đặc tính cơ học của bê tông cốt sợi polypropylene phân lớp chức năng sử dụng cốt liệu tái chế được xử lý bằng huyền phù xi măng tro bay na2so4

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA --- NGUYỄN CAO HOÀNG LONG ĐẶC TÍNH CƠ HỌC CỦA BÊ TÔNG CỐT SỢI POLYPROPYLENE PHÂN LỚP CHỨC NĂNG SỬ DỤNG CỐT LIỆU TÁI CHẾ ĐƯỢC XỬ LÝ BẰNG HUYỀN PHÙ XI MĂNG – TRO B

TỔNG QUAN

ĐẶT VẤN ĐỀ

Thế giới đang phát triển kéo theo quá trình đô thị hóa với tốc độ vô cùng nhanh chóng, xem Hình 1.1 Quá trình đô thị hóa được thể hiện rõ trong ngành xây dựng, kéo theo đó là sự phát triển trong lĩnh vực vật liệu xây dựng, đặc biệt là bê tông và sự ra đời của các loại bê tông đặc biệt như bê tông cường độ siêu cao, bê tông tự lèn, bê tông chất lượng cao với hàm lượng tro bay lớn và còn rất nhiều chủng loại bê tông khác hiện đại hơn góp phần vào sự phát triển ngành xây dựng Mặc dù vậy, quá trình này đi đôi với việc duy trì hệ sinh thái và bảo vệ môi trường, do đó cần phát triển hơn các chủng loại vật liệu mới thân thiện với môi trường

Hình 1.1 Quá trình đô thị hóa “Nguồn từ tác giả”

Nhìn chung, bê tông là loại liệu được sử dụng phổ biến nhất trên toàn thế giới, sau nước Theo thống kê, tổng khối lượng bê tông sử dụng trên toàn thế giới là 2 tỷ tấn vào năm 1960, sau đó tăng từ 5 đến 6 tỷ tấn vào năm 1980 và đến năm 2004, tổng khối lượng đạt 13 tỷ tấn [1] Liên đoàn Bê tông Châu Á ước tính khoảng 35 tỷ tấn bê tông được sản xuất trên toàn cầu hiện nay và sản lượng bê tông có xu hướng tăng lên trong những năm sắp tới [2] Cốt liệu (gồm cát và đá) chiếm 60 – 75% khối lượng thành phần trong bê tông thường; do đó, khoảng 28 tỷ tấn đá được sử dụng hàng năm để chế tạo bê tông [2] Có thể thấy, đá đóng vai trò vô cùng quan trọng trong việc chế tạo bê tông, chiếm tỷ lệ nhiều nhất và đóng vai trò là bộ khung chịu lực của bê tông Tuy nhiên, hiện nay sản lượng đá sản xuất ngày càng giảm do việc khai thác quá mức và gây nhiều tác

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 2 động đến môi trường và đời sống dân cư xung quanh khu vực [3], xem Hình 1.2 Việc giảm sản lượng đá khai thác có thể giảm thiểu được một số tác động môi trường và đời sống xã hội Hơn thế nữa, đây là vật liệu tự nhiên không thể tái tạo Tuy nhiên, do nhu cầu cao về sản xuất bê tông trong lĩnh vực đã và đang kéo theo nhu cầu khai thác đá ngày càng tăng

Mặt khác, chất thải rắn là một loại sản phẩm không thể tránh khỏi trong quá trình công nghiệp hóa xã hội, xem Hình 1.3 Đây là một kết quả của quá trình tăng trưởng kinh tế làm phát sinh lượng lớn chất thải rắn thường không được xử lý và đổ tại các bãi chôn lấp và gây ôn nhiễm môi trường đất, nước và không khí do các chất độc hại như hóa chất xây dựng, kim loại nặng,… và sự khan hiếm khu vực chôn lấp Từ đó, để bảo vệ môi trường, việc tìm kiếm một loại vật liệu mới có tính bền vững và có thể tái sử dụng là yêu cầu rất cần thiết đối với lĩnh vực xây dựng ngày nay Một trong những vật liệu bền vững được quan tâm hiện nay là bê tông cốt liệu tái chế

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 3

Hình 1.3 Chất thải rắn từ việc phá dở công trình [5]

Bên cạnh đó, khoảng 16 triệu tấn tro bay, xỉ được thải ra từ các nhà máy nhiệt điện than hàng năm ở nước ta hiện nay [6] Với lượng lớn tro và xỉ thải ra hàng năm, đòi hỏi cần lượng lớn quỹ đất làm bãi chữa, điều này lâu dài sẽ có những tác động xấu đến môi trường nếu không có phương pháp tận dụng và xử lý phù hợp [6], xem Hình 1.4

Hình 1.4 Bãi chứa tro, xỉ của các nhà máy đang hoạt động ở Trung tâm nhiệt điện

Vĩnh Tân thuộc huyện Tuy Phong, tỉnh Bình Thuận [7] Để giải quyết các vấn đề đặt ra ở trên, cần nghiên cứu và tạo ra một loại bê tông mới mang tính bền vững, tiết kiệm tài nguyên thiên nhiên và bảo vệ môi trường Để sản xuất bê tông tiết kiệm và bền vững, các yếu tố như độ bền, các tính chất cơ học; đặc biệt là, thành phần và chức năng của bê tông cần được xem xét và thay đổi sao cho phù hợp Trên thế giới, có nhiều nghiên cứu đã kết hợp sợi polypropylene (PP) nhằm mục đích tăng cường độ chịu kéo và độ dẻo dai của bê tông Sợi PP là một loại polymer nhiệt dẻo tơ mảnh được sản xuất bằng công nghệ kéo sợi ly tâm, pha thêm phụ gia để tăng cường

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 4 độ, đồng thời được xử lý bề mặt và được sử dụng rộng rãi trong ngành xây dựng để sản xuất bê tông cốt sợi Trong nghiên cứu này, sử dụng sợi PP, nhằm tăng sự dẻo dai trong bê tông và cốt liệu bê tông tái chế cũng được sử dụng để thay thế đá dăm nhằm giúp tiết kiệm đá trong sản xuất bê tông Do đó, đề xuất và nghiên cứu việc ứng dụng bê tông phân lớp chức năng (functionally graded concrete – FGC), xem Hình 1.5

Hình 1.5 Bê tông phân lớp chức năng

TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU TRONG VÀ NGOÀI NƯỚC

1.2.1 Tình hình nghiên cứu trên thế giới a) Bê tông cốt liệu tái chế

Phế thải xây dựng được sản sinh với số lượng ngày càng tăng, gây tác động xấu đối với môi trường và mỹ quan độ thị, cần có những định hướng mới để giải quyết vấn đề này Do đó, phương pháp tái chế các phế thải xây dựng được đề xuất trong sản xuất bê tông để phục vụ cho nhu cầu sử dụng bê tông ngày càng tăng hiện nay Một số nghiên cứu đã thực hiện việc sử dụng cốt liệu bê tông tái chế (recycled concrete aggregate - RCA) vào sản xuất bê tông cốt liệu tái chế (recycled aggregate concrete - RAC); kết quả cho thấy cường độ chịu nén và độ bền của bê tông giảm Điều này là do sự gia tăng hàm lượng RCA đã gây ảnh hưởng bất lợi đến cường độ chịu nén của bê tông Tuy nhiên, với một số trường hợp khác, khi thay thế với hàm lượng nhỏ RCA có thể làm tăng cường độ của bê tông do việc kiểm soát và phân loại tốt [8]

Do đó, có nhiều phương pháp giúp cải thiện đặc tính cơ lý của RCA mang lại hiệu quả tối ưu Đặc biệt là cải thiện bề mặt của RCA do lớp vữa cũ bám trên bề mặt của RCA có ảnh hưởng xấu đến tính chất cơ học của RCA

Theo nghiên cứu của Mulder et al [9], bằng cách nung RCA với nhiệt độ 700C, xem Hình 1.6 Kết quả cho thấy, lượng vữa cũ còn bám lại trên bề mặt RCA chỉ còn 2% Bên cạnh đó, việc cho RCA vào nước lạnh sau khi nung giúp loại bỏ vữa cũ hiệu quả

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 5 hơn Tuy nhiên, trong nghiên cứu của Al–Bayati et al [10] chỉ ra rằng, khi nung RCA với nhiệt độ cao (> 500C) làm ảnh hưởng đến cường độ của RCA do lúc này tính chất của RCA sẽ bị thay đổi

Hình 1.6 Loại bỏ vữa cũ bám trên RCA bằng phương pháp nhiệt trong nghiên cứu của Mulder et al [9]

Trong nghiên cứu của Pepe et al [11], lớp vữa cũ bám trên RCA được loại bỏ bằng máy nghiền thông qua việc dùng lực cơ học để loại bỏ vữa cũ hoàn toàn trên bề mặt RCA, xem Hình 1.7 Tuy nhiên, việc dùng lực cơ học để loại bỏ vữa cũ có thể tạo ra vết nứt và thay đổi cấu trúc bề mặt của RCA

Hình 1.7 Loại bỏ vữa cũ bằng máy nghiền trong nghiên cứu của Pepe et al [11]

Nghiên cứu của Sui et al [12] đã đề xuất kết hợp giữa phương pháp loại bỏ vữa cũ bằng nhiệt và cơ học Trong nghiên cứu này, phương pháp xử lý bằng nhiệt được thực hiện ở nhiệt độ trong khoảng 300 - 500C trong 30 phút; sau đó, được xử lý cơ học bằng máy nghiền trong 3 – 14 phút và cho kết quả tối ưu trong khoảng thời gian 5 phút Phương pháp xử lý này cải thiện một phần những nhược điểm trong nghiên cứu của Mulder et al [9] và nghiên cứu của Pepe et al [11] Tuy nhiên, loại bỏ vữa cũ bám trên

RCA bằng phương pháp nhiệt và cơ học đồng thời cũng tạo ra các vết nứt vi mô, gây ảnh hưởng đến tính chất của bê tông sau này

Ngoài những phương pháp cải thiện tính chất của RCA bằng cách loại bỏ vữa cũ bám trên bề mặt, còn có những nghiên cứu về việc cải thiện tính chất của lớp vữa cũ nhằm cải thiện tính chất của RCA bằng vật liệu pozzolanic Trong cứu của Shaban et al [13], lớp vữa cũ được cải thiện bằng cách ngâm RCA trong các huyền phù pozzolanic khác nhau (tro bay, silica fume và nano – silica fume) với các hàm lượng và thời gian ngâm khác nhau Các tính chất cơ lý và độ nén dập của RCA có mối quan hệ chặt chẽ với độ hút nước và độ rỗng Cụ thể, tỷ lệ hỗn hợp của các loại vật liệu pozzolanic được trình bày ở Bảng 1.1 Quy trình xử lý được minh họa ở Hình 1.8

Bảng 1.1 Tỷ lệ vật liệu pozzolanic trong huyền phù trong nghiên cứu của Shaban et al [13]

Hỗn hợp Chất kết dính (%) RCA

FA: Tro bay; SF: Silica fume; C: Xi măng; NSF: Nano – Silica fume; CKD: chất kết dính;

Hình 1.8 Quy trình xử lý RCA bằng huyền phù trong nghiên cứu của Shaban et al

Kết quả nghiên cứu cho thấy, thành phần hạt của RCA tăng lên và độ hút nước của RCA giảm, xem Hình 1.9, điều này chỉ ra rằng việc xử lý bề mặt của RCA bằng vật liệu pozzolanic có hiệu quả giúp cải thiện phần lớn vữa cũ của RCA Đồng thời, khi xử lý RCA bằng huyền phù FA&SF ở các tỷ lệ và thời gian ngâm khác nhau giúp giảm khoảng 23% độ rỗng của RCA, xem Hình 1.10 Ngoài ra, với hai loại huyền phù FA&C và NSF, kết quả cho thấy sự giảm độ rỗng đáng kể với thời gian ngâm là 4 giờ Phản ứng pozzolanic của tro bay và xi măng đóng vai trò vô cùng quan trọng trong việc lấp đầy lỗ rỗng, giúp làm giảm độ rỗng, từ đó giúp cải thiện bề mặt của RCA [13] Hình 1.11 thể hiện độ nén dập của RCA trước và sau khi xử lý trong nghiên cứu của Shaban et al [13], kết quả cho thấy độ nén đập của RCA được cải thiện sau khi được xử lý với các tỷ lệ và thời gian ngâm khác nhau Kết quả ghi nhận được, độ nén dập giảm 44% với 40%FA, 60FA&C, 3%NSF và giảm 39% khi xử lý với 40%FA&SF ngâm trong 4 giờ Điều này chứng minh rằng việc xử lý RCA bằng huyền phù pozzolanic giúp cải thiện bề mặt của RCA [13]

