiến

nằm trong nhóm mẫu có cường độ nén trung bình là 15 MPa, nhỏ nhất trong

khoảng cường độ nén nghiên cứu, mà theo kết quả nghiên cứu cường độ nén tỷ

lệ thuận với KLTT. Do đó, nhóm mẫu M1 là nhóm mẫu có KLTT nhỏ nhất.

2.3.2. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo và mô

đun đàn hồi của bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

2.3.2.1. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt

liệu nhẹ tái chế

Thí nghiệm nhằm xác định cường độ chịu nén của bê tông trên các mẫu

thử, tuân theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 3118:1993 [13]. Dùng máy nén thủy

lực để nén các mẫu thử đến khi phá hoại mẫu. Sử dụng mẫu thí nghiệm bao

gồm: nhóm mẫu lập phương kích thước 150x150x150 (tổng 27 viên mẫu) và

nhóm mẫu trụ kích thước 150x300mm (tổng 27 viên mẫu) dùng để khảo sát hệ

số quy đổi a, mỗi nhóm M1; M2; M3 tương ứng gồm 9 viên mẫu. Trình tự thí

nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn TCVN 3118:1993 [13].

Nghiên cứu thực nghiệm thực hiện tại Phòng thí nghiệm và Kiểm định

Công trình LAS-XD125.

Hình 2. 19. Thí nghiệm nén mẫu bê tông

Hình 2. 21. Mẫu trụ 15x30 cm

Hình 2. 20. Mẫu lập phương 15x15x15 cm

Kết quả thí nghiệm: Mẫu BTNCLNTC bị phá hoại như Hình 2. 22.

Hình 2. 22. Hình ảnh mẫu trụ sau khi bị phá hoại

Mẫu bị phá hoại cho thấy, các đường phá hoại bê tông đều đi xuyên qua

cốt liệu với tất cả các mẫu bê tông. Điều này có thể giải thích là do liên kết tốt

giữa cốt liệu và đá xi măng cũng như khả năng chịu lực thấp của cốt liệu rỗng.

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M1, kết quả thu được như sau:

STT

fc (Mpa)

Hệ số biến động

fc (Mpa)

Hệ số biến động

Mẫu lập phương 15x15x15 (cm)

Mẫu trụ 15x30 (cm)

15.19 3.10%

18.25 3.56%

1 2 3 4 5 6 7 8 9

fc,i(28) (Mpa) 14.78 16.06 14.96 14.86 14.83 15.87 14.89 15.29 15.17

fc,i(28) (Mpa) 19.16 19.03 17.52 18.07 19.02 17.73 18.23 17.81 17.68

Bảng 2. 9. Giá trị cường độ chịu nén của mẫu thí nghiệm nhóm mẫu M1

Đối với trường hợp nhóm mẫu M1, hệ số quy đổi α từ mẫu trụ 15x30 cm

sang mẫu lập phương 15x15x15 cm có giá trị trung bình là α = 1.20.

Hệ số biến động trong nhóm M1 của mẫu trụ 15x30 cm là 3.10%, mẫu

lập phương 15x15x15 là 3.56%, chứng tỏ giá trị cường độ chịu nén giữa các

mẫu là tương đối ổn định.

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M2, kết quả thu được như sau:

STT

fc (Mpa)

Hệ số biến động

fc (Mpa)

Hệ số biến động

Mẫu trụ 15x30 (cm)

Mẫu lập phương 15x15x15 (cm)

Bảng 2. 10. Giá trị cường độ chịu nén của nhóm mẫu M2

1 2 3 4 5 6 7 8 9

fc,i(28) (Mpa) 23.54 21.74 21.96 21.04 21.01 21.27 21.68 20.66 20.06

fc,i(28) (Mpa) 26.45 25.78 26.13 25.71 26.34 24.85 24.93 25.76 24.69

21.44 4.58% 25.62 2.56%

Đối với trường hợp nhóm mẫu M2, hệ số quy đổi α từ mẫu trụ 15x30 cm

sang mẫu lập phương 15x15x15 cm có giá trị trung bình là α = 1.195;

Hệ số biến động trong nhóm M2 của mẫu trụ 15x30 cm là 4.58%, mẫu

lập phương 15x15x15 là 2.56%, chứng tỏ giá trị cường độ chịu nén giữa các

mẫu là tương đối ổn định.

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M3, kết quả thu được như sau:

STT

fc (Mpa)

Hệ số biến động

fc (Mpa)

Hệ số biến động

Mẫu trụ 15x30 (cm)

Mẫu lập phương 15x15x15 (cm)

Bảng 2. 11. Giá trị cường độ chịu nén của nhóm mẫu M3

1 2 3 4 5 6 7 8 9

fc,i(28) (Mpa) 30.89 30.13 31.59 29.92 31.52 30.86 30.57 31.25 30.23

fc,i(28) (Mpa) 36.92 37.78 37.13 37.23 36.86 36.33 35.93 36.09 37.11

30.77 1.97% 36.82 1.62%

Đối với trường hợp nhóm mẫu M3, hệ số quy đổi α từ mẫu trụ 15x30 cm

sang mẫu lập phương 15x15x15 cm có giá trị trung bình là α = 1.196.

Hệ số biến động trong nhóm M3 của mẫu trụ 15x30 cm là 1.97%, mẫu

lập phương 15x15x15 là 1.62%, chứng tỏ giá trị cường độ chịu nén giữa các

mẫu là tương đối ổn định.

Hệ số quy đổi 𝛼˛ˇ từ mẫu trụ 15x30 sang mẫu lập phương 15x15x15 là:

𝛼˛ˇ = 1.197 ≈ 1.2.

Như vậy, đối với trường hợp BTNCLNTC nghiên cứu trong khoảng khối

lượng thể tích 1400 kg/m3 – 1800 kg/m3 và cường độ chịu nén của bê tông

trong khoảng 15 MPa – 35MPa, giá trị về cường độ các mẫu thử trong mỗi

nhóm mẫu tương đối ổn định và hệ số quy đổi từ mẫu trụ 15x30 cm sang mẫu

lập phương 15x15x15 cm là 𝛼 =1.2, giá trị này tương ứng bằng với giá trị quy

đổi theo theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 3118:1993 [14].

Quan hệ cường độ chịu nén và khối lượng thể tích của bê tông thể hiện

trên Hình 2. 23 và Bảng 2. 12, kết quả cho thấy cường độ chịu nén tỷ lệ thuận

với khối lượng thể tích của bê tông như nghiên cứu đề cập ở trên.

Bảng 2. 12. Cường độ chịu nén và KLTT khô của BTNCLNTC tương ứng các mẫu cấp phối

Tên mẫu

27.00

26.00

) a P M

25.00

24.00

23.00

22.00

21.00

20.00

19.00 18.50 18.00 17.50 17.00 16.50 16.00 15.50 15.00

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

1736

1739

1762

1663 1715 1673 Khối lượng thể tích khô BTCLNTC (kg/m^3)

Khối lượng thể tích khô BTCLNTC (kg/m^3)

𝑓) (MPa) 17.91 18.27 18.57 25.13 25.63 26.12 36.38 36.81 37.28 𝜌) (kg/m3) 1663 1673 1715 1736 1739 1762 1763 1775 1779 M1-1 M1-2 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3

a) Tương ứng 3 cấp phối thuộc nhóm M1 b) Tương ứng 3 cấp phối thuộc nhóm M2

37.50

37.00

) a P M

36.50

36.00

35.50

35.00

1763

1779

( n é n u ị h c ộ đ g n ờ ư C

1775 Khối lượng thể tích khô BTCLNTC (kg/m^3)

c) Tương ứng 3 cấp phối thuộc nhóm M3

Hình 2. 23. Quan hệ giữa cường độ chịu nén và khối lượng thể tích khô của

BTNCLNTC

2.3.2.2. Thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo của bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt

liệu nhẹ tái chế

Xác định cường độ chịu kéo khi uốn

Thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông trên các mẫu

thử, tuân theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 3119:1993 [14]. Sử dụng mẫu thí

nghiệm bao gồm: nhóm mẫu có kích thước hình lăng trụ 10x10x40cm (tổng 27

viên mẫu), mối nhóm M1; M2; M3 tương ứng gồm 9 viên mẫu. Trình tự thí

nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn TCVN 3119:1993 [14].

Nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm và Kiểm

định Công trình LAS-XD125.

Hình 2. 24. Thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn

Hình 2. 25. Mẫu lăng trụ kích thước 10x10x40cm

Hình 2. 26. Mẫu thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn sau khi bị phá hoại

Xác định cường độ chịu kéo khi ép chẻ

Mục đích thí nghiệm: thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo khi ép chẻ

trên các mẫu thử, tuân theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 8862:2011 [17]. Sử

dụng mẫu thí nghiệm bao gồm: nhóm mẫu có kích thước hình trụ 15 x 30 cm.

(tổng 27 viên mẫu), mối nhóm M1; M2; M3 tương ứng gồm 9 viên mẫu. Trình

tự thí nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn TCVN 8862:2011 [17].

Thí nghiệm tại Phòng thí nghiệm và Kiểm định Công trình LAS-XD125.

Hình 2. 27. Thí nghiệm cường độ chịu kéo khi ép chẻ

Hình 2. 29. Mẫu thí nghiệm cường độ chịu kéo khi ép chẻ sau khi bị phá hoại

Hình 2. 28. Mẫu trụ 15x30 cm

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M1, kết quả thu được như sau:

Bảng 2. 13. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M1

STT STT

fr (Mpa) fct,sp (Mpa)

Hệ số biến động Hệ số biến động

2.89 1.55% 1.71 1.70%

1 2 3 4 5 6 7 8 9 fr,i(28) (Mpa) 2.98 2.86 2.9 2.92 2.85 2.91 2.83 2.87 2.9 fct,sp,i(28) (Mpa) 1.74 1.71 1.75 1.71 1.73 1.72 1.68 1.66 1.69 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Hệ số biến động trong nhóm M1 đối của giá trị cường độ chịu kéo khi

uốn và kéo khi ép chẻ lần lượt là 1.55% và 1.70%, chứng tỏ giá trị thực nghiệm

giữa các mẫu là tương đối ổn định.

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M2, kết quả thu được như sau:

Bảng 2. 14. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M2

STT STT

fr,i(28) (Mpa) fr (Mpa) fct,sp (Mpa)

Hệ số biến động Hệ số biến động

1.61% 2.05% 3.46 2.07

3.59 3.55 3.48 3.47 3.41 3.39 3.39 3.45 3.41 fct,sp,i(28) (Mpa) 2.07 2.11 2.05 2.01 2.11 2.09 2.07 2.05 2.04

1 1 2 2 3 3 4 4 5 5 6 6 7 7 8 8 9 9 Hệ số biến động trong nhóm M2 đối của giá trị cường độ chịu kéo khi

uốn và kéo khi ép chẻ là 2%, chứng tỏ giá trị thực nghiệm giữa các mẫu là

tương đối ổn định.

Trong trường hợp thí nghiệm với nhóm mẫu M3, kết quả thu được như sau:

Bảng 2. 15. Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo với nhóm mẫu M3

STT STT

fct,sp (Mpa)

fr (Mpa) Hệ số biến động Hệ số biến động

4.12 1.52% 2.50 1.56%

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 2 3 4 5 6 7 8 9 fr,i(28) (Mpa) 4.23 4.11 4.17 4.17 4.02 4.13 4.13 4.10 4.06 fct,sp,i(28) (Mpa) 2.56 2.55 2.47 2.49 2.52 2.47 2.52 2.45 2.47

Hệ số biến động trong nhóm M3 đối của giá trị cường độ chịu kéo khi

uốn và kéo khi ép chẻ lần lượt là 1.52% và 1.56%, chứng tỏ giá trị thực nghiệm

giữa các mẫu là tương đối ổn định.

Từ kết quả thí nghiệm, lập bảng so sánh giá trị cường độ chịu kéo khi ép

chẻ theo thực nghiệm và giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo lý thuyết

tính toán thông qua giá trị cường độ chịu nén thực nghiệm (để thuận tiên cho

việc so sánh, áp dụng các tài liệu nước ngoài, NCS sử dụng giá trị cường độ

chịu nén mẫu trụ 15x30 cm).

Bảng 2. 16. Bảng so sánh giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm

và tính toán lý thuyết

fc (MPa) 𝜌) (kg/m3)

Giá trị thực nghiệm fct,sp (MPa) ACI 318

15.27 15.19 15.12 22.41 21.11 20.80 30.87 30.77 30.68 1715.00 1672.67 1663.00 1762.33 1738.67 1735.67 1778.67 1775.00 1762.67 1.73 1.72 1.68 2.08 2.07 2.05 2.53 2.49 2.48 Giá trị lý thuyết tính toán fct,sp (MPa) Zhang và Gjorv 1.42 1.41 1.41 1.83 1.76 1.74 2.26 2.26 2.25 EN 1992-1-1 1.89 1.86 1.85 2.44 2.34 2.31 2.94 2.93 2.91 1.84 1.83 1.83 2.23 2.16 2.14 2.61 2.61 2.60 Tên mẫu cấp phối M1-1 M1-2 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3

3.50

) a P M

3.00

2.50

2.00

1.50

Cường độ chịu nén (MPa)

1.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

KQTN

ACI 318

ZHANG & GJORV

( ẻ h c p é i h k o é k u ị h c ộ đ g n ờ ư C

EC2

KQTN

ACI 318

ZHANG & GIORV

EC2

Hình 2. 30. Quan hệ cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo

giá trị thực nghiệm và theo lý thuyết tính toán

Tham khảo công thức thực nghiệm đề xuất của các nghiên cứu đã có về

quan hệ giữa cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo khi ép chẻ cho thấy:

cường độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm của BTNCLNTC tỷ lệ thuận với

b𝑓), tương tự tiêu chuẩn ACI 318 [25], tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] và công

thức của Zhang và Gjorv [80] cho BTN. Do vậy, sử dụng phương pháp hồi quy

tuyến tính phân tích số liệu thực nghiệm các mẫu BTNCLNTC chịu kéo khi ép

chẻ, công thức thực nghiệm tính toán cường độ chịu kéo khi ép chẻ được đề

xuất theo (2.1) với hệ số phương sai 𝑅S = 0,99. Tương quan của giá trị cường

độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm với đồ thị “ACI” “Zhang và Gjorv” “EC2”

của công thức thực nghiệm cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo ACI 318 ; của

tác giả Zhang và Gjorv và theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] được mô tả như

Hình 2. 30.

(cid:210)(cid:211) SS44

(2. 1) 𝑓)6,-‘ = 0.50. (cid:209) bf(cid:131) [MPa]

Trong đó: 𝑓)6,-‘, 𝑓) lần lượt là cường độ chịu kéo khi ép chẻ [MPa] và

cường độ chịu nén [MPa] của BTNCLNTC.

Giá trị của cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo thực nghiệm và theo công

thức (2.1) được thể hiện như Bảng 2. 17 với sai số trung bình là 0.95%.

Bảng 2. 17. Bảng so sánh giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ thực nghiệm

và tính toán lý thuyết theo (2.1)

fc (MPa) Sai số

Tên mẫu cấp phối

Giá trị thực nghiệm fct,sp (MPa) Giá trị tính toán fct,sp (MPa)

Khối lượng thể tích bê tông 𝜌) (kg/m3) 1715.00 1672.67 1663.00 1762.33 1738.67 1735.67 1778.67 1775.00 1762.67 M1-1 M1-2 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3 TB 15.27 15.19 15.12 22.41 21.11 20.80 30.87 30.77 30.68 1.73 1.72 1.68 2.08 2.07 2.05 2.53 2.49 2.48 1.72 1.70 1.69 2.12 2.04 2.03 2.50 2.49 2.48 0.49% 1.24% 0.81% 2.02% 1.37% 1.38% 1.15% 0.09% 0.04% 0.95%

Như vậy, có thể thấy đối với BTNCLNTC theo Bảng 2. 16, khi có cùng

giá trị cường độ chịu nén, giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo thực nghiệm

nhỏ hơn so với tiêu chuẩn ACI 318 [25] và EN 1992-1-1 [44] và lớn hơn so với

nghiên cứu của Zhang và Gjorv [81]. Đề xuất quan hệ giữa cường độ chịu kéo

khi ép chẻ và cường độ chịu nén của BTNCLNTC xác định theo công thức:

(cid:210)(cid:211) SS44

𝑓)6,-‘ = 0.50. (cid:209) bf(cid:131) [MPa]

Gọi tỷ số giữa cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu kéo khi ép

chẻ là 𝛾 (với: fr = 𝛾 fct,sp ), giá trị 𝛾 được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 2. 18. Tỷ số giữa cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu kéo khi ép chẻ 𝛾

Tên mẫu CP Tỷ số 𝛾 Tỷ số 𝛾 trung bình

1,67 M1-1 M1-2 fr (MPa) 2.91 2.89 fct,sp (MPa) 1.73 1.72 1.68 1.68

1.68 2.08 2.07 2.05 2.53 2.49 2.48 1.71 1.70 1.65 1.67 1.65 1.65 1.65 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3 2.87 3.54 3.42 3.42 4.17 4.11 4.10

Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm cho thấy, quan hệ cường độ chịu kéo

khi uốn và cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo (2.2):

fr = 1,67 fct,sp [MPa] (2. 2)

So sánh với tiêu chuẩn ACI 318 [25] hệ số 𝛾 = 1.13; tiêu chuẩn JSCE

[60][51] hệ số 𝛾 = 1.83, có thể thấy khi có cùng giá trị cường độ chịu kéo khi

ép chẻ, thì giá trị cường độ chịu kéo khi uốn của BTNCLNTC lớn hơn so với

cường độ kéo uốn của BTN thông thường tính theo tiêu chuẩn Mỹ ACI 318 và

nhỏ hơn so với tiêu chuẩn của Nhật JSCE.

2.3.2.3. Thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi của bê tông nhẹ sử dụng hạt

cốt liệu nhẹ tái chế

Mục đích thí nghiệm: Xác định mô đun đàn hồi của bê tông bằng thực

nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM C469 [30]. Sử dụng mẫu thí nghiệm bao gồm:

nhóm mẫu có kích thước hình trụ 15 x30 cm. (tổng 27 viên mẫu), mỗi nhóm

M1; M2; M3 tương ứng gồm 9 viên mẫu. Mẫu thí nghiệm: mỗi một nhóm mẫu

cấp phối gồm 6 mẫu bê tông hình trụ có kích thước 15 x 30 cm, được chia làm 2

tổ mẫu, mỗi cấp phối 3 viên mẫu. Trình tự thí nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn

ASTM C469 [30]. Mô đun đàn hồi và quan hệ ứng suất - biến dạng khi chịu nén

được thực hiện bằng Máy nén thuỷ lực 50T, lực kích được đo bằng loadcell 200

kN, Biến dạng dọc trục của các mẫu thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi được

đo bằng dụng cụ LVDT kết hợp với bộ giá chuyên dụng tạo với nhau một góc

1200 . Chiều dài chuẩn đo L0 = 200 mm (khoảng cách giữa hai vòng thép)

Quá trình tác dụng tải trọng lên mẫu thí nghiệm gồm 3 bước: tăng tải, giữ

tải và hạ tải. Tốc độ tác dụng tải trọng đảm bảo cho thời gian tăng tải, giữ tải

và hạ tải là 5 giây. Tải trọng tác dụng lên mẫu tăng đều đến giá trị tối đa tương

ứng với ứng suất nén của mẫu là 40% cường độ nén của mẫu. Biến dạng dọc

trục của mẫu thí nghiệm ở các cấp tải trọng được ghi nhận đồng thời với ứng

suất trong mẫu. Quy trình này được lặp lại 5 chu kỳ. Các số liệu về ứng suất

nén, biến dạng dọc trục trong mẫu sử dụng cho tính toán được xác định ở chu

kỳ thứ 5.

Nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm và Kiểm

định Công trình LAS-XD125.

