Luận Án Tiến Sĩ Nghiên Cứu Mất Mát Ứng Suất Trước Do Co Ngót, Từ Biến Của Dầm Bê Tông Geopolymer (Gpc) Ứng Suất Trước (Ust) Chế Tạo Tại Việt Nam

Trang 1

Vũ Thành Quang

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG DO CO NGÓT VÀ TỪ BIẾN ĐẾN MẤT MÁT ỨNG SUẤT TRƯỚC CỦA

DẦM CẦU BÊ TÔNG GEOPOLYMER ỨNG SUẤT

TRƯỚC CHẾ TẠO TẠI VIỆT NAM

Chuyên ngành : Xây dựng Cầu hầm

Mã số : 9580205-1

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

Hà Nội, năm 2024

Trang 2

Vũ Thành Quang

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG DO CO NGÓT VÀ TỪ BIẾN ĐẾN MẤT MÁT ỨNG SUẤT TRƯỚC CỦA

DẦM CẦU BÊ TÔNG GEOPOLYMER ỨNG SUẤT

TRƯỚC CHẾ TẠO TẠI VIỆT NAM

Chuyên ngành : Kỹ thuật XD công trình Giao thông-Xây dựng Cầu hầm

Mã số : 9580205-1

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1 PGS.TS Nguyễn Bình Hà 2 TS Nguyễn Quốc Bảo

Hà Nội, năm 2024

Trang 3

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, đã được công bố trên các tạp chí thuộc danh mục tạp chí khoa học được tính điểm công trình khoa học quy đổi khi xét công nhận đạt tiêu chuẩn chức danh giáo sư, phó giáo sư và chưa từng được công bố trong bất kỳ công trình nào khác

Hà Nội, ngày tháng năm 2024

Tác giả luận án

Vũ Thành Quang

Trang 4

LỜI CẢM ƠN Em xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc của mình đến tập thể hướng dẫn: PGS.TS Nguyễn Bình Hà và TS Nguyễn Quốc Bảo đã tận tình hướng dẫn, giúp đỡ, tạo điều kiện và động viên trong suốt quá trình học tập, nghiên cứu và hoàn thành luận án

Em xin chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu, Khoa Đào tạo sau đại học, nay là Phòng Quản lý đào tạo, Khoa Cầu đường, Trường Đại học Xây dựng Hà Nội và Công ty Bê tông Xuân Mai đã tạo điều kiện thuận lợi cho em trong quá trình học tập nghiên cứu và thực nghiệm

Em xin chân thành cảm ơn các thầy cô trong Bộ môn Cầu và Công trình ngầm, các thầy cô và chuyên gia trong và ngoài trường, các thầy công tác tại Phòng thí nghiệm LAS-XD125 - Đại học Xây dựng Hà Nội đã có những đóng góp ý kiến quý báu cho luận án

Cuối cùng, NCS bày tỏ cảm ơn tới các đồng nghiệp, bạn bè, gia đình và người thân đã luôn động viên khích lệ tác giả trong quá trình học tập, nghiên cứu để tác giả hoàn thành luận án

Tác giả luận án

Vũ Thành Quang

Trang 5

1.1.2 Những ưu nhược điểm của GPC 7

1.1.3 GPC sử dụng tro bay và xỉ lò cao 9

1.2 Các đặc trưng cơ học của bê tông GPC 11

1.2.1 Cường độ chịu nén 11

1.2.2 Quan hệ ứng suất biến dạng 11

1.2.3 Cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo 16

1.2.4 Mô đun đàn hồi và hệ số poisson 18

1.2.5 Tính chất co ngót 20

Trang 6

1.2.6 Tính chất từ biến 29

1.3 Những nghiên cứu và áp dụng GPC trên thế giới 32

1.4 Những nghiên cứu và áp dụng GPC tại Việt Nam 38

1.5 Những vấn đề còn tồn tại 43

1.6 Xây dựng giả thuyết nghiên cứu 45

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ KHOA HỌC VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU 47

2.1 Phương pháp thí nghiệm cường độ chịu nén theo tiêu chuẩn ASTM C39, TCVN 3118-2022 47

2.1.1 Thiết bị dụng cụ 47

2.1.2 Lấy mẫu và chuẩn bị mẫu thử 48

2.1.3 Cách tiến hành 49

2.1.4 Xác định diện tích chịu lực của viên mẫu 49

2.1.5 Xác định tải trọng phá hủy viên mẫu 49

2.2 Thí nghiệm xác định quan hệ ứng suất - biến dạng và mô đun đàn hồi của bê tông theo ASTM C469 51

2.3 Co ngót của bê tông 51

2.3.1 Co ngót tự sinh (Autogenous Shrinkage) 53

2.3.2 Co ngót khô 552.3.3 Một số mô hình dự báo biến dạng co ngót của bê tông trong các tiêu chuẩn

Trang 7

hiện hành 56

2.3.4 Thực nghiệm xác định biến dạng co ngót TCVN 3117-2022 [20] và ASTM C157/C157M-17 [37] 63

2.4 Từ biến của bê tông 67

2.4.1 Những vấn đề cơ bản về từ biến của bê tông 67

2.4.2 Xác định đặc trưng từ biến theo AASHTO-LRFD 2017 và TCVN 2017 70

11823-2.4.3 Thực nghiệm đo đạc biến dạng từ biến theo ASTM C512 [38] 71

2.5 Thiết kế mô hình dầm thí nghiệm 72

2.6 Nhận xét chương 2 74

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH MÔ ĐUN ĐÀN HỒI, CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN, QUAN HỆ ỨNG SUẤT BIẾN DẠNG, HỆ SỐ TỪ BIẾN VÀ CO NGÓT CỦA GPC 75

3.1 Thành phần cấp phối mẫu thí nghiệm và dầm GPC UST 75

3.2 Kết quả thí nghiệm xác định cường độ chịu nén bê tông GPC 77

3.3 Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi và quan hệ ứng suất biến dạng 80

3.3.1 Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi 80

3.3.2 Kết quả thí nghiệm quan hệ ứng suất - biến dạng 83

3.4 Thực nghiệm đo đạc biến dạng co ngót của GPC 86

3.4.1 Tính toán và xử lý kết quả 87

Trang 8

3.4.2 Kết quả tính toán biến dạng tỷ đối do co ngót 87

3.5 So sánh kết quả thực nghiệm co ngót GPC với OPC theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017, TCVN 11823:5 2017 91

3.6 Kết quả đo biến dạng từ biến GPC 100

3.6.1 Kết quả đo đạc biến dạng từ biến 101

3.6.2 Kết quả tính toán hệ số từ biến của GPC 102

3.7 So sánh kết quả thực nghiệm từ biến của GPC với OPC theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017, TCVN 11823:5 2017 106