Hình 1.9 Độ hút nước của RCA trước và sau khi xử lý trong nghiên cứu của Shaban et al [13]

Hình 1.10 Độ rỗng của RCA trước và sau khi xử lý trong nghiên cứu của Shaban et al [13]

Hình 1.11 Độ nén dập của RCA trước và sau khi xử lý trong nghiên cứu của Shaban et al [13]

Trong nghiên cứu của Zhao et al [14], xử lý bề mặt của RCA bằng cách ngâm trong các loại huyền phù khác nhau; cụ thể, có 10 loại huyền phù (xi măng – tro bay – silica fume) với tỷ lệ nước/xi măng khác nhau và ngâm trong khoảng thời gian 5 - 10 phút Sau khi được xử lý trong huyền phù tối ưu nhất, RCA được cho vào bê tông với tỷ lệ nước/xi măng là 0.4, xi măng được thay thế bằng silica fume với hàm lượng 20%, và đá dăm được thay thế bằng RCA với hàm lượng 30% Kết quả chỉ ra rằng, lớp phủ

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 9 bao bọc RCA quá mỏng hoặc quá dày có thể ảnh hưởng đến cường độ của RCA Cường độ chịu nén của bê tông chứa RCA được xử lý bằng huyền phù được cải thiện với tỷ lệ nước/xi măng cao nhất RCA được xử lý bằng huyền phù được bao bọc xung quanh bởi lớp huyền phù xi măng và vật liệu pozzolanic, từ đó giúp cải thiện tính chất của RCA Bên cạnh đó, lớp phủ này giúp cải thiện cường độ không chỉ cho RCA mà còn với cả bê tông chứa RCA Tuy nhiên, thời gian ngâm quá ngắn để hấp thụ huyền phù giúp cải thiện tính chất vữa cũ và cơ chế cải thiện RCA vẫn chưa được làm rõ Hình 1.12 thể hiện RCA trước và sau khi xử lý bằng huyền phù xi măng và vật liệu pozzolanic trong nghiên cứu của Zhao et al [14]

Hình 1.12 RCA trước và sau khi xử lý bằng huyền phù xi măng và vật liệu pozzolanic trong nghiên cứu của Zhao et al [14]

Ngoài phương pháp cải thiện RCA bằng cách ngâm trong huyền phù, Tam et al [15] đề xuất phương pháp trộn 2 giai đoạn Hình 1.13 thể hiện quy trình chế tạo bê tông của phương pháp nhào trộn thông thường và phương pháp nhào trộn 2 giai đoạn Khác với phương pháp nhào trộn thông thường; ở giai đoạn 1, tro bay và RCA được trộn trước trong 60 giây và sau đó, cho một nửa lượng nước vào và trộn trong 60 giây; ở giai đoạn

2, cho xi măng vào và trộn trong 30 giây, cuối cùng cho phần nước còn lại và trộn trong

120 giây để có được hỗn hợp bê tông Kết quả nghiên cứu cho thấy khi thay thế 20% RCA cho cốt liệu tự nhiên trong bê tông, cường độ chịu nén tăng 21% so với phương pháp nhào trộn thông thường Bằng phương pháp trộn 2 giai đoạn, vùng ITZ giữa RCA và hệ nền bê tông được cải thiện nhờ lớp phủ xi măng bao bọc bên ngoài

Hình 1.13 Quy trình chế tạo của a) phương pháp trộn bình thường, b) phương pháp trộn 2 giai đoạn trong nghiên cứu của Tam et al [15]

Nghiên cứu của Kong et al [16] đã đề xuất phương pháp nhào trộn 3 giai đoạn, xem Hình 1.14 Ở giai đoạn 1, cốt liệu ở trạng thái ẩm được trộn với vật liệu pozzolanic hình thành lớp phủ trên bề mặt cốt liệu Ở giai đoạn 2, xi măng được thêm vào hình thành lớp phủ thứ 2 bao bọc cốt liệu từ xi măng Giai đoạn 3, cho phần nước còn lại cùng với phụ gia vào hỗn hợp bê tông Kết quả nghiên cứu cho thấy, cường độ chịu nén của bê tông dùng phương pháp trộn 3 giai đoạn cao hơn so với phương pháp trộn 2 giai đoạn Một số nhận định được đưa ra từ nghiên cứu, ở giai đoạn 1 của phương pháp trộn

3 giai đoạn, cốt liệu được bao bọc xung quanh bởi một lớp pozzolanic giúp cải thiện tính chất của RCA bằng việc tiêu thụ Ca(OH)2 trong vữa cũ hình thành các C–S–H; ở giai đoạn 2, vùng ITZ giữa RCA và hệ nền bê tông được cải thiện nhờ lớp xi măng bao phủ bên ngoài cốt liệu

Hình 1.14 Phương pháp trộn 3 giai đoạn trong nghiên của Kong et al [16] b) Bê tông cốt sợi

Sợi PP ảnh hưởng đến các tính chất cơ học của bê tông như khả năng thi công; mô đun đàn hồi; độ bền nén, uốn, kéo; độ dẻo dai;… Vì thế, cần lưu ý việc sử dụng sợi trong bê tông có những hạn chế nhất định về số lượng, hình dạng và độ mảnh của sợi

MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU

Dựa trên tình hình các nghiên cứu trong và ngoài nước, mục tiêu chính là tạo ra loại bê tông xanh, bền vững góp phần bảo vệ môi trường từ việc nghiên cứu và ứng dụng các loại vật liệu mới Trong luận văn này, tập trung nghiên cứu FGC – bê tông phân lớp chức năng, được tạo thành giữa bê tông thường và bê tông cốt liệu tái chế có kết hợp với sợi PP để cải thiện cường độ và độ dẻo dai của bê tông, đây vốn là điểm yếu của bê tông thường và bê tông cốt liệu tái chế Do đó, cần tiến hành cái nghiên cứu sau để có thể đạt được mục tiêu trên:

- Lựa chọn hệ vật liệu địa phương để chế tạo FGC

- Thiết kế cấp phối bê tông thông thường có cường độ thiết kế ở 28 ngày tuổi là

- Nghiên cứu chế tạo mẫu FGC có hai lớp bê tông (1 lớp trên và 1 lớp dưới)

- Nghiên cứu đặc trưng cơ học của FGC chứa RCA được xử lý bằng huyền phù xi măng – tro bay – Na2SO4 và sợi PP và so sánh với bê tông một lớp thông thường

PHẠM VI NGHIÊN CỨU

Nghiên cứu được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Bộ môn Vật liệu Xây dựng của trường Đại học Bách Khoa, Đại học Quốc gia thành phố Hồ Chí Minh và Trung tâm kiểm định vật liệu và kết cấu công trình LAS – XD712 với các thông số sau:

- Hệ nguyên vật liệu địa phương, gồm: xi măng, cát sông, đá dăm, RCA, nước, tro bay, natri sulfat, sợi PP và phụ gia Sika ViscoCrete 3168

- Về yêu cầu kỹ thuật: FGC trong nghiên cứu có cấp phối bê tông được thiết kế theo ACI 318-11 [37] và ACI 211.1-91 [38], với cường độ chịu nén của bê tông thiết kế

70 MPa ở 28 ngày tuổi và độ sụt SN 18  2 cm

- Hàm lượng RCA thay thế đá dăm theo phần trăm khối lượng thể tích là 50%

Tỷ lệ sợi PP/bê tông được giữ cố định là 0.3% theo phần trăm thể tích

- Thời gian đổ giữa hai lớp bê tông dựa trên thời gian ninh kết của lớp bê tông bên dưới

- Đặc tính cơ học gồm:

+ Cường độ chịu nén được thí nghiệm với mẫu lập phương có kích thước 100×100×100 mm, mẫu được tháo khuôn và dưỡng hộ nước đến 3, 7, 28 và 56 ngày tuổi

+ Cường chịu kéo khi uốn được thí nghiệm với mẫu dầm có kích thước 100×100×400 mm, mẫu được tháo khuôn và dưỡng hộ trong nước đến 7, 28 và 56 ngày tuổi

+ Độ va đập được thực hiện với mẫu trụ có kích thước d150×h63.5 mm, mẫu được thí nghiệm sau khi được đúc và dưỡng hộ trong nước đến 7, 28 và 56 ngày tuổi

CƠ SỞ KHOA HỌC

BÊ TÔNG CỐT SỢI

2.1.1 Tính chất của các loại sợi polymer

Bê tông cốt sợi là bê tông được trộn thêm sợi để gia tăng độ bền kéo và kiểm soát vết nứt trong bê tông Việc bổ sung sợi polypropylene (PP) ảnh hưởng đến các tính chất cơ lý của bê tông như khả năng thi công; mô đun đàn hồi; độ bền nén, uốn, kéo, độ dẻo dai;… Ngoài ra, sợi PP còn giúp giảm tính thấm, hạn chế các vết nứt do co ngót dẻo và co ngót khô gây ra, cải thiện độ mài mòn của bê tông [39] Những khả năng này, chứng tỏ được sự ưu việt của bê tông cốt sợi so với các loại bê tông thông thường; do đó, bê tông cốt sợi đã được sử dụng rộng rãi hơn trong sản xuất và ứng dụng trong đời sống Bên cạnh đó, bê tông cốt sợi còn tồn tại nhiều khuyết điểm như mô đun đàn hồi thấp, tính liên kết giữa sợi và hệ nền kém, dễ bị oxy hóa và nhạy cảm dưới bức xạ mặt trời [40] a) Loại sợi

Mỗi loại sợi đều có các tính chất cơ học khác nhau (Bảng 2.1), các tính chất cơ học của sợi ảnh hưởng đến khả năng làm việc của sợi và hệ nền, khả năng hạn chế vết nứt, tăng cường tính chất của hệ nền và ứng xử của hệ nền xi măng – sợi [41]

Bảng 2.1 Thông số kỹ thuật của một số loại sợi [41]

Cường độ chịu kéo (GPa)

Mô đun đàn hồi (GPa) Độ dãn dài (%)

Polypropylene 2 – 200 0.9 0.5 – 0.75 5 - 77 8.0 b) Hàm lượng sợi trong bê tông

Hàm lượng sợi trong bê tông được định nghĩa là tỷ lệ thể tích sợi trên tổng thể tích bê tông, đây là yếu tố vô cùng quan trọng [41] Khi sử dụng sợi với tỉ lệ thấp, sợi

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 24 đóng vai trò chủ yếu là giúp hấp thụ năng lượng trong bê tông, bê tông đạt ứng suất tới hạn khi ứng suất của hệ nền đạt tới hạn [41] Với tỉ lệ sợi cao, cường độ chịu kéo của hệ nền được tăng cường; do đó, dạng phá hoại của bê tông cũng thay đổi [41]

2.1.2 Cơ chế hoạt động của sợi a) Ảnh hưởng của sợi và hệ nền đến tính chất cơ học của bê tông cốt sợi

Chất lượng của bê tông cốt sợi được tạo nên bởi sự tương tác của sợi và hệ nền, điều này ảnh hưởng đến các tính chất cơ học của bê tông cốt sợi [41] Các quá trình liên quan đến sự tương tác giữa sợi và hệ nền thường xảy ra chủ yếu tại vùng tiếp xúc giữa sợi và hệ nền Do hệ nền của bê tông và sợi có tính chất và độ cứng khác nhau, nên việc truyền ứng suất giữa sợi và hệ nền được nghiên cứu ở 2 trường hợp, gồm trước và sau khi nứt [41], như sau:

Trước khi nứt: quá trình hydrat hóa của xi măng trong bê tông làm tăng ứng suất của sợi và vật liệu nền Khi vật liệu chịu tải trọng, một phần tải trọng được truyền vào sợi, cho nên ứng suất trượt phát triển dọc theo bề mặt sợi do độ cứng của sợi và hệ nền khác nhau [25]

Sau khi nứt: khi độ cứng của sợi lớn hơn độ cứng của hệ nền, trường hợp này xảy ra ở sợi thép và các loại sợi khoáng vật, sự mất liên kết giữa sợi và hệ nền xung quanh sợi xảy ra nhỏ Ngược lại, khi độ cứng của sợi nhỏ hơn độ cứng của hệ nền, trường hợp này xảy ra đối với các loại sợi polymer và sợi thiên nhiên, các hiện tượng ứng suất trượt đàn hồi, ứng suất trượt ma sát, ứng suất biến dạng và sự mất liên kết làm ảnh hưởng đến sự truyền ứng suất trong bê tông, xem Hình 2.1 Để có thể giải quyết vấn đề trên, cần đơn giản hóa vấn đề bằng cách dựa vào một số giả thuyết cho rằng hệ nền bê tông và sợi đều ở giai đoạn đàn hồi, như:

- Lớp bề mặt chuyển tiếp giữa hệ nền bê tông và sợi mỏng

- Bề mặt chuyển tiếp được xem là liên kết hoàn hảo

- Quy luật sắp xếp sợi

- Biến dạng kéo của hệ nền (m) tại vùng bám dính chứa sợi là tương đương biến dạng kéo của bê tông cốt sợi

Sự mất liên kết dọc theo bề mặt chuyển tiếp giữa sợi và hệ nền bê tông xảy ra khi chịu đủ tải trọng, quá trình truyền ứng suất từ hệ nền bê tông sang sợi sẽ trở thành ma

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 25 sát trượt Từ đó, chuyển vị tương đối giữa sợi - hệ nền và ứng suất ma sát trượt xảy ra trong trường hợp này [42]

Sợi và hệ nền mất tính bám dính khi ứng suất bám dính (au) vượt quá giới hạn, trong vùng mất liên kết sẽ xuất hiện ứng suất ma sát trượt (fu) Giá trị fu được sinh ra từ ứng suất đàn hồi chuyển thành ứng suất ma sát trượt khi quá trình mất liên kết diễn ra chậm; do đó, giá trị au và fu không bằng nhau Tuy nhiên, quá trình nứt của hệ nền bê tông luôn xảy ra trước quá trình mất liên kết giữa sợi và hệ nền [42] a) b) c)

Hình 2.1 Biến dạng của hệ nền bê tông có chứa sợi a) trước và b) sau khi tải trọng tác dụng; c) Ứng suất trượt tại lớp chuyển tiếp và ứng suất kéo bên trong sợi [42]

Co ngót dẻo ở thời điểm tuổi sớm do sự thay đổi thể tích bị hạn chế trong cấu trúc và sự mất nước từ bề mặt bê tông Nứt ở tuổi sớm có thể thúc đẩy quá trình hư hỏng, sự ăn mòn thép và ảnh hưởng đến độ bền lâu dài Sợi PP trong bê tông cốt sợi được phân bố ngẫu nhiên tạo lực bắt cầu qua các vết nứt góp phần ngăn chặn sự phát triển các vết nứt do co ngót dẻo ở thời điểm tuổi sớm gây ra [43] b Vai trò của sợi trong quá trình phát triển vết nứt trong hệ nền bê tông

Cường độ của bê tông cốt sợi cao hơn so với bê tông không sử dụng sợi do sợi truyền ứng suất và tải trọng từ vết nứt trong hệ nền bê tông sang sợi Ngoài ra, sợi giúp tăng độ dẻo dai của bê tông nhờ việc hấp thụ năng do quá trình phát triển vết nứt của hệ nền bê tông sinh ra [44]

Việc vết nứt xuất hiện trong hệ nền của bê tông cốt sợi gây ảnh hướng lớn đến độ dẻo dai và cường độ của bê tông Để giảm những ảnh hưởng trong giai đoạn này, khả năng chịu tải và độ bám dính của sợi phải cao hơn tải trọng tác dụng tại vị trí vết nứt [44]

Sợi làm việc khi bê tông bắt đầu hình thành và phát triển vết nứt [44], gồm:

- Giai đoạn giới hạn đàn hồi đạt điểm nứt đầu tiên, hệ nền và sợi đàn hồi tuyến tính (xem Hình 2.2)

- Giai đoạn vết nứt, biến dạng vượt qua biến dạng cho phép của hệ nền trong bê tông cốt liệu

- Giai đoạn sợi bị kéo dãn hay kéo tuột khỏi hệ nền

Hình 2.2 Ứng suất của sợi khi bê tông xuất hiện vết nứt [44]

BÊ TÔNG CỐT LIỆU TÁI CHẾ

2.2.1 Giới thiệu về bê tông cốt liệu tái chế

Quá trình phát triển cơ sở hạ tầng, yêu cầu xây mới hay thay thế các công trình cũ thành những công trình mới đã tạo ra một lượng lớn phế thải xây dựng Các mảng bê tông được thu thập từ bê tông cũ để tái chế Quá trình tái chế thường bao gồm nghiền, sàng và xử lý các mảnh vụn bê rông cũ để tạo ra cốt liệu mới – cốt liệu bê tông tái chế (RCA) RCA thường được sử dụng thay thế cát hoặc đá trong sản xuất bê tông mới Việc sử dụng cốt liệu tái chế không chỉ giúp giảm lượng phế thải xây dựng mà còn giúp tiết kiệm tài nguyên thiên nhiên

2.2.2 Tính chất kỹ thuật của RCA

RCA có các đặc tính kỹ thuật kém hơn so với cốt liệu tự nhiên do RCA có chứa lớp vữa cũ bám trên bề mặt, đồng thời vùng chuyển tiếp giữa vữa cũ và đá cũ [45] Đây là nhân tố chủ yếu làm ảnh hưởng đến các tính chất kỹ thuật của RCA như khối lượng riêng, độ rỗng, độ hút nước và độ nén dập của RCA Khi so sánh với cốt liệu tự nhiên, RCA có khối lượng riêng thấp hơn là do lớp vữa cũ của RCA; đồng thời, RCA có độ nén dập cao hơn do trong cấu trúc của RCA chứa vùng chuyển tiếp giữa vữa cũ và đá cũ Bên cạnh đó, độ hút nước của RCA cao hơn so với cốt liệu tự nhiên bởi vữa cũ trong RCA có độ rỗng lớn [46]

2.2.3 Tính chất của bê tông chứa RCA (RAC)

Do RCA có các đặc tính khác biệt so với cốt liệu tự nhiên, vì thế có những ứng xử khác trong hỗn hợp bê tông và làm cho tính chất của RAC khác so với bê tông thông thường [8] Cụ thể:

Cường độ chịu nén của RAC có thể bị ảnh hưởng bởi các đặc tính kỹ thuật của RCA Tỷ lệ nước/cát, hàm lượng RCA thay thế và lượng vữa bám trên RCA là các yếu tố có thể ảnh hưởng đến cường độ chịu nén của RAC [8] Khi sử dụng RCA trong bê tông, cường độ chịu nén của bê tông bị giảm do khả năng hút nước cao của cốt liệu và lớp vữa yếu trong quá trình tái chế [8]

Hàm lượng RCA trong RAC ít gây ảnh hưởng đến cường độ chịu kéo khi bửa hơn so với cường độ chịu nén Lớp vữa cũ là điểm yếu đối với cường độ chịu nén; tuy nhiên, hàm lượng RCA nhất định lại có thể cải thiện khả năng chịu kéo bằng cách tạo vùng chuyển tiếp tốt hơn giữa vữa và cốt liệu [47]

Yếu tố chính ảnh hưởng đến mô đun đàn hồi của RAC là mô đun đàn hồi của RCA Vì vậy, để cải thiện mô đun đàn hồi của RAC, việc thêm RCA có thể xem là một trong các phương pháp tối ưu; tuy nhiên, do RCA dễ bị biến dạng so với cốt liệu tự nhiên nên mô đun đàn hồi của RAC giảm[47]

Cốt liệu lớn có kích lớn hơn gấp nhiều lần so với kích thước của các hạt xi măng Các hạt xi măng có hình dạng và kích thước không giống nhau nên không thể liên kết liền mạch với bề mặt cốt liệu và tạo ra các khoảng trống Các khoảng trống sẽ được lấp đầy bởi các hạt với kích thước nhỏ như sản phẩm hydrat hóa của xi măng, các hạt xi măng, nước và không khí… Các thành phần này tạo thành lớp phủ xung quanh bao bọc

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 28 cốt liệu với chiều dày khoảng vài chục m, lớp phủ này được xem là vùng chuyển tiếp (ITZ), xem Hình 2.3 Vì có chứa số lượng lớn các hạt nhỏ và nhiều lỗ rỗng bên trong vùng ITZ, nên khả năng chịu tải của vùng ITZ thấp hơn với vùng hệ nền khác trong bê tông [48]

Hình 2.3 ITZ và hiệu ứng bức tường trong cấu trúc bê tông [48]

Bê tông có sử dụng RCA thay thế một phần đá dăm có ba ITZ gồm ITZ giữa đá cũ – vữa cũ, ITZ giữa RCA – vữa mới và ITZ giữa đá mới – vữa mới; nên bê tông cốt liệu tái chế có nhiều vùng ITZ và lỗ rỗng hơn so với bê tông thông thường Từ đó, các tính chất cơ học của RAC như cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo khi uốn kém và độ hút nước tăng khi so sánh với bê tông thông thường Bên cạnh đó, khi chịu tải trọng tác dụng, các vết nứt có sẵn (vết nứt từ lớp vữa cũ bám trên cốt liệu xuất hiện do quá trình va đập) sẽ lan truyền và gây phá vỡ trong bê tông [48]

2.2.5 Vùng chuyển tiếp trong bê tông sử dụng cốt liệu bê tông tái chế

RCA có nhiều lỗ rỗng hơn khi so sánh với cốt liệu tự nhiên (natural aggregate – NA) do có chứa vữa cũ và số lượng các vùng ITZ Hệ nền của bê tông cốt liệu tái chế (RAC - recycled aggregate concrete) có đến 3 vùng ITZ, gồm vùng tiếp giáp giữa RCA và vữa mới (ITZ1), vùng tiếp giáp giữa đá cũ và vữa cũ (ITZ2), vùng tiếp giáp giữa vữa cũ và vữa mới (ITZ3), xem Hình 2.4a Trong khi, bê tông thông thường chỉ có 1 vùng ITZ, đó là giữa NA và hệ nền, xem Hình 2.4b RCA có đặc tính kém hơn so với NA là do có chứa nhiều vùng ITZ bởi ITZ được xem là yếu điểm chính trong hệ nền xi măng, chứa càng nhiều ITZ thì đặc tính càng kém Biện pháp cải thiện tính chất vùng ITZ2 của

RCA được đề xuấtbằng phương pháp ngâm trong huyền phù, thay các giải pháp khác như nhiệt độ và áp suất Việc sử dụng huyền phù để xử lý RCA chỉ có khả năng cải thiện bề mặt cho lớp vữa cũ tại ITZ1 và ITZ2 [49]

Hình 2.4 Các loại ITZ trong (a) bê tông cốt liệu tái chế và (b) bê tông thông thường

[49] Để cải thiện đặc tính cơ học của RCA thấp hơn, một số nghiên cứu đã sử dụng huyền phù xi măng – tro bay để cải thiện các đặc tính của RCA nhờ cơ chế phản ứng của xi măng và tro bay [49][29]; chi tiết về cơ chế được trình bày ở mục 2.2.6

2.2.6 Cơ chế cải thiện RCA bằng huyền phù xi măng – tro bay – natri sunfat a) Phản ứng pozzolanic của tro bay trong hệ nền xi măng