Hình 2. 31. Bố trí dụng cụ và thiết bị đo

Giá trị mô đun đàn hồi được xác định từ biểu đồ quan hệ giữa ứng suất –

biến dạng của các mẫu thí nghiệm. Các giá trị thu được như sau:

Nhóm M3

Nhóm M2

) a P M

( 𝛔

Nhóm M1

t ấ u s g n Ứ

0.0002

0.0006

0.0008

0.0004 Biến dạng tương đối 𝜀

Hình 2. 32. Quan hệ ứng suất – biến dạng tới 40% cường độ của các mẫu thí nghiệm thuộc nhóm mẫu M1; M2; M3

Bảng 2. 19. Giá trị mô đun đàn hồi của nhóm mẫu M1

STT Ec,i (Mpa) 𝐸) (Mpa) Hệ số biến động

1.84 % 12619

1 2 3 4 5 6 7 8 9 12333 12431 12441 12818 13023 12869 12512 12567 12579

Bảng 2. 20. Giá trị mô đun đàn hồi của nhóm mẫu M2

STT Ec,i (Mpa) 𝐸) (Mpa) Hệ số biến động

1.87 % 15361

1 2 3 4 15084 15145 15219 15524

15866 15385 15067 15722 15235

Hệ số biến động

𝐸) (Mpa)

18313

1.91 %

STT 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Ec,i (Mpa) 18023 17930 17947 18387 18894 18818 18205 18295 18316

5 6 7 8 9 Bảng 2. 21. Giá trị mô đun đàn hồi của mẫu cấp phối M3

Từ kết quả thí nghiệm, lập bảng so sánh giá trị cường độ chịu nén và mô

đun đàn hồi theo lý thuyết tính toán thông qua giá trị cường độ chịu nén thực

nghiệm (để thuận tiện cho việc so sánh, áp dụng các tài liệu nước ngoài, NCS

sử dụng giá trị cường độ chịu nén mẫu trụ 15x30 cm).

Giá trị tính toán theo lý thuyết Ec (MPa)

Tên mẫu

𝑓) (MPa)

𝜌) (kg/m3)

Carrasquillo EN 1992-

ACI 318 NS 3473-

1-1

1992

M1-1 M1-2 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3

Giá trị thực nghiệm Ec (MPa) 15.27 1715.00 12401.67 15.19 1672.67 12903.33 15.12 1663.00 12552.67 22.41 1762.33 15149.33 21.11 1738.67 15591.67 20.80 1735.67 15341.33 30.87 1778.67 17966.67 30.77 1775.00 18699.67 30.68 1762.67 18272.00

19872.10 19838.06 19808.21 22617.78 22152.74 22041.53 25346.18 25315.28 25290.32

15178.50 11932.65 12999.49 14415.67 11463.41 12501.43 14229.79 11337.96 12376.05 17984.79 15061.00 15194.65 17192.37 14321.97 14623.70 17058.03 14180.76 14521.96 20166.36 17921.68 16959.36 20063.11 17836.36 16889.95 19769.17 17626.86 16700.63

Bảng 2. 22. Bảng so sánh giá trị mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán lý thuyết

28000.00

26000.00

24000.00

) a P M

22000.00

20000.00

18000.00

16000.00

( i ồ h n à đ n u đ ô M

14000.00

12000.00

10000.00

15.00

20.00

30.00

35.00

25.00 Cường độ chịu nén (MPa)

KQTN

CARRASQUILLO

EC2

ACI318

NS 3473-1992

KQTN

CARRASQUILLO

EC2

ACI 318

NS 3473-1992

Hình 2. 33. Quan hệ cường độ chịu nén và mô đun đàn hồi theo giá trị thực

nghiệm và theo lý thuyết tính toán

Tham khảo công thức thực nghiệm đề xuất của các nghiên cứu đã có về

quan hệ giữa cường độ chịu nén và mô đun đàn hồi của BTN cho thấy: mô đun đàn hồi thực nghiệm của BTNCLNTC tỷ lệ thuận với (𝑓)/10)4,T và (𝜌/2200)S (𝜌) khối lượng thể tích của bê tông), tương tự tiêu chuẩn ACI 318 [25];EN 1992-1-1 [44]; NS 3473-1992 [68] và công thức của Caraquillo [26]

cho BTN, khối lượng thể tích càng tăng thì mô đun đàn hồi càng tăng. Sử dụng

phương pháp hồi quy tuyến tính phân tích số liệu thực nghiệm các mẫu

BTNCLNTC, công thức thực nghiệm tính toán mô đun đàn hồi của

BTNCLNTC được đề xuất theo (2.3) với hệ số phương sai 𝑅S = 0,97. Tương

quan của giá trị mô đun đàn hồi thực nghiệm mẫu với đồ thị “ACI 318”, “EC2”,

“NS 3473-1992” và “Caraquillo” của công thức thực nghiệm xác định mô đun

đàn hồi theo ACI 318; EN 1992-1-1; NS 3473-1992 và của tác giả Caraquillo

được mô tả như Bảng 2. 22

𝐸) = 19520(𝑓)/10)4,T(𝜌/2200)S [MPa] (2.3)

Trong đó: E(cid:131), ρ(cid:131) , 𝑓) lần lượt là mô đun đàn hồi (MPa), khối lượng thể

tích (kg/m3) và cường độ chịu nén (MPa) của BTNCLNTC.

Giá trị của mô đun đàn hồi theo thực nghiệm và theo công thức (2.3)

được thể hiện trong Bảng 2. 23 với sai số trung bình là 3.12%.

Bảng 2. 23. Bảng so sánh giá trị mô đun đàn hồi thực nghiệm và tính toán lý

Tên

Giá trị thực

Giá trị tính

Sai số

𝑓)

mẫu

nghiệm Ec

toán Ec

(MPa)

𝜌) (kg/m3)

(MPa)

M1-1

15.27

1715.00

12401.67

13467.47

8.59%

M1-2

15.19

1672.67

12903.33

12790.63

0.87%

M1-3

15.12

1663.00

12552.67

12625.71

0.58%

M2-1

22.41

1762.33

15149.33

15957.41

5.33%

M2-2

21.11

1738.67

15591.67

15254.33

2.16%

M2-3

20.80

1735.67

15341.33

15135.13

1.34%

M3-1

30.87

1778.67

17966.67

17893.06

0.41%

M3-2

30.77

1775.00

18699.67

17801.45

4.80%

M3-3

30.68

1762.67

18272.00

17540.65

4.00%

thuyết theo (2.3)

TB

3.12%

Như vậy, có thể thấy đối với BTNCLNTC theo Bảng 2. 22, khi có cùng

giá trị cường độ chịu nén, giá trị cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo thực nghiệm

nhỏ hơn so với nghiên cứu của Carrasquillo [26] và tiêu chuẩn EN 1992-1-1

[44], lớn hơn tiêu chuẩn ACI 318 [25] và NS 3473-1992 [68]. Đề xuất quan hệ

giữa cường độ chịu kéo khi ép chẻ và cường độ chịu nén của BTNCLNTC xác

định theo công thức:

𝐸) = 19520(𝑓)/10)4,T(𝜌/2200)S[MPa]

2.3.3. Quan hệ ứng suất – biến dạng bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

2.3.3.1. Nghiên cứu thực nghiệm quan hệ ứng suất - biến dạng bê tông

nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

Mục đích thí nghiệm: Khảo sát quan hệ ứng suất – biến dạng bê tông

theo tiêu chuẩn ASTM C469 [30]. Mẫu thí nghệm: mỗi một cấp phối tương

ứng M1; M2; M3 gồm 3 viên mẫu trụ có kích thước 15 x 30 cm. Trình tự thí

nghiệm tuân thủ theo tiêu chuẩn ASTM C469 [30]. Sử dụng máy nén thuỷ lực

SANS 3000, đo biến dạng của mẫu bằng 02 tem điện trở Strain gauges đặt đối

xứng, chiều dài chuẩn đo L0 = 60mm. Các đầu đo của tem điển trở và dụng cụ

đo lực điện tử Load cell được kết nối với bộ xử lý số liệu Data – Logger SDA

3830 C. Gia tải lực đến khi mẫu bị nén vỡ.

Thí nghiệm tại phòng thí nghiệm Công trình - Đại học Công nghệ GTVT.

Hình 2. 34. Tem điện trở đo biến dạng bê tông

Hình 2. 36. Sử dụng máy nén thuỷ lực SANS 3000 Hình 2. 35. Hệ thống điều chỉnh tải trọng và tốc độ nén (theo chuyển bị và lực)

Hình 2. 37. Data loger ghi, xử lý dữ liệu Hình 2. 38. Gia tải đến khi mẫu thí nghiệm bị phá hoại

Kết quả thí nghiệm này là cường độ nén của mẫu bị nén phá hoại và biểu

đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của bê tông khi chịu nén.

Sau khi loại bỏ những mẫu thí nghiệm không đạt yêu cầu, kết quả thí

nghiệm thu được như sau:

) a P M

M1-2 M2-1 M2-3 M3-2

M1-1 M1-3 M2-2 M3-1 M3-3

( t ấ u s g n Ứ

0.004

0.002 Biến dạng

Hình 2. 39. Thí nghiệm đến khi mẫu bị nén vỡ phá hoại

Hình 2. 40. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của bê tông tướng ứng với

3 nhóm mẫu M1, M2, M3

21.20

21.00

15.02

15.18

15.13

20.95

30.70

30.64

15.11

21.05

30.71

0.0028

0.0027

Mẫu M1-1 M1-2 M1-3 M2-1 M2-2 M2-3 M3-1 M3-2 M3-3 30.78 𝑓),(cid:214) (MPa) 𝑓) (˛ˇ) (MPa) 𝜀)j,(cid:214) 𝜀)j

0.0027 0.0028 0.0027 0.0028 0.0028 0.0028 0.0028 0.0028 0.0028 0.0028 Kết quả thí nghiệm quan hệ ứng suất – biến dạng thực hiện trên các mẫu

Bảng 2. 24. Trị số thực nghiệm biến dạng 𝜀)j của BTNCLNTC khi chịu nén

của 3 nhóm cường độ BTNCLNTC tương ứng với 3 nhóm mẫu M1, M2, M3

được thể hiện biểu đồ Hình 2. 40. Các đường cong ứng suất – biến dạng của

các mẫu trong cùng 1 cấp cường độ có sự đồng nhất. Cho đến khi mẫu bị ép vỡ

thì biểu đồ này chia thành 2 giai đoạn: giai đoạn đầu gần như là đường thẳng

cho đến cấp ứng suất khoảng 85% cường độ, khi ứng suất càng lớn gần đạt đỉnh

thì biểu đồ chuyển dần sang dạng đường cong khi biến dạng tăng nhanh hơn do

sự phát triển biến dạng dẻo của bê tông. Sau khi đạt đỉnh thì ứng suất trong mẫu

bê tông đột ngột bị phá hoại. So sánh giữa các nhóm cường độ bê tông thì biến

dạng ec1 khi mẫu bê tông đạt đỉnh ứng suất trước khi bị ép vỡ thì không có sự

chênh lệch đáng kể (ec1≈ 0,0028).

Có thể thấy, giá trị biến dạng ec1≈ 0,0028 của BTNCLNTC nhỏ hơn so

với giá trị đề nghị biến dạng cực hạn của BTN theo tiêu chuẩn ACI 213R-87

[23][51] ( ec1= 0,003) và tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] (ec1= 𝑘𝑓(cid:141))

) . 𝐸(cid:141))(cid:214) h i SS44

2.3.3.2. Đề xuất mô hình quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông nhẹ sử

dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

Dựa trên các mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC và

các đặc trưng biến dạng của BTNCLNTC từ kết quả thực nghiệm, kết hợp so

sánh với một số đề xuất của các nghiên cứu trước đây, mô hình quan hệ ứng

suất – biến dạng của BTNCLNTC được nghiên cứu và đề xuất như sau:

Quy luật quan hệ ứng suất – biến dạng của vật liệu được thiết lập cần

phản ánh đúng ứng xử của vật liệu trong các giai đoạn tương ứng với các thông

số đặc trưng được xác định từ thực nghiệm như giá trị đỉnh ứng suất 𝑓) (tương

ứng với cường độ của vật liệu) và biến dạng tương ứng 𝜀)j, biến dạng cực hạn

𝜀)1j. Theo các kết quả nghiên cứu [38] và kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã

chỉ ra rằng mối quan hệ ứng suất – biến dạng đối với BTN sử dụng CLNTC

tuyến tính hơn và giòn hơn so với bê tông nặng thông thường: giai đoạn đầu

gần như là đường thẳng cho đến cấp ứng suất khoảng 85% cường độ, khi ứng

suất càng lớn gần đạt đỉnh thì biểu đồ chuyển dần sang dạng đường cong và

sau khi ứng suất đạt đỉnh thì bê tông đột ngột bị phá hoại. Do đó, theo kết quả

nghiên cứu thực nghiệm, biểu đồ quan hệ ứng suất biến – biến dạng của

BTNCLNTC thể hiện trong Hình 2. 41. Trong đó giá trị biến dạng ứng với ứng

suất đỉnh đạt giá trị 𝜀)j = 0.0028. Giá trị biến dạng cực hạn ứng với trạng thái

mẫu phá hoại hoàn toàn 𝜀)1j tương đối gần với giá trị 𝜀)j do BTN có tính giòn

cao và phá hoại sớm ngay sau khi đạt cường độ.

Từ các kết quả nghiên cứu theo lý thuyết và theo thực nghiệm vật liệu

BTNCLNTC giòn và tuyến tính, đề xuất quan hệ ứng suất – biến dạng

c1e

cu1e

c2e

cu2e

BTNCLNTC có dạng 2 đoạn thẳng.

e Hình 2. 42. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC dạng 2 đoạn thẳng

Hình 2. 41. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC

Giá trị biến dạng ứng với ứng suất đỉnh 𝜀)S: theo kết quả nghiên cứu thực

nghiệm, đề xuất giá trị biến dạng ứng với ứng suất đỉnh 𝜀)S = 0.0028.

Giá trị biến dạng cực hạn 𝜀)1S rất gần với giá trị 𝜀)S, tuy nhiên trong điều kiện thí nghiệm, khi mẫu phá hoại hoàn toàn, không đo được chính xác giá trị

của biến dạng cực hạn 𝜀)1S. Do đó, giá trị biến dạng cực hạn này được lấy theo giá trị quy định trong tiêu chuẩn Châu Âu EN 1992-1-1 [44] cho bê tông nhẹ,

lấy bằng 0,0035𝜂j; trong đó 𝜂j = (0.4 + 0,6𝜌)/2200; trong phạm vi nghiên

cứu BTNCLNTC của đề tài thì 𝜀)1S = 0.0031. Giá trị này gần với 𝜀)S =

0.0028 là phù hợp với quan sát trong thí nghiệm – mẫu phá hoại hoàn toàn

ngay sau khi ứng suất đạt đỉnh.

Nhận thấy giá trị 𝜀)S và 𝜀)1S tương đối gần nhau (chênh lệch dưới 10%),

do đó, để đơn giản trong tính toán và thiên về an toàn, đề xuất mô hình tính

toán quan hệ ứng suất – biến dạng BTNCLNTC có dạng 1 đoạn thẳng như Hình

cu2e

2. 43, với giá trị cực hạn là 𝜀)1S ≈ 0.0031.

Hình 2. 43. Biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC đề xuất

2.4. Nghiên cứu thực nghiệm quan hệ lực dính – độ trượt bê tông nhẹ sử

dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

Mục đích thí nghiệm: Xác định quan hệ giữa độ lớn của lực bám dính với

chuyển vị trượt cốt thép (quan hệ bám dính – độ trượt) trong trường hợp kéo

đúng tâm [73]. Mẫu thí nghiệm: Ứng với mỗi nhóm mẫu M1, M2, M3 chế tạo

03 mẫu lập phương có kích thước 150x150x150mm. Đặt thanh cốt thép đường

kính d = 12 mm đi qua tâm mẫu thí nghiệm và song song với các cạnh của mẫu

bê tông. Chiều dài tiếp xúc giữa thanh thép và bê tông được lấy bằng 5d

(60mm). Việc chọn chiều dài tiếp xúc và trình tự thí nghiệm tuân thủ theo

hướng dẫn của RILEM (Hiệp hội các phòng thí nghiệm cơ học và vật liệu thế

150x 150x 150

giới (SNIP 2.03.01-84) [49]).

Hình 2. 44. Mô hình thí nghiệm kéo xác định độ bám dính giữa bê tông

và cốt thép

1-Mẫu thí nghiệm;

2- Khung gia tải;

3- Kích thuỷ lực;

4- Đầu đo lực

LOADCELL;

5- Đầu đo chuyển vị

LDVT;

6- Các khung thép gá lắp

LVDT;

7- Trạm bơm kích thuỷ

lực;

8-Data logger TDS 530

Hình 2. 45. Sơ đồ khung gia tải

Sơ đồ bố trí thí nghiệm như Hình 2. 45, để đo độ dịch chuyển của thanh

thép so với bê tông, ở đầu của thanh được lắp đặt 01 indicator điện tử LVDT.

Kết quả thu được là chuyển vị của thanh thép trong bê tông. Lực kéo tác dụng

lên thanh thép được tạo ra bằng kích thuỷ lực kết hợp với trạm bơm dầu. Giá

trị lực kéo tác dụng lên thanh théo được xác định thông qua 1 dụng cụ đo lực

điện tử (Load Cell) đặt trên kích thuỷ lực. LVDT và Load Cell được kết nối với

bộ phận xử lý số liệu Dataloger TDS530 và máy tính cho phép ghi nhận tự động

số liệu. Chi tiết thí nghiệm được thể hiện tại Phụ lục 2.

Hình 2. 46. Mẫu thí nghiệm

Hình 2. 47. Thiết bị thí nghiệm

Kết quả thí nghiệm thu được như sau:

) a P M

( h n í d c ự L

M2-2

M1-1 M2-3

M1-2 M3-1

M1-3 M3-2

M2-1 M3-3

100

150

200

250

300

Độ trượt (𝛍m)

Hình 2. 48. Mẫu thí nghiệm sau khi kéo tuột thép khỏi liên kết với bê tông

Hình 2. 49. Biểu đồ quan hệ lực dính – độ trượt của bê tông tương ứng đến

khi mẫu bị kéo tuột thép hoàn toàn tương ứng với 3 nhóm mẫu cấp phối

BTNCLNTC M1; M2; M3

Kết quả thí nghiệm quan hệ lực dính – độ trượt khi chịu kéo đúng tâm, thí

nghiệm trong khoảng 5d (d là đường kính cốt thép) phát triển theo 4 giai đoạn:

Giai đoạn đầu tiên, bê tông chưa nứt, quan hệ lực dính - độ trượt là đường

thẳng tuyến tính.

Giai đoạn thứ 2, các vết nứt xuất hiện trên bê tông xung quanh cốt thép,

ở giai đoạn này biểu đồ có dạng đường cong, đường cong tương đối dốc, giá trị

lực dính tăng. Các vết nứt xuất hiện dọc theo các thanh cốt thép và phát triển

ra bên ngoài kết cấu, giá trị lực dính đạt gần tiến tới giá trị lớn nhất. Đồng thời,

độ trượt cốt thép trên bê tông e bắt đầu tăng, nhưng tăng rất chậm;

Giai đoạn 3: Giá trị lực dính sau khi đạt giá trị lớn nhất, giá trị lực không

đổi trong một thời gian rất ngắn rồi bắt đầu giảm. Độ trượt tăng nhưng giá trị

lực dính giảm tới vị trí tương ứng với ứng suất cốt thép đạt giới hạn chảy.

Giai đoạn 4: Cơ chế kết dính chủ yếu trong giai đoạn này sẽ dựa vào ma

sát giữa giờ của thanh thép bị biến dạng và bê tông xung quanh nó. Giá trị lực

dính được xem là không đổi, duy trì cho đến khi thanh thép được kéo tuột ra

khỏi bê tông.

Biểu đồ quan hệ lực dính – độ trượt của BTNCLNTC tương ứng với 3

nhóm mẫu cấp phối có dạng như sau:

t

maxt

Hình 2. 50. Quan hệ lực dính – độ trượt BTNCLNTC

Trong đó, giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149) , 𝜏p tương ứng lần lượt lực dính đạt giá trị lớn

nhất, lực dính tại thời điểm thép bị kéo tuột ra khỏi bê tông. Giá trị S1, là độ

trượt tương ứng tại thời điểm đạt giá trị ứng suất dính 𝜏<(cid:148)(cid:149) và S2 là độ trượt

tương ứng tại thời điểm đạt giá trị ứng suất dính 𝜏p.