CHƯƠNG 4 THIẾT KẾ, ĐÚC DẦM THÍ NGHIỆM, THEO DÕI MMUST TRONG CÁP UST DO CO NGÓT VÀ TỪ BIẾN 114

4.1 Thiết kế dầm GPC UST tiết diện T dài 10,4m phục vụ thí nghiệm 114

4.1.1 Mục tiêu của thí nghiệm 114

4.1.2 Cơ sở xây dựng mô hình 114

4.1.3 Xác định kích thước dầm 115

4.1.4 Bố trí thiết bị đo MMUST do co ngót và từ biến 117

4.2 Công tác đúc dầm thí nghiệm 118

4.2.2 Mất mát ứng suất trong cáp UST dầm thực nghiệm 125

4.2.3 Kết quả đo thực nghiệm 125

Trang 9

CHƯƠNG 5 ÁP DỤNG GPC VÀO CẦU DẦM ỨNG SUẤT TRƯỚC NHỊP GIẢN ĐƠN 33M, SO SÁNH MMUST DO CO NGÓT VÀ TỪ BIẾN

KHI SỬ DỤNG GPC VÀ OPC 136

5.1 Các thông số thiết kế của dầm I33m 136

5.1.1 Thông số vật liệu 136

5.1.2 Thông số cầu thiết kế 137

5.1.3 Thông số kích thước mặt cắt ngang, cáp dứng suất trước dầm I33m 1385.2 Kiểm toán dầm theo các TTGH cường độ và sử dụng 140

5.2.1 Kiểm toán dầm theo TTGH sử dụng 140

5.2.2 Kiểm toán dầm theo TTGH cường độ 143

5.3 So sánh mất mát ứng suất trước của dầm I33m sử dụng vật liệu GPC và vật liệu OPC 146

5.3.1 Thông số cầu dầm I33m sử dụng OPC 146

5.3.2 Kết quả tính toán giá trị ứng suất còn lại trong cáp sau khi trừ đi các MMUS 146

KẾT LUẬN 149

TÀI LIỆU THAM KHẢO 151

Trang 10

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU Chữ cái Latinh viết hoa

Kí hiệu Diễn giải Hệ tiêu chuẩn

tham chiếu AASHTO LRFD Tiêu chuẩn thiết kế cầu của Mỹ

ASTM Tiêu chuẩn của Mỹ về thí nghiệm Vật

liệu ACI Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu bê tông của

Viện bê tông của Hoa Kỳ AAF Tro bay hoạt tính kiềm AAS Xỉ hoạt tính kiềm AASF Hỗn hợp tro bay xỉ hoạt tính kiềm ACT Chất hoạt hóa

B Cấp độ bền nén của bê tông TCVN 5574:

2018 BFS Xỉ lò cao

BTCT Bê tông cốt thép BTXM Bê tông xi măng BTUST Bê tông ứng suất trước

CHH Chất hoạt hoá CKD Chất kết dính

Eb Mô đun đàn hồi bê tông TCVN 5574:

2018

Trang 11

Ecm Mô đun đàn hồi trung bình của bê tông EC2 EC2 Tiêu chuẩn thiết kế bê tông cốt thép

của châu Âu FA Tro bay GGBFS Xỉ lò cao nghiền mịn GP Chất kết dính geopolymer GPC Bê tông geopolymer MMUS Mất mát ứng suất MMUST Mất mát ứng suất trước

OPC Bê tông xi măng TCVN Tiêu chuẩn Việt nam TCVN 5574: 2018 Tiêu chuẩn Việt Nam - Thiết kế kết cấu

bê tông cốt thép TCVN 1823:2017 Tiêu chuẩn thiết kế cầu Việt Nam

Chữ cái Latinh viết thường Kí hiệu Diễn giải Hệ tiêu chuẩn

tham chiếu fy Giới hạn chảy của cốt thép

f’c Cường độ chịu nén đặc trưng của bê

tông fc Ứng suất nén của bê tông fck Cường độ chịu nén đặc trưng của bê

Trang 12

tông fcm Cường độ chịu nén trung bình của bê

tông fct Cường độ chịu kéo dọc trục fct,sp Cường độ chịu kéo ép chẻ fr Cường độ chịu kéo uốn fu Giới hạn bền của cốt thép

Trang 13

DANH MỤC HÌNH VẼ

Hình 1-1 Các dạng cấu trúc phân tử của geopolymer [27] 6

Hình 1-2 Ranh giới giữa CKD và cốt liệu trong GPC (a, b) và OPC (c) [27] 7

Hình 1-3 Hình ảnh chụp Xray sản phẩm sau phản ứng của (a) xỉ lò cao (b) tro bay (c) Xi măng 9

Hình 1-4 Cơ chế hình thành cường độ của bê tông GPC sử dụng cả tro bay và xỉ lò cao (nhánh bên trái) [66] 10

Hình 1-5 Quan hệ ứng suất – biến dạng với các mẫu thí nghiệm có cường độ 40MPa và 60MPa của Hardjito & Rangan (2005) [63] 12

Hình 1-6 So sánh ứng suất – biến dạng mẫu 23 với phương trình Collins [63] 13Hình 1-7 So sánh Ứng suất – biến dạng mẫu 24 với phương trình Collins [63] 13

Hình 1-8 So sánh Ứng suất – biến dạng mẫu 26 với phương trình Collins [63] 13

Hình 1-9 Biểu đồ ứng suất-biến dạng của mẫu GPC tro bay thực nghiệm và với mô hình Popovis được tính từ cường độ cực hạn của GPC tro bay 14Hình 1-10 Biểu đồ ứng suất-biến dạng của mẫu GPC xỉ lò cao thực nghiệm và với mô hình Popovis được tính từ cường độ cực hạn của GPC xỉ lò cao [83] 14

Hình 1-11 Quan hệ ứng suất biến dạng của GPC [59] 15

Hình 1-12 Sự phát triển cường độ chịu nén của bê tông GPC [12] 18

Hình 1-13 Sự ngót của GPC [51] 21

Hình 1-14 Co ngót của GPC bảo dưỡng nhiệt và điều kiện thường [40] 21

Trang 14

Hình 1-15 Co ngót tự sinh của vữa AAF với hàm lượng SiO2 và Na2O khác nhau,

Hình 1-18 Biến dạng co ngót của GPC và OPC trong thời gian 1 năm [54] 24

Hình 1-19 Co ngót tự sinh của vữa AAS với lượng gel nano C-A-S-H khác nhau [39] 25

Hình 1-20 Độ co ngót của bê tông AAS (trái: w/b=0,45, phải: w/b=0,52) với các liều lượng khác nhau (0%, 5% và 10%) Ca(OH)2 [92] 26