Nhìn chung, phản ứng pozzolanic xảy ra khi tro bay tham gia vào hệ nền xi măng

- tro bay do SiO2 và Ca(OH)2 hình thành calcium silicate hydrate theo phương trình (2.1) và (2.2) Hình 2.5a thể hiện hạt tro bay trước khi phản ứng Có thể thấy, bề mặt tro bay có dạng hình cầu nhẵn và chứa các oxyt hoạt tính SiO2* và Al2O3* Khi có sự hiện diện của Ca(OH)2, các oxyt hoạt tính phản ứng pozzolanic với Ca(OH)2 và từ đó, bề mặt của tro bay bắt đầu bị bào mòn và chuỗi Si–O–Si và Al–O–Al bắt đầu bị phá hủy [50], xem

Ca OH +SiO →CaO.SiO H O (2.1)

2Ca(OH) +Al O →2CaO.Al O H O (kết tinh) (2.2)

Các khoáng C–S–H và C–A–H được kết tinh giúp lấp đầy các lỗ rỗng, tăng độ đặc chắc cho đá xi măng Trong giai đoạn đầu, tro bay làm quá trình hydrat hóa của C2S chậm lại do trì hoãn quá trình hình thành Ca(OH)2 [51] Do hàm lượng xi măng giảm,

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 30 nên nồng độ Ca 2+ giảm và một phần ion Ca 2+ bị hấp thụ trên bề mặt các hạt tro bay và dẫn đến Ca 2+ trong dung dịch bị giảm [51] Do đó, sự có mặt của tro bay làm trì hoãn quá trình hydrat hóa của xi măng ở tuổi sớm [51]

Hình 2.5 Ảnh SEM các hạt tro bay a) chưa phản ứng và b) đang phản ứng [51]

BÊ TÔNG PHÂN LỚP CHỨC NĂNG (FGC)

Bê tông phân lớp chức năng FGC là loại bê tông có từ 2 lớp bê tông trở lên, mỗi lớp giữ mỗi tính năng riêng biệt [24] Trong nghiên cứu này, chủ yếu tập trung vào FGC với 2 lớp bê tông tách biệt Hiện nay, có 2 phương pháp tạo hình mẫu FGC theo phương ngang và phương dọc; tuy nhiên, phương pháp tạo hình theo phương ngang là phương pháp tạo hình dễ thực hiện hơn, tương tự tạo hình cho bê tông thông thường [24] Đối với phương pháp này, có 2 phương pháp chế tạo [24], gồm:

- Tạo hình trên nền lớp dưới đã ninh kết (fresh on hardened – FOH) Ưu điểm của phương pháp này là tính ổn định hình dạng bề mặt tiếp xúc giữa các lớp bê tông với nhau, xem Hình 2.8a Phương pháp này phù hợp với các cấu kiện đúc sẵn, các hạng mục có sẵn cần tái tạo, tu sửa, [24] Tuy nhiên, độ bám dính, độ co ngót và khả năng làm việc đồng thời giữa các lớp với nhau bị ảnh hưởng bởi sự khác nhau về tính chất giữa lớp bê tông đã đóng rắn và lớp bê tông tươi [24]

- Tạo hình khi bê tông chưa ninh kết (fresh on fresh – FOF) Ưu điểm của phương pháp là thời gian đổ bê tông giữa các lớp được rút ngắn, tính liên kết tại mặt tiếp xúc giữa các lớp được đảm bảo do các lớp bê tông có cùng tính chất bê tông tươi [24] Tuy nhiên, với phương pháp FOF này, bề mặt lớp dưới dễ bị mất tính ổn định khi chịu tải trọng từ lớp bê tông phía trên, xem Hình 2.8b, đặc biệt là hỗn hợp bê tông lớp trên có khối lượng riêng cao hơn lớp bê tông dưới [24]

Hình 2.8 Mô phỏng mặt cắt ngang của phương pháp tạo hình theo phương ngang

(a) ổn định và (b) mất ổn định [24]

2.3.2 Khả năng ổn định bề mặt tiếp xúc

Với phương pháp FOH, tính biến dạng tại bề mặt tiếp xúc có thể bỏ qua do lớp bê tông bên dưới đã đóng rắn Tuy nhiên, với phương pháp FOF, cần xét đến ứng suất kéo của hỗn hợp bê tông, do lớp bên dưới vẫn chưa có cường độ Việc đổ lớp trên ngay lập tức sẽ làm bề mặt lớp bê tông bên dưới bị biến dạng, gây mất ổn định bề mặt tiếp xúc, Hình 2.8b Có nhiều nghiên cứu đề xuất khoảng thời gian chờ bề mặt lớp dưới đạt trạng thái thixotropy (trạng thái cắt mỏng) để đổ lớp bên trên từ 20 đến 60 phút [23][56] do trong khoảng thời gian này, quá trình hydrat hóa của xi măng ảnh hưởng không đáng kể [56]

2.3.3 Tái phân bố lực tác dụng lên các lớp bê tông

Nhờ vào các tính chất khác nhau của các lớp bê tông được dùng trong bê tông phân lớp chức năng giúp cho bê tông tái phân bố tải tác dụng lên từng lớp Theo nghiên cứu của Naghibdehi M et al [57], có tồn tại các ITZ khác nhau tại vị trí tiếp giáp giữa các lớp bê tông, khi tải trọng tác dụng sẽ tác dụng đồng đều lên các lớp của bê tông và hiện tượng truyền ứng suất cắt trong vùng ITZ xảy ra, kết quả cho thấy lực giảm đi đáng kể Việc bổ sung sợi PP làm giảm ma sát giữa các ITZ, phân bố lực tác dụng, giúp hạn chế vết nứt nhỏ và lan truyền vết nứt khi phá hoại mẫu, xem Hình 2.9 Ngoài ra, mỗi lớp bê tông có mô đun đàn hồi (E) khác nhau, xem Hình 2.10 đóng vai trò hấp thụ và truyền tải trọng tác dụng, giúp giảm tối đa lực ma sát trên bề mặt bê tông [25]

Hình 2.9 Ứng xử giữa các lớp bê tông trong FGC sử dụng các hàm lượng sợi PP khác nhau trong nghiên cứu của Naghibdehi et al [57]

Hình 2.10 Mô đun đàn hồi khác nhau của từng lớp bê tông theo Naghibdehi et al [57]

Từ cơ sở khoa học được trình bày ở Chương 2, có thể thấy được khi sử dụng

Na2SO4 theo khối lượng hỗn hợp chất kết dính đã giúp thúc đẩy quá trình phản ứng pozzolanic của tro bay; từ đó giúp cải thiện các đặc tính kỹ thuật của RCA sau khi đã xử lý trong huyền phù xi măng - tro bay - Na2SO4 Ngoài ra, việc bổ sung sợi với tỷ lệ 0.3% giúp cải thiện các tính chất của bê tông Bên cạnh đó, việc kết hợp sợi trong FGC với hàm lượng thích hợp giúp tăng cường độ bám dính giữa các lớp bê tông với nhau

Do đó, trong nghiên cứu này, Na2SO4 được sử dụng kết hợp với huyền phù xi măng và tro bay nhằm cải thiện tính chất của RCA RCA sau khi được xử lý được sử dụng thay thế một phần đá dăm trong FGC Sợi PP được sử dụng bổ sung cho lớp dưới trong FGC kết hợp với RCA đã xử lý, nhằm tìm ra loại bê tông mới vẫn đảm bảo các tính chất của bê tông thông thường

HỆ NGUYÊN VẬT LIỆU VÀ PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM

HỆ NGUYÊN VẬT LIỆU

Xi măng sử dụng trong nghiên cứu là xi măng Portland loại 1 (không chứa các phụ gia khoáng vô cơ hoạt tính) được cung cấp bởi công ty xi măng Hà Tiên, phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 2682:2020 [58], Hình 3.1 Thành phần hóa học và các chỉ tiêu cơ lý của xi măng được thể hiện ở Bảng 3.1 và Bảng 3.2

Hình 3.1 Xi măng Hà Tiên Bảng 3.1 Thành phần hóa học của xi măng Hà Tiên Portland loại I

Thành phần hóa học CaO Al 2 O 3 SiO 2 Fe 2 O 3 MgO SO 3 Na 2 O K 2 O LOI

% theo khối lượng 64.50 4.16 22.46 1.98 1.38 2.51 2.30 0.85 1.56 Chú thích: LOI: % mất khi nung

Bảng 3.2 Các chỉ tiêu cơ lý của xi măng Hà Tiên Portland loại I

Chỉ tiêu cơ lý Khối lượng riêng

Cường độ xi măng ở 28 ngày tuổi (MPa)

Thời gian ninh kết Bắt đầu: 45 phút Kết thúc: 375 phút

Cát sông được sử dụng như cốt liệu nhỏ, được rửa và phơi khô, xem Hình 3.2 Các chỉ tiêu kỹ thuật được thí nghiệm theo TCVN 7572:2006 [61] Thành phần hạt của cát được thể hiện ở Bảng 3.3, nhận thấy rằng thành phần hạt của cát nằm trong vùng cho phép (xem Hình 3.3) và phù hợp với TCVN 7570:2006 [62]

Hình 3.2 Cát sông Bảng 3.3 Chỉ tiêu kỹ thuật của cát sông

Khối lượng thể tích o (g/cm 3 ) 1.52

Hình 3.3 Thành phần hạt của cát sông

Tro bay sử dụng trong nghiên được lấy từ nhà máy nhiệt điện Duyên Hải và đây là tro bay loại F có màu xám tro, xem Hình 3.4 Thành phần hóa và các chỉ tiêu kỹ thuật của tro bay được thể hiện ở Bảng 3.4 và Bảng 3.5 Từ kết quả ở Bảng 3.4 và Bảng 3.5,

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 38 nhận thấy rằng tro bay Duyên Hải có các thông số kỹ thuật phù hợp theo TCVN 10302:2014 [63]

Hình 3.4 Tro bay Bảng 3.4 Thành phần hóa học của tro bay

Thành phần hóa học CaO Al 2 O 3 SiO 2 Fe 2 O 3 MgO SO 3 Na 2 O K 2 O LOI

% theo khối lượng 1.00 21.70 64.80 5.50 0.60 0.06 0.57 2.25 2.50 Chú thích: LOI: % mất khi nung

Bảng 3.5 Các chỉ tiêu kỹ thuật của tro bay

Lượng sót trên sàng 0.045 (%) 16.80 Độ hoạt tính ở 28 ngày tuổi (%) 98.20

Sợi polypropylene (PP) (Hình 3.5) được sử dụng trong nghiên cứu nhằm mục đích giúp cải thiện một vài tính chất cơ học của bê tông như cường độ chịu kéo, khả năng va đập, độ bền,… Bảng 3.6 thể hiện các thông số kỹ thuật của sợi PP Sợi PP thân thiện với môi trường và có chi phí sản xuất thấp với nhiều ưu điểm như khả năng chịu nhiệt lên đến 126C, khả năng chống rạn nứt hiệu quả, chống thấm nước, tăng độ bền cho bê tông và tăng liên kết vật liệu, làm giảm gãy vỡ, giảm trọng lượng bê tông, giúp tăng cường bảo vệ cốt thép, giảm sự co ngót của bê tông, tăng độ bền khi nén, uốn kéo và va đập của bê tông [64]

Hình 3.5 Sợi Polypropylene Bảng 3.6 Thông số kỹ thuật của sợi PP

Loại sợi Dạng sợi mảnh Đường kính (mm) 0.03

Nhiệt độ nóng chảy (C) 160 – 170 Độ dãn dài đứt gãy (%) 15 – 20 Độ bền dẻo (MPa) > 500

Mức độ chịu axit và kiềm Cao

3.1.5 Cốt liệu lớn a Đá dăm Đá dăm (Crushed stone – CS) được sử dụng như cốt liệu lớn sau khi được rửa và phơi khô, xem Hình 3.6 Các chỉ tiêu kỹ thuật được thí nghiệm theo TCVN 7572:2006 [61] và được thể hiện ở Bảng 3.7 0 thể hiện thành phần hạt của đá dăm và nhận thấy rằng thành phần hạt của đá dăm cỡ hạt 10 – 12.5 chiếm phần lớn và nằm ngoài phạm vi cho phép theo TCVN 7570:2006 [62] Tuy nhiên, vẫn tạm chấp nhận được sử dụng để sản xuất bê tông