Các tham số 𝑠j, 𝑠S, 𝜏<(cid:148)(cid:149), 𝜏p xác định từ kết quả thực nghiệm được thể

hiện trong bảng sau:

Bảng 2. 25. Bảng giá trị 𝑠j, 𝑠S, 𝜏<(cid:148)(cid:149), 𝜏p , 𝜏‘(cid:137) xác định từ kết quả thực

nghiệm tương ứng

Mẫu 𝜏p S1 (mm) S2 (mm)

M1-1 M1-2 M1-3 Mẫu M1 TB M2-1 M2-2 M2-3 Mẫu M2 TB M3-1 M3-2 M3-3 Mẫu M3 TB 0.272 0.244 0.244 0.253 0.250 0.250 0.250 0.250 0.233 0.233 0.230 0.232 0.100 0.105 0.100 0.102 0.110 0.110 0.108 0.109 0.115 0.118 0.118 0.117 𝜏<(cid:148)(cid:149) (N/mm2) 3.41 3.43 3.50 3.44 4.09 4.08 4.08 4.08 4.85 4.87 4.88 4.86

(N/mm2) 2.36 2.36 2.36 2.41 2.56 2.53 2.53 2.47 2.68 2.68 2.74 2.70 Thông qua kết quả thực nghiệm, xác định giá trị lực dính được tính toán

dựa trên độ lớn của đoạt trượt như sau:

(2. 4) Khi 0 ≤ 𝑠 ≤ 𝑠j thì 𝜏 = 𝜏j = 𝜏<(cid:148)(cid:149)(𝑠/𝑠j)4.S

-v-› -(cid:158)v-›

i (2. 5) Khi 𝑠j < 𝑠 ≤ 𝑠S thì 𝜏 = 𝜏S = 𝜏<(cid:148)(cid:149) − (cid:134)𝜏<(cid:148)(cid:149) − 𝜏p(cid:135) h

(2. 6) Khi 𝑠S < 𝑠 thì 𝜏 = 𝜏p

Biểu đồ quan hệ lực dính - độ trượt xác định theo phương pháp thực

nghiệm và theo lý thuyết đề xuất được thể hiện như Hình 2. 51. Đường cong

biểu thị quan hệ lực dính - độ trượt BTNCLNTC theo kết quả thực nghiệm và

theo lý thuyết tính toán cho sai số nhỏ (dưới 10%).

) a P M

( h n í d c ự L

100

200

250

300

150 Độ trượt (µm)

KQTN-M1

LT-M1

KQTN-M2

LT-M2

KQTN-M3

LT-M3

Hình 2. 51. Quan hệ lực dính – độ trượt BTNCLNTC theo kết quả thực

nghiệm và theo lý thuyết tính toán

Các tham số 𝑠j, 𝑠S, 𝜏<(cid:148)(cid:149), 𝜏p là các giá trị xác định theo phương pháp

thực nghiệm đạt đến trạng thái phá hoại được thể hiện trong bảng sau:

Mẫu

S2 (mm) 0.250

S1 (mm) 0.102

Mẫu M1 Mẫu M2

Mẫu M3

Bảng 2. 26. Các giá trị xác định 𝑠j, 𝑠S, 𝜏<(cid:148)(cid:149), 𝜏p

0.250 0.251 0.245

0.109 0.117 0.109

Giá trị TB

𝜏<(cid:148)(cid:149) (MPa) 0.88b𝑓) 0.88b𝑓) 0.88b𝑓) 𝟎. 𝟖𝟖b𝒇𝒄

𝜏p (MPa) 0.70.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.62.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.56.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.62.𝝉𝒎𝒂𝒙 Trong đó :𝑓) là cường độ chịu nén (MPa) của BTNCLNTC xác định từ

giá trị thực nghiệm trên mẫu trụ 15x30cm.

Kết quả so sánh giá trị lực dính lớn nhất τ(cid:224)Æ(cid:226) và lực dính tại thời điểm thép bị kéo tuột ra khỏi bê tông 𝜏p xác định theo kết quả thực nghiệm và theo

lý thuyết tính toán được thể hiện trong Bảng 2. 27. Có thể thấy, giá trị lực dính

theo kết quả thực nghiệm và theo lý thuyết tính toán cho sai số nhỏ nằm trong

giới hạn cho phép (sai số chênh lệch trung bình giá trị lực dính lớn nhất là

0.35%; và chênh lệch trung bình giá trị lực dính tại thời điểm thép bị kéo tuột

ra khỏi bê tông là 6.55%).

Mẫu

Sai số

Bảng 2. 27. Các giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149), 𝜏p theo kết quả thực nghiệm và theo lý thuyết

Mẫu M1 Mẫu M2 Mẫu M3 Giá trị TB

𝑓) (MPa) 15.12 21.40 30.69

𝜏<(cid:148)(cid:149)v˛% (MPa) 3.44 4.08 4.86

𝜏<(cid:148)(cid:149)v$˛ (MPa) 3.42 4.07 4.88

0.53% 0.22% 0.31% 0.35%

𝜏pv˛% (MPa) 2.41 2.47 2.70

𝜏pv$˛ (MPa) 2.19 2.52 2.93

9.13% 2.18% 8.33% 6.55%

Có thể thấy, ảnh hưởng của lực dính trong mối quan hệ lực dính - độ

trượt của BTNCLNTC khác với BTN theo tiêu chuẩn CEB-FIP [50], giá trị

đỉnh của đường quan hệ ứng suất - lực dính được điều chỉnh. Mô hình đề xuất

được thể hiện bằng ba phần, trong đó độ bám chắc của vật liệu BTNCLNTC

được thể hiện rõ nhất, độ dốc đột ngột đạt tới đỉnh đạt giá trị τ(cid:224)Æ(cid:226) tương ứng với giá trị độ trượt rất nhỏ sj. Sau đó là sự suy giảm đột ngột, không duy trì giá trị τ(cid:224)Æ(cid:226) trong một khoảng giá trị trượt tương ứng như đối với BTT và BTN. Mô hình được biểu thị như trong Hình 2. 50, các phương trình điều chỉnh được

biểu thị theo công thức (2.4), (2.5), (2.6)

Theo kết quả thực nghiệm khảo sát quan hệ lực dính – độ trượt, xác định

giá trị lực dính trung bình 𝜏̅ (trong trường hợp cốt thép chịu kéo đúng tâm trong

khoảng nghiên cứu thực nghiệm là 5d).

t

1t(si )

2t(si )

maxt

Hình 2. 52. Sơ đồ tính tích phân chia nhỏ lực dính 𝜏

Trong đó, đường 𝜏j(𝑠) và 𝜏S(𝑠) được biểu thị như sau:

4.S i

𝜏j = 𝜏<(cid:148)(cid:149) h

- -› 𝜏S = 𝜏<(cid:148)(cid:149) − (cid:134)𝜏<(cid:148)(cid:149) − 𝜏p(cid:135) h

-v-› -(cid:158)v-›

Đặt 𝜏̅j giá trị lực dính trung bình xác định trong giai đoạn ứng suất dính

tăng từ 0 tới đạt giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149) và 𝜏̅S giá trị lực dính trung bình xác định trong giai

đoạn ứng suất dính giảm từ giá trị 𝜏<(cid:148)(cid:149) tới giá trị 𝜏p.

Giá trị lực dính trung bình được xác định theo công thức:

'›(cid:228)(cid:228)(cid:228).-›(cid:155)'(cid:158).(cid:228)(cid:228)(cid:228)(cid:228)(-(cid:158)v-›) -(cid:158)

(2. 7) 𝜏̅ =

-› = |4

-›.(cid:158) j.S

›.(cid:158) -› j.S

-› j.S

j (cid:231)›

j (cid:157).(cid:158) -›

= = 𝜏<(cid:148)(cid:149) 𝜏<(cid:148)(cid:149) 𝜏j(cid:229) = 𝜏<(cid:148)(cid:149) Xác định giá trị lực dính trung bình 𝜏j(cid:229) và 𝜏S(cid:229) Ł› ∫ '›((cid:231))(cid:144)s (cid:157) (cid:231)›v4

'(cid:158)((cid:231))(cid:144)s

Ł(cid:158) ∫ Ł›

-(cid:158)]

(2. 8) => 𝜏j(cid:229) = 0.83𝜏<(cid:148)(cid:149)

-(cid:158) −

-(cid:158) + |-›

-(cid:158) S

j (cid:231)(cid:158)v(cid:231)›

'“«‹v'ﬂ -(cid:158)v-›

(cid:134)'“«‹v'ﬂ(cid:135)-› -(cid:158)v-›

(cid:231)(cid:158)v(cid:231)›

= 𝜏S(cid:229) = [ 𝜏<(cid:148)(cid:149). 𝑠|-› 𝑠|-›

j (cid:231)(cid:158)v(cid:231)›

= (cid:134)𝜏<(cid:148)(cid:149) + 𝜏p(cid:135)(𝑠S − 𝑠j)

(2. 9) => 𝜏S(cid:229) = 0.5(cid:134)𝜏<(cid:148)(cid:149) + 𝜏p(cid:135)

Mặt khác, theo kết quả thực nghiệm: 𝜏p = 0.62. 𝜏<(cid:148)(cid:149), giá trị 𝜏S(cid:229) trở thành:

(2. 10) 𝜏S(cid:229) = 0,81𝜏<(cid:148)(cid:149)

(2. 11) => 𝜏̅ = 0.82𝜏<(cid:148)(cid:149)= 0,82. 0,88b𝑓) = 0,72 b𝑓)

Theo nghiên cứu chương 2, mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo khi ép

(cid:210)(cid:211) SS44

chẻ và cường độ chịu nén của bê tông: 𝑓)6,-‘ = 0.50. (cid:209) bf(cid:131) [Mpa];

Mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo dọc trục và cường độ chịu kéo khi

ép chẻ được lấy theo quy định của tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44]:

𝑓)6 = 0.9𝑓)6,-‘ [Mpa]

Do đó, giá trị lực dính dính trung bình được xác định theo công thức:

SS44 (cid:210)(cid:211)

(2. 12) 𝜏̅ = 1.60(cid:209) 𝑓)6

Bảng 2. 28. Các giá trị lực dính 𝜏̅ theo khối lượng thể tích

Tên mẫu cấp phối

Giá trị ứng suất dính trung bình𝜏̅ (MPa)

Nhóm mẫu M1 Nhóm mẫu M2 Nhóm mẫu M3 Trung bình Khối lượng thể tích bê tông 𝜌) (kg/m3) 1684 1746 1772 1.82𝑓)6 1.79𝑓)6 1.78𝑓)6 1.80𝒇𝒄𝒕

Trong phạm vi nghiên cứu BTNCLNTC, có thể thấy, tỷ lệ 𝜏̅/𝑓)6 của các

nhóm mẫu bê tông nhẹ gần như tương đương nhau và có thể coi là một hằng số.

2.5. Nhận xét chương 2

Kết quả thực nghiệm khảo sát xây dựng cấp phối chế tạo và xác định các

đặc trưng cơ học của BTNCLNTC rút ra các nhận xét như sau:

- Đã chế tạo được BTNCLNTC có khối lượng thể tích nằm trong khoảng

1400 - 1800 kg/ m3, có cường độ trong khoảng 15 - 35 MPa, các hạt CLNTC

trong bê tông phân bố tương đối đều, không bị phân tầng. Khi thí nghiệm nén

mẫu, các vết nứt phá hoại bê tông nhẹ đều đi xuyên qua hạt cốt liệu nhẹ với tất

cả các mẫu bê tông.

- Tỷ lệ VCLNTC/Vb ảnh hưởng lớn đến tính công tác của hỗn hợp bê tông

khi chế tạo: trong cùng một loại hạt cốt liệu, khi tăng tăng làm lượng CLNTC

thì tính công tác của hỗn hợp bê tông giảm. Đồng thời, tỷ lệ VCLNTC/Vb ảnh

hưởng đến khối lượng thể tích và cường độ chịu nén của BTNCLNTC: trong

cùng một loại cốt liệu, khi tăng hàm lượng CLNTC trong hỗn hợp bê tông thì

KLTT của bê tông giảm; cường độ chịu nén tăng khi KLTT của BTNCLNTC

tăng và cường độ chịu nén tăng khi hàm lượng CLNTC trong hỗn hợp

BTNCLNTC giảm (VCLNTC/Vb giảm).

- Trong phạm vi nghiên cứu BTNCLNTC có KLTT trong khoảng 1400

– 1800 kg/m3 và có cường độ chịu nén trong khoảng 15 – 35 MPa, giá trị về

cường độ trong các nhóm mẫu tương đối ổn định do hệ số biến động là nhỏ

(dưới 5%). Bê tông nhẹ có giá trị cường độ chịu kéo và mô đun đàn hồi BTN thấp

hơn so với bê tông thông thường cùng cường độ.

- Trong phạm vi nghiên cứu của đề tài, với BTNCLNTC có KLTT trong

khoảng 1400 – 1800 kg/m3 và có cường độ chịu nén trong khoảng 15 – 35 MPa.

Đề xuất các công thức sau:

+ Công thức thể hiện mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo khi ép chẻ và

(cid:210)(cid:211) SS44

cường độ chịu nén của bê tông: 𝑓)6,-‘ = 0.50. (cid:209) bf(cid:131) [Mpa];

+ Công thức thể hiện mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo khi uốn và

chịu kéo khi ép chẻ của bê tông: fr = 1,67 fct,sp [MPa];

+ Công thức thể hiện mối quan hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén của bê tông: 𝐸) = 19520(𝑓)/10)4,T(𝜌/2200)S [MPa];

Trong đó 𝑓)6,-‘, 𝑓0 , 𝑓)6, E(cid:131), ρ(cid:131) , 𝑓) lần lượt là cường độ chịu kéo khi ép

chẻ [MPa] và cường độ chịu kéo khi uốn [MPa], cường độ chịu kéo dọc trục

[MPa], mô đun đàn hồi [MPa], khối lượng thể tích [kg/m3] và cường độ chịu

nén [MPa] của BTNCLNTC.

- Quan hệ ứng suất – biến dạng của BTNCLNTC thể hiện tính giòn, giai

đoạn đầu gần như là đường thẳng cho đến cấp ứng suất khoảng 85% cường độ,

khi ứng suất càng lớn gần đạt đỉnh thì biểu đồ chuyển dần sang dạng đường

cong. Sau khi đạt đỉnh ứng suất, mẫu bê tông bị phá hoại đột ngột. Ứng suất

cực hạn của BTNCLNTC khi chịu nén đúng tâm đạt ec1≈ 0,0028;

Trong trường hợp nghiên cứu BTNCLNTC đề xuất sử dụng mô hình biểu

đồ quan hệ giữa ứng suất - biến dạng dạng 1 đoạn thẳng với biến dạng cực hạn

𝜀)1S ≈ 0.0031.

- Quan hệ lực dính – độ trượt BTNCLNTC phát triển theo 4 giai đoạn.

Khi ứng suất lực dính đạt giá trị lớn nhất, giá trị ứng suất không đổi trong một

thời gian rất ngắn rồi bắt đầu giảm đột ngột. Giá trị ứng suất lực dính lớn nhất

tỷ lệ thuận với bf(cid:131). Đề xuất công thức xác định giá trị ứng suất dính đạt giá trị

lớn nhất 𝜏<(cid:148)(cid:149) = 0.88b𝑓) , trong đó: 𝑓) là cường độ chịu nén (MPa) của BTN

xác định từ giá trị thực nghiệm trên mẫu trụ 15x30cm.

Đề xuất công thức xác định giá trị ứng suất dính trung bình:

SS44 (cid:210)(cid:211)

𝜏̅ = 1,60(cid:209) 𝑓)6, trong đó: 𝑓)6 là cường độ chịu kéo dọc trục (MPa)

của BTNCLNTC.

Kết quả nghiên cứu về đặc trưng cơ học của vật liệu BTCLNTC, giá trị

lực dính trung bình cho phép tính toán được khoảng cách giữa các vết nứt của

dầm BTCLNTC sẽ được trình bày trong chương sau.

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA

DẦM BÊ TÔNG NHẸ SỬ DỤNG HẠT CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ

Chương 3 trình bày về nghiên cứu thực nghiệm dầm BTNCLNTC cốt

thép chịu tải trọng ngắn hạn để đánh giá về sự làm việc của dầm chịu uốn về

biến dạng, mômen kháng nứt, sự hình thành và mở rộng khe nứt, độ võng, khả

năng chịu lực của dầm BTNCLNTC cốt thép.

Trong chương này cũng trình bày cơ sở lý thuyết tính toán của dầm

BTNCLNTC chịu uốn theo các đặc trưng cơ học của BTNCLNTC đã phát triển

ở Chương 2. Thông qua giá trị lực dính trung bình của BTNCLNTC khi dầm

BTNCLNTC đề xuất tiêu chuẩn hợp lý áp dụng cho tính toán khoảng cách vết

nứt của dầm BTNCLNTC (cốt thép) khi chịu uốn theo trạng thái giới hạn II.

Đồng thời, trong chương này cũng tiến hành mô phỏng số các dầm BTN

CLNTC bằng phần mềm Response-2000. Qua đó, các đặc trưng ứng xử uốn của

dầm như quan hệ tải trọng - độ võng của dầm ở các cấp tải trọng, giá trị mômen

kháng nứt, mômen chảy dẻo, mô men giới hạn theo phương pháp mô phỏng số,

phương pháp tính toán lý thuyết và kết quả thực nghiệm được so sánh, kiểm

chứng.

Ngoài ra, chương này cũng tính toán so sánh kết quả nghiên cứu thực

nghiệm khoảng cách vết nứt so với kết quả nghiên cứu lý thuyết tính toán theo

các tiêu chuẩn. Từ đó lựa chọn mô hình vật liệu phù hợp cho vật liệu

BTNCLNTC và phương pháp mô phỏng ứng xử của dầm BTNCLNTC cốt thép

khi chịu uốn.

3.1. Nghiên cứu thực nghiệm sự làm việc của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt

cốt liệu nhẹ tái chế cốt thép

3.1.1. Mục tiêu nghiên cứu

Mục tiêu thí nghiệm là đánh giá thực nghiệm sự làm việc của dầm

BTNCLNTC cốt thép dưới tác dụng của tải trọng ngắn hạn thông qua việc khảo

sát, đo đạc và tính toán các số liệu như sau:

Biến dạng, ứng suất của cốt thép chịu kéo và bê tông chịu nén tại vị trí

giữa dầm;

Sự hình thành khe nứt, mở rộng và phân bố khe nứt của dầm

BTNCLNTC do mômen;

Biến dạng của dầm: độ võng của dầm tại vị trí giữa nhịp nằm trong vùng

dầm chịu uốn thuần tuý;

Mômen kháng nứt, khả năng chịu lực của dầm và sự phát triển biến dạng

trong giai đoạn phá hoại.

3.1.2. Thiết kế mô hình thí nghiệm

3.1.2.1. Cơ sở xây dựng mô hình

Trên thế giới đã có một số nghiên cứu về thực nghiệm sự làm việc của

dầm BTN. Deividas Rumsys và cộng sự [41] nghiên cứu thực nghiệm 8 dầm

BTN cốt thép khi chịu uốn; tiết diện dầm khác nhau 102x200; 102x199;

104x200; 104x99; 106x197; nhịp 1200 mm, gia tải bằng 2 lực tập trung cách

nhau 400mm ở 2 cấp cường độ bê tông và 1 hàm lượng cốt thép. Carmo

[35]; Sin [72]; Bernardo [32]; nghiên cứu thực nghiệm dầm BTN cốt thép khi

chịu uốn tiết diện dầm lần lượt là tiết diện 120x270 , nhịp 2800mm, 13 dầm

với hàm lượng cốt thép thay đổi từ 0,53% tới 2,82% ; tiết diện 150x300, nhịp

2800mm, 18 dầm với hàm lượng cốt thép thay đổi từ 0,69% tới 2,27%; tiết diện

150x300, nhịp 2400mm, 14 dầm với hàm lượng cốt thép thay đổi từ 0,38% tới

2,69% và đều gia tải bằng 2 lực tập trung cách nhau một khoảng bằng (l0-2a)

trong đó l0 là chiều dài nhịp dầm và a là khoảng cách từ gối tựa tới điểm đặt lực

tập trung. Nghiên cứu thực nghiệm dầm BTN tái chế từ phế thải gạch khi chịu

uốn Tarek Uddin Mohammed và cộng sự [76] sử dụng tiết diện 200x250, nhịp

2100, 8 dầm với hàn lượng cốt thép thay đổi từ 0,97% tới 2,36 % và đều được

gia tải bằng 2 lực tập trung 600mm ở 2 cấp cường độ bê tông.