Hình 1-21 Độ co ngót tự sinh (AS) của bê tông AAS và AASF [96] 27

Hình 1-22 Sự co ngót tự sinh của AAS và AASF [96] 28

Hình 1-23 Co ngót tổng và co ngót tự sinh của GPC và OPC [46] 28

Hình 1-24 Từ biến theo các cấp cường độ chịu nén GPC bảo dưỡng nhiệt [40] 30

Hình 1-25 Hệ số từ biến của GPC và OPC [54] 31

Hình 1-26 So sánh hệ số từ biến của GPC và OPC thời điểm 650 ngày tuổi [46] 31

Hình 1-27 So sánh hệ số từ biến của GPC và OPC thời điểm 120 ngày tuổi [46] 32

Hình 1-28 Sản phẩm bê tông tươi E-Crete™ và các công trình sử dụng [90] 33

Hình 1-29 Ứng dụng GPC trong công trình nhà 33

Trang 15

Hình 1-30 Sản phẩm từ GPC của công ty ROCLA [34] 34

Hình 1-31 Sân bay Wellcamp xây dựng bằng bê tông EFC [64] 35

Hình 1-32 Sử dụng GPC làm tường chắn và bể chứa nước [60] 35

Hình 1-33 Cầu Murrarie Plant sử dụng GPC [73] 36

Hình 1-34 Cầu bản trên đường ô tô GPC 40MPa tại thành phố Toowoomba [73] 36

Hình 1-35 Tấm panel bê tông E-Crete 55MPa đúc sẵn ở Cầu Phố Salmon, Cảng Melbourne, Victoria, Úc [90] 37

Hình 1-36 Thử nghiệm sử dụng GPC UST cho tà vẹt tại Ấn Độ [7] 37

Hình 2-1 Dạng phá huỷ không phù hợp của mẫu trụ 50

Hình 2-2 Biến dạng co ngót trong bê tông thông thường 52

Hình 2-3 Các giai đoạn của biến dạng co ngót trong bê tông thông thường 53

Hình 2-4 Co ngót tự sinh và co ngót hóa học 54

Hình 2-5 Co ngót tự sinh trong bê tông OPC - (Vật liệu thủy hóa - hình màu tối; các mao mạch nước - Hình màu xám; các mao mạch rỗng - Hình màu trắng 54

Hình 2-6 Co ngót tự sinh và co ngót hóa học theo thời gian 55

Hình 2-7 Quá trình gây ứng suất kéo khi nước bị bốc hơi trong co ngót khô 55

Hình 2-8 Biến dạng co ngót của bê tông theo BS 8110 60

Hình 2-9 Thiết bị đo độ co 63

Hình 2-10 Tính chất thay đổi theo thời gian của từ biến 67

Hình 2-11 Đường cong quan hệ ứng suất biến dạng do từ biến 69

Trang 16

Hình 2-12 Hệ gia tải và sơ đô thí nghiệm từ biến 71

Hình 3-1 Tổ mẫu thí nghiệm cường độ chịu nén 78

Hình 3-2 Mẫu thí nghiệm cường độ chịu nén (trái) và mẫu nén bị phá huỷ (phái) 78

Hình 3-3 Mẫu nén bị phá huỷ 79

Hình 3-4 Thí nghiệm mô đun đàn hồi của GPC 81

Hình 3-5 Quan hệ ứng suất biến dạng mẫu GPC1 (Đến 40% f’c) 81

Hình 3-8 Kết quả thí nghiệm quan hệ ứng suất biến dạng của mẫu GPC1 83

Hình 3-11 Kết quả thí nghiệm quan hệ ứng suất biến dạng của GPC 86

Hình 3-12 Sơ đồ thí nghiệm đo co ngót và bố trí thiết bị đo trên mẫu thí nghiệm 87

Hình 3-13 Biến dạng tỷ đối do co ngót của mẫu GPC1 89

Hình 3-16 Biến dạng tỷ đối do co ngót của ba mẫu GPC 90

Hình 3-17 Biểu đồ kết quả biến dạng co ngót của OPC theo AASHTO LRFD 2017 93Hình 3-18 Biểu đồ so sánh biến dạng co ngót của GPC1 thực nghiệm và OPC

Trang 17

Hình 3-22 Biểu đồ tỷ lệ % biến dạng co ngót GPC/ OPC (%) 98

Hình 3-23 Co ngót tổng và co ngót tự sinh của GPC và OPC 99

Hình 3-24 Phương trình hồi quy xác định biến dạng của GPC 99

Hình 3-25 Khuôn chế tạo và mẫu thí nghiệm đo từ biến 100

Hình 3-26 Gia tải mẫu đo từ biến trên hệ khung gia tải 100

Hình 3-27 Kết quả tính toán thực nghiệm hệ số từ biến của mẫu GPC1 103

Hình 3-30 Kết quả đo thực nghiệm hệ số từ biến của GPC 105

Hình 3-31 Kết quả so sánh hệ số từ biến của GPC1 thực nghiệm và OPC theo AASHTO LRFD 2017 (trái) và tỷ lệ % GPC1/OPC (phải) 108

Hình 3-32 Kết quả so sánh hệ số từ biến của GPC2 thực nghiệm và OPC theo AASHTO LRFD 2017 (trái) và tỷ lệ % GPC2/OPC (phải) 108

Hình 3-33 Kết quả so sánh hệ số từ biến của GPC3 thực nghiệm và OPC theo AASHTO LRFD 2017 (trái) và tỷ lệ % GPC3/OPC (phải) 109Hình 3-34 Kết quả so sánh hệ số từ biến của GPC thực nghiệm và OPC theo

Trang 18

Hình 4-5 Bố trí thiết bị dây rung theo chiều dài dầm 117

Hình 4-6 Bố trí thiết bị theo MCN và ký hiệu điểm đo dây rung tai các vị trí 118Hình 4-7 Máy đo thiết bị dây rung 118

Hình 4-8 Công tác chuẩn bị vật liệu 119

Hình 4-9 Công nhân lắp đặt cốt thép thường 119

Hình 4-10 Lắp đặt cáp UST 120

Hình 4-11 Căng kéo cáp UST 121

Hình 4-12 Lắp đặt thiết bị cảm biến dây rung trong cốt thép thường và thép UST tại tiết diện giữa nhịp 121

Hình 4-13 Lắp đặt ván khuôn 122

Hình 4-14 Hệ thống tender liên kết ván khuôn thành trên và dưới 122

Hình 4-15 Công tác trộn bê tông GPC 123

Hình 4-16 Vận chuyển bê tông bằng xe gòong và tiến hành đổ bê tông 123

Hình 4-17 Đổ bê tông xong 123

Hình 4-18 Tháo ván khuôn dầm 124

Trang 19

Hình 4-19 Độ vồng sau khi cắp cáp là 1.8cm 124

Hình 4-20 Biểu đồ MMUS theo ngày đo cáp số 2 127

Hình 4-21 Biểu đồ MMUS tích luỹ theo thời gian cáp số 2 128

Hình 4-23 Biểu đồ MMUS theo ngày đo cáp số 1 131

Hình 4-26 Biểu đồ so sánh MMUS của 2 bó cáp theo chiều dài dầm 134

Hình 4-27 Biểu đồ so sánh MMUS theo chiều dài dầm giữa GPC thực nghiệm và tính toán theo tiêu chuẩn 135