Bảng 3.7 Các chỉ tiêu kỹ thuật của đá dăm

Khối lượng riêng a (g/cm 3 ) 2.71 Độ hút nước (%) 0.38 Độ nén dập (%) 3.45

Hình 3.7 Thành phần hạt của đá dăm b Cốt liệu tái chế

Nguyễn et al [65] đã nghiên cứu về ảnh hưởng của thời gian ngâm và hàm lượng

Na2SO4 đến tính chất của RCA được xử lý bằng huyền phù (xi măng – tro bay) Na2SO4 sử dụng trong nghiên cứu với nồng độ 0%, 2% và 4%, và ngâm trong khoảng thời gian

24 giờ và 48 giờ Kết quả cho thấy, độ nén dập của đá thấp hơn so với RCA được xử lý và không xử lý, xem Hình 3.8 Đồng thời, thời gian ngâm và nồng độ Na2SO4 làm giảm đáng kể độ nén dập của RCA sau khi đã được xử lý Thời gian ngâm 24 giờ và nồng độ 4% Na2SO4 trong huyền phù (xi măng – tro bay) được xem là tối ưu và được chọn để xử lý RCA trong nghiên cứu này

Hình 3.8 Độ nén dập của RCA được xử lý và không được xử lý trong nghiên cứu của

CS: đá tự nhiên; 0RA: RCA không xử lý; TRA: RCA được xử lý bằng huyền phù (xi măng – tro bay) trong 48 giờ; 2TRA24N và 4TRA24N: RCA được xử lý bằng huyền phù (xi măng – tro bay) với nồng độ Na 2 SO 4 là 2% và 4% trong 24 giờ; 2TRA48N và 4TRA48N: RCA được xử lý bằng huyền phù (xi măng – tro bay) với nồng độ Na 2 SO 4 là 2% và 4% trong 48 giờ

Cốt liệu tái chế (recycled concrete aggregate – RCA) được sử dụng trong nghiên là các mẫu bê thông thử nghiệm ở phòng thí nghiệm, có cường độ chịu nén 30 MPa Cốt liệu được tạo thành bằng việc đập nhỏ với kích thước từ 5 mm đến 20 mm Cốt liệu sau đó được rửa để loại bỏ các tạp chất và phơi khô, xem Hình 3.9 Các chỉ tiêu kỹ thuật và thành phần hạt của RCA chưa xử lý được thể hiện ở Hình 3.9 và Hình 3.10

Hình 3.9 RCA chưa xử lý

Bảng 3.8 Các chỉ tiêu kỹ thuật của RCA

RCA đã xử lý không có Na 2 SO 4

RCA đã xử lý có Na 2 SO 4

Khối lượng riêng a (g/cm 3 ) 2.33 – 2.35 Độ hút nước (%) 3.92 3.34 2.78 Độ nén dập (%) 15.61 13.73 12.47

Hình 3.10 Thành phần hạt của RCA chưa xử lý (U.RCA), RCA đã xử lý không có

Na 2 SO 4 (T.RCA), RCA đã xử lý có sử dụng Na 2 SO 4 (T.RCA4N) và đá dăm với RCA thay thế 50% (RCA+Đá)

Nước trộn bê tông (water – N) (xem Hình 3.11) được lấy từ thủy cục và phù hợp với TCVN 4506:2012 [66]

Phụ gia hóa học được sử dụng trong nghiên cứu là Sika ViscoCrete 3168 (Hình 3.12), là phụ gia siêu dẻo trên cơ sở phối trộn của polymer thế hệ thứ 3 để sản xuất bê tông cường độ cao, phù hợp với tiêu chuẩn ASTM C494 loại G [67] Đây là loại phụ gia siêu dẻo có tính chất vượt trội bởi khả năng giảm nước rất cao, cung cấp độ chảy tốt cho hỗn hợp bê tông mà độ kết dính tối ưu của bê tông vẫn được đảm bảo Thông số kỹ thuật của phụ gia được thể hiện ở Bảng 3.9

Hình 3.12 Phụ gia hóa học Sika ViscoCrete 3168 Bảng 3.9 Thông số của phụ gia Sika ViscoCrete 3168

Gốc hóa học Hỗn hợp của Polycarboxylate cải tiến hệ nước

Màu sắc Chất lỏng có màu nâu

Huyền phù trong nghiên cứu được sử dụng trong nghiên cứu bao gồm hỗn hợp xi măng, tro bay và Na2SO4, xem Hình 3.13 Natri sulfat (Na2SO4) được sử dụng trong nghiên cứu có dạng bột màu trắng với tỷ trọng 2.70 g/cm 3 Tỷ lệ khối lượng giữa xi măng và tro bay là 1:1 với hàm lượng 50% theo khối lượng RCA được xử lý và hàm lượng Na2SO4 là 4% theo khối lượng của hỗn hợp xi măng và tro bay Các tỷ lệ này được lựa chọn theo nghiên cứu của Liu et al [68] và Đinh et al [29]

Hình 3.13 Hỗn hợp huyền phù a) xi măng – b) tro bay – c) Na 2 SO 4

THIẾT KẾ CẤP PHỐI VÀ CHI TIẾT MẪU THÍ NGHIỆM

Mẫu bê tông phân lớp chức năng – FGC gồm bê tông cốt liệu tái chế và bê tông cốt sợi với tỉ lệ cốt liệu tái chế thay thế đá dăm là 50% và tỷ lệ sợi là 0.3% Bê tông thay thế đá dăm bằng RCA với hàm lượng 25% không cho thấy sự thay đổi rõ rệt giữa bê tông sử dụng RCA xử lý và không xử lý [29]; đồng thời, tỷ lệ này cũng được thể hiện trong nghiên cứu của Nguyễn et al [69] Do đó, nghiên cứu này đã sử dụng tỷ lệ thay thế 50% để có thể đánh giá rõ hơn về sự ảnh hưởng của RCA trong FGC Tính toán cấp phối bê tông cốt sợi ở tỷ lệ này giúp cải thiện tốt nhất về cường độ chịu kéo khi uốn [21]

Cấp phối bê tông đối chứng (tức sử dụng 100% đá dăm) sử dụng trong nghiên cứu được thiết kế theo tiêu chuẩn ACI 318-11 [37] và ACI 211-91 [38] với cường độ thiết kế ở 28 ngày tuổi là 70 MPa, và có độ sụt là SN = 18  2 cm, thiết kế cho các cấu kiện chịu nén và chịu uốn như dầm sàn nhà cao tầng, Cấp phối gồm có 3 loại bê tông

1 lớp và 4 loại FGC khác nhau, mỗi cấp phối gồm có 12 mẫu lập phương có kích thước 100×100×100 mm tương ứng ở 3, 7, 28 và 56 ngày tuổi, 9 mẫu dầm có kích thước 100×100×400 mm tương ứng ở 7, 28 và 56 ngày tuổi và 3 mẫu trụ d150×60 mm ở 7, 28 và 56 ngày tuổi Các mẫu bê tông có cường độ thiết kế ở 28 ngày tuổi là 70 MPa Chi tiết được trình bày ở 0 và Bảng 3.11

Bảng 3.10 Ký hiệu và thành phần các loại bê tông 1 lớp và FGC

STT Ký hiệu mẫu Lớp 1 Lớp 2

Với: NC: Bê tông đối chứng; NP: Bê tông cốt sợi PP; U.RCA: Bê tông cốt liệu tái chế chưa xử lý; U.RCA.P: Bê tông cốt liệu tái chế chưa xử lý kết hợp sợi PP; T.RCA:

Bê tông cốt liệu tái chế đã xử lý; T.RCA.P: Bê tông cốt liệu tái chế kết hợp sợi PP

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 46 LUẬN VĂN THẠC SĨ GVHD: PGS.TS BÙI PHƯƠNG TRINH

Bảng 3.11 Cấp phối cho 1m 3 bê tông

Hàm lượng RCA thay thế (%)

Hàm lượng sợi PP (%Vbt)

Với: Vbt: Thể tích bê tông; T.RCA: RCA đã qua xử lý; UT.RCA: RCA chưa qua xử lý

3.2.2 Chi tiết mẫu thí nghiệm

Các mẫu trong nghiên cứu được đúc và ký hiệu: X/Y (Với X là thành phần của bê tông lớp trên với chiều cao là h và Y là thành phần bê tông lớp dưới với chiều cao là h’), xem Hình 3.14 Chi tiết các mẫu được thể hiện ở Hình 3.15, Hình 3.16 và Hình 3.17

Hình 3.14 Mẫu FGC hai lớp với h=h’=H/2

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 47 LUẬN VĂN THẠC SĨ GVHD: PGS.TS BÙI PHƯƠNG TRINH

Hình 3.15 Các loại bê tông với mẫu lập phương có kích thước 100×100×100 mm

Hình 3.16 Các loại bê tông với mẫu dầm có kích thước 100×100×400 mm

Hình 3.17 Các loại bê tông với mẫu trụ có kích thước d150×h63 mm

PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM

3.3.1 Quy trình xử lý RCA

Quy trình xử lý RCA được thực hiện như Hình 3.18, gồm các bước sau:

(1) RCA được tập hợp và xử lý cỡ hạt trong khoảng từ 5 – 20 mm

(2) RCA được rửa sạch và phơi khô ở nhiệt độ phòng (27  2C)

(3) Hỗn hợp huyền phù gồm xi măng – tro bay – Na2SO4 được chuẩn bị với tỷ lệ khối lượng giữa xi măng và tro bay là 1:1 theo hàm lượng 50% của khối lượng RCA và hàm lượng Na2SO4 là 4% theo khối lượng của hỗn hợp xi măng và tro bay Các tỷ lệ này được lựa chọn theo nghiên cứu của Liu et al [68] và Triet et al [29] Khối lượng thành phần huyền phù xử lý với 1000 kg RCA được thể hiện ở Bảng 3.12

(4) Sau khi khuấy liên tục huyền phù trong 3 phút, RCA được cho vào dung dịch huyền phù và được khuấy trong 2 phút Để tránh huyền phù bị lắng và vón cục, khuấy hỗn hợp RCA cứ mỗi 30 phút Tổng thời gian ngâm là 24 giờ,

(5) Sau khi đạt thời gian xử lý (tức 24 giờ), vớt RCA ra khỏi huyền phù

Hình 3.18 Quy trình xử lý RCA Bảng 3.12 Khối lượng thành phần huyền phù xử lý với 1000 kg RCA

Khối lượng (xi măng – tro bay)/RCA (%)

Thành phần trong huyền phù

3.3.2 Xác định thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông Để đảm bảo khả năng làm việc tốt nhất của hai lớp bê tông khi hỗn hợp bê tông được nhào trộn và đổ vào khuôn tại hai thời điểm khác nhau, cần xác định thời gian bắt đầu ninh kết của hỗn hợp bê tông Để xác định thời gian bắt đầu ninh kết và thời gian kết thúc ninh kết của hỗn hợp bê tông, trong nghiên cứu này sử dụng máy HG80s (Hình

3.19) và quy trình thí nghiệm được thực hiện theo tiêu chuẩn TCVN 9338:2012 [70] và tiêu chuẩn TQ GB/T 50080:2016 [71], như sau:

Bước 1: Sau khi hỗn hợp bê tông được trộn, tách vữa ra khỏi hỗn hợp bê tông bằng rây 5 mm và trộn đều Cho vữa vào ba thùng hình trụ có kích thước d160×h150mm cách miệng thùng khoảng 10 mm, sau đó rung (hoặc đầm 35 lần)

Bước 2: Nghiên thùng một góc khoảng 10 để hút nước trên bề mặt mẫu trụ trước khi thử 5 phút và đặt mẫu vữa lên máy