Chương trình nghiên cứu nhằm thực nghiệm sự làm việc của dầm khi

chịu tải trọng ngắn hạn thông qua việc đo đạc các giá trị đặc trưng cơ học của

vật liệu chế tạo; tải trọng, biến dạng của bê tông và cốt thép tại các giai đoạn

làm việc của dầm như mômen kháng nứt, cốt thép chảy dẻo, khi dầm bị phá

hoại; chuyển vị của dầm; sự mở rộng và phân bố khe nứt.

3.1.2.2. Mô hình thí nghiệm

Hình 3. 1. Mô hình thí nghiệm

Tham khảo các mô hình của các tác giả đã thực nghiệm, mô hình thí

nghiệm của luận án được đề xuất như Hình 3. 1. Dầm thí nghiệm có tiết diện

150x200 mm và nhịp chịu tải là 2000 mm. Dầm được gia tải bằng 2 lực tập

trung cách nhau 400 mm (2 lần chiều cao dầm) nằm trên đoạn chính giữa dầm

tạo nên đoạn dầm chịu uốn thuần tuý. Đo biến dạng của cốt thép chịu kéo và

bê tông chịu nén tại vị trí giữa dầm (nằm trong khoảng chịu uốn thuần tuý). Giá

trị độ võng của dầm xác định bằng cách đo chuyển vị tại hai gối tựa và tại vị trí

giữa dầm bê tông. Bề rộng khe nứt của 2 khe nứt đầu tiên nằm trong đoạn dầm

chịu uốn thuần tuý được quan trắc đo đạc trong suốt quá trình gia tải.

3.1.2.3. Vật liệu bê tông

Cấp phối lựa chọn để tạo ra cường độ chịu nén (mẫu trụ) của bê tông

khoảng 15 MPa, 20 MPa, 30 MPa tại 28 ngày tuổi lần lượt ký hiệu là M1, M2,

M3. Nguồn vật liệu gồm hạt cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải xây dựng được cung

cấp bởi Viện Nghiên cứu Xây dựng ứng dụng Weimar – Cộng hoà liên bang

Đức [4], cát vàng, xi măng Pooc lăng Vicem Bút Sơn PC40, phụ gia cuốn khí

PLACC-AIR(01) và tro bay Phả Lại thoả mãn các điều kiện đã nêu tại Chương

2 về vật liệu chế tạo BTNCLNTC. Cấp phối BTNCLNTC thể hiện trong Bảng

3. 1, là các cấp phối thuộc các nhóm cấp phối được lựa chọn để khảo sát các

tính chất cơ lý của bê tông như đã đề cập ở Chương 2.

Bảng 3. 1. Cấp phối hỗn hợp bê tông nhẹ sử dụng đúc mẫu

FA (%) SD (%) STT Tên CP N/CKD VCLN/Vb Vc/VCL

1 M3 0.36 0.35 0.45 27.61% 1%

2 M2 0.36 0.31 0.45 27.61% 1%

3 M1 0.36 0.28 0.45 27.61% 1%

Các mẫu cơ bản để xác định cường độ và mô đun đàn hồi của bê tông

được thực hiện theo quy trình thực nghiệm đặc trưng cơ học như ở Chương 2.

Số lượng mẫu và kết quả thực nghiệm được tổng hợp trong bảng sau: (trong

đó, đối với cường độ chịu nén, để thuận tiện cho việc so sánh với các kết quả

của các nghiên cứu trên thế giới, NCS lựa chọn kết quả cường độ chịu nén

dành cho mẫu trụ 15x30cm).

Bảng 3. 2. Khối lượng thể tích bê tông nhẹ cốt liệu nhẹ tái chế

Tên mẫu

Hệ số biến động Hệ số biến động

Nhóm M1 Nhóm M2 Nhóm M3 0.047 0.019 0.016 KLTT (hỗn hợp) (kg/m3) 1773 1783 1798 KLTT (khô) (kg/m3) 1715 1762 1775

0.023 0.011 0.012 Bảng 3. 3. Tính chất cơ lý của các mẫu cấp phối lựa chọn

Tên mẫu

Tính chất cơ lý Kích thước mẫu (cm)

𝑓) 𝑓0 Nhóm M1

Nhóm M2

Nhóm M3

Giá trị trung bình (MPa) 15.11 2.91 1.73 12903 21.11 3.54 2.07 15591 30.68 4.17 2.48 17967 Hệ số biến động 0.027 0.04 0.02 0.016 0.012 0.03 0.05 0.031 0.034 0.03 0.03 0.05

Mẫu trụ 15x30 Mẫu 10x10x40 𝑓)6,-‘ Mẫu trụ 15x30 Mẫu trụ 15x30 𝐸) Mẫu trụ 15x30 𝑓) Mẫu 10x10x40 𝑓0 𝑓)6,-‘ Mẫu trụ 15x30 Mẫu trụ 15x30 𝐸) Mẫu trụ 15x30 𝑓) Mẫu 10x10x40 𝑓0 𝑓)6,-‘ Mẫu trụ 15x30 Mẫu trụ 15x30 𝐸) Lựa chọn cấp phối bê tông nặng có cường độ mẫu trụ chịu nén ở 28 ngày

khoảng 30 MPa làm mẫu đối chứng thí nghiệm.

Bảng 3. 4. Cấp phối bê tông nặng thông thường đối chứng

Cốt liệu

Ximăng PCB40 (kg) Cát (kg) Đá 1x2 (kg) Nước (lít) Mẫu cấp phối BTT 1m3 380 760 1080 178

Bảng 3. 5. Thí nghiệm cường độ chịu nén của bê tông thông thường

Kích thước mẫu Giá trị cường

Giá trị trung bình (MPa)

34.00

Mẫu cấp phối BTT M - 1 M - 2 M - 3 Mẫu trụ 15x30 Mẫu trụ 15x30 Mẫu trụ 15x30 độ (MPa) 31.87 37.29 31.87

Tính chất cơ lý 𝑓) 𝑓) 𝑓) 3.1.2.4. Cốt thép dầm

Bản vẽ chế tạo cốt thép dầm như trong Hình 3. 2.Cốt thép thường dùng

trong dầm là thép Thái Nguyên thuộc nhóm CB-300 V theo TCVN 1651-2-

2018 [10] đối với đường kính 𝜙 8 và 12; thuộc nhóm CB-240 T theo TCVN

1651-1-2018 [9] đối với cốt đai có đường kính 𝜙 6.

Cốt thép dọc bố trí 2 𝜙12 (hàm lượng 0,75%). Cốt đai dầm được bố trí

𝜙6 a 160 trên đoạn dài 800 mm gần gối tựa được tính toán đảm bảo dầm không

phá hoại cắt trước khi dầm phá hoại uốn, trên đoạn giữa 2 lực tập trung, để đảm

bảo uốn thuần tuý, không bố trí cốt đai. Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép dọc được

lấy bằng 15 mm. Cốt thép có các đặc trưng cơ học như trong Bảng 3. 6

b) Cấu tạo dầm

a) Mặt cắt dầm

Hình 3. 2. Cấu tạo cốt thép dầm thí nghiệm

Bảng 3. 6. Đặc trưng cơ học của cốt thép

Mẫu thép

Nhóm thép

Đường kính thực (mm) 12.11 8.05 6.02 D12 D8 D6 3 3 3 Giới hạn bền (MPa) 552.6 527.4 305.5 Mô đun đàn hồi (MPa) 210000 210000 210000

Giới hạn chảy (MPa) 440.0 356.4 240.2 3.1.2.5. Chế tạo mẫu thí nghiệm và bảo dưỡng

Sau khi tiến hành chuẩn bị cốt liệu thành phần của hỗn hợp bê tông, tiến

hành trộn hỗn hợp bê tông. Nguyên vật liệu sau khi được cân khối lượng theo

cấp phối được trộn khô trong máy trộn cưỡng bức trong khoảng 3 phút để hỗn

hợp khô đồng nhất. Sau đó tiến hành đổ từ từ nước và phụ gia vào và trộn trong

máy. Trộn trong thời gian khoảng 5 – 7 phút để hỗn hợp vữa xi măng đạt độ

dẻo. Sau đó ta cho cốt liệu hạt nhẹ vào trộn trong khoảng 5 phút. Trộn xong thử

tính công tác của hỗn hợp bê tông và tiến hành đúc mẫu.

Sau khi trộn hỗn hợp bê tông, tiến hành đúc mẫu. Đổ đầy hỗn hợp bê

tông vào ván khuôn, sau đó tiến hành đầm bằng tay và làm phẳng bề mặt mẫu.

Ngay sau khi hoàn thiện bề mặt bê tông, tiến hành rải một lớp nilon mỏng

lên trên để giữ được lượng nước trong giai đoạn đầu của quá trình thủy hoá.

Tháo ván khuôn 2 ngày sau đúc mẫu.

Bê tông dầm đạt cường độ 28 ngày thì tiến hành thí nghiệm.

100

Mẫu dầm thí nghiệm gồm 07 mẫu dầm thí nghiệm (mỗi nhóm cấp phối

BTNCLNTC tương ứng 02 mẫu dầm, bao gồm 03 nhóm có cùng cấp cường độ

chịu nén trung bình 15 MPa, 20 MPa, 30 MPa, sau đây gọi tắt là nhóm M1, M2

và M3); và 01 mẫu dầm cấp phối BTT làm đối chứng).

Bảng 3. 7. Số lượng dầm thí nghiệm

STT 1 2 3 4 Tên mẫu dầm Nhóm mẫu M1 Nhóm mẫu M2 Nhóm mẫu M3 Dầm BTT Số lượng mẫu 02 dầm 02 dầm 02 dầm 01 dầm

3.1.2.6. Bố trí dụng cụ đo

Hệ khung gia tải là hệ khung thép, gắn cố định vào nền đất, được đặt

vuông góc với mặt phẳng uốn của dầm thí nghiệm tại điểm chính giữa nhịp

dầm. Yêu cầu của hệ khung thép đảm bảo đủ cứng, hạn chế biến dạng khi gia

tải thí nghiệm. Dầm được kê tự do trên hai gối (1 gối di động, 1 gối cố định)

theo sơ đồ dầm đơn giản. Tải trọng tập trung tạo ra từ phản lực của hệ khung

thép được chuyển thành 2 lực tập trung cách nhau 400 mm nhờ dầm thép được

đặt lên mặt trên của dầm qua hai con kê thép là điểm truyền lực. Lắp dựng dầm

và thiết bị thí nghiệm trên Hình 3. 3.

Hình 3. 3. Lắp dựng dầm và thiết bị thí nghiệm

101

Đo lực tác dụng bằng dụng cụ đo lực Load cell. Đo chuyển vị của dầm

như sơ đồ Hình 3. 4, trong đó LVDT1, LVDT2 là hai đầu đo chuyển vị tại hai

gối tựa của dầm bêtông; LVDT3 là đầu đo chuyển vị tại vị trí giữa dầm bêtông.

Đo biến dạng kéo trên 02 thanh thép dọc phía dưới bằng các phiếu đo biến dạng

(strain gauge) GS1, GS2. Mỗi thanh thép dán 01 strain gauge ở vị trí giữa nhịp.

Đo biến dạng nén của bê tông bằng hai phiếu đo biến dạng (strain gauge) GB1,

GB2 tại vị trí giữa dầm ngay sát mép 2 cạnh phía trên.

Hình 3. 4. Sơ đồ bố trí dụng cụ đo biến dạng

Đo bề rộng vết nứt ban đầu của hai vết nứt đầu tiên bằng thiết bị soi nứt

quang học chuyên dụng JKX. Trong quá trình gia tải, các dầm đều xuất hiện 2

vết nứt đầu tiên. Dùng thiết bị soi nứt quang học để đo bề rộng vết nứt như

Hình 3. 5.

Hình 3. 5. Dùng thiết bị soi nứt quang học

102

Độ mở rộng của hai vết nứt đầu tiên (vết nứt N1 và N2) theo tải trọng

tác dụng được đo bằng thiết bị đo chuyên dụng ký hiệu KG-1, KG-2. (hệ số

khuếch đại K=1000) do hãng TML – Nhật Bản sản xuất. Sau khi xác định được

bề rộng vết nứt thì tiến hành gắn thiết bị đo bề rộng vết nứt KG-1 và KG-2 ở

mức thanh cốt thép như Hình 3. 6 để đo độ mở rộng vết nứt cho đến khi kết

thúc thí nghiệm.

Hình 3. 6. Gắn kết thiết bị đo mở rộng vết nứt KG-1 và KG-2

Bộ thu thập và xử lý số liệu Data Logger TDS-530 do hãng TML- Nhật

Bản sản xuất. Thiết bị này cho phép ghi nhận tự động và đồng thời các thông

số đo đạc trong thí nghiệm.

Bề rộng khe nứt. Từ chỉ số của extensometer, công thức tính bề rộng khe nứt:

%(cid:236)(cid:237)›v%(cid:236) j444

(mm) (3. 1) 𝑎)0),(cid:214)(cid:155)j = 𝑎)0),(cid:214) +

Trong đó, 𝑎)0),(cid:214)(cid:155)j; 𝑎)0),(cid:214) bề rộng khe nứt thứ i+1 và thứ i

𝑁(cid:214)(cid:155)j; 𝑁(cid:214) chỉ số của đồng hồ tại thời điểm thứ i+1 và thứ i Chuyển vị của dầm được xác định thông qua 03 dụng cụ đo chuyển vị

LVDT (hệ số khuếch đại K=100) do hãng TML-Nhật Bản sản xuất. Các dụng

cụ này được bố trí ở hai gối tựa và ở giữa dầm như Hình 3. 7. Trong trường

hợp này, độ võng f ở vị trí giữa dầm được xác định theo công thức sau.

p›(cid:155)p(cid:136) S

(3. 2) 𝑓 = 𝑓S −

103

Trong đó: 𝑓j, 𝑓S, 𝑓T là giá trị chuyển bị xác định từ các số đọc trên các

LVDT tương ứng.

Hình 3. 7. Mô hình bố trí dụng cụ đo

Hình 3. 8. Đo chuyển bị tại 03 vị trí trên dầm (02 gối tựa dầm và tại giữa nhịp)

b) Dụng cụ đo a) Kính soi nứt quang học chuyên dụng

độ mở rộng vết nứt KG JKX khi vết nứt bắt đầu xuất hiện

Hình 3. 9. Đo mở rộng vết nứt trên dầm theo tải trọng tác dụng

104

Hình 3. 10. Strain gauge đo biến dạng của bê tông theo các cấp độ tải trọng

Hình 3. 11. Strain gauge Đo biến dạng của bê tông theo các cấp độ tải trọng

Hình 3. 12. Data logger TDS 530 kết hợp với máy tính thu thập và xử lý số

liệu từ các dụng cụ đo chuyển vị, đo nứt và đo lực tác dụng

105

Hình 3. 13. Thiết bị đo lực và gia tải

3.1.2.7. Trình tự tiến hành thí nghiệm

Các dầm được thí nghiệm lần lượt theo từng nhóm mẫu dầm M1; M2;

M3 và dầm đối chứng BTT:

Bước 1: Công tác chuẩn bị: di chuyển mẫu dầm lên hệ gối đỡ và cân

chỉnh đúng vị trí gối tựa và mặt phẳng gia tải. Đánh dấu các điểm mốc đặt lực

và các đầu đo chuyển vị.

Bước 2: Lắp đặt, kết nối và kiểm tra các thiết bị đo: lắp đặt, kết nối và

kiểm tra chạy thử các thiết bị đo: Load cell, Strain gauge, LDVT, extensometer

với Data logger để đọc và ghi dữ liệu.

Bước 3: Tiến hành thí nghiệm: Sau khi kiểm tra đảm bảo điều kiện gia

tải, dự kiến về tải trọng thí nghiệm và bắt đầu tiến hành gia tải. Tải trọng được

tăng dần theo từng giai đoạn gia tải tương ứng với các giai đoạn làm việc của

dầm và tuân thủ quy trình thí nghiệm RILEM [49].

Trong quá trình gia tải, khi phát hiện thấy khe nứt đầu tiên bằng quan sát

trực quan trên mẫu dầm thì tạm dừng gia tải và quy trì tải trọng để đo bề rộng

khe nứt và đánh dấu vị trí khe nứt đầu tiên N1, rồi đến khe nứt thứ 2 N2. Lắp

đặt thiết bị extensometer đo bề rộng khe nứt của 2 khe nứt này trong suốt quá

trình gia tải tiếp theo.

106

Tiếp tục gia tải đến khi nhận thấy dầm có hiện tượng chảy dẻo cốt thép,

tiếp tục tăng tải trọng cho đến khi dầm bị phá hoại do bê tông bị nén vỡ hoặc

dầm biến dạng quá lớn.

Bước 4: Thu thập và xử lý kết quả thí nghiệm.

Số liệu về lực, chuyển vị, biến dạng và bề rộng khe nứt đã được đo và

ghi lại tự động trong thiết bị tích hợp TDS 530. Sau khi kết thúc quá trình gia

tải, tháo các thiết bị đo khỏi dầm và tiến hành chụp ảnh, đo vẽ khảo sát mẫu dầm.

Các số liệu đo đạc sẽ dùng để tính toán chuyển vị giữa dầm (độ võng),

tải trọng tác dụng trên đoạn dầm chịu uốn thuần tuý, biến dạng của cốt thép, bê

tông tại tiết diện chính giữa nhịp và bề rộng của 2 khe nứt thẳng góc đầu tiên.

3.1.3. Khảo sát kết quả thực nghiệm

3.1.3.1. Quan hệ tải trọng – độ võng của dầm

Từ các số liệu đo đạc thực nghiệm, xác định được các biểu đồ quan hệ

)

N k ( g n ọ r t i ả T

10 Độ võng (mm)

Độ võng (mm)

M1-1

M1-2

M2-1

M2-2

tải trọng– độ võng dầm tương ứng với từng mẫu cấp phối như hình sau:

a) Mẫu M1 b) Mẫu M2

107

)

N k ( g n ọ r t i ả T

Độ võng (mm)

M3-1

M3-2

c) Mẫu M3

Hình 3. 14. Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng dầm bê tông cốt thép tương

ứng với nhóm dầm M1; M2; M3

Hình 3. 15. Các giai đoạn làm việc của dầm BTN CLNTC khi chịu uốn

Đường cong quan hệ tải trọng - độ võng được mô phỏng như Hình 3. 15.

Có thể thấy rằng đường cong được đặc trưng bởi 4 phân đoạn rõ ràng khác nhau

được phân tách bằng 4 điểm đặc trưng diễn ra từ khi bắt đầu chịu tải cho đến

khi dầm bị phá hoại. 4 điểm đặc trưng này là các điểm A, B, C và D lần lượt là

các thời điểm: bắt đầu hình thành khe nứt, thép bắt đầu chảy, tiết diện đạt giá

108

trị tải trọng lớn nhất về khả năng chịu lực và thời điểm dầm bị phá hoại do bê

tông vùng nén bị ép vỡ.

Hai điểm A và B được xác định tại thời điểm độ dốc của đường cong

thay đổi (bị giảm); C được xác định tại thời điểm tải trọng thay đổi; D thời điểm

bê tông vùng nén bị ép vỡ. Giữa hai thời điểm, đường cong được coi gần đúng

là đường thẳng. Tại điểm D tương tự như BTT thông thường khi dầm bị phá

hoại dẻo, xảy ra phá huỷ do sự phá hoại của bê tông vùng nén.

Các dầm BTNCLNTC được thử nghiệm đều phát triển tương tự tại các

giai đoạn. Tuy nhiên, sự xuất hiện của các thời điểm A,B,C và D khác nhau và

mức độ của mỗi nhánh của đường cong phụ thuộc vào độ lớn tương đối của các

tham số được khảo sát đối với các cấp phối khác nhau.

Với số liệu thu được từ thí nghiệm nhóm mẫu dầm M1, M2, M3 và dầm

đối chứng BTT cho thấy sự làm việc của dầm BTNCLNTC tương tự như dầm

BTT đều trải qua 3 giai đoạn cho đến khi dầm bị phá hoại.

Giai đoạn1 : Giai đoạn đàn hồi cho đến khi tiết diện bắt đầu nứt. Trước

khi bị nứt, dầm làm việc trong giai đoạn đàn hồi. Biểu đồ quan hệ mômen – độ

cong dầm có dạng đường thẳng.