Hình 5-1 Cấu tạo mặt cắt ngang dầm 138

Hình 5-2 Bố trí cáp dự ứng lực tại mặt cắt giữa nhịp và mặt cắt đầu dầm 139

Hình 5-3 Kiểm toán dầm GPC theo TTGH sử dụng I 140

Hình 5-4 Kiểm toán dầm GPC theo TTGH sử dụng I 141

Hình 5-5 Kiểm toán dầm GPC theo TTGH sử dụng II 142

Hình 5-6 Kiểm toán dầm GPC theo TTGH sử dụng III 142

Hình 5-7 Kiểm toán sức kháng uốn dầm theo TTGH cường độ 145

Hình 5-8 Kiểm toán sức kháng cắt dầm theo TTGH cường độ 145

Hình 5-9 Kiểm toán sức kháng xoắn dầm theo TTGH cường độ 145

Hình 5-10 Giá trị ứng suất còn lại trong bó cáp 1 và 2 của GPC và OPC 147

Hình 5-11 Giá trị ứng suất còn lại trong bó cáp 3 và 4 của GPC và OPC 148

Hình 5-12 Giá trị ứng suất còn lại trong bó cáp 5 của GPC và OPC 148

Trang 20

DANH MỤC BẢNG

Bảng 1-1 Trị số thực nghiệm biến dạng của GPC 15

Bảng 1-2 Cường độ chịu nén và kéo ép chẻ theo thí nghiệm của Hardjito & Rangan, tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017 và TCVN 11823-5:2017 16

Bảng 1-3 Cường độ chịu kéo của GPC 17

Bảng 1-4 Mô đun đàn hồi và hệ số poisson của GPC theo Rangan 18

Bảng 1-5 Công thức xác định mô đun đàn hồi của GPC 19

Bảng 3-1 Thành phần cốt liệu bê tông GPC mẫu thí nghiệm 76

Bảng 3-2 Thành phần hoá học của tro bay nhiệt điện Phả Lại 76

Bảng 3-3 Thành phần hạt của tro bay nhiệt điện Phả Lại 76

Bảng 3-4 Thành phần hoá học của xỉ lò cao Hòa Phát 77

Bảng 3-5 Thành phần hạt của xỉ lò cao Hòa Phát 77

Bảng 3-6 Cường độ chịu nén của GPC tại 7 và 28 ngày tuổi 79

Bảng 3-7 Trị số thực nghiệm biến dạng 0 của GPC khi chịu nén 85

Bảng 3-8 Kết quả biến dạng tỷ đối do co ngót của từng mẫu bê tông GPC 88

Bảng 3-9 Kết quả tỷ lệ % của các mẫu thí nghiệm GPC/OPC 92

Bảng 3-10 Kết quả so sánh giá trị biến dạng co ngót giữa GPC với OPC theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017 96

Bảng 3-11 Kết quả đo đạc và tính toán biến dạng từ biến (đơn vị: 10^-6) 101

Bảng 3-12 Kết quả tính toán hệ số từ biến của mẫu GPC 102

Trang 21

Bảng 3-13 Kết quả tính toán tỷ lệ % của các mẫu thí nghiệm GPC/OPC 107

Bảng 3-14 Kết quả so sánh hệ số từ biến GPC/OPC theo AASHTO LRFD 2017 109

Bảng 4-1 Khối lượng thành phần vật liệu đúc dầm thí nghiệm GPC 119

Bảng 4-2 Thông số vật liệu cáp UST 125

Bảng 4-3 Mất mát ứng suất theo thời gian của cáp UST số 2 126

Bảng 4-4 MMUS tích luỹ theo thời gian của cáp UST dầm GPC thí nghiệm 127Bảng 4-5 Mất mát ứng suất theo thời gian của cáp UST số 1 129

Bảng 4-6 MMUS tích luỹ theo thời gian của cáp UST số 1 131

Bảng 4-7 Kết quả so sánh MMUS giữa thực nghiệm và tính theo tiêu chuẩn TCVN 11823-2017 (MPa) 134

Bảng 5-1 Thông số vật liệu thiết kế dầm GPC 136

Bảng 5-2 Các thông số cơ bản của cầu 137

Bảng 5-3 Kích thước cơ bản dầm tại tiết diện đầu dầm và giữa nhịp 138

Bảng 5-4 Kiểm toán ứng suất trong giai đoạn 1 140

Bảng 5-7 Kiểm toán dầm theo TTGH cường độ 143

Bảng 5-8 Thông số vật liệu thiết kế dầm OPC 146

Bảng 5-9 Giá trị ứng suất còn lại trong cáp sau khi từ các MMUS (MPa) 146

Trang 22

MỞ ĐẦU Lý do chọn đề tài

Tại Hội nghị thượng đỉnh về biến đổi khí hậu của Liên Hợp Quốc năm 2021 (COP 26), Chính phủ Việt Nam cam kết đạt mức phát thải ròng bằng không vào năm 2050

Hiện nay tại Việt Nam, cứ mỗi tấn xi măng phát thải ra 667,57kg CO2, trong khi sản lượng xi măng năm 2022 của Việt Nam là 99,7 triệu tấn Do đó, việc giảm lượng xi măng trong quá trình xây dựng tại nước ta sẽ đóng góp tích cực cho cam kết của Chính phủ

Bê tông Geopolymer (GPC) là bê tông không sử dụng chất kết dính xi măng và tận dụng được nguồn phế thải của quá trình sản xuất công nghiệp như tro bay của nhà máy nhiệt điện; xỉ lò cao của nhà máy luyện gang, thép… Do đó, trên thế giới GPC được biết đến như là một vật liệu xanh, thân thiện với môi trường và có nhiều đặc tính kỹ thuật tốt như hạn chế ăn mòn hóa học, bền trong môi trường xâm thực, phát triển cường độ ngắn ngày nhanh, khả năng chịu nhiệt tốt, không sinh nhiệt trong quá trình đổ bê tông

Tại Việt Nam, khối lượng bê tông xi măng (OPC) sử dụng trong các công trình cầu hiện nay là rất lớn, kết cấu dầm chủ yếu là OPC, kết cấu trụ thì gần như hoàn toàn là OPC Các kết cấu nhịp cầu đa số là dầm OPC ứng suất trước (UST), do đó cần nghiên cứu áp dụng GPC UST vào trong công trình cầu sẽ góp phần giảm phát thải CO2

Khi thiết kế kết cấu BT UST thì việc xác định được mất mát ứng suất trước (MMUST) do ma sát, co ngắn đàn hồi, tụt neo, chùng dão, co ngót và từ biến là bắt buộc phải thực hiện, trong đó xác định được mất mát theo thời gian của co