Bước 3: Dùng tay cầm nhấn từ từ trong 10 giây và dừng khi kim thử cắm sâu 25 mm (Hình 3.20) Đo từ 1 đến 2 điểm cho mỗi mẫu tại cùng một thời điểm, tiếp tục thử sau mỗi 30 phút, khoảng cách giữa các điểm thử phải lớn hơn 20 mm Tùy vào loại và thành phần của bê tông mà có mỗi thời gian ninh kết khác nhau, được xác định theo TCVN 9338:2012 [70]

Quá trình này được lặp đi lặp lại đến khi lực xuyên lớn hơn 28 MPa Kim thử được thay thế tùy theo độ cứng của mẫu trong quá trình thử nghiệm theo Bảng 3.13

Bước 4: Kết quả thí nghiệm là giá trị trung bình của ba giá trị đo được Từ đó, vẽ đường cong thể hiện mối quan hệ thời gian của lực xuyên Vẽ đường thằng song song với đường thẳng tại 3.5 MPa và 28 MPa, thời gian bắt đầu và kết thúc ninh kết của hỗn hợp bê tông được xác định

Hình 3.20 Thí nghiệm xác định thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông

Bảng 3.13 Đầu kim của máy HG80s

Khả năng xuyên thủng hỗn hợp bê tông (MPa) 0.2  3.5 3.5  20 20  28

Diện tích mặt cắt ngang của đầu kim (mm 2 ) 100 50 20 Độ bền xuyên thủng được xác định theo công thức (3.1)

Trong đó: P: Kháng xuyên (MPa)

F: Áp lực khi độ sâu xuyên đạt 25 mm (N) S: Diện tích mặt cắt ngang của đầu kim thử nghiệm (mm 2 ) Thời gian bắt đầu và kết thúc ninh kết của hỗn hợp bê tông được thể hiện ở Bảng 3.14 Khoảng thời gian để hỗn hợp chịu được cường độ kháng xuyên 0.2 N/mm 2 là khoảng 30 phút

Bảng 3.14 Thời gian bắt đầu và kết thúc của hỗn hợp bê tông

Ghi chú Thời gian bê tông chịu được 0.2 N/mm 2

Thời gian bắt đầu ninh kết (> 3.5 N/mm 2 )

Thời gian kết thúc ninh kết (> 28 N/mm 2 )

3.3.3 Quy trình nhào trộn hỗn hợp bê tông

Quy trình nhào trộn bê tông và tạo hình các loại bê tông được thể hiện ở Hình 3.21 Máy trộn bê tông được sử dụng có dung tích 50 lít, xem Hình 3.22 Đầu tiên, cát

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 51 và xi măng được nhào trộn trong 30 giây, sau đó cho và 80% hỗn hợp dung dịch nước và phụ gia hóa học và trộn thêm 30 giây Tiếp theo, cho đá vào hỗn hợp và trộn trong

60 giây Cuối cùng, cho sợi PP (nếu có) vào máy trộn cùng với lượng dung dịch nước và phụ gia còn lại và nhào trộn trong khoảng thời gian 60 giây Quá trình nhào trộn không vượt quá 3 phút Sau 30 phút tạo hình lớp dưới (thời gian hỗn hợp bê tông lớp dưới đạt được khả năng chịu lực 0.2 N/mm 2 , được xác định ở mục 3.3.2), tiến hành nhào trộn bê tông lớp trên (lớp 1) theo trình tự nhào trộn tương tự bê tông lớp dưới (lớp 2) và được mô tả như Hình 3.23

Hình 3.21 Quy trình nhào trộn hỗn hợp bê tông FGC

Hình 3.22 Máy trộn bê tông cưỡng bức với thể tích 50 lít

Hình 3.23 Cách thức đúc mẫu hai lớp

3.3.4 Tạo mẫu thí nghiệm Đúc mẫu thí nghiệm với bê tông một lớp: Mẫu bê tông được đúc theo tiêu chuẩn TCVN 3106:2022 [72]

Có 03 cấp phối bê tông 1 lớp được dùng trong nghiên cứu, gồm:

(2) Bê tông cốt liệu tái chế chưa qua xử lý (U.RCA)

(3) Bê tông cốt liệu tái chế đã qua xử lý (T.RCA) Đúc mẫu thí nghiệm với bê tông hai lớp:

Có 04 cấp phối bê tông 2 lớp được dùng trong nghiên cứu, gồm:

(4) Bê tông thường (NC) kết hợp với bê tông cốt sợi PP (NP)

(5) Bê tông cốt liệu tái chế chưa qua xử lý (U.RCA) kết hợp với bê tông cốt liệu tái chế chưa qua xử lý có chứa sợi PP (U.RCA.P)

(6) Bê tông cốt liệu tái chế đã qua xử lý (T.RCA) kết hợp với bê tông cốt liệu tái chế đã qua xử lý có chứa sợi PP (T.RCA.P)

(7) Bê tông thường (NC) kết hợp với bê tông cốt liệu tái chế đã qua xử lý có chứa sợi PP (T.RCA.P)

3.3.5 Phương pháp thử độ sụt hỗn hợp Độ sụt của hỗn hợp bê tông trong nghiên cứu được xác định theo tiêu chuẩn TCVN 3106:2022 [72] Cốt liệu lớn được dùng trong nghiên cứu có kích thước Dmax 20 mm, do đó sử dụng côn N1 để kiểm tra độ sụt của hỗn hợp bê tông, xem Hình 3.24 Các bước tiến hành kiểm tra độ sụt của hỗn hợp bê tông, gồm:

Bước 1: Vệ sinh sạch sẽ dụng cụ, đặc biệt là mặt trong của côn và làm ẩm các dụng cụ Sau đó, đặt côn lên nền ẩm không thấm nước, cứng và phẳng Giữ cố định côn trong suốt quá trình đổ và đầm hỗn hợp bê tông trong côn

Bước 2: Hỗn hợp bê tông đổ được chia làm 3 lớp, mỗi lớp chiếm một phần ba chiều cao côn Dùng thanh thép tròn chọc đều trên toàn mặt hỗn hợp bê tông từ thành côn vào giữa 25 lần Chọc suốt chiều sâu ở lớp đầu tiên, ở các lớp sau chọc xuyên lớp trước từ 2 đến 3 cm

Bước 3: Ở lớp thứ ba, vừa chọc vừa thêm hỗn hợp bê tông để giữ mức hỗn hợp luôn đầy hơn miệng côn Sau đó, gạt phẳng miệng côn và dọn dẹp xung quanh đáy côn Dùng tay ghì chặt côn xuống nền và sau đó thả chân ra khỏi gối đặt Nhấc côn từ từ theo phương thẳng đứng trong khoảng thời gian từ 5 – 10 giây

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ THẢO LUẬN

THỜI GIAN NINH KẾT VÀ ĐỘ LIÊN KẾT GIỮA HAI LỚP BÊ TÔNG

4.1.1 Thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông

Thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông được xác định bằng thí nghiệm mỗi 30 phút/lần và được thực hiện dựa trên TCVN 9338:2012[70] và TQ GB.T 50080:2016 [71] Hình 4.1 thể hiện thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông được xác định dựa trên cường độ kháng xuyên của hỗn hợp được đo bằng máy HG80S Thời gian bắt đầu và kết thúc ninh kết của hỗn hợp bê tông được thể hiện ở Bảng 4.1 Khoảng thời gian để hỗn hợp chịu được cường độ kháng xuyên 0.2 N/mm 2 là khoảng 30 phút

Hình 4.1 Thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông xác định dựa trên cường độ kháng xuyên của hỗn hợp đo được bằng máy HG80s Bảng 4.1 Thời gian bắt đầu và kết thúc của hỗn hợp bê tông

Ghi chú Thời gian bê tông chịu được 0.2 N/mm 2

Thời gian bắt đầu ninh kết (> 3.5 N/mm 2 )

Thời gian kết thúc ninh kết (> 28 N/mm 2 )

Chú thích: Mx (Với x là số thứ tự của mẫu thí nghiệm)

C ư ờng độ k há ng x uy ên của hỗ n hợp bê tô ng ( M P a )

Thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông (giờ)

4.1.2 Khả năng làm việc và độ liên kết giữa hai lớp bê tông trong FGC

Từ kết quả thời gian ninh kết của hỗn hợp bê tông ở Hình 4.1 và Bảng 4.1, có thể lựa chọn thời gian bắt đầu đổ lớp trên sau 30 phút tạo hình lớp dưới, do hỗn hợp bê tông bên dưới bắt đầu đạt được khả năng chịu lực 0.2 N/mm 2 trong khoảng thời gian này Để tránh thời gian chờ lâu làm ảnh hưởng đến năng suất đổ bê tông, nghiên cứu này đề xuất

30 phút là khoảng thời gian thích hợp để chờ và đổ bê tông lớp tiếp theo.

ĐỘ SỤT CỦA HỖN HỢP BÊ TÔNG

Hình 4.2 thể hiện kết quả độ sụt của các hỗn hợp bê tông Kết quả thí nghiệm cho thấy, hầu hết các hỗn hợp bê tông thay thế và không thay thế đá dăm (trừ các cấp phối kết hợp với sợi) đều giữ nguyên độ sụt theo thiết kế với tất cả các cấp phối, tức 182 cm Độ sụt của các cấp phối sử dụng RCA đã xử lý có xu hướng tăng nhẹ; nguyên nhân có thể do lớp huyền phù bao phủ xung quanh RCA làm tăng ma sát trượt, dẫn đến làm tăng độ sụt của hỗn hợp Tuy nhiên, cấp phối có kết hợp sợi có độ sụt giảm đáng kể; Cụ thể, hỗn hợp NP có độ sụt thấp hơn 40% so hỗn hợp NC, U.RCA.P thấp hơn 44.4% so với hỗn hợp U.RCA, T.RCA.P thấp hơn 36.8% so với hỗn hợp T.RCA Việc làm giảm độ sụt của hỗn hợp bê tông do sợi PP là do sợi trong hỗn hợp bê tông hoạt động như một mạng lưới liên kết, làm giảm tính linh động của hỗn hợp [40]

Hình 4.2 Độ sụt của các hỗn hợp bê tông

CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG

Kết quả cường độ chịu nén của toàn bộ các mẫu FGC thay thế và không thay thế đá dăm kết hợp với sợi PP tại 3, 7, 28 và 56 ngày tuổi được thể hiện ở Hình 4.3 Ở 3 ngày tuổi, nhìn chung, cường độ chịu nén tương đối ngang nhau giữa việc kết hợp và không kết hợp sợi PP đối với các mẫu FGC, xem Hình 4.3 Cụ thể, mẫu NC–NC có cường độ chịu nén cao hơn 1.4% so với mẫu NC–NP, mẫu U.RCA–U.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 1.9% so với mẫu U.RCA–U.RCA.P, mẫu T.RCA–T.RCA có cường độ chịu nén thấp hơn 1.3% so với mẫu T.RCA–T.RCA.P Đối với các mẫu FGC không kết hợp sợi, cường độ chịu nén của mẫu NC–NC cao hơn so với các mẫu FGC có thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý (T.RCA–T.RCA) và không xử lý (U.RCA–U.RCA) Cụ thể, cường độ chịu nén cao hơn lần lượt là 32.2% và 10.1% Đối với các mẫu FGC kết hợp sợi, cường độ chịu nén của mẫu NC–NP cao hơn so với các mẫu FGC có thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý (T.RCA–T.RCA.P) và không xử lý (U.RCA–U.RCA.P) Cụ thể, cường độ chịu nén cao hơn lần lượt là 19.1% và 10.6% Khi so sánh giữa các mẫu FGC được thay thế đá dăm bằng RCA, các mẫu FGC không xử lý (U.RCA–U.RCA và U.RCA–U.RCA.P) có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu FGC đã qua xử lý (T.RCA– T.RCA và T.RCA–T.RCA.P) lần lượt là 24.5% và 9.5% Mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu nén cao hơn mẫu T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt là 23.6% và 10.2%, và thấp hơn so với các mẫu U.RCA–U.RCA và U.RCA–U.RCA.P lần lượt là 1.2% và 0.7%, và thấp hơn so với mẫu NC–NC và NC–NP lần lượt là 12.6% và 11.0%