Giai đoạn 2: Giai đoạn sau khi xuất hiện vết nứt. Khe nứt phát triển lên

phía trên theo chiều cao tiết diện và ứng suất kéo chuyển dần sang cốt thép

chịu. Khi tải trọng tiếp tục tăng, thì ứng suất cốt thép có thể tới giới hạn chảy

𝑓(cid:181) và cốt thép bắt đầu chảy dẻo. Trạng thái cốt thép chảy dẻo được nhận biết

thông qua các biểu đồ chuyển dần sang xu hướng đường cong.

Giai đoạn 3: Giai đoạn phá hoại. Sau khi cốt thép chảy dẻo. Khi tiếp tục

tăng tải trọng, khe nứt tiếp tục phát triển lên phía trên. Vùng bê tông chịu nén

thu hẹp lại, ứng suất trong vùng bê tông nén tăng lên trong khi ứng suất trong

cốt thép không tăng (vì cốt thép đã chảy), khi ứng suất pháp 𝜎) trong vùng bê

tông nén đạt giới hạn cường độ chịu nén 𝑓) thì dầm bị phá hoại.

109

Tất cả các dầm đều xảy ra trường hợp phá hoại dẻo vì cốt thép đã chảy

dẻo trước với hình thức phá hoại: Tất cả các dầm xảy ra hiện tượng bê tông

vùng nén bị ép vỡ khi biến dạng bê tông tại thớ ngoài cùng đạt đến giới hạn

như Hình 3. 16.

Tuy nhiên, đối với trường hợp BTNCLNTC, sau khi cốt thép chảy dẻo,

dầm đạt giá trị tải trọng tương ứng tại điểm B, giá trị tải trọng tại điểm C không

tăng đáng kể sau khi cốt thép chảy dẻo. Dầm BTNCLNTC nhanh chóng bị phá

hoại tại bê tông vùng nén tại điểm D do sau khi cốt thép chảy dẻo không duy

trì được ứng suất bê tông vùng nén nên bị phá hoại ngay sau đó.

Hình 3. 16. Mẫu dầm bị phá hoại tại bê tông vùng nén

Các giá trị tương ứng với các giai đoạn:

Mômen kháng nứt (Mcrc) được xác định trên đoạn thay đổi độ dốc của

biểu đồ tải trọng - độ võng của dầm. Sau thời điểm dầm bắt đầu bị nứt, biến

dạng của cốt thép tăng nhanh do lực kéo chuyển trên tiết diện sẽ hầu hết do cốt

thép chịu, biến dạng của dầm cũng tăng nhanh do tiết diện bị giảm yếu.

Mômen chảy dẻo (Ms) được xác định trên biểu đồ tải trọng - độ võng của

dầm (hoặc tải trọng – biến dạng cốt thép), tại thời điểm cốt thép bắt đầu chảy dẻo.

Mômen giới hạn (Mu) là giá trị thực nghiệm khả năng chịu lực của dầm

được xác định trên biểu đồ tải trọng - độ võng của dầm là giá trị mômen lớn

nhất tác dụng lên dầm sau khi cốt thép chảy dẻo cho đến khi dầm bị phá hoại

do bê tông vùng nén bị ép vỡ.

110

Bảng 3. 8. Các giá trị mômen và độ võng tương ứng

Tên mẫu

Mcrc (kN.m) 2.000 2.039 ∆)0) (mm) 0.66 0.74 Mu ∆- Ms (kN.m) (kN.m) (mm) 15.875 10.035 16.675 16.395 10.035 17.115 ∆1 (mm) 10.875 10.965

2.02 0.70 16.14 10.04 16.90 10.92

2.559 2.719 0.920 0.950 16.595 15.795 9.450 9.325 17.715 17.515 11.950 10.790

2.64 0.94 16.20 9.39 17.62 11.37

3.199 3.240 1.200 1.170 16.595 16.355 9.520 9.490 18.154 17.835 13.64 12.30

3.22 1.19 16.48 9.51 18.00 12.97

)

BTT

M3-1

M3-2

N k ( g n ọ r t i ả T

Độ võng (mm)

4.04 0.67 18.48 8.63 20.75 42.75 M1-1 M1-2 Trung bình mẫu M1 M2-1 M2-2 Trung bình mẫu M2 M3-1 M3-2 Trung bình mẫu M3 Mẫu BTT đối chứng

Hình 3. 17. Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ võng dầm bê tông cốt thép giữa

các nhóm dầm M3; BTT

Trên Hình 3. 17 có thể thấy, khi dầm BTN sử dụng CLNTC và dầm BTT

cùng chịu một giá trị tải trọng khi uốn thì độ võng dầm BTN sử dụng CLNTC

cao hơn so với BTT khi có cùng tải trọng, điều này là do mô đun đàn hồi của

111

BTNCLNTC thấp thì độ cứng của dầm BTNCLNTC thấp hơn, dẫn tới độ võng

của dầm BTNCLNTC lớn hơn dầm BTT khi cùng chịu một tải trọng khi uốn.

Từ kết quả thực nghiệm có thể thấy BTNCLNTC xuất hiện các vết nứt

sớm hơn so với BTT (Mcrc của nhóm mẫu dầm M3 có giá trị nhỏ hơn 20% so

với mẫu dầm BTT). Tuy nhiên, cốt thép trong dầm BTNCLNTC ở 3 nhóm mẫu

đều chảy dẻo khi tải trọng đạt xấp xỉ bằng nhau và nhỏ hơn so với mẫu dầm đối

chứng BTT (Ms của nhóm mẫu dầm M3 nhỏ hơn 11% so với mẫu dầm BTT).

BTNCLNTC sau khi đạt đến trạng thái cốt thép chảy dẻo thì nhanh chóng đạt

đến giá trị mômen giới hạn và bê tông vùng nén nhanh chóng bị phá huỷ ngay

sau đó (Đối với dầm BTNCLNTC: giá trị Mu chỉ lớn hơn giá trị Ms tương ứng

với 3 nhóm mẫu M1, M2, M3 lần lượt là: 5%, 9% và 9%; trong khi dầm BTT

giá trị Mu đạt khoảng 23% giá trị Ms).

Điều này chứng tỏ mômen giới hạn của dầm BTNCLNTC không tăng

đáng kể sau khi cốt thép chảy dẻo, BTNCLNTC bị phá hoại giòn vùng nén, bị

phá hoại sớm do sau khi cốt thép chảy dẻo không duy trì được ứng suất bê tông

vùng nén nên bị phá hoại ngay sau đó khi giá trị độ võng của dầm thấp hơn

BTT. Điều này là do, khi thép chảy, vết nứt hầu như không phát triển lên cao mà

có xu hướng các vết nứt lan rộng ra các phần ở gần gối tựa. Do chiều cao vết nứt

không tăng nên chiều cao vùng nén không thay đổi, dẫn đến khả năng chịu lực

của dầm BTNCLNTC gần như không đổi.

3.1.3.2. Quan hệ tải trọng – biến dạng cốt thép và tải trọng – biến dạng

của bê tông

Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của cốt thép vùng kéo và biểu đồ

quan hệ tải trọng – biến dạng của bê tông vùng nén xây dựng dựa trên kết quả

nghiên cứu thực nghiệm được thể hiện trên các hình vẽ sau đây.

112

)

N k ( g n ọ r t i ả T

m N k ( g n ọ r t i ả T

10000

30000

10000

20000

30000

20000 Biến dạng cốt thép vùng chịu kéo (x10^-6)

Biến dạng cốt thép vùng chịu kéo (x10^-6)

M1-1

M1-2

M2-1

M2-2

)

N k ( g n ọ r t i ả T

10000

20000

30000

Biến dạng cốt thép vùng chịu kéo (x10^-6)

M3-1

M3-2

a) Nhóm mẫu M1 b) Nhóm mẫu M2

c) Nhóm mẫu M3

Hình 3. 18. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của cốt thép vùng chịu kéo

các mẫu dầm M1; M2; M3

113

)

N k ( g n ọ r t i ả T

1500

2000

500

2500

500

1000

1500

2000

2500

1000 Biến dạng bê tông vùng chịu nén (x10^-6)

Biến dạng bê tông vùng nén (x10^-6)

M2-2

M2-1

M1-1

M1-2

)

N k ( g n ọ r t i ả T

M3-2

M3-1

1000

2000

3000

4000 Biến dạng bê tông vùng chịu nén (x10^-6)

b) Mẫu M2 a) Mẫu M1

c) Mẫu M3 Hình 3. 19. Biểu đồ quan hệ tải trọng – biến dạng của bê tông vùng chịu nén

các mẫu dầm M1; M2; M3

114

)

N k ( g n ọ r t i ả T

10000

20000

30000

2000

4000

6000 Biến dạng bê tông vùng chịu nén (x10^-6)

Biến dạng cốt thép vùng chịu kéo (x10^-6)

M3-1

M3-2

BTT

M3-2

M3-1

BTT

Hình 3. 21. Biểu đồ quan hệ tải trọng – Hình 3. 20. Biểu đồ quan hệ tải trọng

biến dạng của bê tông vùng chịu nén giữa – biến dạng của cốt thép vùng chịu

các mẫu M3 và BTT kéo giữa các mẫu M3 và BTT

Từ kết quả thực nghiệm cho thấy, biến dạng của cốt thép chịu kéo trong

mẫu dầm M3 và biến dạng của cốt thép trong dầm BTT trong giai đoạn đầu đến

khi cốt thép chảy dẻo đều cho giá trị tương tự nhau do mẫu thí nghiệm sử dụng

cùng một loại cốt thép, tuy nhiên biến dạng bê tông chịu nén trong mẫu M3

trong giai đoạn đầu đến khi chảy dẻo lớn hơn so với biến dạng bê tông chịu nén

của dầm BTT. Sau giai đoạn cốt thép chảy dẻo, một thời gian ngắn sau khi tăng

tải bê tông vùng nén của BTNCLNTC đã sớm bị phá hoại. Dầm BTNCLNTC

bị phá hoại từ vùng nén tương đối sớm so với dầm bê tông thường sau khi cốt

thép chảy dẻo do ứng suất cực hạn trong vùng nén của bê tông nhẹ (0.0031)

thấp hơn so với bê tông thông thường (0.0035).

3.1.3.3. Sự phát triển các vết nứt

a) Khoảng cách giữa các vết nứt

Tương ứng với từng cấp tải, quan sát bằng mắt thường, vẽ các vết nứt

tương ứng. Tiến hành đo khoảng cách các vết nứt trong khoảng dầm uốn thuần

tuý (400 mm).

115

a) Nhóm mẫu dầm M1 b) Nhóm mẫu dầm M2

d) Dầm BTT

c) Nhóm mẫu dầm M3

Hình 3. 22. Phân bố các vết nứt trong đoạn chịu uốn thuần tuý (400mm)

Bảng 3. 9. Khoảng cách trung bình giữa các vết nứt (đoạn chịu uốn thuần tuý 400mm) theo các cấp phối bê tông tương ứng

STT vết nứt Nhóm M1 Sr,m (cm) Nhóm M3 Sr,m (cm)

Nhóm M2 Sr,m (cm) Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 1 Mẫu 2

7.1 6.9 7.9 8.0 7.5 7.2 7.8 8.2 6.9 7.5 6.9 7.8 8.2 7.1 7.5 8.2 7.8 8.1 6.9 7.75 8.3 8.0 9.7 7.0 8.25 7.9 7.5 7.5 8.1 7.75

1 2 3 4 TB mẫu TB nhóm mẫu 7.50 7.63 8.00

116

Từ kết quả thực nghiệm có thể thấy dầm BTNCLNTC xuất hiện các vết

nứt sớm hơn so với BTT, điều này là do hạt CLNTC có cường độ chịu kéo thấp

làm cho cường độ chịu kéo của BTNCLNTC thấp hơn so với bê tông thường.

Quan sát trong phạm vi toàn chiều dài dầm: các dầm BTNCLNTC có

các mác cấp phối khác nhau nhưng khoảng cách giữa các vết nứt tương đối

đồng đều thể hiện như trong Bảng 3. 9. Trong dầm BTT các vết nứt chủ yếu

tập trung ở khoảng vị trí giữa dầm, số lượng vết nứt ít hơn nhưng bề rộng lớn

hơn, các vết nứt nhỏ xen kẽ các vết nứt lớn, khoảng cách giữa các vết nứt nhỏ

và vết nứt lớn là không đồng đều. Ở giai đoạn cuối, trong dầm BTT các vết nứt

nhỏ không phát triển mà chỉ tập trung phát triển ở các vết nứt lớn và gây phá

hoại dầm, do đó, rất khó để xác định khoảng cách trung bình giữa các vết nứt.

Trong khi các vết nứt trong dầm BTNCLNTC phân bố đều trong phạm vi toàn

chiều dài dầm, bề rộng vết nứt nhỏ và các vết nứt phát triển tới gần vị trí gối

tựa. Khi thép chảy, vết nứt hầu như không phát triển lên cao mà có xu hướng

các vết nứt lan rộng ra các phần ở gối tựa. Kết quả thực nghiệm trên cho thấy

dầm BTNCLNTC có ứng xử về nứt tương đối khác so với BTT.

a) Nhóm mẫu dầm M1

117

b) Nhóm mẫu dầm M2

c) Nhóm mẫu dầm M3

d) Nhóm mẫu dầm M3 và BTT

Hình 3. 23. Phân bố các vết nứt trên dầm BTN và dầm BTT

b) Bề rộng vết nứt

Sau khi phát hiện bằng mắt thường dầm bắt đầu nứt, dùng kính quang

học đo bề rộng khe nứt ngay sau khi nứt. Sau đó, bố trí đầu đo extensometer tại

2 khe nứt xuất hiện đầu tiên (tại vị trí giữa dầm, nằm trong khoảng dầm uốn

thuần tuý (400 mm)) để đánh giá sự mở rộng khe nứt khi tăng tải trọng.

Sau đây là biểu đồ quan hệ giữa bề rộng vết nứt và mômen tăng theo

cấp tải trọng của các mẫu dầm BTCLNTC và BTT.

118

)

N k ( g n ọ r t i ả T

0.1

0.3

0.4

0.5

1.5

0.2 Bề rộng khe nứt (mm)

Bề rộng vết nứt (mm)

TN M1-2

TN M1-1

TN M2-1

TN M2-2

)

N k (

g n ọ r t i ả T

0.2

0.6

0.8

0.4 Bề rộng vết nứt (mm)

TN M3-1

TN M3-2

a) Mẫu M1 b) Mẫu M2

c) Mẫu M3

)

N k ( g n ọ r t i ả T

Bề rộng khe nứt (mm)

TN M3-1

TN M3-2

TN BTT

Hình 3. 24. Biểu đồ quan tải trọng và bề rộng vết nứt tương ứng nhóm mẫu M1; M2; M3

Hình 3. 25. Biểu đồ quan hệ tải trọng và bề rộng vết nứt

giữa các mẫu M3 và BTT

119

Thời điểm xuất hiện vết nứt mà mắt thường có thể nhìn thấy của dầm

BTNCLNTC sớm hơn so với dầm BTT. Từ kết quả thực nghiệm cho thấy, bề

rộng vết nứt của dầm BTNCLNTC nhỏ hơn so với dầm BTT. Bề rộng các vết

nứt đo được tại thời điểm cốt thép bắt đầu chảy dẻo của 3 mẫu dầm M1; M2;

M3 tuy có cường độ khác nhau nhưng lại đạt giá trị xấp xỉ bằng nhau và nhỏ

hơn so với bề rộng vết nứt bê tông thông thường (mẫu dầm M3 có giá trị bề

rộng vết nứt tại thời điểm cốt thép bắt đầu chảy dẻo nhỏ hơn 52% so với giá trị

về rộng vết nứt BTT).

3.2. Cơ sở lý thuyết tính toán dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái

chế chịu uốn

Phần này trình bày về các mô hình lý thuyết tính toán các đặc trưng ứng

xử uốn của dầm BTN CLNTC như mô men kháng nứt, mô men giới hạn,

khoảng cách vết nứt dựa trên các đặc trưng cơ lý của vật liệu BTCLNTC như

quan hệ ứng suất biến dạng, quan hệ lực dính – độ trượt của BTCLNTC và cốt

thép đã được xây dựng ở Chương 2. Kết quả tính toán theo các mô hình lý

thuyết được kiểm chứng bằng kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã trình bày ở

phần trên.

3.2.1. Mômen kháng nứt của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

a) Giả thiết tính toán

Tính toán momen kháng nứt dựa trên giả thiết tiết diện phẳng;

Theo các nghiên cứu ở phần trước, BTNCLNTC là vật liệu phá hoại giòn,

do đó đề xuất chọn biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng BTNCLNTC vùng

kéo là đường thẳng tuyến tính, biểu đồ ứng suất có dạng tam giác, tính toán áp

dụng theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44];

Ứng suất trong cốt thép làm việc đàn hồi và biến dạng của cốt thép bằng

biến dạng của bê tông;

{s {q

Diện tích cốt thép được quy đổi thành diện tích bê tông theo tỷ lệ [44]: 𝛼(cid:128) =

120

b) Tính toán mô men kháng nứt của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu

nhẹ tái chế

Xác định vị trí trục trung hoà:

Aae

Quy đổi diện tích cốt thép thành diện tích bê tông ta có:

Hình 3. 26. Quy đổi diện tích cốt thép thành diện tích bê tông

’(cid:137)

(cid:155)¨·‚s(cid:144)

(cid:240)(‚(cid:149))

æ (cid:158)

Theo công thức xác định trọng tâm hình học ta có:

(3. 3)

𝑥 =

=

(cid:240)‚

’(cid:137)(cid:155)¨·‚s

Với 𝛼(cid:128) =

{s {q

(tỷ lệ quy đổi diện tích cốt thép thành bê tông).

Xác định mômen kháng nứt của dầm BTNCLNTC

Khi dầm bê tông sắp sửa nứt, ứng suất kéo tại bê tông thớ chịu kéo ngoài

cùng đạt tới giới hạn cường độ chịu kéo 𝑓)6. Do bê tông nhẹ có tính tính giòn và tính đàn hồi cao khi chịu nén và chịu kéo nên bỏ qua tính dẻo của BTN khi

chịu kéo, coi biểu đồ ứng suất kéo của BTN là một đường thẳng (không có

đoạn nằm ngang). Sơ đồ ứng suất và biến dạng của tiết diện trước khi nứt thể

hiện như Hình 3. 27

121

f cc

cce

ccF

ctF

stF

ste

ct f

cte

Hình 3. 27. Mô hình ứng suất và biến dạng trước khi nứt của mặt cắt thẳng góc dầm BTNCLNTC

Tổng mômen của các lực đối với trục đi qua điểm đặt lực của bê tông

vùng nén và thẳng góc với mặt phẳng uốn phải bằng không. Mômen kháng nứt

(cid:226)

của dầm xác định theo công thức:

(cid:246)(cid:211)(cid:247)(łv(cid:226))ł(cid:130) T

(3. 4) M(cid:131)d(cid:131) = f(cid:242)(cid:243)A(cid:242) hd − i + T

Trong đó, sử dụng công thức theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] nghiên

cứu cho các loại bê tông nhẹ, cường độ kéo dọc trục của bê tông được xác định

øv(cid:226)

(3. 5) theo công thức: 𝑓)6 = 0.9𝑓)6,-‘ [MPa].

łv(cid:226)

(3. 6) Ứng suất chịu kéo của cốt thép: f(cid:242)(cid:243) = αßf(cid:131)(cid:243)

3.2.2. Mô men giới hạn của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế

Sử dụng giả thiết tiết diện phẳng và mô hình ứng suất – biến dạng của

BTNCLNTC đã đề xuất như trên Hình 2. 43 thiết lập được sơ đồ ứng suất cho

trường hợp tiết diện chữ nhật đặt cốt đơn (diện tích cốt thép chịu kéo As) như

hình dưới đây:

122

f c

cu2e

Hình 3. 28. Mặt cắt tiết diện thẳng góc của dầm chịu uốn với biểu đồ ứng

suất dạng BTN sử dụng CLNTC đề xuất

(cid:226)

Khả năng chịu lực của tiết diện:

(3. 7) 𝑀1 = 𝑓-𝐴- hd − i T

Trong đó, chiều cao vùng nén ở trạng thái cân bằng dựa theo điều kiện

(3. 8)

.

ps‚s pq’

cân bằng lực của bê tông và cốt thép: x= 2

𝑓), 𝑓- lần lượt là cường độ chịu nén của bê tông và cường độ chịu kéo của

cốt thép.