Trang 23

ngót và từ biến là rất quan trọng và khó khăn Các nghiên cứu về kết cấu GPC UST hầu như không thấy công bố Các nghiên cứu về biến dạng dài hạn do co ngót và từ biến của GPC trên thế giới đến nay vẫn còn ít, kết quả rất phân tán, trước đây cho kết quả nhỏ hơn của OPC nhưng gần đây một số nghiên cứu lại cho kết quả ngược lại là giá trị của GPC lại lớn hơn

Với những lý do nêu trên, việc tiến hành: “Nghiên cứu ảnh hưởng do co ngót và từ biến đến mất mát ứng suất trước của dầm cầu bê tông Geopolymer ứng suất trước chế tạo tại Việt Nam” là rất cần thiết

Mục đích của đề tài Nghiên cứu về MMUST do co ngót, từ biến của dầm cầu GPC UST, trong đó GPC sử dụng vật liệu ở Việt Nam

Mục tiêu của đề tài: (1) Tổng quan về nghiên cứu và ứng dụng GPC trên thế giới và ở Việt Nam (2) Nghiên cứu đề xuất đường quan hệ ứng suất - biến dạng khi nén của GPC sử dụng vật liệu tại Việt Nam

(3) Nghiên cứu thực nghiệm về co ngót, từ biến của GPC, đo đạc MMUST trong cáp UST do co ngót, từ biến theo thời gian của dầm GPC UST

Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu: Quan hệ ứng suất biến dạng khi nén; MMUST do co ngót và từ biến của dầm cầu GPC UST

Phạm vi nghiên cứu: GPC được chế tạo từ các vật liệu của Việt Nam và GPC UST được áp dụng cho công trình cầu

Phương pháp nghiên cứu

Trang 24

(1) Phương pháp nghiên cứu tài liệu: sử dụng để nghiên cứu tổng quan tài liệu nhằm kế thừa, tổng hợp, phân tích các nghiên cứu, ứng dụng GPC trong và ngoài nước

(2) Phương pháp lý thuyết: sử dụng các lý thuyết về bê tông; mô hình co ngót và từ biến; mất mát ứng suất trước do co ngót và từ biến trong dầm UST

(3) Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm: để xác định đường quan hệ ứng suất biến dạng, co ngót, từ biến, mất mát ứng suất trước do co ngót, từ biến theo thời gian

(4) Phương pháp xử lý thông tin: các thông tin định tính và định lượng được xử lý nhằm tìm ra các quy luật và các mối quan hệ phục vụ phân tích, so sánh kết quả nghiên cứu

Đóng góp mới của luận án 1 Đã xác định được mô đun đàn hồi, cường độ chịu nén, quan hệ ứng suất - biến dạng, biến dạng dài hạn do co ngót và từ biến trong 180 ngày và so sánh kết quả biến dạng của GPC chế tạo tại Trường Đại học Xây dựng Hà Nội với mô hình co ngót và từ biến của OPC theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017

2 Kết quả thực nghiệm đo đạc MMUST do co ngót và từ biến (bỏ qua mất mát do chùng dão) trong thời gian 6 tháng trên mô hình dầm GPC UST tiết diện chữ T dài 10,4m

3 Luận án đã sử dụng các hệ số co ngót và từ biến, cường độ, mất mát ứng suất do co ngót và từ biến để tính toán dầm cầu liên hợp I33m bằng GPC, các kết quả tính toán được so sánh với dầm tương tự sử dụng OPC cho thấy rằng sự làm việc của dầm GPC UST tương tự như dầm OPC UST

Ý nghĩa khoa học của đề tài - Xác định được mô đun đàn hồi, cường độ chịu nén, quan hệ ứng suất biến

Trang 25

dạng của vật liệu GPC sử dụng vật liệu tại Việt Nam; - Các số liệu thực nghiệm về co ngót, từ biến của GPC, xác định đường cong thực nghiệm co ngót từ biến, so sánh với mô hình co ngót, từ biến của OPC theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017, TCVN 11823-5:2017 sẽ giúp cho chúng ta có nhận thức chính xác và rõ ràng hơn về GPC

- Kết quả đo đạc mất mát ứng suất trong cáp UST do co ngót, từ biến trên mô hình dầm GPC UST tiết diện chữ T dài 10,4m được đo liên tục trong thời gian 6 tháng kể từ khi chế tạo dầm là rất quý giá cho những người nghiên cứu và thiết kế dầm GPC UST

- Phân tích về MMUST do co ngót, từ biến trên mô hình cầu dầm giản đơn sử dụng GPC và OPC

Nội dung của luận án được trình bày theo bố cục như sau: Ngoài phần mở đầu, phần kết luận, các mục lục, luận án sẽ được bố cục thành 5 chương với cấu trúc và nội dung như sau:

Mở đầu Chương 1: Tổng quan về việc nghiên cứu ứng dụng GPC trên thế giới và

Việt Nam Chương 2: Cơ sở khoa học và phương pháp nghiên cứu Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định mô đun đàn hồi, cường độ

chịu nén, quan hệ ứng suất biến dạng, hệ số từ biến và co ngót của GPC

Chương 4: Thiết kế, đúc dầm thí nghiệm, theo dõi MMUS trong cáp UST

do co ngót và từ biến Chương 5: Áp dụng GPC vào cầu dầm UST nhịp giản đơn 33m, so sánh

MMUST do co ngót và từ biến khi sử dụng GPC và OPC Kết luận

Trang 26

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ VIỆC NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG GPC TRÊN THẾ GIỚI VÀ Ở VIỆT NAM

1.1 Giới thiệu về GPC Theo nhà khoa học người Pháp Joseph Davidovits [49], GPC là loại bê tông không sử dụng xi măng làm chất kết dính (CKD), mà sử dụng nguồn vật liệu giàu khoáng Al2O3 và Si2O3 (alumino-silicat ) có trong xỉ lò cao và tro bay, được hoạt hóa trong môi trường kiềm làm CKD

1.1.1 Cấu trúc hình thành CKD geopolymer Có khá nhiều nghiên cứu trên thế giới về cơ chế động học phản ứng giải thích quá trình đông kết và rắn chắc của CKD kiềm hoạt hóa Theo Davidovits J [50], cơ chế quá trình kiềm hoạt hóa bao gồm các phản ứng phân hủy nguyên liệu thành dạng cấu trúc ổn định thấp và phản ứng nội tại Trước tiên là quá trình bẻ gãy các liên kết cộng hóa trị Si-O-Si và Al-O-Si khi pH của kiềm tăng lên Vì thế những nhóm nguyên tố này được chuyển sang hệ keo Sau đó xảy ra sự tích tụ các sản phẩm bị phá hủy với phản ứng nội tại giữa chúng tạo cấu trúc ổn định thấp, tiếp theo ở giai đoạn thứ 3 là quá trình hình thành cấu trúc đông đặc