Tuy nhiên, cường độ chịu nén có sự thay đổi giữa các mẫu FGC kết hợp và không kết hợp sợi PP (xem Hình 4.3) ở 7 ngày tuổi Cụ thể, mẫu NC–NC có cường độ chịu nén cao hơn 8.9% so với mẫu NC–NP Mẫu U.RCA–U.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 1.9% so với mẫu U.RCA–U.RCA.P Mẫu T.RCA–T.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 9% so với mẫu T.RCA–T.RCA.P Khi so sánh các mẫu FGC không kết hợp sợi, cường độ chịu nén của mẫu NC–NC cao hơn so với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA (U.RCA–U.RCA và T.RCA–T.RCA) lần lượt là 21.7% và 35.5% Đối với các mẫu FGC kết hợp sợi, mẫu NC–NP có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA có kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA.P và T.RCA–T.RCA.P) lần lượt là 12.2% và 25.1% Bên cạnh đó, so sánh giữa các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý, nhận thấy mẫu U.RCA–U.RCA và U.RCA–U.RCA.P có cường độ chịu

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 65 nén cao hơn mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý T.RCA–T.RCA và T.RCA– T.RCA.P lần lượt 17.4% và 14.7% Mẫu U.RCA–U.RCA có cường độ chịu nén thấp hơn 2.1% so với mẫu U.RCA–U.RCA.P Mẫu T.RCA–T.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 9.0% so với mẫu T.RCA–T.RCA.P Mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA– T.RCA.P lần lượt là 5.7%, 3.7%, 9.7% và 17.9%, và thấp hơn so với các mẫu NC–NC và NC–NP lần lượt là 20.4% và 9.7%

Hình 4.3 Cường chịu nén của các mẫu FGC ở 3, 7, 28 và 56 ngày tuổi

Từ kết quả cường độ chịu nén ở Hình 4.3, có thể thấy được ở các ngày tuổi sớm như 3 và 7 ngày tuổi, các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý có cường độ chịu nén thấp hơn so với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý Tuy nhiên, cường độ chịu nén của các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA tương đương nhau giữa các mẫu sử dụng RCA đã xử lý và không xử lý ở 28 ngày tuổi Cụ thể, các mẫu U.RCA–U.RCA và U.RCA–U.RCA.P có cường độ chịu nén thấp hơn mẫu T.RCA– T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt 4.7% và 3.0% Cường độ chịu nén của FGC sử dụng RCA xử lý thấp hơn so với FGC sử dụng RCA không xử lý ở 3 và 7 ngày tuổi có thể là do phản ứng pozzolanic của tro bay và xi măng chưa ổn đinh vào thời gian đầu Tuy nhiên, tốc độ phản ứng tăng từ giai đoạn về sau và sự đóng góp của tro bay giúp

Cường độ chịu nén (MPa)

NC-NC NC-NP U.RCA-U.RCA

U.RCA-U.RCA.P T.RCA-T.RCA T.RCA-T.RCA.P

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 66 tăng cường độ một cách đáng kể [78], dẫn đến việc cải thiện cường độ chịu nén của FGC sử dụng RCA xử lý ở 28 ngày tuổi Ngoài ra, việc bổ sung sợi trong các mẫu FGC không làm thay đổi đáng kể cường độ chịu nén ở 28 ngày tuổi Cụ thể, mẫu NC–NC có cường độ chịu nén tương đồng so với mẫu NC–NP, chênh lệch 1.5% Mẫu U.RCA– U.RCA có cường độ chịu nén thấp hơn 0.2% so với mẫu U.RCA–U.RCA.P Mẫu T.RCA–T.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 1.5% so với mẫu T.RCA–T.RCA.P Đối với các mẫu FGC không kết hợp với sợi, mẫu NC–NC cao hơn so với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA (U.RCA–U.RCA và T.RCA–T.RCA) lần lượt là 22.2% và 18.5% Đối với các mẫu FGC kết hợp sợi, mẫu NC–NP có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA có kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA.P và T.RCA– T.RCA.P) lần lượt là 20.8% và 17.8% Mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt là 15.9%, 15.7%, 11.9% và 13.2%, và thấp hơn so với các mẫu NC–NC và NC–

NP lần lượt là 8.1% và 6.4%

Cường độ chịu nén của các mẫu FGC ở 56 ngày tuổi có sự tăng nhẹ so với 28 ngày tuổi, xem Hình 4.3 Mẫu NC–NC có cường độ chịu nén thấp hơn 1.8% so với mẫu NC–NP Mẫu U.RCA–U.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 1.6% so với mẫu U.RCA– U.RCA.P Mẫu T.RCA–T.RCA có cường độ chịu nén cao hơn 3.8% so với mẫu T.RCA– T.RCA.P Khi so sánh các mẫu FGC không kết hợp sợi, cường độ chịu nén của mẫu NC–NC cao hơn so với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA (U.RCA–U.RCA và T.RCA–T.RCA) lần lượt là 20.3% và 12.9% Đối với các mẫu FGC kết hợp sợi, mẫu NC–NP có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA có kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA.P và T.RCA–T.RCA.P) lần lượt là 23.0% và 17.8% Bên cạnh đó, so sánh giữa các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý, nhận thấy mẫu U.RCA–U.RCA và U.RCA–U.RCA.P có cường độ chịu nén thấp hơn mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt 3.0% và 6.8% Mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu nén cao hơn các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt là 18.3%, 19.7%, 10.8% và 14.2%, và thấp hơn so với các mẫu NC–NC và NC–NP lần lượt là 2.5% và 4.4%

Trong nghiên cứu của Dharan et al [19], việc bổ sung sợi vào bê tông giúp cải thiện cường độ chịu nén lên khoảng 10% so với bê tông không sử dụng sợi Trong nghiên cứu này, mức độ cải thiện về cường độ chịu nén của FGC có kết hợp sợi được ghi nhận khoảng 1.8% Khi so sánh giữa các mẫu FGC sử dụng RCA đã xử lý và không xử lý, cho thấy cường độ chịu nén cải thiện nhẹ giữa FGC sử dụng RCA đã xử lý và không xử lý trong bê tông cường độ cao, khoảng từ 3.0% đến 6.8% Xu hướng này cũng được tìm thấy trong nghiên cứu của Nguyễn et al [79], trong đó RCA được xử lý bằng huyền phù xi măng – silica fume và cường độ của bê tông (bê tông một lớp) được cải thiện so với bê tông thông thường RCA trong nghiên cứu của Nguyễn et al [79] được xử lý bằng huyền phù xi măng – silica fume (silica fume có mức độ hoạt tính và độ mịn cao hơn so với tro bay) nên có mức độ cải thiện cao hơn so với RCA được xử lý bằng huyền phù xi măng – tro bay- Na2SO4 trong nghiên cứu này

Hình 4.4 thể hiện tốc độ phát triển cường độ chịu nén của các mẫu FGC ở 3, 7 và

56 ngày tuổi so với 28 ngày tuổi Ở 3 ngày tuổi, tốc độ phát triển cường độ của mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA chưa xử lý không kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA) và có kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA.P) gần như bằng nhau, đạt trong khoảng 89.0 – 90.8% so với 28 ngày tuổi Các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý không kết hợp sợi (T.RCA–T.RCA) và có kết hợp sợi (T.RCA–T.RCA.P) có tốc độ phát triển cường độ đều nhau, đạt 76.0 – 78.2% so với 28 ngày tuổi Mẫu NC–T.RCA.P ở 3 ngày tuổi có tốc độ phát triển cường độ đạt 75.4% so với 28 ngày tuổi Tốc độ phát triển cường độ của các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý chậm hơn so với mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý cả 3 và 7 ngày tuổi Ở 7 ngày tuổi, tốc độ phát triển cường độ của mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA chưa xử lý không kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA) và có kết hợp sợi (U.RCA–U.RCA.P) gần như bằng nhau, đạt trong khoảng 93.6 – 95.4% so với 28 ngày tuổi Các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý không kết hợp sợi (T.RCA–T.RCA) và có kết hợp sợi (T.RCA–T.RCA.P) có tốc độ phát triển cường độ đều nhau, đạt 79.0 – 85.5% so với 28 ngày tuổi Mẫu NC– T.RCA.P ở 7 ngày tuổi có tốc độ phát triển cường độ đạt 86.1% so với 28 ngày tuổi Trong khi đó, tốc độ phát triển cường độ của mẫu NC–NC và NC–NP gần bằng với nhau ở 3 ngày tuổi, đạt 78.7 – 79.9% so với 28 ngày tuổi; tuy nhiên, mẫu NC–NC có tốc tộ phát triển cường độ nhanh hơn so với mẫu NC–NP lần lượt là 94.5% và 86% khi so sánh

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 68 với 28 ngày tuổi Bên cạnh đó, khi so sánh tốc độ phát triển của 56 ngày tuổi và 28 ngày tuổi, kết quả cho thấy không có nhiều sự thay đổi về cường độ ở ngày tuổi muộn (56 ngày tuổi) Cụ thể, các mẫu NC-NC, NC-NP, U.RCA-U.RCA, U.RCA-U.RCA.P, T.RCA-T.RCA, T.RCA-T.RCA.P, NC-T.RCA.P có tốc độ phát triển 56 ngày cao hơn so với 28 ngày lần lượt là 1.0%, 4.5%, 3.5%, 1.6%, 7.9%, 5.4% và 6.5% Các mẫu FGC sử dụng RCA đã xử lý có tốc độ phát triển hơn một chút so với các mẫu FGC sử dụng RCA không xử lý

Hình 4.4 Tốc độ phát triển cường độ chịu nén của các mẫu FGC ở 3, 7 và 56 ngày tuổi so với 28 ngày tuổi

CƯỜNG ĐỘ CHỊU KÉO KHI UỐN CỦA BÊ TÔNG

4.4.1 Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông

Hình 4.5 thể hiện cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu FGC tại 7, 28 và 56 ngày tuổi Hình 4.6 thể hiện mẫu trước và sau khi uốn FGC Nhìn chung, các mẫu FGC kết hợp sợi PP có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn mẫu FGC không kết hợp sợi PP

Cụ thể: cường độ chịu kéo khi uốn của mẫu FGC không thay thế đá dăm có kết hợp sợi

PP (NC–NP) cao hơn mẫu FGC đối chứng (NC–NC) lần lượt 4.6%, 5.1% và 5.7% ở 7,

28 và 56 ngày tuổi Ở 7 ngày tuổi, các FGC kết hợp sợi PP (NC–NP, T.RCA–T.RCA.P và NC– T.RCA.P) có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn các mẫu FGC không kết hợp sợi PP (NC–NC, T.RCA–T.RCA) Tuy nhiên, mẫu FGC (U.RCA–U.RCA) có cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn so với mẫu (U.RCA–U.RCA.P) Các mẫu FGC kết hợp sợi PP

(U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA.P và NC–T.RCA.P) có cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn so với mẫu NC–NP lần lượt là 14.9%, 13.9% và 10.6% Các mẫu FGC sử dụng RCA thay thế đá dăm (U.RCA–U.RCA và T.RCA–T.RCA) có cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn mẫu đối chứng NC–NC lần lượt là 10.4% và 13.7% Khi so sánh mẫu FGC không kết hợp sợi và sử dụng RCA thay thế đá dăm, kết quả cho thấy U.RCA–U.RCA có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn mẫu T.RCA–T.RCA là 3.8% Tuy nhiên, đối với mẫu FGC kết hợp sợi và sử dụng RCA thay thế đá dăm, kết quả cho thấy cường độ chịu kéo khi uốn của U.RCA–U.RCA.P thấp hơn 2.1% so với mẫu T.RCA–T.RCA.P Bên cạnh đó, mẫu NC–T.RCA.P cho kết quả cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn so với NC–