Trong trường hợp đảm bảo xảy ra phá hoại dẻo thì cốt thép 𝐴- phải không

được quá nhiều và tương ứng với nó là hạn chế chiều cao vùng nén x. Khi xảy

ra phá hoại cân bằng, bê tông vùng nén đạt biến dạng cực hạn 𝜀)1S, cốt thép đạt

giới hạn chảy, thời điểm chảy dẻo biến dạng của cốt thép 𝜀- = 𝜀(cid:181)và cường độ

chịu kéo của cốt thép đạt cường độ giới hạn 𝑓- = 𝑓(cid:181).

3.2.3. Khoảng cách vết nứt của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ

tái chế cốt thép khi chịu uốn theo trạng thái giới hạn thứ II

Theo nghiên cứu [7], khi ứng suất kéo trong bê tông đạt đến fct thì khe

nứt đầu tiên sẽ xuất hiện một cách ngẫu nhiên tại tiết diện nào đó mà bê tông

chịu kéo yếu nhất. Tại tiết diện có khe nứt ấy, ứng suất kéo trong bê tông trở

về không, ứng suất trong cốt thép là 𝜎-, càng xa tiết diện bị nứt, ứng suất kéo

123

trong bê tông càng tăng dần do có sự truyền lực từ cốt thép sang bê tông thông

qua lực dính, còn ứng suất trong cốt thép thì giảm dần. Tại tiết diện mà ứng

suất kéo trong bê tông đạt đến fct lại xuất hiện một khe nứt mới. Như vậy có thể

thấy khoảng cách giữa các vết nứt không chỉ phụ thuộc cường độ chịu kéo của

bê tông mà còn phụ thuộc vào giá trị lực dính giữa bê tông và cốt thép.

Theo nghiên cứu [56] [66] khoảng cách giữa các vết nứt nằm trong

khoảng 𝑙-,<(cid:148)(cid:149) ≤ 𝑆0 ≤ 2𝑙-,<(cid:148)(cid:149) (với 𝑙- là khoảng chiều dài truyền lực) . Để có

khoảng cách giữa các vết nứt tối thiểu 𝑆0,<(cid:214)(cid:142) có thể cho các giá trị bằng khoảng

cách chiều dài truyền lực 𝑙-,<(cid:148)(cid:149), bê tông có cường độ chịu kéo khá thấp ở điểm

cục bộ này; đồng thời khoảng cách tối đa giữa các vết nứt 𝑆0,<(cid:148)(cid:149) = 2𝑙-,<(cid:148)(cid:149),

ls,max

2 ls,max

cường độ bê tông chịu kéo cục bộ không vượt quá cường độ chịu kéo 𝑓)6 như Hình 3. 29

Hình 3. 29. Minh hoạ khoảng cách giữa các vết nứt

Tại nghiên cứu chương 2, tỷ lệ giữa giá trị lực dính trung bình giữa BTN

sử dụng CLNTC và cốt thép và cường độ chịu kéo của BTN sử dụng CLNTC

𝜏/𝑓)6 là một giá trị hằng số, có giá trị xấp xỉ bằng 1.8 và giá trị này tương đồng

với giá trị lực dính trung bình 𝜏 theo tiêu chuẩn MC2010 [66] và EN1992-1-1

[44] khi tính chiều dài truyền lực giữa bê tông và cốt thép đã đề cập trong

Chương 1. Do đó, trong trường hợp nghiên cứu BTN sử dụng CLNTC sử dụng

tính khoảng cách giữa các vết nứt theo tiêu chuẩn MC2010 [66] và EN1992-1-

1 [44] là phù hợp.

124

Theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44], khoảng cách giữa hai vết nứt lớn nhất

[44] xác định theo công thức: 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) = 𝑘T𝑐 + 𝑘j𝑘S𝑘w𝜙/𝜌‘,(cid:128)pp (3. 9)

Trong đó: 𝜙 là đường kính thanh thép; c chiều dày lớp bảo vệ cốt thép

dọc (được đo từ bề mặt của thanh cốt thép gần nhất với bề mặt bê tông [44]);

𝑘j là hệ số tính đến các tính chất bám dính của cốt thép, 𝑘j= 0,8 đối với các

thanh thép bám dính cao; 𝑘S là hệ số tính đến sự phân bố ứng suất, 𝑘S = 0,5 đối

với uốn; 𝑘T; 𝑘w giá trị kiến nghị tương ứng 3,4 và 0,425

Theo tiêu chuẩn MC 2010 [66][52], khoảng cách giữa hai vết nứt lớn

pqr“ '|“s

˝s Ys,·ﬂ

) (3. 10) nhất xác định theo công thức 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) = 2𝑙-,<(cid:148)(cid:149)= 2(𝑘. 𝑐 +

Trong đó: k tham số thực nghiệm để xác định ảnh hưởng của bê tông,

đơn giản hoá k =1; c chiều dày lớp bảo vệ (được đo từ bề mặt của thanh cốt

thép gần nhất với bề mặt bê tông [52]); 𝜏’< lực dính trung bình giữa bê tông

và cốt thép 𝜏’< = 1.8𝑓)6< với tải trọng ngắn hạn; 𝜌-,(cid:128)p = 𝐴-/𝐴),(cid:128)p (𝐴),(cid:128)p diện

tích chịu kéo hiệu quả)

Theo nghiên cứu [52] khoảng cách giữa các vết nứt là một biến ngẫu

nhiên có giá trị trung bình 𝑠0,< ≤ 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) và 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) = 2𝑙-,<(cid:148)(cid:149). Tỷ số

𝑠0,<(cid:148)(cid:149)/𝑠0,< nằm trong khoảng (1.5 - 1.7). Hệ số này phụ thuộc vào hệ số biến

đổi cường độ chịu kéo của bê tông.

Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2018 [15], khoảng cách cơ sở

(không kể đến ảnh hưởng của loại bề mặt cốt thép) giữa các vết nứt thẳng góc

‚|r ‚s

(3. 11) kế nhau: 𝐿- = 0.5 𝑑-

Khoảng cách giữa các vết nứt xác định theo TCVN 5574:2018 [15]:

‚|r ‚s

(3. 12) 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) = 𝜑S𝐿- = 𝜑S(0.5 𝑑-)

Trong đó: 𝜑S là hệ số kể đến loại hình dạng bề mặt của cốt thép dọc trục,

lấy bằng 0.5 đối với cốt thép có gân và cáp; 𝐴’6 là diện tích tiết diện bê tông

125

chịu kéo được xác định theo chiều cao vùng chịu kéo của bê tông (với chiều

cao bê tông vùng kéo 𝑥6 không nhỏ hơn 2a và không lớn hơn 0.5h) ; 𝑑- đường

kính danh nghĩa của cốt thép. 𝐿- lấy không nhỏ hơn 10𝑑- và 100mm và không

lớn hơn 40𝑑- và 400 mm.

3.3. Mô phỏng số sự làm việc của dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu

nhẹ tái chế cốt thép

Phần này sẽ trình bày việc xây dựng mô hình số thông qua sử dụng phần

mềm Response-2000 [77] được Evan Cbentz và Micheal P.Collins viết năm

2000 bằng ngôn ngữ lập trình C++, đây là một trong 4 bộ phần mềm (gồm

Response-2000; Membrance-2000; Triax-2000 và Shell-2000). Trong đó

Response-2000 dùng để khảo sát dầm, cột còn các phần mềm khác để khảo sát

bản, phần tử khối 3D dựa trên lý thuyết miền nén cải tiến MCFT (Modified

Compression Field Theory). Các phần mềm này nằm trong nội dung của luận

án tiến sỹ “Sectional analysis of reinforced concrete member”- Phân tích tiết

diện của các cấu kiện bê tông cốt thép của Evan C.Bentz tại trường đại học

Toronto-Canada.

Quy trình mô phỏng số và các dữ liệu cần thiết để thiết lập mô hình sẽ

được trình bày chi tiết dưới đây để đảm bảo độ tin cậy, tính chính xác và sự lặp

lại của các kết quả phân tích số.

3.3.1. Lý thuyết sử dụng phần mềm

Lý thuyết miền nén CFT (Compression Field Theory) [78] được đề xuất

bởi Mitchell và Collins vào năm 1974. Lý thuyết này cơ bản dựa trên mô hình

giàn với các thanh xiên nghiêng 450 .

126

Hình 3. 30. Mô hình dàn với góc nghiêng 450

Các phương pháp đánh giá khả năng chịu cắt của dải bê tông chịu nén

nghiêng giữa các vết nứt gọi là lý thuyết miền nén (CFT). Vấn đề cơ bản trong

lý thuyết miền nén là xác định góc nghiêng 𝜃.

Lý thuyết miền nén cải tiến MCFT (Vecchio và Collins 1986) [78] là sự

phát triển của lý thuyết miền nén CFT, có kể tới ảnh hưởng của ứng suất kéo

trong vùng bê tông bị nứt. Khi nứt, ứng suất cắt truyền qua vết nứt thông qua

cốt thép liên kết vết nứt, miễn là cốt thép không chảy. Bê tông giữa vết nứt

được coi là hiệu quả sau đó. Ứng suất cục bộ trong cả bê tông và cốt thép sẽ

khác biệt từ điểm này đến điểm khác trong vùng bê tông bị nứt, với ứng suất

cốt thép cao nhưng ứng suất kéo của bê tông thấp tại các điểm nứt.

3.3.2. Mô hình vật liệu bê tông và cốt thép

Theo kết quả nghiên cứu chương 2, sử dụng mô hình quan hệ ứng suất -

cte

cu2e

f ct

biến dạng BTNCLNTC có dạng như sau:

Hình 3. 31. Mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng BTNCLNTC

127

Trong trường hợp nghiên cứu BTNCLNTC đề xuất sử dụng mô hình biểu

đồ quan hệ giữa ứng suất - biến dạng dạng 1 đoạn thẳng với biến dạng cực hạn

𝜀)1S ≈ 0.0031 như đã đề xuất ở Chương 2.

Đối với cốt thép, thiên về an toàn, sử dụng mô hình đàn hồi – dẻo lý tưởng.

Hình 3. 32. Mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng cốt thép

3.3.3. Mô phỏng số dầm bê tông nhẹ sử dụng hạt cốt liệu nhẹ tái chế nghiên cứu

Sử dụng phần mềm Response-2000 để mô phỏng ứng xử chịu uốn của

dầm BTNCLNTC cốt thép. Chi tiết thiết kế của các dầm BTNCLNTC sử dụng

trong mô phỏng bao gồm kích thước tiết diện dầm, chi tiết bố trí cốt thép dọc

chịu lực và cốt thép đai, tải trọng tác dụng và dạng tải trọng được trình bày trên

Hình 3. 1 và Hình 3. 2

Trình tự các bước khai báo dữ liệu trong chương trình được thể hiện chi

tiết trong Phụ lục 3.

Hình 3. 33 trình bày số liệu đầu vào của dầm cho vật liệu bê tông và cốt

thép cho dầm BTNCLNTC được thể hiện trên hình tương ứng.

a) Mẫu dầm M1

128

b) Mẫu dầm M2

c) Mẫu dầm M3

Hình 3. 33. Số liệu đầu vào dầm BTNCLNTC nghiên cứu

Kết quả chương trình mô phỏng được thể hiện trong Hình 3. 34

3.4. Kiểm chứng kết quả tính toán theo mô hình lý thuyết, kết quả mô

phỏng số với kết quả thực nghiệm

Mô phỏng số ứng xử chịu uốn của dầm BTNCLNTC cốt thép đã được

thực hiện với các số liệu đầu vào của mô hình vật liệu bê tông dựa trên quan hệ

ứng suất - biến dạng của BTNCLNTC nghiên cứu và các đặc trưng cơ học thực

nghiệm. Kết quả khi mô phỏng số theo chương trình Response 2000 so sánh

với số liệu thực nghiệm, và lý thuyết tính toán về quan hệ tải trọng - độ võng

của dầm, mô men kháng nứt và khả năng chịu lực được thể hiện tại Mục 3.4.1.

Đồng thời so sánh kết quả nghiên cứu thực nghiệm khoảng cách vết nứt

so với kết quả nghiên cứu lý thuyết tính toán theo các tiêu chuẩn, được thể hiện

tại Mục 3.4.2.

129

3.4.1. So sánh kết quả nghiên cứu tính toán lý thuyết, kết quả nghiên cứu

theo mô phỏng số Response 2000 và theo kết quả nghiên cứu thực nghiệm

a) Quan hệ tải trọng - độ võng của dầm

So sánh kết quả mô phỏng số và kết quả thực nghiệm về mối quan hệ tải

trọng - độ võng cho thấy sự thống nhất về ứng xử chịu uốn của dầm

BTNCLNTC cốt thép khi đều trải qua các giai đoạn như đàn hồi chưa nứt, sau

khi nứt và giai đoạn tiến đến trạng thái phá hoại. Đường cong quan hệ tải trọng

- độ võng trong các mẫu dầm theo thực nghiệm và theo mô phỏng số tương đối

)

N k ( g n ọ r t i ả T

Độ võng (mm)

M1-1

M1-2

KQMP

M2-1

M2-2

KQMP

gần nhau và đồng dạng (Hình 3. 34).

a) Mẫu M1 b) Mẫu M2

130

)

N k ( g n ọ r t i ả T

Độ võng (mm)

M3-1

M3-2

KQMP

c) Mẫu M3

Hình 3. 34. Quan hệ tải trọng và độ võng theo phương pháp thực nghiệm và theo phương pháp mô phỏng phần mềm

Bảng 3. 10. Bảng so sánh kết quả độ võng theo phương pháp mô phỏng phần mềm và theo phương pháp thực nghiệm

Tên mẫu Sai số

Tải trọng tương ứng (kNm)

Độ võng ∆„(cid:254) (Mô phỏng số) (mm) 0.75 9.29 0.91 8.34 1.16 9.22 Độ võng ∆˛% (Thực nghiệm) (mm) 0.7 10.04 0.94 9.39 1.19 9.51 Pcrc Ps Pcrc Ps Pcrc Ps

7% 8% 3% 13% 3% 3% 4%

M1 M2 M3 TB Có thể thấy, độ võng của dầm được phân tích trong mô phỏng số so

với thực nghiệm có độ chênh lệch từ 3% đến 13% cho các nhóm dầm, trung

bình là 4%.

Điều này chứng tỏ rằng: quan hệ ứng suất - biến dạng và các đặc trưng

cơ lý của vật liệu đã đề xuất ở Chương 2 cho vật liệu BTNCLNTC là phù hợp.

b) Về mômen kháng nứt và khả năng chịu lực

131

So sánh kết quả mô men tương ứng mỗi giai đoạn theo phương pháp mô

phỏng phần mềm, theo lý thuyết tính toán và theo phương pháp thực nghiệm

được thể hiện trong Bảng 3. 11 sau:

Bảng 3. 11. Bảng so sánh kết quả mômen tương ứng mỗi giai đoạn theo

phương pháp mô phỏng phần mềm, theo lý thuyết tính toán và theo phương

pháp thực nghiệm

Tên mẫu M1 M2 M3 TB

Tải trọng (kNm) Mcrc Mu Mcrc Mu Mcrc Mu

Thực nghiệm 2.02 16.90 2.64 17.62 3.22 18.00

Phần mềm mô phỏng 2.7 15.9 2.8 16.1 3.0 16.4

Sai số so với thực nghiệm 34% 6% 6% 9% 7% 9% 11%

Lý thuyết tính toán 2.12 15.48 2.42 16.31 2.82 16.96

Sai số so với thực nghiệm 5% 8% 8% 7% 12% 6% 8%

Từ kết quả thực nghiệm, số liệu từ phân tích mô phỏng số và theo lý

thuyết tính toán cho thấy mức độ chênh lệch là tương đối nhỏ. Độ chênh lệch

của kết quả mô phỏng so với kết quả thực nghiệm trong khoảng 6% tới 34 %,

độ chênh lệch trung bình là 11%. Độ chênh lệch của kết quả lý thuyết tính toán

đề xuất so với kết quả thực nghiệm trong khoảng 5% tới 12%, độ chênh lệch

trung bình là 8%.

Có thể thấy, kết quả tính toán theo lý thuyết tính toán đề xuất sát với kết

quả thực nghiệm hơn so với kết quả tính toán theo phần mềm mô phỏng.

Do vậy, mô hình vật liệu của BTNCLNTC đã đề xuất là một công cụ

chính xác và hiệu quả cho việc tính toán ứng xử chịu uốn của dầm BTNCLNTC

cốt thép để đánh giá về mômen kháng nứt, khả năng chịu lực và biến dạng.

3.4.2. So sánh kết quả tính toán theo các tiêu chuẩn và kết quả thực nghiệm

khoảng cách giữa các vết nứt

Tính toán khoảng cách vết nứt lớn nhất theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1;

MC 2010 và TCVN 5574:2018 và so sánh với khoảng cách vết nứt trung bình

xác định theo thực nghiệm được thể hiện trong Bảng 3. 12 sau:

132

Bảng 3. 12. Bảng so sánh kết quả khoảng cách lớn nhất giữa các vết nứt theo lý

thuyết tính toán và khoảng cách trung bình giữa các vết nứt theo thực nghiệm

-‡,“«‹ -‡,“

𝑠0,<(cid:148)(cid:149) EC2 Tên mẫu 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) 𝑠0,< 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) 𝑠0,<

𝑠0,<(cid:148)(cid:149) CEB- FIB (mm)

𝑠0,< Thực nghiệm (mm) 75 (mm) 122.08 M1 1.63 𝑠0,<(cid:148)(cid:149) TCVN (mm) 199.115 2.65 144.87 2.11

76.3 122.08 M2 1.60 199.115 2.61 146.80 2.07

199.115 2.49

80 122.08 M3 TB 1.53 1.58 147.47 1.98 1.90 2.58

Từ kết quả so sánh cho thấy tỷ số giữa khoảng cách vết nứt lớn nhất tính

theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1; MC 2010 và TCVN 5574:2018 so với khoảng

cách vết nứt trung bình (xác định theo thực nghiệm) lần lượt là 1.58; 1.90 và 2.58.

Có thể thấy, tỷ số giữa khoảng cách vết nứt lớn nhất tính theo tiêu chuẩn

EN 1992-1-1 so với khoảng cách vết nứt trung bình theo thực nghiệm có giá trị

1.58 nằm trong khoảng (1.5 - 1.7) là tương đối phù hợp với nghiên cứu [52].

Do đó, trong trường hợp nghiên cứu khi tính khoảng cách lớn nhất của

dầm BTNCLNTC (có cốt thép) khi chịu uốn theo trạng thái giới hạn II áp dụng

công thức theo tiêu chuẩn EN 1992-1-1 [44] là phù hợp.

3.5. Nhận xét chương 3

Từ kết quả thực nghiệm, mô phỏng số, và lý thuyết tính toán sự làm việc

của dầm BTNCLNTC cốt thép rút ra các nhận xét như sau:

- Kết quả mô phỏng số và thực nghiệm cho thấy mối quan hệ tải trọng -

độ võng cho thấy sự thống nhất về ứng xử chịu uốn của dầm BTNCLNTC cốt

thép khi đều trải qua các giai đoạn như đàn hồi chưa nứt, sau khi nứt và giai

đoạn tiến đến trạng thái phá hoại. Đường cong quan hệ tải trọng - độ võng trong

các mẫu dầm theo thực nghiệm và theo mô phỏng số tương đối gần nhau và

đồng dạng. Độ võng của dầm được phân tích trong mô phỏng số so với thực

133

nghiệm có độ chênh lệch trung bình là 4%. Điều này chứng tỏ rằng: quan hệ

ứng suất - biến dạng đã đề xuất cho vật liệu BTNCLNTC là phù hợp.