Vào năm 1978, Joseph Davidovits đã nghiên cứu phát triển và được nhận bằng sáng chế về CKD mêta cao lanh sử dụng kiềm hoạt hóa, sau này gọi là geopolymer Tiếp đó, geopolymer được nghiên cứu rộng rãi với việc sử dụng hợp chất giàu alumino-silicat như tro bay, xỉ lò cao… được hoạt hóa kiềm làm CKD thay thế xi măng Cấu trúc geopolymer có thể có một trong ba dạng cơ bản như (i) Poly (sialate) có (-Si-O-Al-O-) lặp lại, (ii) Poly (sialate-siloxo) có (-Si-O-Al-O-Si-O-) lặp lại, (iii) Poly (sialate-disiloxo) có (-Si-O-Al-O-Si-O-Si-O-) lặp lại [49] Các dạng kết hợp khác nhau của poly (sialate) được chỉ ra trong Hình 1-1

Trang 27

Hình 1-1 Các dạng cấu trúc phân tử của geopolymer [27] Theo Kumar và Mehrotra [67], từ kết quả phân tích nhiễu xạ tia X (XRD) của CKD tro bay hoạt hóa kiềm cho thấy pha tinh thể gốc không thay đổi theo phản ứng của chất kích hoạt Một số thí nghiệm kiểm tra cho thấy xuất hiện khoáng thạch anh nhiều có thể do thành phần hạt cát còn lại ở mẫu Thành phần zeolite cũng xuất hiện ở kết quả XRD dưới dạng khoáng hydroxysodalite (Na4Al3Si3O12OH) và herschelite (NaAlSi2O6 3H2O) Khi phân tích ảnh bề mặt mẫu cho thấy trước khi hoạt hóa, tro bay có dạng hình cầu với kích thước khác nhau và chứa tinh thể mulit và sắt Sau khi hoạt hóa, có một số hạt cầu chưa phản ứng và gel aluminosilicat (có tỷ lệ mol Si/Al=1.6-1.8 và Na/Al=0.46-0.68) trong vữa chỉ chứa chất hoạt hóa là NaOH Khi chất hoạt hóa có chứa nước thủy tinh thì sản phẩm cuối đặc hơn với tỷ lệ monl Si/Al=2.7 và Na/Al=1.5

Trang 28

Hình 1-2 Ranh giới giữa CKD và cốt liệu trong GPC (a, b) và OPC (c) [27] Đối với BTXM poóclăng thông thường thì vùng chuyển tiếp giữa hồ xi măng và cốt liệu có cấu trúc kết tinh, rỗng nhiều hơn, có các mặt nứt, vết nứt và cường độ nhỏ hơn vùng hồ [3] Hình 1-2 Chiều dày của lớp chuyển tiếp này là từ 20-100 m Đối với GPC tro bay, đặc điểm của ranh giới giữa CKD geopolymer và cốt liệu là không có vùng chuyển tiếp Điều này trái ngược với BTXM poóclăng [56] Do vậy, GPC tro bay có thể có tính chất cơ học cao hơn và độ bền tốt hơn BTXM thông thường

1.1.2 Những ưu nhược điểm của GPC Hiện nay GPC đã và đang được nghiên cứu rộng rãi do GPC có các tính chất kỹ thuật cho các công trình xây dựng và góp phần bảo vệ môi trường, với các ưu nhược điểm chính sau

1.1.2.1 Ưu điểm + Về khả năng chịu lực, GPC sử dụng tro bay sớm đạt cường độ cao sau phản ứng kiềm (đạt 60-70 MPa sau 24h)

+ Co ngót và từ biến của GPC tro bay nhỏ + GPC có khả năng chịu ăn mòn hóa học và tốt nhất là khả năng chịu axit + GPC chịu nhiệt tốt cả trong điều kiện môi trường thường và khắc nghiệt + Việc sử dụng GPC góp phần giảm hiện tượng nóng dần của trái đất do

Trang 29

giảm phát thải CO2 + Bên cạnh đó, việc sử dụng GPC sẽ giảm diện tích bãi chứa chất thải do tận dụng được các phế thải của quá trình sản xuất công nghiệp như: tro bay của nhà máy nhiệt điện; xỉ lò cao của nhà máy luyện gang, thép;

1.1.2.2 Nhược điểm + GPC là loại vật liệu mới đối với ngành xây dựng của Việt nam nói chung và ngành cầu nói riêng Tại Úc, Mỹ, Anh đã có những tiêu chuẩn khi áp dụng loại bê tông này, đặc biệt với cấu kiện đúc sẵn, tuy nhiên Việt Nam chưa có những quy định, tiêu chuẩn ban hành về loại bê tông này;

+ Đối với công trình có yêu cầu cường độ bê tông mác cao (>60Mpa) là kiểm soát hàm lượng chất hoạt (CHH) hóa khi chế tạo GPC Hàm lượng CHH >12% làm suy giảm đáng kể tính công tác (độ sụt <5cm) dẫn tới không thể sử dụng trong công tác bơm bê tông trong những công trình có quy mô lớn Đồng thời khi chế tạo GPC mác cao thì hàm lượng xỉ lò cao khá lớn so với tro bay, do đó quá trình đầm rung phải đặc biệt lưu ý để tránh dẫn tới hiện tượng tách nước

+ Giá thành: Một trong những hạn chế lớn của GPC thông thường là sử dụng CHH dạng lỏng (thủy tinh lỏng và dung dịch kiềm) Dạng CHH lỏng này yêu cầu phải được chuẩn bị trước dung dịch để đúng nồng độ mol quy ước, nguy hiểm khi tiếp xúc với dung dịch kiềm mạnh trực tiếp,… Một giải pháp để phổ biến việc áp dụng GPC là sử dụng CHH dạng tinh thể Tuy nhiên, việc nhập khẩu CHH dạng tinh thể còn khá hạn chế và làm tăng giá thành khi sử dụng GPC Chi phí CHH dạng tinh thể khoảng 0.8$/kg, vẫn còn quá cao so với bê tông thường

+ Do có thành phần tro bay là chất thải của nhà máy nhiệt điện, nên thường chỉ áp dụng ở những nước có nhà máy nhiệt điện phát triển;

+ Do có thành phần xỉ lò cao là chất thải của nhà máy luyện kim, hiện nay

Trang 30

chưa có đánh giá về việc xỉ lò cao có ảnh hưởng thế nào đến sức khoẻ con người vì nghi ngại trong xỉ lò cao vẫn chứa hàm lượng sắt, do đó GPC mác cao vẫn chưa được sử dụng rộng rãi

+ GPC chưa được nghiên cứu nhiều về kết cấu công trình 1.1.3 GPC sử dụng tro bay và xỉ lò cao