NC và NC–NP lần lượt là 9.2% và 11.8% Đồng thời, mẫu NC–T.RCA.P cho kết quả cường độ chịu kéo khi uốn gần như tương đương so với các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt là 2.2%, 4.9%, 5.7% và 2.8% Ở 28 ngày tuổi, việc FGC kết hợp với sợi không có sự thay đổi so với các mẫu FGC không kết hợp sợi Cụ thể, mẫu NC–NP có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn 2.9% so với mẫu NC–NC, mẫu U.RCA–U.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn 5.4% so với mẫu U.RCA–U.RCA, mẫu T.RCA–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn 1.8% so với mẫu T.RCA–T.RCA Đối với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không kết hợp sợi PP, cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu U.RCA– U.RCA và T.RCA–T.RCA thấp hơn lần lượt 10.6% và 5.2% so với mẫu NC–NC Các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA có kết hợp sợi PP gồm U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA.P và NC–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn so với mẫu NC–NP lần lượt là 8.2%, 6.3% và 4.5% Đồng thời, mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA–T.RCA.P lần lượt là 9.2%, 3.9%, 3.7% và 1.9%, và thấp hơn so với các mẫu NC–NC và NC–NP lần lượt là 1.6% và 1.9% Ở 56 ngày tuổi, cường độ chịu kéo khi uốn của có xu hướng tăng nhẹ so với ở 28 ngày tuổi Các mẫu FGC kết hợp sợi PP cao hơn không đáng kể so với các mẫu FGC không kết hợp sợi PP; cụ thể, mẫu NC–NP có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn 6.4% so với mẫu NC–NC, mẫu U.RCA–U.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn 1% so với mẫu U.RCA–U.RCA, mẫu T.RCA–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 70 hơn 4.3% so với mẫu T.RCA–T.RCA Đối với các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không kết hợp sợi PP, cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu U.RCA–U.RCA và T.RCA–T.RCA thấp hơn lần lượt 9.3% và 8.2% so với mẫu NC–NC Các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA có kết hợp sợi PP gồm U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA.P và NC–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn thấp hơn so với mẫu NC–NP lần lượt là 14.2%, 10.2% và 4.4% Đồng thời, mẫu NC–T.RCA.P có cường độ chịu kéo khi uốn cao hơn các mẫu U.RCA–U.RCA, U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA và T.RCA– T.RCA.P lần lượt là 11.2%, 10.3%, 10.1% và 6.1%, và gần tương đương với các mẫu NC–NC lần lượt là 4.6% Tuy nhiên, mẫu NC–T.RCA.P có sự thay đổi về cường độ chịu kéo khi uốn ở 56 ngày tuổi so với 28 ngày tuổi, cao hơn 2.1% so với mẫu NC–NP

Cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu FGC sử dụng RCA đã xử lý tương đương mẫu FGC sử dụng RCA không xử lý ở 7 ngày tuổi; tuy nhiên, ở 28 ngày tuổi, cường độc chịu kéo khi uốn của FGC sử dụng RCA đã xử lý có phần cải thiện hơn so với mẫu FGC sử dụng RCA chưa xử lý Do ở thời gian đầu, có thể là do phản ứng pozzolanic của tro bay và xi măng chưa ổn đinh (ở 7 ngày tuổi) Tuy nhiên, tốc độ phản ứng tăng từ giai đoạn về sau và sự đóng góp của tro bay giúp tăng cường độ một cách đáng kể (ở

28 và 56 ngày tuổi) [78] Khi xem xét ảnh hưởng của việc bổ sung sợi PP đến cường độ chịu kéo khi uốn trong FGC, sợi PP đóng vai trò là cầu nối giúp truyền ứng xuất và tải trọng từ vết nứt trên hệ nền bê tông đến sợi PP, giúp cải thiện cường độ chịu kéo khi uốn [42] Từ CHƯƠNG 1: Hình 4.5, có thể thấy được cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu FGC có kết hợp sợi cao hơn so với các mẫu FGC không kết hợp sợi Xu hướng này cũng được tìm thấy tương tự như trong nghiên cứu của Naghibdehi et al.[57], với sợi PP đóng vai trò quan trọng trong việc kiểm soát sự phát triển vết nứt trong dầm với năm lớp bê tông Đồng thời, việc bố trí sợi ở lớp dưới cũng mang lại nhiều hiệu quả cho FGC, vì khi chịu uốn, dầm bị phá hoại theo căng thớ dưới trước; do đó, sợi PP được bố trí ở lớp dưới giúp kịp thời kiềm hãm vết nứt phát triển gây phá hoại dầm [23] Việc bố trí FGC với RCA được sử dụng ở hai lớp và kết hợp sợi ở lớp dưới (U.RCA–U.RCA.P, T.RCA–T.RCA.P) không mang lại hiệu quả so với mẫu FGC sử dụng bê tông thông thường ở lớp trên và RCA thay thế có kết hợp sợi ở lớp dưới; xu hướng này được tìm thấy trong nghiên cứu Liu et al [23], khi đánh giá cường độ chịu kéo khi uốn của mẫu FGC sử dụng bê tông tái chế và được gia cường bằng sợi thép

Hình 4.5 Cường độ chịu kéo khi uốn của các mẫu FGC ở 7, 28 và 56 ngày tuổi

Hình 4.6 (a) Dầm bê tông trước khi uốn; (b) dầm bê tông sau khi uốn

Cường độ chịu kéo khi uốn (MPa)

NC - NC NC - NP U.RCA - U.RCA

U.RCA - U.RCA.P T.RCA - T.RCA T.RCA - T.RCA.P

4.4.2 Mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo của uốn và cường độ chịu nén của bê tông

Hình 4.7 thể hiện sự tương quan giữa cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu nén tại 7, 28 và 56 ngày tuổi của tất cả các mẫu FGC (NC-NC, NC-NP, U.RCA- U.RCA, U.RCA-U.RCA.P, T.RCA-T.RCA, T.RCA-T.RCA.P và NC-T.RCA.P) Nhìn chung, cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu nén có tỷ lệ thuận ở 7, 28 và 56 ngày tuổi với R 2 lần lượt 0.7062, 0.7519 và 0.8354 Từ công thức được thiết lập ở Hình 4.7, có thể dự đoán kết quả của cường độ chịu kéo khi uốn dựa vào kết quả của cường độ chịu nén của mẫu FGC

Hình 4.7 Mối quan hệ giữa cường độ chịu kéo khi uốn và cường độ chịu nén của các mẫu FGC ở 7, 28 và 56 ngày tuổi

ĐỘ VA ĐẬP

Hình 4.8, Hình 4.9 và Hình 4.10 thể hiện số lần va đập của các mẫu FGC bắt đầu xuất hiện vết nứt cho đến khi bị phá hoại hoàn toàn ở 7, 28 và 56 ngày tuổi Nhìn chung, các mẫu FGC có kết hợp sợi PP (NC-NP, U.RCA-U.RCA.P và NC-T.RCA.P) có số lần va đập nhiều hơn so với các mẫu FGC không kết hợp sợi PP (NC-NC, U.RCA-U.RCA và T.RCA-T.RCA) ở các ngày tuổi 7, 28 và 56 ngày, xem Hình 4.8, Hình 4.9 và Hình 4.10 Kết quả cho thấy ưu điểm của việc bổ sung sợi PP vào bê tông, giúp cải thiện khả năng chịu tải trọng tác động của bê tông

Hình 4.8 thể hiện số lần va đập của các mẫu FGC đến khi bị phá hoại hoàn toàn ở 7 ngày tuổi Từ kết quả ở 7 ngày tuổi, có thể thấy sự chênh lệch số lần va đập giữa mẫu có kết hợp sợi và không kết hợp sợi Cụ thể, mẫu NC-NP có số lần va đập cao hơn 3.9% so mẫu NC-NC Mẫu U.RCA-U.RCA.P có số lần va đập cao hơn 4.6% so mẫu U.RCA-U.RCA Mẫu T.RCA-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn 17.1% so mẫu T.RCA- T.RCA Các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý có số lần va đập cao hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý; cụ thể, U.RCA-U.RCA cao hơn 22.4% so với T.RCA-T.RCA và U.RCA-U.RCA.P cao hơn 13.2% so với T.RCA- T.RCA.P Việc FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý có số lần va đập cao hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý do phản ứng pozzolanic của tro bay và xi măng chưa ổn đinh vào thời gian đầu nên làm giảm khả năng chống tải trọng tác động của bê tông; tuy nhiên, tốc độ phản ứng tăng từ giai đoạn về sau và sự đóng góp của tro bay giúp đã tăng khả năng chống tải trọng tác động một cách đáng kể [78] Mẫu NC-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn các mẫu NC-NC, U.RCA-U.RCA, U.RCA- U.RCA.P, T.RCA-T.RCA và T.RCA-T.RCA.P lần lượt là 3.4%, 7.1%, 2.4%, 38.2% và 18%, và thấp hơn 0.5% so với mẫu NC-NP

Hình 4.8 Số lần va đập của các mẫu FGC bắt đầu xuất hiện vết nứt cho đến khi mẫu bị phá hoại hoàn toàn ở 7 ngày tuổi

Từ kết quả ở 28 ngày tuổi được thể hiện ở Hình 4.9, khi so sánh giữa các mẫu có kết hợp sợi và không kết hợp sợi, mẫu NC-NP có số lần va đập cao hơn 24.6% so mẫu NC-NC Mẫu U.RCA-U.RCA.P có số lần va đập cao hơn 10% so mẫu U.RCA-U.RCA Mẫu T.RCA-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn 9.3% so mẫu T.RCA-T.RCA Ở 28

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 74 ngày tuổi, các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý có số lần va đập thấp hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý; cụ thể, U.RCA-U.RCA thấp hơn 6.7% so với T.RCA-T.RCA và U.RCA-U.RCA.P thấp hơn 6.1% so với T.RCA- T.RCA.P Mẫu NC-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn các mẫu NC-NC, U.RCA- U.RCA, U.RCA-U.RCA.P, T.RCA-T.RCA và T.RCA-T.RCA.P lần lượt là 6.9%, 36.0%, 23.6%, 27.4% và 16.5%, và thấp hơn 14.2% so với mẫu NC-NP

Từ Hình 4.10 thể hiện kết quả ở 56 ngày tuổi, các mẫu FGC có kết hợp sợi cao hơn so với các mẫu FGC không kết hợp sợi Cụ thể, mẫu NC-NP có số lần va đập cao hơn 4% so mẫu NC-NC Mẫu U.RCA-U.RCA.P có số lần va đập cao hơn 1.5% so mẫu U.RCA-U.RCA Mẫu T.RCA-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn 13% so mẫu T.RCA- T.RCA Ở 28 ngày tuổi, các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA không xử lý có số lần va đập thấp hơn các mẫu FGC thay thế đá dăm bằng RCA đã xử lý; cụ thể, U.RCA- U.RCA thấp hơn 20.6% so với T.RCA-T.RCA và U.RCA-U.RCA.P thấp hơn 34.3% so với T.RCA-T.RCA.P Mẫu NC-T.RCA.P có số lần va đập cao hơn các mẫu NC-NC, U.RCA-U.RCA, U.RCA-U.RCA.P, T.RCA-T.RCA và T.RCA-T.RCA.P lần lượt là 0.5%, 38.0%, 36.0%, 14.4% và 1.2%, và thấp hơn 3.3% so với mẫu NC-NP

Hiệu quả của việc bổ sung sợi vào bê tông cho thấy hoàn toàn phù hợp với nhận định của Mashrei et al [21] Xu hướng này cũng được tìm thấy trong nghiên cứu của N Prasad [25] Nhờ đặc tính đàn hồi của sợi PP, sợi PP đóng vai trò quan trọng trong việc

HVTH: NGUYỄN CAO HOÀNG LONG 75 phát triển vết nứt Sau khi vết nứt đầu tiên xuất hiện, bề mặt của mẫu khi phi bị phá hoại do chịu tác động của lực va đập, sợi đóng vai trò là cầu nối giúp hạn chế sự phát triển của vết nứt [80]

Chương 4 trình bày những kết quả về thời gian bắt đầu ninh kết, độ sụt, cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo khi uốn và độ va đập Từ đó, một số kết luận và kiến nghị được trình bày ở Chương 5

Định dạng
Số trang	104
Dung lượng	3,37 MB