- Với biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng BTNCLNTC là đường thẳng,

biểu đồ ứng suất nén và kéo có dạng hình tam giác và bỏ qua sự làm việc dẻo

(cid:226)

của BTN vùng kéo, mômen kháng nứt được xác định theo công thức: M(cid:131)d(cid:131) =

(cid:246)(cid:211)(cid:247)(łv(cid:226))ł(cid:130) T

; f(cid:242)(cid:243)A(cid:242) hd − i + T

- Sử dụng giả thiết tiết diện phẳng và mô hình quan hệ ứng suất - biến

dạng của BTNCLNTC có dạng 1 đoạn thẳng, biến dạng cực hạn theo tiêu chuẩn

(cid:226)

EN 1992-1-1 [44]: 𝜀)1S ≈ 0.0031, Mômen giới hạn của dầm BTNCLNTC

được xác định theo công thức: 𝑀1 = 𝑓-𝐴- hd − i. T

Từ kết quả nghiên cứu cho thấy kết quả tính toán theo lý thuyết tính toán

đề xuất sát với kết quả thực nghiệm hơn so với kết quả tính toán theo phần mềm

mô phỏng (độ chênh lệch của kết quả mô phỏng so với kết quả thực nghiệm có

độ chênh lệch trung bình là 11%, trong khi độ chênh lệch của kết quả lý thuyết

tính toán đề xuất so với kết quả thực nghiệm trung bình là 8%.). Có thể thấy,

mô hình vật liệu của BTNCLNTC đã đề xuất là một công cụ chính xác và hiệu

quả cho việc tính toán ứng xử chịu uốn của dầm BTNCLNTC cốt thép để đánh

giá về mômen kháng nứt và khả năng chịu lực.

- Từ kết quả so sánh lý thuyết nghiên cứu và kết quả thực nghiệm cho

thấy khi tính toán khoảng cách vết nứt lớn nhất tính theo tiêu chuẩn EN 1992-

1-1 trong trường hợp dầm BTNCLNTC (có cốt thép) tại trạng thái giới hạn II

là phù hợp.

134

KẾT LUẬN

1. Kết luận

Trên cơ sở các kết quả nghiên cứu về nghiên cứu thực nghiệm ứng xử

uốn của dầm bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công

trình xây dựng, rút ra các kết luận sau:

1. Đã chế tạo được BTN sử dụng hạt CLNTC có KLTT từ 1400 đến 1800

kg/m3 với cường độ chịu nén từ 15 đến 35 MPa, từ đó xây dựng được bộ dữ

liệu thí nghiệm về tính chất cơ lý của vật liệu BTNCLNTC, các quan hệ giữa

các đặc trưng cơ lý của vật liệu như: cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo và

mô đun đàn hồi.

2. Đã đề xuất được mô hình ứng suất - biến dạng của BTNCLNTC vùng

nén có dạng đường thẳng với biến dạng cực hạn 𝜀)1S ≈ 0.0031; đã xây dựng

được quan hệ lực dính - độ trượt của BTNCLNTC và cốt thép thông thường,

xác định được giá trị lực dính trung bình 𝜏̅ giữa BTNCLNTC và cốt thép.

3. Đã tiến hành thí nghiệm các mẫu dầm BTCT sử dụng BTNCLNTC,

kết hợp với việc phân tích số và tính toán lý thuyết xác định mô men kháng nứt

và mômen giới hạn, chứng minh được độ tin cậy của quan hệ ứng suất - biến

dạng và các đặc trưng cơ lý của vật liệu đã đề xuất. Trên cơ sở kết quả thí

nghiệm quan hệ lực dính - độ trượt đã đề xuất được tiêu chuẩn hợp lý áp dụng

cho tính toán khoảng cách vết nứt trong dầm BTCT sử dụng BTNCLNTC ở

trạng thái giới hạn II.

2. Kiến nghị

Để xây dựng bộ số liệu về đặc trưng cơ học và hoàn thiện cơ sở lý thuyết

cho việc thiết kế kết cấu bằng vật liệu BTNCLNTC, kiến nghị cần tiến hành

thử nghiệm chế tạo BTNCLNTC rộng rãi hơn để đánh giá các yếu tố ảnh hưởng

của thành phần của tro bay, nguồn phế thải tái chế hạt CLN từ các nguồn vật

liệu khác ở trong nước.

135

Từ các đặc điểm ứng xử uốn của dầm BTNCLNTC như: độ võng,

khoảng cách vết nứt, bề rộng vết nứt, thời điểm xuất hiện vết nứt,… cần tiến

hành thử nghiệm chế tạo các mẫu dầm BTNCLNTC với số lượng lớn, từ đó

xây dựng các công thức thiết kế có độ tin cậy cao; tiến tới ứng dụng vào các

cấu kiện bê tông cốt thép trong thực tế.

3. Hướng nghiên cứu tiếp theo

Các hướng nghiên cứu tiếp thep cần được ưu tiên để hoàn thiện cơ sở

khoa học cho vật liệu và kết cấu BTNCLNTC như sau:

- Nghiên cứu và xây dựng cấp phối BTN sử dụng các hạt CLNTC được

sản xuất trong nước và các đặc trưng cơ học.

- Nghiên cứu về vấn đề co ngót của BTNCLNTC từ đó tiến tới ứng dụng

trong thực tế điều kiện Việt Nam.

- Nghiên cứu thực nghiệm về khả năng chịu cắt của dầm BTNCLNTC

và trong điều kiện Việt Nam.

- Nghiên cứu về thực nghiệm về khả năng chịu nén đúng tâm và lệch tâm

của cột BTCT sử dụng BTNCLNTC.

136

DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ

1. Lê Ngọc Lan (2019), “Nghiên cứu thực nghiệm bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu

nhẹ từ phế thải xây dựng chế tạo và tính chất”, Xây dựng và đô thị, Tạp chí của

Học viện Cán bộ quản lý xây dựng và đô thị - Bộ Xây dựng, mã số ISSN 1859-

3119, số 67+68/2019, trang 96-99.

2. Nguyễn Công Thắng, Nguyễn Hùng Phong, Nguyễn Văn Tuấn, Phan Huy

Tùng, Lê Ngọc Lan (2019), “Ảnh hưởng của hạt cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải

phá dỡ công trình xây dựng đến một số tính chất cơ lý của bê tông nhẹ”, Tạp

chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2019, mã số ISSN 2615-9058, tập

13 số 4V (9/2019), trang 94-102.

3. Lê Ngọc Lan (2020), “Nghiên cứu thực nghiệm một số tính chất của bê tông

nhẹ chế tạo từ phế thải xây dựng”, Xây dựng và đô thị, Tạp chí của Học viện

Cán bộ quản lý xây dựng và đô thị - Bộ Xây dựng, mã số ISSN 1859-3119, số

70/2020, trang 88-92.

4. Nguyễn Hùng Phong, Lê Ngọc Lan, Đỗ Khôi Nguyên, Nguyễn Tuấn Trung

(2020), “Nghiên cứu ứng xử chịu uốn của bản bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ

chế tạo từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng”, Tạp chí Xây dựng Việt Nam, Bản

quyền thuộc Bộ Xây dựng, mã số ISSN 0866-8762, số 5/2020, trang 232-235.

5. Nguyen H.P., Le.N.L., Nguyen C.T., Nguyen V.T., Nguyen T.T., Nguyen

X.H. (2020), “Lightweight Concrete Using Lightweight Aggregates from

Construction and Demolition Wastes—Production and Properties”. In:

Reddy J., Wang C., Luong V., Le A. (eds) ICSCEA 2019. Lecture Notes in

Civil Engineering, vol 80. Springer, Singapore. https://doi.org/10.1007/978-

981-15-5144-4_55. Scopus Index.

137

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

1. Đặng Thuỳ Chi (2017), Nghiên cứu thành phần, tính chất của bê tông

cốt liệu nhẹ dùng trong xây dựng cầu ở Việt Nam, Luận án tiến sĩ kỹ thuật

2. Nguyễn Duy Hiếu (2010), Nghiên cứu chế tạo bê tông keramzit chịu lực

có độ chảy cao, Luận án tiến sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Xây dựng.

3. Nguyễn Duy Hiếu (2016), Công nghệ bê tông nhẹ cốt liệu rỗng chất

lượng cao, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội

4. Nguyễn Hùng Phong (2016), Nghiên cứu chế tạo và ứng dụng hạt cốt

liệu nhẹ từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng dân dụng ở Việt Nam -

NĐT.21.GER/16.

5. Nguyễn Tiến Đích, Vũ Xuân Linh (2005), Sử dụng vật liệu nhẹ để chống

nóng công trình, Hội thảo khoa học VLXD và Kiến trúc nhiệt đới, tr. 73-

76, Hà Nội.

6. Nguyễn Viết Trung, Nguyễn Ngọc Long, Nguyễn Đức Thị Thu Định

(2012), Phụ gia và hoá chất dùng cho bê tông, Nhà xuất bản xây dựng,

Hà Nội

7. Phan Quang Minh và Ngô Thế Phong (2010), Kết cấu bê tông cốt thép

thiết kế theo tiêu chuẩn Châu Âu, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội.

8. Phùng Văn Lự (2006), Giáo trình Vật liệu xây dựng, NXB Giáo dục, Hà Nội.

9. TCVN 1651-1:2018, Thép cốt bê tông - Phần 1: Thép thanh tròn trơn

10. TCVN 1651-2:2018, Thép cốt bê tông - Phần 2: Thép thanh vằn

11. TCVN 2682:2009, Xi măng Pooc lăng - Yêu cầu kỹ thuật.

12. TCVN 3115:1993, Bê tông nặng - Phương pháp xác định khối lượng thể tích.

13. TCVN 3118:1993, Bê tông nặng – phương pháp xác định cường độ chịu nén.

14. TCVN 3119:1993, Bê tông nặng – phương pháp xác định cường độ chịu kéo

15. TCVN 5574:2018, Thiết kế kết cấu bê tông và bê tông cốt thép.

138

16. TCVN 7572:2006, Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử

17. TCVN 8862:2011, Quy trình thí nghiệm xác định cường độ kéo khi ép

chẻ vật liệu hạt liên kết bằng các chất kết dính.

18. TCVN 9029:2017, Bê tông nhẹ - sản phẩm bê tông bọt và bê tông khi

không chưng áp - yê cầu kỹ thuật.

19. Vũ Minh Đức (1999), Công nghệ Gốm xây dựng, NXB Xây dựng, Hà Nội.

Tiếng Anh

19. A K Padmini, K Ramamurthy and M S Mathews (2009), "Influence of

parent concrete on the properties of recycled aggregate concrete",

Construction and Building Materials. 23(2), Pp. 829-836.

20. A. Domingo-Cabo et. al. (2009), "Creep and shrinkage of recycled

aggregate concrete", Construction and Building Materials. 23(23

(2009)), Pp. 2545-2553.

21. ACI 211.2-98, Standard Practice for Selecting Proportions for

Structural Lightweight Concrete, American Concrete Institute.

22. ACI 213R-03, Guide for Structural Lightweight-Aggregate Concrete,

American Concrete Insititute.

23. ACI 213R-87, Guide for structural lightweight aggregate concrete,

American Concrete Insititute.

24. ACI 224.2R- 92, Cracking of Concrete Members in Direct Tension,

Farmington Hills, Michigan: ACI Committe 224.

25. ACI 318, Building Code Requirements for Structrual Concrete (ACI318-

19), The United State of America: American Concrete Institute.

26. ACI 363R-03, Report on High Strength Concrete, American Concrete

Institute.

27. ACI 408R-03. Development of straight reinforcing bars in tension; 2003.

139

28. Akash Rao, Kumar N. Jha and Sudhir Misra (2007), "Use of aggregates

from recycled construction and demolition waste in concrete", Resources

Conservation and Recycling. Vol. 50, No. 1, Pp. 71-81.

29. Amnon Katz (2003), "Properties of concrete made with recycled

aggregate from partially hydrated old concrete", Cement and Concrete

Research(Vol. 33), Pp. 703–711.

30. ASTM C469-94, Standard Test Method for Static Modulus of Elasticity

and Poisson's Ratio of Concrete in Compression in Annual book of

ASTM standards, Annual book of ASTM standard.

31. BBK 94. BBK 94 Concrete Structures (In Swedish)

32. Bernardo, L., F., Nepomuceno, M., C., Pinto, H., A. (2016), Flexural

ductility of lightweight-aggregate concrete beams, J. Civ. Eng. Manag.

33. Bogas JA, Gomes MG, Real S. Bonding of steel reinforcement in

structural expanded clay lightweight aggregate concrete: The influence

of failure mechanism and concrete composition. Construct Build Mater.

2014;65:350–359.

34. C. S. Poon, Shui, Z. H., Lam, L., Fok, H and Kou, S. C. (2004),

"Influence of moisture states of natural and recycled aggregates on the

slump and compressive strength of hardened concrete", Cement and

Concrete Research. Vol. 34(2004), Pp. 31-36.

35. Carmo R., N., F., Costa, H., Simões, T., Lourenço, C., Andrade, D.,

(2013), Influence of both concrete strength and transverse confinement

on bending behavior of reinforced LWAC beams, Eng. Struct.

36. CEB-FIB. Fib model code for concrete structures 2010; Ernst & Sohn.

Berlin, Germany: Wiley, 2013.

37. Chandra S., Berntsson L. (2002) “Lightweight Aggregate Concrete”

Science, technology an Application, Noyes Publications.

140

38. Clarke J. L. (2005), Strutural Lightweight Aggregate Concrete, Blackie

Academic & Professional.

39. CUR 39. CUR Aanbeveling 39. Beton met grove lichte

toeslagmaterialen Redactionele bijlage bij Cêmnt 1994 nr. 7/8

40. Deividas Rumsys (2019), Model for information analysis of reinforced

structural lightweght concrete flexural members, Doctoral Dissertation,

Technological Sciences, Civil Engineering (T 002).

41. Deividas Rumsys, Darius Bacinskas, Gintaris Kaklauskas, Viktor

Gribniak (2019), “Flexural Stiffness of Lightly Reinforced Beams Made

of Structural Lightweight Aggregate Concrete”, ACI Structural Journal,

September.

42. DIN 4219 T.2 DIN 4219 (1979), Leichtbeton und Stahlleichtbeton mit

geschlossenemGefuge, Teil 2, Bemessung und Ausfuhrung

43. Elshahawi M, Hückler A, Schlaich M. Infra lightweight concrete: A

decade of investigation (a review). Structural Concrete. 2021;22(Suppl.

1):E152–E168. https://doi.org/10.1002/suco.202000206.

44. EN 1992-1-1, Design of Concrete Structures: General Rules and Rules

for Buildings and Structural Fire Design, Thomas Telford London, UK.

45. EN 206-1, Design of concrete structures.

46. EN 206-2013, Concrete-Specification, performnce, Production and

conformity, European Committee for Standardization.

47. ENV 1992-1-4 ENV 1992-1-4: 1994 Eurocode 2: Design of concrete

structures - Part 1-4: General rules - Lightweight aggregate concrete

with closed structure

48. EuroLightCon, Mechanical properties of lightweight aggregate

concrete, Document BE96-3492/R23,, European Union-Brite Euram III.

141

49. Evans R., H., Marathe M., S. (1968), Microcracking and Stress-Strain

Curves for Concrete in Tension, Material and Structures (RILEM) 1(1): 61–64.

50. FIP Guidance documents - bullentin 8 (2000) Lightweight aggregate

concrete - Recommended extensions to Model Code 90 Guide,

Identification of research needs Technical report, Case studies State of art report.

51. FIP State of Art Report - bullentin 4 (1999) Lightweight aggregate

concrete - Codes and standards

52. Francis Barre, Philippe Bisch, Danièle Chauvel, Jacques Cortade, Jean-

François Coste, Jean-Philippe Dubois, Silvano Erlicher, Etienne Gallitre

, Pierre Labbé, Jacky Mazars, Claude Rospars, Alain Sellier, Jean-

Michel Torrenti, François Toutlemonde (2016), “Control of Cracking in

Reinforced Concrete Structures”, Great Britain and the United States

53. Frank Dehn (2012), Constitutive Concrete and Durability Models in the

new fib Model Code 2010, Encontro Nacional BETÃO ESTRUTURAL

- BE2012 FEUP, 24-26 de outubro de 2012

54. G. Creazza và R.Di Marco. (1993), “Bending moment-mean curvature

relationship with constant axial load in the presence of tension

stiffening”, Materials and structures.

55. Helland S., Maage M. (1995), “Strength Loss in Unremixed LWA

Concrete”, Sandefjord: Proceeding of International Symposium on

Structural Lightweight Aggregate Concrete.

56. Hofmann S, Tran NL, Proske T, Graubner C-A. Cracking behavior of

basalt fibre reinforced polymer-reinforced concrete: An approach for

the determination of crack spacing and crack width. Structural Concrete.

2020; 21:2178–2190. https://doi.org/10.1002/suco.20200015

57. Hückler A, Schlaich M. Structural behavior of reinforced

infralightweight concrete (ILC). ACI Struct J. 2019;116(2):3–14

142

58. I.B. Topcu and Selim Sengel (2004), "Properties of concretes produced

with waste concrete aggregate", Cement and Concrete Research. 34

(2004), Pp. 1307-1312.

59. Ivan Tomičić. (2012), Analysis of lightweight aggregate concrete

beams, GRAĐEVINAR 64 (2012) 10, 817-823

60. JSCE chapter 19. (1986) Chapter 19 Lightweight Aggregete Concrete

1986, (JSCE: Japan Society of Civil Engineers). Revised 1996, English

translation pending.

61. Ke, Y. (2008), Caractérisation du comportement mécanique des bétons

de granulats légers: expérience et modélisation, Thèse doctorale,

Université de Cergy-Pontoise.

62. Keun-Hyeok Y., “Tensile capacity estimation of lightweight aggregate

concrete”, Proceedings of ISER 82nd International Conference, Hanoi,

Vietnam, 25th-26th October 2017.

63. Kim D-J, Kim MS, Yun GY, Lee YH. Bond strength of steel deformed

rebars embedded in artificial lightweight aggregate concrete. J Adhes Sci

Technol. 2013;27(5–6):490–507.

64. Maage S., H., M., “Strength Loss in Unremixed LWA Concrete”,

Sandefjord, Norway 533-540: Proceedings of International Symposium

on Structural Lightweight Aggregate Concrete.

65. MC 1990, (1990) CEB-FIP model code 1990-design code, Conmite

Euro-International du Beton.

66. MC 2010, (2010) CEB-FIP model code 2010-design code, Conmite

Euro-International du Beton.

67. Neville A., M. (2000), Propriétés des bétons, Eyrolles.

68. NS 3473. (1998) NS 3473 Concrete structures. Design Rules, 5th edition

143

69. NZS 3101. NZS 3010: 1995 Concrete Structures Standard (New

Zealand)

70. Prince MJR, Singh B. Bond behaviour of deformed steel bars embedded

in recycled aggregate concrete. Construct Build Mater. 2013;49:852–862

71. R. Zaharieva et. al. (2003), "Assessment of the surface permeation

properties of recycled aggregate concrete", Cement & Concrete

Composites. 25(2), Pp. 223-232.

72. Sin, L., H., Huan, W., T., Islam, M., R., Mansur, M., A. (2011),

Reinforced lightweight concrete beams in flexure, ACI Struct.

73. SNIP 2.03.01-84, Guidelines for Design of Concrete and reinforced

concrete structures made of heavy - weight and light - weight concrete

without reinforcement prestress.

74. T.C. Hansen (1992), Demolition and Reuse of Concrete and Masonry:

recycling of demolished concrete, recycling of masonry rubble, and

localised cutting by blasting of concrete, RILEM report 6, E & EN Spon,

London.

75. Tang C-W. Local bond stress-slip behavior of reinforcing bars

embedded in lightweight aggregate concrete. Comput Concrete.

2015;16(3):449–466

76. Tarek Uddin Mohammed, Hare Krishna Das, Aziz Hasan Mahmood ,

Md. Nafiur Rahman, M.A. Awal, (2016), “Flexural performance of RC

beams made with recycled brick aggregate”, Construction and Building

Materials

77. User Manual Response 2000, Shell 2000, Triax 2000, Membrane 2000.

78. Vecchio, F.J. and Collins, M.P., “The Modified Compression Field

Theory for Reinforced Concrete Elements Subjected to Shear”, ACI

Journal, Proceedings V. 83 No. 2, March-April 1986, pp. 219-231.

144

79. Zhang MH., Gjorv O., E. (1991), Mechanical properties of high-strength

lightweight concrete, ACI Materials Journal. 88(2): 150-158,.

80. Zhang MH., Gjorv O., E., Mechanical properties of high-strength

lightweight concrete, ACI Materials Journal.