Để khắc phục được nhược điểm chính đối với bê tông GPC khi sử dụng tro bay là bảo dưỡng nhiệt, việc thay thế xỉ lò cao nhằm đảm bảo phát triển nhanh ở độ tuổi ngắn ngày được coi là một trong những biện pháp nhằm tăng tính ứng dụng của loại bê tông này trong thực tế Tuy nhiên, ngoài thành phần khoáng tương tự như tro bay là Al2O3 và SiO2, trong xỉ lò cao còn có hàm lượng CaO rất lớn (20-40%), do đó sản phẩm của CaO tạo ra tác động lớn đến sự phát triển cường độ, tính chất cơ lý của loại bê tông này Các nghiên cứu gần đây đều chia nguồn vật liệu đầu vào đối với bê tông GPC là nguồn có hàm lượng CaO cao và nguồn có hàm lượng CaO thấp Sản phẩm của phản ứng đối với nguồn CaO cao chủ yếu là gel (C-A-S-H) trong khi sản phẩm của nguồn vật liệu CaO thấp chủ yếu là (N-A-S-H)

Hình 1-3 Hình ảnh chụp Xray sản phẩm sau phản ứng của (a) xỉ lò cao (b) tro

bay (c) Xi măng Sản phẩm phản ứng sau khi được hoạt hóa kiềm chỉ có xỉ lò cao, tro bay khi

Trang 31

so sánh với OPC được chụp XRAY như trong Hình 1-3

Hình 1-4 Cơ chế hình thành cường độ của bê tông GPC sử dụng cả tro bay và

xỉ lò cao (nhánh bên trái) [66] Quá trình phản ứng của hỗn hợp vật liệu nguồn trên được trình bày trong Hình 1-4 Quá trình kích hoạt kiềm bắt đầu bằng việc hòa tan nguồn aluminosilicate trong môi trường kiềm mạnh (giá trị pH lớn hơn 13) Tiền chất có hàm lượng canxi cao, chẳng hạn: xỉ,… dẫn đến sự hình thành loại gel canxi-aluminosilicate-hydrat (C-A-S-H), trong khi tiền chất chứa hàm lượng canxi thấp,

Trang 32

chẳng hạn: tro bay, dẫn đến sự hình thành các loại gel natri-aluminosilicate-hydrat (N-A-S-H) Các loại gel C-A-S-H (đường bên trái trong Hình 1-4) thường cùng tồn tại với các gel thứ cấp Các sản phẩm thuộc nhóm hydroxit kép (hydrotalcite) Natri (N) trong loại gel N-A-S-(H) (đường bên phải trong Hình 1-4) có thể được thay thế một phần bằng kali hoặc thậm chí là canxi, do đó mô tả đầy đủ hơn có thể là N,K-(C)-A-S-H [66]

1.2 Các đặc trưng cơ học của bê tông GPC 1.2.1 Cường độ chịu nén

Theo nghiên cứu của D Hardjito, B V Rangan [63] và S E Wallah, B V Rangan [89] cường độ chịu nén của GPC gốc tro bay xử lý nhiệt không phụ thuộc vào tuổi của GPC

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

1.2.2 Quan hệ ứng suất biến dạng Nghiên cứu thực nghiệm mối quan hệ ứng suất biến dạng các mẫu GPC tro bay khi chịu nén Hardjito & Rangan (2005) [63] cho thấy: với biến dạng ở ứng suất cực đại  nằm trong khoảng 0,0024 đến 0,0026 (khi mẫu đạt cường độ); biến dạng cực hạn  (khi mẫu bị phá hoại hoặc khi ứng suất còn dưới 20%) khoảng 0,004, mẫu có cường độ cao hơn thì biến dạng  nhỏ hơn Quan hệ ứng suất - biến dạng của các mẫu (mẫu 26 có cường độ 40 MPa, mẫu 23 và 24 có có cường độ khoảng 60 MPa) được trình bày trong Hình 1-5

Trang 33

Hình 1-5 Quan hệ ứng suất – biến dạng với các mẫu thí nghiệm có cường độ

40MPa và 60MPa của Hardjito & Rangan (2005) [63] Collins và cộng sự (1993) [48] đã đề xuất mối quan hệ ứng suất biến dạng theo biểu thức sau:

Trong đó – đỉnh ứng suất;

– biến dạng ở đỉnh ứng suất; = 0,8 + 17

= 0,67 + 62 khi > 1 và =1 khi ≤ 1 So sánh kết quả thực nghiệm biến dạng của các mẫu thí nghiệm 23, 24, 26 của GPC gốc tro bay khi nén với bê tông OPC được xác định theo công thức ( 1-1) Các đường cong phân tích thu được bằng cách sử dụng các giá trị đo được

của và trong phương trình ( 1-1)

Trang 34

Hình 1-6 So sánh ứng suất – biến dạng mẫu 23 với phương trình Collins [63]

Hình 1-7 So sánh Ứng suất – biến dạng mẫu 24 với phương trình Collins [63]

Hình 1-8 So sánh Ứng suất – biến dạng mẫu 26 với phương trình Collins [63]

Trang 35

Kết quả trên cho thấy mối quan hệ ứng suất-biến dạng của GPC gốc tro bay có thể được dự đoán bằng cách sử dụng Công thức ( 1-1) được sử dụng cho BTXM Portland

Hình 1-9 Biểu đồ ứng suất-biến dạng của mẫu GPC tro bay thực nghiệm và với

mô hình Popovis được tính từ cường độ cực hạn của GPC tro bay Nghiên cứu của Robert J Thomas, Sulapha PeethaMParan (2015) [83] – “Bê tông kích hoạt kiềm: Tính chất cơ học và quan hệ ứng suất biến dạng” cho thấy rằng GPC tro bay có biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng tương tự như BTXM thể hiện ở đàn hồi không tuyến tính sau đỉnh ứng suất Hình 1-9, ngược lại GPC xỉ lò cao có tính giòn thể hiện ở biểu đồ tuyến tính gần như hoàn toàn sau đỉnh cho đến khi phá hoại hoàn toàn và đột ngột Hình 1-10

Hình 1-10 Biểu đồ ứng suất-biến dạng của mẫu GPC xỉ lò cao thực nghiệm và

Trang 36

với mô hình Popovis được tính từ cường độ cực hạn của GPC xỉ lò cao [83]

Hình 1-11 Quan hệ ứng suất biến dạng của GPC [59] Nghiên cứu của G.B Maranan, A.C Manalo, B Benmokrane, W Karunasena, and P Mendis [59] về quan hệ ứng suất biến dạng của GPC có biểu đồ cũng tương tự các nghiên cứu trên, được thể hiện trên Hình 1-11

Qua các nghiên cứu của các tác giả được trình bày trong các bài báo [82] [83] [59] cho thấy rằng quan hệ ứng suất biến dạng của bê tông GPC tương tự như trong BTXM Và các các giá trị về cường độ chịu nén và biến dạng , thể hiện ở Bảng 1-1

Bảng 1-1 Trị số thực nghiệm biến dạng của GPC

Loại GPC/đề xuất

Cường độ chịu nén

(MPa)

Biến dạng (µ) Biến dạng (µ)) Tro bay / Hardjito & Rangan

(2005) [63] 40÷65 0,0024÷0,0026 0,004

Trang 37

Loại GPC/đề xuất

Cường độ chịu nén

(MPa)

Biến dạng (µ) Biến dạng (µ)) Tro bay và xỉ lò cao / Robert J

Thomas, Sulapha PeethaMParan

(2015) [83] 50÷55 0,0025÷0,0027 0,0031-0,0033 Tro bay và xỉ lò cao / G.B

Maranan, A.C Manalo, B Benmokrane, W Karunasena,

and P Mendis (2015) [59]

35÷42 0,0011÷0,0015 0,002÷0,003 1.2.3 Cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo

Hardjito & Rangan (2005) [63] cho kết quả thực nghiệm về cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo ép chẻ được thể hiện trong Bảng 1-2

Bảng 1-2 Cường độ chịu nén và kéo ép chẻ theo thí nghiệm của Hardjito & Rangan, tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017 và TCVN 11823-5:2017 Tên mẫu ′ (MPa) , (MPa) (MPa)

Trang 38

nghiệm của GPC lớn hơn so với giá trị tính toán theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2017 , tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 11823-5:2017, EC2 và ACI 318 Nguyên nhân là do cấu trúc của geopolymer có độ bền lớn hơn hơn liên kết trong OPC

Bảng 1-3 Cường độ chịu kéo của GPC Loại

BT Nguồn Giá trị Đặc trưng chịu kéo Ghi chú

GPC

Massoud Sofi, Jannie S J Van Deventer, Priyan Mendis (2007)

[78]

, = 0,48 ′ Cường độ kéo ép chẻ

GPC từ tro bay và

xỉ lò cao Lee, N K., Lee,

Haeng-Ki (2013) [70] , = 0,45 ′ Cường độ kéo ép chẻ Rober J Thomas,

Sulapha PeethaMParan,

(2015) [83]

, = 1,08 ′ Cường độ kéo ép chẻ Pradip Nath, Prabir

Kumar Sarker (2014)

[81] , = 0,48 ′ Cường độ kéo ép chẻ Trong đó , , lần lượt là cường độ chịu nén đặc trưng, cường độ chịu kéo uốn và cường độ chịu kéo dọc trục theo ACI 318; và , lần lượt là cường chịu nén đặc trưng và cường độ chịu kéo ép chẻ theo tiêu chuẩn EC2

Căn cứ vào Bảng 1-3, so với ACI 318, EC2 cho thấy các kết quả đề xuất của Lee, N K., Lee, Haeng-Ki (2013) [70] có giá trị nhỏ hơn, còn Rober J Thomas, Sulapha PeethaMParan (2015) [83] có giá trị lớn gấp 2 lần

Với cường độ chịu nén được sử dụng phổ biến từ 30 MPa đến 40 MPa, thậm chí bê tông GPC có thể đạt tới 70 MPa GPC phát triển cường độ khá nhanh đạt cường độ thiết kế như Hình 1-12

Trang 39

Hình 1-12 Sự phát triển cường độ chịu nén của bê tông GPC [12] 1.2.4 Mô đun đàn hồi và hệ số poisson

Nghiên cứu của Hardjito & Rangan (2005) [63], chỉ ra rằng các cấp phối có cường độ chịu nén trong khoảng 40-90 MPa cho giá trị thực nghiệm mô đun đàn hồi thấp hơn so với OPC Hệ số poisson nằm trong khoảng 0,12-0,16 tương tự OPC (Bảng 1-4)

Bảng 1-4 Mô đun đàn hồi và hệ số poisson của GPC theo Rangan Cường độ

chịu nén tại 90 ngày

(MPa)

Mô đun đàn hồi

thực nghiệm

(GPa)

Mô đun đàn hồi

theo AASHTO

LRFD 2017, TCVN 11823-5:2017

(Gpa)

Tỷ số E thực nghiệm/ AASHTO

LRFD 2017, TCVN 11823-5:2017

(%)

Hệ số poisson poisson Hệ số

theo AASHTO

LRFD 2017, TCVN 11823-5:2017

Tỷ số hệ số poisson

thực nghiệm/ AASHTO

LRFD 2017 (%) 89 30,8 43,07 71,51% 0,16 0,2 80,00% 68 27,3 39,41 69,27% 0,12 0,2 60,00% 55 26,1 36,74 71,04% 0,14 0,2 70,00% 44 23,0 34,12 67,41% 0,13 0,2 65,00%

Căn cứ theo Bảng 1-4 với cùng cường độ chịu nén thì mô đun đàn hồi của GPC nhỏ hơn Mô đun đàn hồi của BTXM tính theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD

Trang 40

2017, TCVN 11823-5:2017 [32] [25], mô đun đàn hồi của GPC nằm trong khoảng từ 67,41% đến 71,51% mô đun đàn hồi của OPC

Theo Lee, N K., Lee, Haeng-Ki (2013) [70], mô đun đàn hồi của GPC nhỏ hơn khoảng 25÷40% của giá trị tính theo ACI 318 và EC2 Ngoài ra, Rober J Thomas, Sulapha PeethaMParan (2015) [83], Amin Noushini, Farhad Aslani, Arnaud Castel, Raymond Ian Gilbert, Brian Uy, Stephen Foster (2016) [34] cũng đề xuất công thức tính toán mô đun đàn hồi cho GPC Yao Ding (2016) [94] nghiên cứu tổng hợp về GPC và cho rằng: GPC từ xỉ lò cao có mô đun đàn hồi gần với dự báo theo OPC, trong khi GPC từ tro bay hoặc hỗn hợp tro bay và xỉ lò cao cho giá trị thấp hơn Nguyên nhân là do mô đun đàn hồi của CKD từ liên kết N-A-S-H của GPC tro bay thấp hơn so với của liên kết C-S-H có trong CKD GPC có xỉ lò cao Các công thức tính mô đun đàn hồi của GPC được ghi trong Bảng 1-5

Bảng 1-5 Công thức xác định mô đun đàn hồi của GPC Loại

BT Nguồn trích dẫn Giá trị Vật liệu

GPC

Hardjito & Rangan (2005) [63] � = 5300 + 2707 f′ GPC từ tro bay Lee, N K., Lee,

Haeng-Ki (2013) [70] � = 5300 ′ GPC từ tro bay và xỉ lò cao Rober J Thomas,

Sulapha PeethaMParan (2015)

[83]

� = 4400 ′ hoặc � = 2900( ′ ) /

GPC từ tro bay và xỉ lò cao Amin Noushini,

Farhad Aslani, Arnaud Castel, Raymond Ian

Gilbert, Brian Uy, Stephen Foster (2016)