81. Zhao Y, Lin H, Wu K, Jin W. Bond behaviour of normal/recycled

concrete and corroded steel bars. Construct Build Mater. 2013;48:348–359

PL1

PHỤ LỤC 1

Xây dựng bài toán thiết kế thành phần CLN áp dụng theo tiêu chuẩn

ACI 211.2-98

- Bước 1: Chọn độ sụt. Khi độ sụt không được chỉ dẫn thì có thể chọn một giá trị

thích hợp trong bảng:

Bảng 1. Độ sụt đề xuất cho các kết cấu khác nhau

Độ sụt, inch (mm)

Loại kết cấu

Lớn nhất Nhỏ nhất

Dầm và tường gia cố 4 (100) 1 (25)

Cột 4 (100) 1 (25)

Sàn 3 (75) 1 (25)

Độ sụt có thể tăng lên khi sử dụng phụ gia hoá học, với điều kiện bê tông có cùng

tỷ lệ N/X hay thấp hơn và không bị phân tầng hay tách nước.

- Bước 2: Chọn kích thước danh nghĩa của cốt liệu nhẹ.

- Bước 3: Thiết lập lượng nước nhào trộn và hàm lượng không khí: Lượng nước

trọng một đơn vị thể tích bê tông được yêu cầu để đưa ra một giá trị độ sụt tuỳ

thuộc vào kích thước danh nghĩa của cốt liệu, hình dạng hạt và cấp phối hạt, tổng

lượng khí cuốn vào và bao gồm cả phụ gia hoá học. Nó không bị ảnh hưởng nhiều

bởi lượng xi măng hoặc vật liệu kết dính. Bảng 2 cung cấp các thiết lập của lượng

nước yêu cầu cho bê tông với các kích thước cốt liệu khác nhau, có và không có

phụ gia tạo khí. Tuỳ thuộc vào kết cầu và hình dạng, lượng nước yêu cầu có thể

cao hơn hoặc thấp hơn một chút so với các giá trị trong bảng, nhưng chúng phải

đủ độ chính xác cho lần thiết lập đầu tiên. Sự khác biệt trong lượng nước yêu cầu

không nhất thiết phản ánh trong cường độ vì có thể bị ảnh hưởng bởi các nhân tố

bổ sung khác.

PL2

Bảng 2. Lượng nước nhào trộn gần đúng và hàm lượng không khí yêu cầu cho

các độ sụt và kích thước danh nghĩa khác nhau của cốt liệu

3/8 in (9.5mm)

1/2

3/4

Kích thước cốt liệu in in

(12.7mm) (19.0mm)

Bê tông có phụ gia cuốn khí

Hàm lượng nước trong bê tông, lb/yd3 (kg/m3)

Độ sụt, 1 đến 2 in (25 đến 50 305 (181) 295 (175) 280 (166)

mm)

Độ sụt, 3 đến 4 in (75 đến 100 340 (202) 325 (193) 305 (181)

mm)

Độ sụt, 5 đến 6 in (125 đến 150 355 (211) 335 (199) 315 (187)

mm)

Đề xuất giá trị trung bình của tổng hàm lượng

không khí, %, cho các mức độ của môi trường

Mức độ tác động nhẹ 4.5 4.0 4.0

Mức độ tác động trung bình 6.0 5.5 5.0

Mức độ tác động mạnh ‡ 7.5 7.0 6.0

Bê tông không cuốn khí

Hàm lượng nước trong bê tông, lb/yd3 (kg/m3)

Độ sụt, 1 đến 2 in (25 đến 50 350 (208) 335 (199) 315 (187)

mm)

Độ sụt, 3 đến 4 in (75 đến 100 385 (228) 365 (217) 340 (202)

mm)

Độ sụt, 5 đến 6 in (125 đến 150 400 (237) 375 (222) 350 (208)

mm)

Tổng lượng không khí cuốn vào 3 2.5 2 trong bê tông (%)

PL3

- Bước 4: Lựa chọn tỷ lệ N/X thích hợp - Tỷ lệ N/X yêu cầu được xác định không chỉ

theo yêu cầu về cường độ mà còn cho các nhân tố khác như độ bền và khả năng hoàn

thiện. Từ cốt liệu và xi măng khác nhau thường đưa ra cường độ khác nhau với cùng tỷ

lệ N/X, người ta rất muốn có hoặc phát triển mối quan hệ giữa cường độ và tỷ lệ N/X với

các loại vật liệu đã được sử dụng. Khi thiếu các dữ liệu này, có thể lấy các giá trị gần

đúng cho bê tông dùng xi măng portland loại I có được từ Bảng 3

Bảng 3. Quan hệ giữa tỷ lệ N/X và cường độ nén của bê tông

Cường độ nén ở 28 Tỷ lệ nước-xi măng theo khối lượng

ngày, psi (Mpa) Bê tông không cuốn khí Bê tông cuốn khí

0.41 - 6000 (41.5)

0.48 0.40 5000 (34.5)

0.57 0.48 4000 (27.6)

0.68 0.59 3000 (20.7)

0.82 0.74 2000 (13.8)

Trong một số điều kiện môi trường làm việc, tỷ lệ N/X phải được lấy thấp hơn thậm chí ngay

cả khi cường độ yêu cầu cao hơn. Bảng 4 đưa ra các giá trị giới hạn.

Bảng 4. Tỷ lệ N/X tối đa cho phép trong một số môi trường làm việc của bê tông

Loại kết cấu Kết cấu ẩm ướt thường Kết cấu chịu tác động

của nước biển hoặc xuyên, chịu băng giá

sunfat

0.45 0.40

Các kết cấu mỏng (lan can, thành giếng, bờ rìa,

kết cấu trang trí) và các

vị trí có lớp vữa bao phủ

cốt thép nhỏ hơn 25mm

Các kết cấu khác 0.50 0.45

PL4

- Bước 5: Tính toán hàm lượng xi măng - Lượng xi măng trên một đơn vị thể tích

bê tông được xác định theo bước 3 và 4 ở trên. Lượng xi măng yêu cầu được tính

bằng lượng nước (đã tính ở bước 3) chia cho tỷ lệ N/X (ở bước 4). Tuy nhiên nếu

trong chỉ dẫn có cả lượng xi măng tối thiểu cần dùng để tạo ra cường độ và độ

bền yêu cầu, thì hỗn hợp bê tông này phải dựa trên mức chấp nhận có hàm lượng

xi măng lớn hơn. Sử dụng các chất kết dính khác hoặc phụ gia hoá học sẽ ảnh

hưởng đến các tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông.

- Bước 6: Tính toán hàm lượng cốt liệu thô nhẹ: Cốt liệu có kích thước và cấp hạt

như nhau sẽ chế tạo được bê tông có tính công tác thoả đáng với một thể tích cốt

liệu thô, ở trạng thái khô, xốp sử dụng trong một đơn vị thể tích bê tông. Các giá

trị thích hợp về thể tích của cốt liệu thô trong một đơn vị thể tích bê tông được

đưa ra ở Bảng 5. Có thể thấy rằng, với tính công tác như nhau, thể tích của cốt

liệu thô trong một đơn vị thể tích bê tông chỉ phụ thuộc vào kích thước danh nghĩa

và moduyn độ mịn của cốt liệu nhỏ. Sự khác nhau về lượng vữa cần cho tính công

tác với các cốt liệu là do sự khác nhau về hình dạng hạt và cấp hạt khác nhau, bù

vào lượng lỗ rỗng ở trạng thái xốp khác nhau.

Bảng 5. Thể tích của cốt liệu thô trong một đơn vị thể tích bê tông

Kích thước Thể tích xốp của cốt liệu thô ở trạng thái khô trên một đơn vị

danh nghĩa thể tích bê tông với moduyn độ mịn của cốt liệu nhỏ khác

của cốt liệu, nhau

in (mm) 2.60 2.80 3.00 2.40

3/8 (9.5)

0.56 0.54 0.52 0.58

1/2 (12.5)

0.65 0.63 0.61 0.67

3/4 (19.0)

0.72 0.70 0.68 0.74

- Bước 7: Tính lượng cốt liệu mịn

PL5

Bảng 6. Khối lượng thể tích sơ bộ của hỗn hợp bê tông nhẹ có cốt liệu thô nhẹ

và cốt liệu mịn thông thường

Khối lượng của một đơn vị thể tích bê tông nhẹ, lb/yd3

(kg/m3) Hệ số khối

lượng Bê tông cuốn khí

4 % 6 % 8 %

1.00 2690 (1596) 2630 (1561) 2560 (1519)

1.20 2830 (1680) 2770 (1644) 2710 (1608)

1.40 2980 (1769) 2910 (1727) 2850 (1691)

1.60 3120 (1852) 3050 (1810) 2990 (1775)

1.80 3260 (1935) 3200 (1899) 3130 (1858)

2.00 3410 (2024) 3340 (1982) 3270 (1941)

PL6

PHỤ LỤC 2

Thí nghiệm xác định quan hệ lực dính độ trượt của BTN tái chế từ PTXD

Thí nghiệm tại Phòng thí nghiệm và Kiểm định Công trình LAS-XD125

a) Mục đích và nhiệm vụ của thí nghiệm

- Xác định quan hệ giữa độ lớn của lực bám dính với chuyển vị trượt cốt

thép (quan hệ bám dính – trượt) trong trường hợp bê tông cốt liệu nhẹ sử dụng

cốt liệu tái chế từ phế thải xây dựng; từ đó so sánh với một số biểu đồ quan hệ về

lực dính – độ trượt trong các trường hợp sử dụng bê tông nhẹ khác đã nghiên cứu

trước đó;

- Từ biểu đồ mối quan hệ giữa độ lớn của lực bám dính và chuyển vị trượt

của thép, xây dựng được mô hình tính toán giữa lực dính – độ trượt trong trường

hợp bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu tái chế. Từ đó, xác định độ lớn của ứng suất bám

dính trung bình phục vụ cho tính toán, thiết kế kết cấu bê tông nhẹ.

b) Mẫu thí nghiệm

- Ứng với mỗi cấp phối bê tông chế tạo 03 mẫu thí nghiệm hình lập phương

có kích thước tiêu chuẩn 150x150x150 mm. Đặt thanh cốt thép đường kính d =

12 mm đi qua tâm mẫu thí nghiệm và song song với các cạnh của mẫu bê tông.

Chiều dài tiếp xúc giữa thanh thép và bê tông được lấy bằng 5d (60mm). Việc

chọn chiều dài tiếp xúc này dựa trên hướng dẫn của RILEM (Hiệp hội các phòng

thí nghiệm cơ học và vật liệu trên thế giới [49], tại vị trí không tiếp xúc ta dùng

2 ống nhựa hàn nhiệt đường kính ngoài d = 14 mm, đường kính trong d = 12,7

mm để bao bọc xung quanh thanh thép rồi dùng keo silicol dán kín một đầu để

150x 150x 150

đảm bảo không có sự tiếp xúc giữa cốt thép và bê tông.

Hình 1. Mô hình thí nghiệm kéo xác định độ bám dính giữa bê tông và cốt thép

PL7

c) Dụng cụ và thiết bị đo

- Mẫu thử nhổ dọc trục được lắp đặt sao cho tấm đệm thép đệm làm trụ đỡ

biên bê tông lập phương, mà từ đó nhô ra đầu tự do của thanh, tiếp xúc qua tấm

đệm mềm với thanh ngang cố định của máy thí nghiệm. Đầu nhô ra của thanh cần

phải đi qua trung tâm của khối chịu tải và tấm trụ, còn đầu kẹp thí nghiệm được

lắp đặt với thanh ngang di chuyển của máy thí nghiệm nhờ hệ thống kích thuỷ

lực.

- Để đo độ dịch chuyển của thanh thép so với bê tông, ở đầu của thanh được

lắp đặt 01 indicator điện tử LVDT. Phần đế gá lắp LDVT được đặt trực tiếp lên

mẫu bê tông để có thể bỏ qua ảnh hưởng biến dạng của bê tông đến kết quả đo.

Khi đó, kết quả thu được là chuyển vị của thanh thép trong bê tông, đảm báo tính

chính xác của thí nghiệm.

- Lực kéo tác dụng lên thanh thép được tạo ra bằng kích thuỷ lực kết hợp

với trạm bơm dầu. Giá trị lực kéo tác dụng lên thanh thép được xác định thông

qua 1 dụng cụ đo lực điện tử (LOAD CELL) đặt trên kích thuỷ lực.

- LVDT và LOAD CELL được kết nối với bộ phận xử lý số liệu Dataloger

TDS530 và máy tính cho phép ghi nhận tự động số liệu

1-Mẫu thí nghiệm;

2- Khung gia tải;

3- Kích thuỷ lực;

4- Đầu đo lực LOADCELL;

5- Đầu đo chuyển vị LDVT;

6- Các khung thép gá lắp

LVDT;

7- Trạm bơm kích thuỷ lực;

8-Data logger TDS 530

Hình 2. Sơ đồ khung gia tải

PL8

Hình 3. Thiết bị thí nghiệm

d) Quy trình thí nghiệm

- Lắp ráp mẫu thí nghiệm và máy kéo thuỷ lực như hình vẽ; Tiến hành gia

tải tăng lần đều (100 kg/1 lần); Tại mỗi cấp tải, đọc chỉ số đo chuyển vị trên

Indicator và ghi chép lại; Gia tải đến khi liên kết Bê tông – cốt thép bị phá hoại

(tuột cốt thép: thể hiện qua lực tác dụng không tăng nhưng chỉ số trên Indicator

tăng nhanh và liên tục)

(cid:255)

- Giá trị của lực bám dính τ được xác định theo công thức:

!(cid:141)˝

(PL.1) 𝜏 =

Trong đó: τ: Giá trị lực bám dính (daN/cm2); U: Lực kéo tác dụng lên thanh

thép; Ф: Đường kính thanh cốt thép; l: Chiều dài cốt thép chôn trong bêtông (5d)

PL9

PHỤ LỤC 3

Trình tự nhập dữ liệu xây dựng mô hình dầm BTCLNTC trong phần mềm

Response 2000

Bước 1. Khai báo tên mẫu dầm

Bước 2. Khai báo kích thước mẫu dầm

Bước 3. Nhập dữ liệu vật liệu bê tông

Bao gồm: cường độ chịu nén, cường độ chịu nén, biểu đồ quan hệ ứng suất-biến

dạng BTCLNTC

PL10

Bước 4. Nhập dữ liệu vật liệu cốt thép

PL11

Bước 5.Khai báo cấu tạo cốt thép đai và cốt thép dọc

- Khai báo cốt thép dọc

PL12

Khai báo cốt thép đai

Bước 6. Khai báo sơ đồ tải trọng dầm

PL13

Bước 7. Chạy chương trình

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng

Chủ đề:

Luận văn thạc sĩ kỹ thuật

Luận văn thạc sĩ kỹ thuật xây dựng

Lê Ngọc Lan

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM BÊ

TÔNG NHẸ SỬ DỤNG CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ TỪ PHẾ THẢI

PHÁ DỠ CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG

Lê Ngọc Lan NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ỨNG XỬ UỐN CỦA DẦM BÊ

TÔNG NHẸ SỬ DỤNG CỐT LIỆU NHẸ TÁI CHẾ TỪ PHẾ THẢI

PHÁ DỠ CÔNG TRÌNH XÂY DỰNG

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS Nguyễn Hùng Phong

Hà Nội – Năm 2022

nhẹ sử dụng cốt liệu nhẹ tái chế từ phế thải phá dỡ công trình xây dựng”.

0.31 2.1.3. Nhận xét kết quả

B4-S23 B1-S3 B2-S3 B3-S3 B4-S3 2.2.1. Ảnh hưởng của thành phần hạt đến tính công tác của hỗn hợp bê tông

TB

3.12%

t

0.250 0.251 0.245

0.109 0.117 0.109

Giá trị TB

𝜏p (MPa) 0.70.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.62.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.56.𝜏<(cid:148)(cid:149) 0.62.𝝉𝒎𝒂𝒙 Trong đó :𝑓) là cường độ chịu nén (MPa) của BTNCLNTC xác định từ

Mẫu M1 Mẫu M2 Mẫu M3 Giá trị TB

𝑓) (MPa) 15.12 21.40 30.69

𝜏<(cid:148)(cid:149)v˛% (MPa) 3.44 4.08 4.86

𝜏<(cid:148)(cid:149)v$˛ (MPa) 3.42 4.07 4.88

0.53% 0.22% 0.31% 0.35%

𝜏pv˛% (MPa) 2.41 2.47 2.70

𝜏pv$˛ (MPa) 2.19 2.52 2.93

9.13% 2.18% 8.33% 6.55%

t

𝑥 =

=

.

Tên mẫu M1 M2 M3 TB

Tải trọng (kNm) Mcrc Mu Mcrc Mu Mcrc Mu

Thực nghiệm 2.02 16.90 2.64 17.62 3.22 18.00

Phần mềm mô phỏng 2.7 15.9 2.8 16.1 3.0 16.4

Sai số so với thực nghiệm 34% 6% 6% 9% 7% 9% 11%

Lý thuyết tính toán 2.12 15.48 2.42 16.31 2.82 16.96

Sai số so với thực nghiệm 5% 8% 8% 7% 12% 6% 8%

Tiếng Việt

Tài liệu liên quan

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu đặc điểm tích lũy một số kim loại nặng và chất hữu cơ bền trong trầm tích ven biển thành phố Móng Cái, tỉnh Quảng Ninh

Luận án Tiến sĩ Quản lý xây dựng: Nghiên cứu quản lý khai thác thiết bị xếp dỡ, cơ giới được đầu tư xây dựng tại các cảng biển container ở Việt Nam

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu xác định tuổi thọ còn lại của kết cấu công trình bê tông cốt thép có xét đến ảnh hưởng của khuyết tật, hư hỏng

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu xác định tuổi thọ còn lại của kết cấu công trình bê tông cốt thép có xét đến ảnh hưởng của khuyết tật, hư hỏng

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng xử phi tuyến của vách bê tông cốt thép nhà cao tầng chịu tải trọng lặp đảo chiều

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng xử phi tuyến của vách bê tông cốt thép nhà cao tầng chịu tải trọng lặp đảo chiều

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu xác định tải trọng gió lên kết cấu pano tấm lớn trong điều kiện Việt Nam

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu xác định tải trọng gió lên kết cấu pano tấm lớn trong điều kiện Việt Nam

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng sơn phủ bảo vệ chống ăn mòn cho cốt thép trong bê tông vùng biển Việt Nam

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Ảnh hưởng của công tác thi công khoan hạ đến sức chịu tải của cọc trong khu vực địa chất không thuận lợi tại Thành phố Hồ Chí Minh

Tài liêu mới

Đề án Thạc sĩ: Giải pháp phát triển ngân hàng số trong hoạt động bán lẻ tại Ngân hàng Thương mại Cổ phần Công Thương Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng tới lòng trung thành của khách hàng đối với sàn giao dịch thương mại điện tử tại Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Các yếu tố tác động tới ý định đầu tư điện mặt trời mái nhà ở Việt Nam - Nghiên cứu điển hình tại các đô thị lớn

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng tới hành vi tiết kiệm năng lượng của cư dân đô thị Hà Nội

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng tới hành vi tiết kiệm năng lượng của cư dân đô thị Hà Nội

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu giải pháp tối ưu hóa quá trình điều khiển và vận hành trạm sạc tích hợp điện mặt trời tại Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Các nhân tố ảnh hưởng tới lòng trung thành của khách du lịch đối với điểm đến du lịch nông nghiệp Việt Nam - Nghiên cứu tại Hà Nội

Luận án Tiến sĩ: Kế toán quản trị chi phí theo vòng đời sản phẩm trong các doanh nghiệp sản xuất sản phẩm điện tử tại Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu ứng dụng thuật toán di truyền và thuật toán tối ưu bầy đàn để ước lượng trạng thái hệ thống điện

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu ứng dụng thuật toán di truyền và thuật toán tối ưu bầy đàn để ước lượng trạng thái hệ thống điện

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu cải tiến thuật toán xếp hạng đa tạp trong tra cứu ảnh

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu đổi mới quản lý trong doanh nghiệp phân phối điện tại Tổng công ty Điện lực miền Bắc

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu đổi mới quản lý trong doanh nghiệp phân phối điện tại Tổng công ty Điện lực miền Bắc

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu, phát triển các kỹ thuật xử lý tín hiệu để nâng cao hiệu năng cho các hệ thống vô tuyến đa sóng mang thế hệ tiếp theo

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu, phát triển các kỹ thuật xử lý tín hiệu để nâng cao hiệu năng cho các hệ thống vô tuyến đa sóng mang thế hệ tiếp theo

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo