(Luận văn thạc sĩ) nghiên cứu ứng xử chịu uốn của cấu kiện dầm bán lắp ghép dùng 2 loại vật liệu bê tông geopolymer và bê tông xi măng

Đặt vấn đề

Trong những năm gần đây, nhu cầu công nghiệp hóa – hiện đại hóa đã thúc đẩy sự gia tăng các công trình xây dựng về quy mô, số lượng và chất lượng Nghiên cứu và chế tạo các cấu kiện đúc sẵn từ nguyên vật liệu “xanh” cùng với các phương pháp thi công hiệu quả đã trở thành giải pháp khả thi cho những yêu cầu về chất lượng, giá thành và thời gian hoàn thành, đồng thời đảm bảo tính thân thiện với môi trường Hầu hết các công trình hiện nay đều sử dụng bê tông với chất kết dính xi măng poóclăng, nổi bật nhờ tính dễ thi công và độ tin cậy Bê tông cốt thép truyền thống được ưa chuộng vì khả năng chịu lực và giá thành hợp lý Tuy nhiên, sản xuất xi măng poóclăng gây ô nhiễm nghiêm trọng do phát thải khí CO2 và bụi Từ 10 triệu tấn vào năm 1900, sản lượng xi măng toàn cầu đã tăng lên 3,31 tỷ tấn vào năm 2010 và tiếp tục tăng trưởng trên 5% mỗi năm, chủ yếu ở các nước đang phát triển như Trung Quốc và Ấn Độ.

Hình 1 1: Sản lượng xi măng toàn cầu 1990 – 2050 [2]

Để sản xuất một tấn xi măng, nhà máy thải ra khoảng một tấn CO2, khí này gây hiệu ứng nhà kính và góp phần làm trái đất nóng lên Khí CO2 từ ngành công nghiệp sản xuất xi măng chiếm khoảng 7% tổng lượng CO2 toàn cầu Hiện nay, sản xuất xi măng Poóc lăng đang ở mức đáng quan tâm, với sản lượng tăng nhanh tại các nước đang phát triển, đặc biệt là Trung Quốc, chiếm 57,3% trong tổng số 3,6 tỷ tấn xi măng, trong khi sản lượng tại các nước phát triển như Mỹ và châu Âu có xu hướng ổn định, với Mỹ chỉ chiếm 1,9%.

% trong 3,6 tỷ tấn xi măng của thế giới năm 2012 [2]

Hình 1 2: Sản lượng sản xuất xi măng của các quốc gia trên thế giới [2]

Từ năm 1991, ngành xi măng Việt Nam đã trải qua giai đoạn phát triển mạnh mẽ Đến năm 2010, tổng công suất thiết kế của các nhà máy xi măng đã tăng gấp nhiều lần, phản ánh sự mở rộng và hiện đại hóa của ngành này.

Việt Nam đã đạt sản lượng xi măng 63 triệu tấn/năm, trở thành nước dẫn đầu ASEAN Theo quy hoạch phát triển ngành xi măng, tổng công suất dự kiến đến năm 2015 là 94 triệu tấn, với cung vượt cầu.

Geopolymer, được giới thiệu lần đầu vào năm 1972 bởi Davidovits J., đã cho thấy tiềm năng thay thế một phần thị trường xi măng nhờ vào khả năng đa dạng hóa các giải pháp kết dính Với nguyên liệu từ các chất thải công nghiệp như tro bay, tro trấu và xỉ lò cao, geopolymer đáp ứng các yêu cầu về môi trường, trở thành lựa chọn xanh hơn và thân thiện hơn Nhờ vào độ bền vượt trội so với xi măng Poóc lăng, geopolymer được coi là vật liệu xây dựng tiềm năng cho ngành công nghiệp bê tông và bê tông cốt thép đúc sẵn.

Công nghệ bê tông đúc sẵn không phải là mới vì nó đã được sử dụng bởi người

Bê tông đúc sẵn, xuất hiện từ thời La Mã cổ đại, mang lại nhiều lợi ích vượt trội so với bê tông đúc tại chỗ, bao gồm chất lượng sản phẩm cao, hiệu quả chi phí và tốc độ xây dựng nhanh Đặc biệt, loại hình này được xem là công trình “xanh” giúp tiết kiệm tài nguyên và giảm ô nhiễm môi trường Nhiều quốc gia như Hoa Kỳ, Nhật Bản và Trung Quốc đã áp dụng hệ thống bê tông đúc sẵn cho cả các công trình dân cư và công nghiệp Với khả năng tiêu chuẩn hóa và mô đun hóa, dầm và cột bê tông đúc sẵn trở thành lựa chọn tối ưu cho ngành xây dựng.

Việc áp dụng phương pháp thi công bê tông cốt thép đúc tại chỗ thông thường, hay còn gọi là bê tông cốt thép toàn khối, gặp phải nhược điểm là tốn kém vật liệu cho ván khuôn Theo Siswosukarto S., việc sử dụng ván khuôn gỗ không kinh tế do yêu cầu một lượng gỗ và tre nhất định tùy thuộc vào diện tích ván khuôn cần thiết cho bê tông Diện tích ván khuôn lớn đồng nghĩa với việc tiêu tốn nhiều vật liệu hơn, và quá trình thi công cũng đòi hỏi kỹ năng, kinh nghiệm cũng như thời gian Điều này dẫn đến việc phương pháp thi công truyền thống cần đầu tư nhiều hơn cho vật liệu và nhân công Một bất lợi rõ ràng của phương pháp này là sau khi hoàn thành công trình, lượng ván khuôn dư thừa sẽ gây lãng phí.

Việc sử dụng gỗ trong xây dựng, đặc biệt là từ các ván khuôn không thể tái sử dụng, đang tạo ra một lượng lớn chất thải Khi số lượng nhà ở và nhà cao tầng gia tăng, nhu cầu sử dụng gỗ cũng tăng theo, dẫn đến tình trạng lãng phí tài nguyên Điều này đi ngược lại với các nỗ lực bảo tồn nguồn gỗ nhằm chống lại biến đổi khí hậu Để giải quyết vấn đề này, phương pháp thi công bê tông bán lắp ghép đã được giới thiệu và áp dụng rộng rãi trong các dự án xây dựng trên toàn cầu.

Hình 1 3: Ứng dụng của dầm bê tông cốt thép lắp ghép [17]

Đề tài nghiên cứu lựa chọn mô hình thí nghiệm dầm đơn giản 2 gối tựa và sơ đồ dầm uốn 4 điểm, với dầm bán lắp ghép sử dụng bê tông Geopolymer đúc sẵn ở giữa nhịp và bê tông xi măng đổ sau ở hai gối Mục tiêu là khảo sát khả năng chịu uốn của dầm bán lắp ghép và khả năng liên kết giữa các đoạn bê tông Geopolymer và bê tông xi măng Vị trí liên kết được bố trí gần với vị trí gia tải trong sơ đồ uốn 4 điểm để đảm bảo khảo sát khả năng chịu uốn và hiệu quả làm việc của liên kết dưới tác động của momen uốn và lực cắt Dầm bán lắp ghép có thể áp dụng cho các khung chịu lực trong các công trình thực tế tương tự.

Trong quy trình thi công kết cấu, 5 trí nút liên kết giữa cột và dầm bê tông cốt thép bán lắp ghép sẽ được đúc sẵn một phần bê tông Geopolymer tại đoạn giữa nhịp Phần thép chịu lực sẽ được bố trí ở hai đoạn dầm gần gối, với chiều dài neo nối phù hợp với miền làm việc của dầm Sau khi định vị và cố định dầm đúc sẵn với cột và neo nối cốt thép, sẽ tiến hành đổ phần bê tông xi măng còn lại gần gối.

Hình 1 4: Ứng dụng của dầm bán lắp ghép

Các đoạn dầm bê tông Geopolymer đúc sẵn có thể kết hợp với các tấm sàn Geopolymer, tạo thành hệ kết cấu khung sàn bê tông Geopolymer – bê tông xi măng Sự liên kết giữa tấm sàn Geopolymer và sàn bê tông xi măng sẽ được nghiên cứu chi tiết trong một đề tài khác.

Phương pháp thi công bán lắp ghép, mặc dù gặp một số trở ngại như tổ chức sản xuất và lắp ghép phức tạp, cùng với yêu cầu xử lý tốt mặt nối giữa bê tông đúc sẵn và bê tông đổ sau, nhưng vẫn mang lại nhiều ưu điểm nổi bật Đặc biệt, độ cứng cao, giảm thiểu việc sử dụng ván khuôn và loại bỏ cột chống là những lợi ích đáng ghi nhận của phương pháp này.

Đối mặt với yêu cầu về chất lượng, giá cả, thời gian hoàn thành và tính thân thiện với môi trường, nghiên cứu này sẽ đóng góp một phần vào các giải pháp khả thi nhằm đáp ứng những tiêu chí đó.

Tình hình nghiên cứu

1.2.1 Nghiên cứu trên thế giới

Nghiên cứu của Marthong C và các cộng sự chỉ ra rằng sự phá hoại chủ yếu xảy ra tại vị trí giao điểm giữa dầm và cột, không phải ở vị trí tiếp giáp giữa hai lớp bê tông Mẫu thí nghiệm sử dụng bê tông hạt min kết hợp với cốt liệu thô tái chế cho thấy khả năng chịu tải trọng cực hạn, độ dẻo và ứng suất chính danh nghĩa được cải thiện Đặc biệt, sự suy giảm độ cứng tại nút liên kết của mẫu thí nghiệm RCA-micro thấp hơn so với mẫu RC, giúp hạn chế sự thay đổi độ cứng đột ngột mà mẫu RC gặp phải.

Nghiên cứu của Kang S B và Tan K H [19] chỉ ra rằng sự phá hoại xảy ra ở vị trí nút liên kết giữa dầm và cột Hơn nữa, việc bố trí và gia cường cốt thép, cũng như chuẩn bị bề mặt liên kết giữa bê tông đúc sẵn và bê tông đổ tại chỗ, đều có ảnh hưởng đáng kể đến sự phá hoại của nút liên kết này.

Kết quả thí nghiệm của Guan D và các cộng sự cho thấy sự phá hoại xảy ra tại vị trí kết nối giữa bê tông đúc sẵn và bê tông đổ tại chỗ, với độ cứng ban đầu của bê tông đúc sẵn thấp hơn Tuy nhiên, bê tông đổ tại chỗ lại có sự suy giảm độ cứng nhanh hơn sau đó Các thanh thép dọc được thiết kế để chịu toàn bộ tải trọng, và các thanh thép gia cường được thêm vào nhằm bù đắp cho sự gián đoạn của các cấu kiện đúc sẵn theo kinh nghiệm.

Hutagi A và Khadiranaikar R.B đã tiến hành thí nghiệm để kiểm tra khả năng chịu uốn của dầm bê tông Geopolymer, và kết quả cho thấy hành vi của dầm này tương tự như dầm bê tông xi măng Tỷ lệ cốt thép chịu kéo và cường độ chịu nén của bê tông Geopolymer có ảnh hưởng đáng kể đến khả năng chịu uốn của dầm Ngoài ra, sự gia cường cốt thép dọc cũng có tác động lớn đến thời điểm nứt của dầm bê tông Geopolymer.

Dattatreya J K và các cộng sự đã tiến hành nghiên cứu so sánh khả năng chịu uốn giữa dầm bê tông Geopolymer và dầm bê tông xi măng Kết quả cho thấy rằng lý thuyết tính toán bê tông xi măng về mô men uốn, độ võng và vết nứt có thể áp dụng cho bê tông Geopolymer trong giới hạn hợp lý Đặc biệt, sức chịu uốn tối đa của dầm bê tông Geopolymer vượt trội hơn so với dầm bê tông xi măng nhờ vào cường độ chịu nén cao hơn của nó.

Abraham R và các cộng sự đã tiến hành thí nghiệm để so sánh khả năng chịu uốn của dầm bê tông Geopolymer và bê tông xi măng với các tỷ lệ cốt thép dọc khác nhau Kết quả cho thấy, dầm bê tông Geopolymer có khả năng chịu tải tối đa, vết nứt đầu tiên, độ rộng và khoảng cách vết nứt, cũng như độ võng theo thời gian tốt hơn so với dầm bê tông xi măng có cùng cường độ Điều này chứng tỏ bê tông Geopolymer có đặc tính vượt trội hơn và ứng xử tương tự như bê tông xi măng.

Wahalathantri B L và các cộng sự đã khẳng định rằng mô hình vật liệu cho bê tông và thép trong ABAQUS cho phép mô phỏng hiệu quả vết nứt uốn trong dầm bê tông cốt thép Kết quả cho thấy đường quan hệ ứng suất - chuyển vị khá hội tụ với các thí nghiệm thực tế, bao gồm thí nghiệm uốn dầm 3 điểm và 4 điểm, với giá trị chênh lệch lớn nhất về chuyển vị giữa mô phỏng và thực nghiệm chỉ là 5,26%.

1.2.2 Những nghiên cứu trong nước

Trần Việt Hưng [24] đã nghiên cứu mối quan hệ giữa cốt thép và bê tông Geopolymer, cho thấy rằng cường độ bê tông Geopolymer cao hơn sẽ dẫn đến độ bám dính tốt hơn với cốt thép Kết quả thí nghiệm cho thấy độ bám dính trung bình giữa bê tông Geopolymer và cốt thép vượt trội hơn so với bê tông xi măng.

Mô đun đàn hồi của GPC thấp hơn 10%-30% so với các tiêu chuẩn bê tông xi măng hiện hành, nhưng cường độ kéo uốn lại cao hơn từ 7%-27% Dầm bê tông Geopolymer hoạt động hiệu quả trong các ứng dụng xây dựng.

8 theo 3 giai đoạn chịu lực giống như dầm bê tông xi măng và tương tự như các giai đoạn làm việc của dầm mô phỏng bằng phần mềm ABAQUS

Nghiên cứu của Phan Đức Hùng và Lê Anh Tuấn chỉ ra rằng cường độ chịu uốn và kéo gián tiếp của bê tông geopolymer bị ảnh hưởng bởi tỷ lệ các thành phần hoạt hóa, cụ thể là tro bay; khi tỷ lệ này giảm, cường độ của bê tông geopolymer cũng giảm theo.

Tạ Tuấn Anh trong nghiên cứu của mình đã chỉ ra rằng cường độ chịu nén của bê tông geopolymer càng cao thì khả năng bám dính giữa cốt thép và bê tông cũng tăng theo Đối với thép gân, khi đường kính cốt thép lớn hơn, lực kéo tuột sẽ cao hơn Ngược lại, thép trơn có lực kéo nhỏ hơn so với thép gân cùng đường kính Đặc biệt, không thể kéo tuột thép gân có đường kính 12 mm với chiều dài đoạn tiếp xúc 100 mm trong bê tông geopolymer có cường độ chịu nén trên 56 MPa, dẫn đến tất cả các thanh thép bị đứt mà mẫu bê tông vẫn không bị phá hoại.

Trần Việt Hưng và cộng sự đã nghiên cứu sự làm việc của cốt thép và bê tông Geopolymer, kết luận rằng các mẫu thí nghiệm thường gặp tình trạng phá hoại do sự tách rời của bê tông xung quanh thanh thép, dẫn đến kiểu phá hoại giòn Họ cũng cho rằng có thể áp dụng công thức về cường độ dính bám và triển khai cốt thép từ bê tông xi măng để tính toán cho bê tông Geopolymer.

Phan Viết Đức Hoàng và cộng sự đã tiến hành nghiên cứu thí nghiệm và mô phỏng lực kéo tuột giữa bê tông geopolymer và cốt thép, sử dụng mô hình Hsu – Hsu để mô phỏng bê tông geopolymer Nghiên cứu này phân tích sự làm việc của thép qua bốn giai đoạn: đàn hồi tuyến tính, chảy, tái bền và mềm hóa Kết quả cho thấy sự chênh lệch giữa thực nghiệm và mô phỏng lớn nhất là 4,5%, dựa trên năm cấp phối bê tông geopolymer và ba loại đường kính thép d12, d16, d20, với chiều dài neo thép trong bê tông là 100mm.

Tính mới của đề tài

Nghiên cứu này tập trung vào ứng xử chịu uốn của dầm bán lắp ghép, trong đó kết hợp bê tông Geopolymer và bê tông xi măng Phần dầm sẽ được đúc sẵn bằng bê tông Geopolymer, sau đó được liên kết với dầm bê tông xi măng đổ sau thông qua các hình thức liên kết đa dạng.

Nghiên cứu sẽ không chỉ tập trung vào ứng xử chịu uốn của dầm mà còn xem xét phần liên kết giữa dầm Geopolymer đúc sẵn và dầm bê tông xi măng đổ sau, nhằm đánh giá ảnh hưởng của chúng đến khả năng chịu uốn của dầm.

Mục tiêu nghiên cứu

- Nghiên cứu ứng xử chịu uốn của cấu kiện dầm bán lắp ghép dùng 2 loại vật liệu bê tông geopolymer và bê tông xi măng

- Nghiên cứu khả năng liên kết giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng trong cấu kiện dầm bán lắp ghép

- Nghiên cứu khả năng ứng dụng của bê tông Geopolymer trong sản xuất cấu kiện dầm bán lắp ghép kết hợp với bê tông xi măng.

Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu lý thuyết về tính chất cơ học của vật liệu giúp hiểu rõ hơn về các quy luật ứng xử và khả năng chịu uốn của cấu kiện dầm bán lắp ghép Việc nắm bắt những kiến thức này là cần thiết để đánh giá hiệu suất và độ bền của các cấu trúc trong xây dựng.

- Nghiên cứu thực nghiệm nhằm xác định một số chỉ tiêu cơ lý của vật liệu, ứng xử chịu uốn của cấu kiện dầm bán lắp ghép

- Nghiên cứu mô phỏng tính toán bằng ABAQUS để đánh giá ứng xử của vật liệu và khả năng chịu uốn của cấu kiện dầm bán lắp ghép.

Phạm vi nghiên cứu

- Nghiên cứu ứng xử chịu uốn của dầm bán lắp ghép sử dụng 2 loại vật liệu bê tông Geopolymer và bê tông xi măng

Nghiên cứu này nhằm phân tích ảnh hưởng của liên kết giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng đến khả năng chịu uốn của dầm bán lắp ghép Bài viết tập trung vào việc sử dụng hai loại vật liệu bê tông khác nhau, cụ thể là bê tông Geopolymer và bê tông xi măng, để đánh giá ứng xử chịu lực trong các kết cấu xây dựng Kết quả nghiên cứu sẽ cung cấp thông tin quan trọng về hiệu suất và độ bền của dầm, từ đó hỗ trợ trong việc lựa chọn vật liệu tối ưu cho các công trình.

Công nghệ Geopolymer

2.1.1 Thành phần và công thức hóa học

Davidovits J đã nghiên cứu và chỉ ra rằng sản xuất đất đá nhân tạo ở nhiệt độ dưới 100 độ C tạo ra sản phẩm có đặc tính tương tự như đá tự nhiên, mở ra một lĩnh vực khoa học mới Geopolymer chủ yếu được cấu thành từ các nguyên tố Si 2+, Al 3+ và O 2, có nguồn gốc từ khoáng sản tự nhiên như đất sét, cao lanh, đá fenpat, hoặc từ các sản phẩm phụ trong sản xuất như tro bay và xỉ lò cao Các phản ứng hóa học trong quá trình này diễn ra dưới dạng polymer hóa, dẫn đến việc Davidovits đã đặt tên cho các chất kết dính này là “Geopolymer”.

Vật liệu Geopolymer khác với vật liệu polymer thông thường ở cấu trúc mạng không gian vô định hình [31-32]

Quá trình hình thành cấu trúc phân tử Geopolymer chủ yếu là kết quả của các phản ứng giữa khoáng nhôm và silic trong môi trường dung dịch kiềm kết hợp với dung dịch thủy tinh lỏng Kết quả của những phản ứng này là sự tạo thành cấu trúc không gian ba chiều chứa các nguyên tử Si-O-Al-O Công thức hóa học của phân tử Geopolymer có thể được biểu diễn như sau: n ((2)2).2.

- M: là các ion dương kiềm như Ka, Na

- n: là mức độ trùng ngưng của phản ứng

- w: số phân tử nước sinh ra sau quá trình Geopolymer hóa

2.1.2 Cơ chế phản ứng Geopolymer hóa

Quá trình Geopolymer hóa là một phản ứng hóa học nhanh chóng giữa các oxit aluminosilicat và silicat khác trong điều kiện kiềm mạnh, và đây là một phản ứng tỏa nhiệt Sự hình thành vật liệu geopolymer có thể được mô tả qua các phương trình hóa học cụ thể.

Nước là sản phẩm cuối cùng trong quá trình Geopolymer hóa, như được thể hiện trong các phương trình 2.2 và 2.3 Trong suốt quá trình bảo dưỡng và hóa rắn, nước bị loại bỏ khỏi chất kết dính Geopolymer, dẫn đến sự hình thành các lỗ rỗng nhỏ.

Nghiên cứu của Hardjito D và Rangan B V chỉ ra rằng nước trong hỗn hợp Geopolymer không đóng vai trò quan trọng trong quá trình Geopolymer hóa Điều này khác biệt với phản ứng hóa học của nước trong hỗn hợp bê tông xi măng, nơi nước chủ yếu chỉ làm tăng tính công tác của hỗn hợp.

Theo Hardjito D và Rangan B V [33], quá trình phản ứng hóa học tạo thành Geopolymer có thể được phân ra thành các bước chính sau:

- Hòa tan các phân tử Si và Al trong nguyên liệu nhờ vào các ion hydroxide trong dung dịch

- Định hướng lại các ion trong dung dịch tạo thành các monomer

- Đóng rắn các monomer thông qua các phản ứng trùng ngưng polymer để tạo thành các cấu trúc polymer vô cơ

Duxson P và các cộng sự đã tóm tắt quy trình Geopolymer hóa, mô tả cơ chế phản ứng một cách đơn giản Họ phác thảo các bước quan trọng trong việc chuyển đổi nguyên liệu aluminosilicat từ dạng bột rắn thành kiềm aluminosilicat tổng hợp Nhiều quá trình này diễn ra đồng thời, trong đó nguyên liệu aluminosilicat rắn được hòa tan thông qua kiềm thủy phân, tạo ra aluminat và silicat trong quá trình tổng hợp geopolymer Tuy nhiên, quá trình chuyển đổi từ hạt sang gel vẫn chưa được xác nhận trong môi trường kiềm cao và điều kiện hòa tan kém, mặc dù sự hòa tan trên bề mặt được giả định trong mô hình cơ học đơn giản.

Hình 2 1: Mô hình lý thuyết của quá trình Geopolymer hóa [34]

2.1.3 Dung dịch kiềm kích hoạt

Davidovits J [35] cho rằng, từ xa xưa, các kim tự tháp đã được xây dựng bằng cách sử dụng tro bụi núi lửa kết hợp với dung dịch Ca(OH)2 làm chất kích hoạt Hiện nay, các dung dịch kiềm như NaOH hoặc KOH kết hợp với Na2SiO3 hoặc K2SiO3 thường được sử dụng phổ biến trong quá trình xây dựng.

Các dung dịch kiềm, đặc biệt là Natri, đóng vai trò quan trọng trong quá trình Geopolymer hóa Nghiên cứu của Fernández-Jiménez A và các cộng sự đã chỉ ra rằng ba loại dung dịch kiềm Natri, bao gồm NaOH, Na2CO3, có ảnh hưởng đáng kể đến quá trình này.

Geopolymer được sản xuất bằng NaOH cho cường độ nén cao nhất, tiếp theo là dung dịch Na2SiO3 Hàm lượng Na2O trong hỗn hợp Geopolymer có ảnh hưởng đáng kể đến cường độ cơ học của nó.

Na2O cao hơn dẫn đến cường độ nén cao hơn Ngoài ra, sự hiện diện của silic hòa tan trong dung dịch kích hoạt cũng ảnh hưởng đến sự phát triển cường độ.

Khối lượng kiềm kích hoạt trong hỗn hợp có tác động lớn đến cường độ của Geopolymer Nghiên cứu của Xie Z và Xi Y cho thấy rằng cường độ cao hơn có thể đạt được bằng cách tăng tỷ lệ tổng lượng dung dịch kích hoạt so với tro bay.

Hình 2 2: Mô hình kích hoạt kiềm của tro bay [36]

Geopolymer từ tro bay là sản phẩm hình thành từ phản ứng kiềm kích hoạt tro bay Nghiên cứu của Fernández-Jiménez A và các cộng sự đã đề xuất một mô hình cho quá trình hòa tan của các loại hạt tro bay trong môi trường kiềm Tỷ lệ hòa tan và việc kích hoạt tro bay phụ thuộc vào độ pH của dung dịch kích hoạt cùng với một số điều kiện khác Hình ảnh minh họa sự phản ứng của hạt tro bay với dung dịch kiềm được thể hiện trong hình 2.3.

Hình 2 3 Vi cấu trúc của hạt tro bay phản ứng [36]

Quá trình kiềm kích hoạt tro bay trải qua các bước như sau [36]:

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

Dung dịch kiềm tác động hai chiều lên mặt tro bay hình cầu, với quá trình hòa tan diễn ra từ bên ngoài vào bên trong Khi dung dịch kiềm thâm nhập vào quả cầu tro bay, nó bắt đầu hòa tan từ trong ra ngoài, tạo ra sản phẩm phản ứng là gel aluminosilicat ở cả hai bề mặt Tuy nhiên, nếu sản phẩm phản ứng bên trong hạt tro bay tích tụ nhiều, chúng có thể ngăn cản dung dịch kiềm tiếp tục thâm nhập và phản ứng với các hạt nhỏ bên trong, làm giảm hiệu quả của quá trình hòa tan.

Hạt tro bay gần như hòa tan hoàn toàn, dẫn đến sự phát triển của lỗ rỗng và vi cấu trúc của Geopolymer tro bay trong giai đoạn này.

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

Quá trình hòa tan không đồng nhất trong gel và các biến thể xảy ra do sự thay đổi cục bộ về độ pH của dung dịch kích hoạt cùng kích thước hạt tro Đây là mô hình khái niệm đơn giản, thể hiện sự phát triển vi cấu trúc theo thời gian Chất kết dính hình thành từ quá trình kiềm kích hoạt tro bay.

Cấu kiện dầm bán lắp ghép

2.2.1 Cơ sở lý thuyết tính toán:

2.2.1.1 Quy đổi cường độ chịu nén trung bình và xác định cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo, mô đun đàn hồi của bê tông theo TCVN 3118:1993, TCVN 5574:2012

2.2.1.1.1 Quy đổi cường độ trung bình mẫu

Theo TCVN 3118-1993, cường độ chịu nén của mẫu bê tông được tính theo công thức: tb P

P- Tải trọng phá hủy, tính bằng N

F - Diện tích chịu lực nén của mẫu, tính bằng mm 2

Hệ số tính đổi kết quả thử nén của các viên mẫu bê tông có kích thước khác nhau so với viên mẫu chuẩn 150mm x 150mm x 150mm rất quan trọng trong việc đánh giá cường độ bê tông Việc áp dụng hệ số này giúp đảm bảo tính chính xác và nhất quán trong các kết quả thử nghiệm, từ đó hỗ trợ trong việc thiết kế và kiểm tra chất lượng công trình.

Giá trị lấy theo bảng sau:

Bảng 2.1: Bảng quy đổi hệ số α

Hình dáng và kích thước của mẫu (mm) Hệ số tính đổi

2.2.1.1.2 Giá trị cường độ đặc trưng

Cường độ đặc trưng R c là giá trị cường độ được lấy với xác suất đảm bảo 95%, được tính toán theo công thức sau:

 - hệ số biến động cường độ các mẫu thử, xác định theo tính toán thống kê, giá trị  =0,135

 b - hệ số đồng chất của bê tông (hệ số tương quan giữa R c và R tb ), với 

S - hệ số, phụ thuộc và xác suất đảm bảo, với xác suất 95% có S = 1,64

2.2.1.1.3 Giá trị cường độ chịu nén tiêu chuẩn

Khi thí nghiệm mẫu thử khối vuông, cường độ thường cao hơn so với bê tông trong kết cấu thực do ảnh hưởng của các yếu tố như ma sát giữa bàn máy nén và mẫu, kích thước mẫu, và tốc độ gia tải Để phản ánh điều này, cường độ tiêu chuẩn R bn được xác định.

Trong đó  kc là hệ số kết cấu, chuyển đổi cường độ của mẫu thử sang cường độ bê tông của kết cấu Giá trị  kc từ 0,7 đến 0,75

2.2.1.1.4 Giá trị cường độ chịu nén tính toán

Cường độ chịu nén tính toán Rb là giá trị quan trọng trong tính toán theo trạng thái giới hạn, thường được gọi là cường độ tính toán Nó được xác định dựa trên mức độ an toàn và các điều kiện làm việc cụ thể Công thức để xác định cường độ tính toán Rb là một yếu tố thiết yếu trong thiết kế kỹ thuật.

Trong đó k b là hệ số độ tin cậy, k b = 1,3

Trong những trường hợp cần xét đến điều kiện làm việc của bê tông thì cần nhân R b với hệ số điều kiện làm việc  b

2.2.1.1.5 Giá trị cường độ chịu kéo và mô đun đàn hồi

Sau khi xác định cường độ chịu nén của bê tông, cần tra cứu bảng theo TCVN 5574:2012 để nội suy và tính toán các giá trị cường độ chịu kéo cùng mô đun đàn hồi.

2.2.1.2 Xác định cường độ chịu kéo của bê tông

Hardjito D và Rangan B V đã đề xuất một công thức để tính toán cường độ chịu kéo gián tiếp của bê tông dựa trên cường độ chịu nén của nó, cụ thể là: f ct = 0,6 f cm.

2.2.1.3 Xác định khả năng chịu lực của dầm theo trạng thái giới hạn 1

2.2.1.3.1 Tiết diện chữ nhật cốt đơn

Hình 2 4: Sơ đồ tính dầm đặt cốt đơn

Phương trình mô men của các lực đối với trục đi qua điểm đặt hợp lực của cốt thép chịu kéo:

Phương trình hợp lực chiếu lên phương x

Từ 2.9 và 2.10, thế x =h 0 ta có:

M gh là mô men lớn nhất mà cấu kiện phải chịu

R b là cường độ chịu nén tính toán của bê tông

Cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép được ký hiệu là R s, trong khi chiều cao tính toán của tiết diện cấu kiện được ký hiệu là h 0 Bên cạnh đó, x đại diện cho chiều cao vùng bê tông chịu nén của tiết diện cấu kiện.

A s là diện tích tiết diện ngang của cốt thép chịu kéo

2.2.1.3.2 Tiết diện chữ nhật cốt kép

Hình 2 5: Sơ đồ tính dầm đặt cốt kép

Phương trình mô men của các lực đối với trục đi qua điểm đặt hợp lực của cốt thép chịu kéo:

( 0,5 ) ( ) s s tAs gh b b sc gh b sc

Phương trình hợp lực chiếu lên phương x

Từ 2.12 và 2.13, thế x=h 0 ta có:

M gh là mô men lớn nhất mà cấu kiện phải chịu

R b là cường độ chịu nén tính toán của bê tông

R s là cường độ chịu kéo tính toán của cốt thép

R sc là cường độ chịu nén tính toán của cốt thép

21 h 0 là chiều cao tính toán của tiết diện cấu kiện x là chiều cao vùng bê tông chịu nén của tiết diện cấu kiện

A s là diện tích tiết diện ngang của cốt thép chịu kéo

A’ s là diện tích tiết diện ngang của cốt thép chịu kéo a’ là khoảng cách từ trọng tâm lớp cốt thép chịu nén đến bề mặt dầm

2.2.1.4 Tính toán theo trạng thái giới hạn 2

2.2.1.4.1 Xác định độ võng giữa nhịp

Công thức xác định độ võng của cấu kiện khi mang đi thí nghiệm trong thời gian ngắn được xác định như sau:

Trong đó:  m , l tương ứng là hệ số phụ thuộc vào dạng liên kết, dạng tải trọng tác dụng và chiều dài nhịp

  Là độ cong do tải trọng tạm thời ngắn hạn gây ra

Khi tiết diện chưa bị nứt:

 b : hệ số xét đến ảnh hưởng của từ biến ngắn hạn của bê tông, với bê tông nặng lấy bằng 0,85

E b : mô đun đàn hồi của bê tông

I red : mô men quán tính của tiết diện quy đổi

Khi tiết diện đã hình thành vết nứt:

M: là mô men uốn do tải trọng tiêu chuẩn gây ra ứng với các trường hợp xác định độ cong

 s : hệ số xét đến sự làm việc của vùng bê tông chịu kéo trên đoạn có vết nứt

Hệ số b được sử dụng để xem xét sự phân bố không đều của biến dạng ở thớ bê tông chịu nén ngoài cùng trên chiều dài đoạn có vết nứt Đối với bê tông nặng, giá trị của hệ số này là 0,9.

 f : hệ sô xét đến ảnh hưởng của lực dọc

: chiều cao tương đối của vùng bê tông chịu nén v: hệ số đặc trưng trạng thái đàn – dẻo của bê tông vùng chịu nén v=0,45

Z: Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện cốt thép chịu kéo đến điểm đặt của hợp lực trong vùng nén, được xác định theo công thức:

Moment kháng uốn của tiết diện quy đổi:

Trong đó: x: Chiều cao vùng bê tông chịu nén

I =b x : Moment quán tính đối với trục trung hòa của tiết diện quy đổi

I = A h − − x a : Moment quán tính đối với trục trung hòa của diện tích cốt thép chịu kéo

I = A x − a : Moment quán tính đối với trục trung hòa của diện tích cốt thép chịu nén

= : Moment tĩnh đối với trục trung hòa của vùng bê tông chịu kéo

Chiều cao tương đối vùng chịu nén của bê tông được xác định bơi công thức:

=bh - Hàm lượng cốt thép trong bê tông

 - Hệ số, đối với bê tông nặng  =1,8

 - hệ số xác định bởi:

 - hệ số xác định bởi: 2

R - Cường độ chịu nén tiêu chuẩn của bê tông

2.2.1.4.2 Tải trọng hình thành vết nứt

Do cấu kiện chịu uốn nên xác định M crc theo công thức:

M crc =R bt ser , W pl M rp (2.21)

W pl: Mô men chống uốn dẻo của tiết diện tính theo mép chịu kéo

2 bo ( so ' ) so pl bo

M rp : Mô men do ứng lực P lấy đối với trục dung để xác định M rp

2.2.2 Mô phỏng bằng phần mềm ABAQUS

2.2.2.1 Mô hình vật liệu bê tông

Hsu L S và Hsu C -T T đã phát triển mô hình đường cong ứng suất - biến dạng bằng phương pháp số, được biết đến là mô hình Hsu – Hsu (1994) Mô hình này đã được chứng minh qua thực nghiệm và cho thấy khả năng áp dụng trong việc phát triển mối quan hệ ứng suất - biến dạng dưới lực nén dọc trục, đặc biệt khi đạt đến giá trị miền phá hoại Mô hình có thể áp dụng cho bê tông có cường độ lên tới 62Mpa.

Mô hình Hsu – Hsu (1994) mô tả mối quan hệ ứng suất – biến dạng tuân theo định luật Hook, với giá trị miền đàn hồi được giả định có thể đạt tới 50% cường độ chịu nén tối đa.

Tác giả Nguyễn Tất Thành đã áp dụng mô hình vật liệu Hsu – Hsu (1994) trong nghiên cứu “Khảo sát các mô hình phá hoại dẻo của dầm bê tông xỉ cốt thép trong thí nghiệm uốn ba điểm”, cho thấy kết quả đạt độ chính xác tương đối cao.

2.2.2.1.1 Mô hình số đường cong ứng suất – biến dạng chịu nén của bê tông

Hình 2.6: Đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng miền chịu nén theo Hsu - Hsu

Mô hình số Hsu – Hsu (1994) được áp dụng để tính toán giá trị ứng suất nén trong khoảng từ 0,5 cu của miền đàn hồi đến 0,3 cu của miền phá hủy của vật liệu, thông qua phương trình cụ thể.

Trong đó:  là hệ số phụ thuộc và biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng

0là biến dạng tại vị trí đạt được ứng suất cực đại

Giá trị mô đun đàn hồi E 0 được tính toán bởi biểu thức sau:

Các phương trình trên tác giả đang sử dụng vơi đơn vị cho   c , cu ,E 0 là kip/in 2 vì vậy cần chuyển đổi đơn vị trong quá trình tính toán

2.2.2.1.2 Mô hình số đường cong ứng suất – biến dạng chịu kéo của bê tông

Hình 2.7: Quan hệ ứng suất – biến dạng của Naya Rasheed (2006) [23]

Mô hình hình 2.7 minh họa sự hình thành cường độ chịu kéo của bê tông thông qua mối quan hệ ứng suất và biến dạng đẳng hướng Biến dạng tới hạn ( cr) được xác định khi ứng suất đạt giá trị tối đa ( t 0).

Khi sử dụng mô hình trong phần mềm ABAQUS, sẽ xảy ra lỗi nếu ứng suất giảm xuống 0.8×(σ t 0) Để cải thiện mô hình, cần điều chỉnh giá trị ứng suất biến dạng tại hai vị trí: một là vị trí đạt giá trị biến dạng cực hạn và hai là giá trị biến dạng - ứng suất.

(1, 25 cr ; 0, 77 t 0) và vị trí kết thúc ứng xử chịu kéo của bê tông, giá trị biến dạng

Hình 2.8: Quan hệ ứng suất – biến dạng cải tiến [23]

2.2.2.2 Mô hình phá hoại của bê tông chịu kéo

Hình 2.9: Mô hình chịu kéo của bê tông [40]

Mô hình phá hoại dẻo được xác định bởi các thông số đầu vào như mô đun đàn hồi (E), ứng suất (σ) và biến dạng vết nứt (ε t ck), tất cả đều liên quan đến cấp độ bền của bê tông Biến dạng vết nứt ε t ck được tính toán từ tổng biến dạng ε t theo công thức cụ thể.

 t ck = −  t ol el (2.27) Trong đó:

 = - Biến dạng trong miền đàn hồi tương ứng với trạng thái khi vật liệu chưa bị thiệt hại

 t - tổng biến dạng của bê tông khi chịu kéo

Phần mềm ABAQUS sẽ tính toán căn cứ vào giá trị của biến dạng dẻo ( t pl ) Biến dạng dẻo được xác định theo biểu thức sau:

Hệ số d t (0 ≤ d t ≤ 1) là tham số quan trọng liên quan đến sự giảm khả năng chịu tải của kết cấu, được gọi là damage Nó được định nghĩa là tỷ lệ giữa biến dạng nứt và tổng biến dạng.

2.2.2.3 Mô hình vật liệu thép

Mô hình vật liệu thép sử dụng để mô phỏng ABAQUS được thể hiện ở hình 2.10:

Hình 2.10: Mô hình của vật liệu thép [28]

Mô hình vật liệu thép này bao gồm 4 giai đoạn làm việc:

Nguyên liệu

Bê tông Geopolymer trong nghiên cứu này được chế tạo từ tro bay loại F theo tiêu chuẩn ASTM C618, với hàm lượng CaO thấp hơn 6%, nhằm giảm thiểu tác động của canxi đến quá trình geopolymer hóa của chất kết dính.

Thành phần hóa học của tro bay loại F được trình bày ở bảng sau:

Bảng 3 1: Thành phần hóa học của tro bay Thành phần hóa học SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 CaO K 2 O và

Na 2 O MgO SO 3 MKN Hàm lựợng

Tro bay có khối lượng riêng 2500 kg/m³ và tỷ lệ lọt sàng 0,05mm đạt trên 66% Lượng mất sau khi nung của tro bay này dưới 5%, cho thấy chỉ số hoạt tính rất cao và độ mịn tốt.

3.1.2 Dung dịch kiềm kích hoạt

Dung dịch kiềm kích hoạt dùng để tạo phản ứng kết dính gồm các vật liệu hỗn hợp chính là thủy tinh lỏng (Na2SiO3) và natri hidroxit (NaOH)

Thủy tinh lỏng là dung dịch màu trắng sệt, tổng hàm lượng Na2O và SiO2 dao động từ 36 đến 38 % Tỷ trọng 1,42±0,01 g/ml

Hình 3 2: Thủy tinh lỏng 3.1.2.2 Natri hydroxit

Dung dịch Natri hydroxit được pha chế từ Na2O ở dạng vảy rắn, màu trắng đục, độ tinh khiết trên 90%, khối lượng riêng 2130 kg/m 3 và H2O

Để tạo dung dịch Geopolymer, cần thêm nước sạch với tỉ lệ từ 18 - 22% khối lượng mẫu Lượng nước này giúp tăng độ ẩm và tính dẻo, cải thiện quá trình sản xuất Dung dịch pha trộn có màu trắng đục và không có mùi Nghiên cứu này sử dụng nồng độ NaOH là 16M.

Hình 3 3: Natri hydroxit dạng vảy

Cốt liệu lớn cho bê tông thí nghiệm là đá dăm dạng khối cầu, với Dmax = 20 mm, khối lượng riêng 2730 kg/m3 và khối lượng thể tích 1620 kg/m3 Đá có độ hút nước 0,92% và đáp ứng các yêu cầu kỹ thuật theo TCVN 7570:2006 về cốt liệu cho bê tông và vữa Đá được lựa chọn phải sạch và được sấy khô trước khi sử dụng.

Thành phần hạt của đá dăm được biểu diễn trong bảng sau:

Bảng 3 2: Thành phần hạt của đá dăm

Kích thước lỗ sàn (mm) 40 20 10 5

Hình 3 5: Đường biểu diễn thành phần hạt của đá dăm

Cát sử dụng cho bê tông phải là cát sạch, có kích thước hạt thô, được rửa và sấy khô trước khi thí nghiệm Theo tiêu chuẩn TCVN 7570:2006 “Cốt liệu cho bê tông và vữa”, cát này có khối lượng riêng 2610kg/m³ và khối lượng thể tích 1450kg/m³.

Thành phần hạt của cát được biểu diễn trong bảng sau:

Bảng 3 3: Thành phần hạt của cát

Hình 3 7: Đường biểu diễn thành phần hạt của cát 3.1.5 Nước

Nước sử dụng trộn bê tông theo TCVN 4560:2012 Nước trộn bê tông và vữa

Nước sử dụng trong bê tông cần đảm bảo không chứa tạp chất vượt quá giới hạn cho phép, vì điều này có thể ảnh hưởng đến quá trình đông kết và giảm độ bền lâu dài của kết cấu bê tông trong quá trình sử dụng.

Xi măng poóc lăng hỗn hợp là một loại chất kết dính thủy, được sản xuất bằng cách nghiền mịn clanhke xi măng poóc lăng kết hợp với thạch cao và các phụ gia khoáng Quá trình này có thể bao gồm việc sử dụng phụ gia công nghệ nếu cần thiết Để đảm bảo chất lượng, xi măng này được sử dụng trong trộn bê tông theo tiêu chuẩn TCVN 6260:2009, quy định các yêu cầu kỹ thuật cho xi măng poóc lăng hỗn hợp.

Thép thanh được sử dụng theo tiêu chuẩn TCVN 1651:2008, bao gồm phần 1 là thép cốt bê tông với thép thanh tròn trơn và phần 2 là thép thanh vằn Đường kính của thép làm cốt đai là 6mm, trong khi đường kính của thép làm cốt dọc là 12mm và 14mm.

Thí nghiệm sử dụng thép Việt Nhật, bao gồm thép trơn mác CB240V và thép vằn mác CB400V Dung sai đường kính của thép là ±0,3.

Cấp phối bê tông

Cấp phối bê tông Geopolymer và bê tông xi măng sử dụng trong nghiên cứu này được trình bày trong 2 bảng sau:

Bảng 3 4: Cấp phối cho 1m 3 bê tông Geopolymer

Bảng 3 5: Cấp phối cho 1m 3 bê tông xi măng

STT Mẫu Đá (kg) Cát (kg) Nước (lít) Xi măng (kg)

Quy trình thí nghiệm

3.3.1 Quy trình thí nghiệm mẫu

Để xác định cường độ chịu nén và mô đun đàn hồi, các mẫu hình trụ có kích thước 100x200 mm và 150x300 mm sẽ được đúc Sau khi có kết quả, tiến hành đúc cấu kiện dầm bán lắp ghép bằng hai loại bê tông: Geopolymer và bê tông xi măng Mỗi tổ mẫu sẽ được thực hiện theo trình tự quy định.

NaOH (kg) TTL/NaOH Mol

Bước 1: Chuẩn bị nguyên vật liệu, khuôn mẫu

- Đá, cát được tiến hành rửa sạch và phơi khô trước khi sử dụng

- Thủy tinh lỏng và dung dịch natri hydroxit phải được pha trước khi đổ 24h để tăng hiệu quả kết dính khi đổ mẫu

- Các vật liệu được tính cho từng tổ mẫu (3 mẫu/1 tổ mẫu 100x200mm và 3 mẫu/1 tổ mẫu 150x300mm) được tính toán và cân đo từng chủng loại

- Khuôn mẫu được vệ sinh và gia công lại đảm bảo độ kín, chặt chẽ trong suốt quá trình đúc mẫu

Bước 2: Nhào trộn và đúc mẫu

- Trộn khô phối liệu bao gồm đá, cát và tro bay đối với bê tông Geopolymer Đối với bê tông xi măng thì đá, cát, xi măng

Sau khi trộn đều các thành phần, tiến hành đổ dung dịch thủy tinh lỏng đã pha với natri hydroxit vào và tiếp tục trộn cho đến khi bê tông đạt yêu cầu cho bê tông Geopolymer Đối với bê tông xi măng, cần thêm nước vào hỗn hợp.

- Đổ bê tông vào khuôn thành 3 lớp và tiến hành đầm bằng que đầm (25-

Sau khi đúc, cần làm phẳng bề mặt mẫu và lưu trữ trong phòng thí nghiệm trong vòng 1 ngày Tiếp theo, tháo khuôn và thực hiện quá trình dưỡng hộ nhiệt cho bê tông Geopolymer, đồng thời ngâm mẫu bê tông xi măng vào nước.

Hình 3 8: Mẫu bê tông xi măng

Hình 3 9: Mẫu bê tông Geopolymer Bước 3: Dưỡng hộ

- Bê tông Geopolymer: Mẫu được dưỡng hộ nhiệt ở nhiệt độ 100 0 C trong thời gian 8 giờ Sau đó được lưu tại điều kiện thường trong khoảng từ

1 ngày trước khi tiến hành nén mẫu

43 a) Lò sấy b) Đồng hồ nhiệt lò sấy

Hình 3 10: Dưỡng hộ mẫu bê tông Geopolymer

- Bê tông xi măng: Mẫu được dưỡng hộ ngâm trong bể nước 28 ngày Sau đó lấy mẫu ra khỏi bể là có thể thí nghiệm

Việc nén mẫu bê tông được thực hiện tại phòng thí nghiệm của Trường ĐHSPKT TP.HCM, với kết quả được ghi nhận cho từng tổ mẫu theo từng cấp phối Quá trình này nhằm tổng hợp và tính toán cường độ của bê tông, được tiến hành đồng nhất cho cả hai loại bê tông.

Mẫu bê tông dùng để xác định cường độ chịu nén có kích thước đường kính đáy

D0mm, và chiều cao H 0mm

Mẫu bê tông dùng để xác định mô đun đàn hồi và hệ số poisson có kích thước đường kính đáy D0mm, và chiều cao H00mm

44 a) Tủ điều khiển b) Máy nén mẫu

Hình 3 11: Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của mẫu

Hình 3 12: Thí nghiệm xác định cường độ, mô đun đàn hồi và hệ số poisson

3.3.2 Quy trình thí nghiệm dầm

Các vật liệu dùng cho thí nghiệm được chuẩn bị sẵn với các chủng loại, thành phần theo cấp phối

Các thiết bị thí nghiệm được chuẩn bị để cân đo và pha chế các thành phần của hai loại bê tông theo tỷ lệ mẻ trộn đã được xác định trước.

Tiến hành gia công, đổ bê tông và thí nghiệm 3 dầm với ký hiệu dầm lần lượt D1, D2, D3 (Hình 3.13):

Dầm D1 (200x300x3300mm) là loại dầm bán lắp ghép, với phần giữa làm từ bê tông Geopolymer kích thước 200x300x1200mm, trong khi hai đầu dầm sử dụng bê tông xi măng kích thước 200x300x1050mm Mặt liên kết giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng được thiết kế phẳng Cấu trúc cốt thép của dầm bao gồm 2 cốt thép dọc đáy trên kích thước 12mm, 5 cốt thép đáy dưới kích thước 14mm, và cốt đai 6mm với khoảng cách 150mm trên toàn bộ chiều dài dầm.

Dầm D2 (200x300x3300mm) được bố trí cốt thép giống như dầm D1, nhưng khác biệt nằm ở hình thức liên kết giữa hai loại bê tông Mặt liên kết của hai loại bê tông này có hình dạng chữ Z.

Hai cánh chữ Z có kích thước rộng 150mm và chiều cao 150mm Hai đoạn đầu dầm bán lắp ghép được làm từ bê tông xi măng với kích thước 200x300x1050, nhưng bị khuyết một phần ở đáy trên với kích thước 200x150x150 tại vị trí liên kết giữa hai loại bê tông Phần khuyết này được thay thế bằng bê tông Geopolymer.

Dầm D3 (200x300x3300mm) có cấu trúc liên kết bê tông tương tự như dầm D2, nhưng điểm khác biệt là được gia cường thêm cốt đai 6 tại vị trí liên kết giữa hai loại bê tông (vị trí chữ Z) Khoảng cách giữa các cốt đai 6 tại vị trí liên kết chữ Z này là 50mm, với 4 vòng cốt đai gia cường cho mỗi vị trí liên kết.

Hình 3 13: Bản vẽ phương án dầm

Cốp pha gỗ được gia công và lắp ghép thành khuôn có kích thước 200x300x3300mm, với các tấm chắn gỗ được thiết kế tại vị trí liên kết giữa hai loại bê tông, nhằm phục vụ cho việc đổ đoạn dầm bê tông Geopolymer.

Sử dụng đinh để liên kết cốp pha để đảm bảo cốp pha chắc chắn, cố định trong suốt quá trình đúc dầm không bị biến dạng, cong vênh

Sau khi hoàn tất quá trình dưỡng hộ lớp bê tông Geopolymer, chúng ta sẽ tiến hành tháo các tấm chắn cốp pha gỗ để tiếp tục đổ phần dầm còn lại bằng bê tông xi măng.

Cốt thép dọc bao gồm 2 thanh thép có đường kính 12mm dài 3,45m được gia công và tạo neo ở 2 đầu mỗi đoạn 0,1m, cùng với 5 thanh thép có đường kính 14mm dài 3,25m đặt phía dưới Việc cắt thép này đảm bảo rằng khung thép sau khi gia công có thể đặt vừa vặn trong cốp pha, với khoảng cách lớp bê tông bảo vệ ở mỗi đầu là 2,5cm.

Cốt thép đai: Gia công cốt thép đai bằng thép  6, chiều dài mỗi thanh thép 0,88m Uốn thành cốt đai có kích thước 15x25cm

Sau khi gia công cốt dọc và cốt đại, cần liên kết chúng lại bằng dây kẽm Khoảng cách giữa các cốt đai được đặt đều theo cốt dọc với kích thước 15cm Đặc biệt, đối với dầm D3, cần gia cường cốt đai với khoảng cách 5cm tại vị trí liên kết giữa hai loại bê tông.

Sau khi hoàn tất việc gia công cốp pha và cốt thép, tiến hành đặt cốt thép vào bên trong cốp pha Cần cố định khung thép trong cốp pha với khoảng cách lớp bê tông bảo vệ đạt 2,5cm.

3.3.2.3 Đổ bê tông Đoạn dầm bê tông Geopolymer

Trộn khô phối liệu gồm tro bay và cốt liệu trong máy trộn trong khoảng 2 phút Tiếp theo, thêm dung dịch kiềm và nước vào hỗn hợp khô, tiếp tục trộn trong khoảng 3 phút Nếu có sử dụng thêm phụ gia, cần trộn đều để đảm bảo chất lượng.

Kết quả thí nghiệm mẫu và xác định các thông số tính toán

4.1.1 Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén trung bình

Mẫu thí nghiệm sử dụng là mẫu trụ với kích thước 100mm x 200mm Để tính toán lý thuyết theo TCVN 5574:2012, cần quy đổi giá trị cường độ chịu nén trung bình của mẫu trụ này về mẫu lập phương có kích thước 150mm x 150mm x 150mm.

Kết quả thí nghiệm cường độ chịu nén trung bình của mẫu được trình bày ở 2 bảng sau:

Bảng 4 1: Kết quả thí nghiệm cường độ của mẫu bê tông Geopolymer

STT Mẫu Cường độ chịu nén (MPa) Cường độ chịu nén trung bình

Bảng 4 2: Kết quả thí nghiệm cường độ của mẫu bê tông xi măng

STT Mẫu Cường độ chịu nén (MPa) Cường độ chịu nén trung bình

Kết quả thí nghiệm cho thấy cường độ chịu nén của bê tông Geopolymer có sự chênh lệch tối đa 2,53% so với cường độ chịu nén trung bình, trong khi bê tông xi măng có chênh lệch 4,18%, đều nằm trong giới hạn cho phép theo TCVN 3118-1993 là 15% Cường độ chịu nén trung bình của bê tông xi măng cao hơn bê tông Geopolymer 2,89% Hai loại bê tông này có cường độ tương đồng, cho phép áp dụng trong việc sản xuất dầm bê tông bán lắp ghép.

4.1.2 Thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi và hệ số poisson

Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi và hệ số poisson của mẫu được trình bày ở 2 bảng sau:

Bảng 4 3: Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi và hệ số poisson của mẫu bê tông

STT Mẫu Hệ số poisson Mô đun đàn hồi (GPa)

Hệ số poisson trung bình

Mô đun đàn hồi trung bình (GPa)

Bảng 4 4: Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi và hệ số poisson của mẫu bê tông xi măng

STT Mẫu Hệ số poisson Mô đun đàn hồi (GPa)

Hệ số poisson trung bình

Mô đun đàn hồi trung bình (GPa)

Kết quả thí nghiệm cho thấy mô đun đàn hồi trung bình của bê tông xi măng cao hơn bê tông Geopolymer 5,88%, trong khi hệ số Poisson của hai loại bê tông gần như tương đương Do đó, các cấp phối này có thể được sử dụng để đúc dầm bê tông bán lắp ghép với cả hai loại bê tông.

Tính toán lý thuyết

4.2.1 Cường độ bê tông và mô đun đàn hồi

Dựa trên giá trị cường độ chịu nén trung bình thực nghiệm, các công thức tính toán 2.4, 2.5, 2.6, và 2.7 được áp dụng để xác định cường độ chịu nén tiêu chuẩn và cường độ chịu nén tính toán Tiếp theo, tiến hành nội suy để xác định cường độ chịu kéo tiêu chuẩn, cường độ chịu kéo tính toán và mô đun đàn hồi theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012.

Giá trị cường độ và mô đun đàn hồi theo tính toán được trình bày ở bảng 4.5:

Bảng 4 5: Cường độ bê tông và mô đun đàn hồi theo tính toán

Các thông số bê tông

Cường độ chịu nén tiêu chuẩn (Mpa)

Cường độ chịu nén tính toán (Mpa)

Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn (Mpa)

Cường độ chịu kéo tính toán (Mpa)

Mô đun đàn hồi (Gpa)

4.2.2 Tính toán khả năng chịu lực của dầm theo trạng thái giới hạn 1

Mô men lớn nhất M gh mà dầm phải chịu là tổng giá trị tính toán của mô men

Mô men M1 do trọng lượng bản thân dầm và mô men M2 do tải trọng của thiết bị gia tải được xác định bằng các công thức 2.12, 2.13, 2.14 Từ các giá trị này, ta có thể tính toán tải trọng phá hoại P và mô men lớn nhất do thiết bị gia tải M2 Kết quả tính toán được trình bày rõ ràng trong bảng 4.6.

Bảng 4 6: Các giá trị mô men và tải trọng phá hoại dầm theo tính toán

4.2.3 Tính toán theo trạng thái giới hạn 2

Giá trị chuyển vị tại các cấp tải trọng được tính toán thông qua các công thức từ 2.15 đến 2.20 và được thể hiện ở bảng 4.7:

Bảng 4 7: Chuyển vị của dầm theo tính toán

Hình 4 1: Đường quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị tại vị trí L/2 và L/4 của dầm theo tính toán lý thuyết

4.2.3.2 Tải trọng hình thành vết nứt

Giá trị mô men chống nứt M crc được tính toán theo các công thức 2.21 và 2.22, sau đó xác định tải trọng gây ra vết nứt tương ứng Kết quả được trình bày trong bảng 4.8.

Mô men chống nứt M crc (kNm) 10,73

Tải trọng hình thành vết nứt tương ứng (kN) 21,46

Kết quả thí nghiệm dầm

4.3.1 Hình ảnh thí nghiệm dầm D1, D2, D3

4.3.2 Kết quả thực nghiệm đo chuyển vị dầm

Bảng 4 9: Chuyển vị của dầm D1, D2, D3

(kN) Dầm D1 (mm) Dầm D2 (mm) Dầm D3 (mm)

Kết quả đo chuyển vị dầm thu được cho đến khi dầm đạt tải trọng phá hoại.

Hình 4 5: Đường quan hệ giữa lực và chuyển vị tại vị trí L/2 của dầm D1, D2, D3

Kết quả thực nghiệm cho thấy độ dốc đường quan hệ tải trọng – chuyển vị tại vị trí L/2 của ba dầm D1, D2, D3 tương đồng trong khoảng tải trọng từ 0kN đến 40kN Điều này cho thấy bê tông vùng kéo ở cả ba dầm chưa bị phá hoại, và ứng xử chịu uốn của chúng trong giai đoạn này là tương tự nhau Sự khác biệt về hình dạng liên kết và số lượng cốt đai trong đoạn liên kết của hai loại bê tông không ảnh hưởng đáng kể đến chuyển vị của dầm.

Sự chênh lệch chuyển vị giữa ba dầm D1, D2 và D3 trở nên rõ rệt trong khoảng tải từ 40kN đến 100kN, giai đoạn mà các dầm chưa bị phá hủy Cụ thể, chênh lệch chuyển vị của dầm D2 so với D1 dao động từ 1,35% đến 14,3%, với độ lệch trung bình là 9,18% Trong khi đó, chênh lệch chuyển vị của dầm D3 so với D1 nằm trong khoảng 11,12% đến 19,92%, với độ lệch trung bình là 15,6% Chênh lệch chuyển vị giữa dầm D3 và D2 từ 6,55% đến 10,2%, với độ lệch trung bình là 7,02% Sự khác biệt này tại vị trí L/2 là do ảnh hưởng của dạng liên kết tại vị trí kết nối giữa hai loại bê tông Việc thay đổi hình dạng liên kết từ phẳng ở dầm D1 sang dạng Z ở dầm D2, cùng với việc tăng cường cốt đai tại vị trí liên kết ở dầm D3, đã ảnh hưởng đến độ cứng cục bộ và dẫn đến sự phân phối lại nội lực trong các dầm, từ đó làm thay đổi giá trị chuyển vị của chúng.

Sự thay đổi hình thức liên kết tại vị trí liên kết 2 loại bê tông đã ảnh hưởng đến độ võng của ba dầm D1, D2, D3, mặc dù tải trọng phá hủy vẫn được giữ nguyên.

3 dầm D1, D2, D3 vẫn khá tương đồng với nhau với giá trị tải trọng phá hủy của 3 dầm D1, D2, D3 lần lượt là 111,12kN, 115,28kN, 117,06kN

Hình 4 6: Đường quan hệ giữa lực và chuyển vị tại vị trí L/4 của dầm D1, D2, D3

Tại vị trí L/4 của ba dầm, chuyển vị gần như tương đương trong khoảng tải từ 0kN đến 30kN Tuy nhiên, khi vượt quá mức tải 30kN, chuyển vị của ba dầm bắt đầu có sự phân hóa rõ rệt Cụ thể, tại cấp tải 100kN, chênh lệch chuyển vị giữa dầm D1 và dầm D2 là 11,25%, trong khi so với dầm D3 là 17,86%.

So sánh giữa dầm D1 và D2 cho thấy dầm D2 có độ giảm chuyển vị trung bình là 9,66% trong khoảng gia tải từ 0 đến 100kN Khi so sánh dầm D2 với dầm D3, với việc tăng cường cốt đai tại vị trí liên kết 2 loại bê tông, dầm D3 cho thấy độ giảm chuyển vị trung bình là 5,65% Đặc biệt, tại vị trí L/4, độ cứng của cả ba dầm cũng bị ảnh hưởng bởi sự thay đổi hình thức liên kết ở vị trí này.

Biểu đồ đường quan hệ giữa lực và chuyển vị tại vị trí L/2 và L/4 của ba dầm D1, D2, D3 cho thấy rằng trong một giới hạn tải trọng nhất định, khi sự liên kết giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng vẫn được duy trì, chuyển vị của các dầm này vẫn ổn định.

Sự thay đổi hình dạng liên kết và khoảng cách cốt đai tại vị trí đoạn liên kết giữa hai loại bê tông có ảnh hưởng đáng kể đến độ võng của dầm Cụ thể, độ cứng cục bộ tại vị trí này ảnh hưởng đến chuyển vị tổng thể của dầm Do đó, việc phân tích kết quả đo biến dạng của dầm là cần thiết để hiểu rõ hơn về sự ảnh hưởng này.

4.3.3 Kết quả thực nghiệm đo biến dạng cốt dọc dầm

Bảng 4 10: Biến dạng của cốt dọc dầm D1, D2, D3

(kN) Dầm D1 (àɛ) Dầm D2 (àɛ) Dầm D3 (àɛ)

L /2 Liên kết BT L /2 Liên kết BT L /2 Liên kết BT

Hình 4 7: Đường quan hệ giữa tải trọng và biến dạng tại vị trí L/2 của cốt dọc dầm

Kết quả từ biểu đồ tải trọng và biến dạng cho thấy, tại vị trí L/2, ba dầm D1, D2, D3 có biến dạng tương đồng từ 0kN đến 50kN Tuy nhiên, khi vượt qua 50kN, biến dạng của ba dầm bắt đầu phân hóa và tăng nhanh, cho thấy bê tông đang bị phá hoại Trong khoảng tải từ 50kN đến 80kN, biến dạng của dầm D2 so với D1 chênh lệch từ 8,92% đến 17,5%, với độ lệch trung bình 12,86% Dầm D3 so với D1 có chênh lệch từ 2% đến 10,7% (độ lệch trung bình 6,15%), và so với D2 là từ 3,47% đến 12,69% (độ lệch trung bình 7,75%) Tại 80kN, chênh lệch biến dạng của D2 và D3 so với D1 lần lượt là 11,23% và 4,8%.

Sự chênh lệch nhỏ về giá trị biến dạng của ba dầm tại vị trí L/2 là do ảnh hưởng của sự thay đổi hình thức liên kết giữa hai loại bê tông Độ cứng cục bộ tại vị trí liên kết này thay đổi, dẫn đến sự ảnh hưởng đến độ cứng tại các vị trí khác trên dầm, bao gồm cả vị trí L/2 Hơn nữa, hiện tượng phá hoại của bê tông ở vùng kéo cũng không còn xảy ra.

Cả ba dầm đều có vị trí hình thành và sự phát triển vết nứt giống nhau, tuy nhiên khả năng chịu uốn của chúng không hoàn toàn giống nhau khi chịu tác động của mô men uốn.

Hình 4 8: Đường quan hệ giữa tải trọng và biến dạng tại vị trí liên kết 2 loại bê tông của dầm D1, D2, D3

Tại vị trí liên kết giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng, có sự khác biệt rõ rệt về giá trị biến dạng của ba dầm Biến dạng của dầm D1 và D2 tương đồng khi gia tải từ 0kN đến 20kN, nhưng phân hóa khi vượt qua 20kN Ngược lại, dầm D3 thể hiện sự khác biệt rõ ràng so với hai dầm còn lại Khi đạt đến một cấp tải nhất định, vùng bê tông tại vị trí liên kết giữa hai loại bê tông bắt đầu xảy ra hiện tượng tách lớp, điều này diễn ra ở cả ba dầm, với nội lực tại vị trí liên kết này là lực cắt.

Quan sát sự phá hoại và giá trị biến dạng của hai dầm D1 và D2 cho thấy rằng hình dạng liên kết của hai loại bê tông (liên kết phẳng ở dầm D1 và liên kết Z ở dầm D2) đã ảnh hưởng đến ứng xử của liên kết dưới tác động đồng thời của mô men uốn và lực cắt.

Tại tải trọng 70kN, dầm D2 với liên kết Z thể hiện hiệu suất vượt trội hơn so với dầm D1 sử dụng liên kết phẳng, khi giá trị biến dạng của dầm D2 giảm tới 37,54% so với dầm D1 Hướng của mặt liên kết trong liên kết phẳng ở dầm D1 gần như trùng với phương phát triển của vết nứt, dẫn đến khả năng chống cắt của hai lớp bê tông liên kết bị suy giảm so với liên kết Z ở dầm D2.

Trong nghiên cứu so sánh hai dầm D2 và D3, việc giảm khoảng cách cốt đai trong đoạn liên kết từ 150mm xuống còn 50mm đã cho thấy giá trị biến dạng của dầm D3 giảm 38,21% so với dầm D2 Điều này cho thấy rằng sự tăng cường cốt đai trong đoạn liên kết giữa hai loại bê tông có ảnh hưởng tích cực đến khả năng chống cắt của dầm dưới tác dụng của lực cắt, đồng thời giúp ngăn chặn sự hình thành và phát triển của vết nứt tách tại vị trí liên kết Quan sát thực tế cũng cho thấy vùng liên kết bê tông của dầm D3 có khả năng chống phá hoại tốt hơn nhiều so với dầm D1 và D2.

4.3.4 Tải trọng xuất hiện vết nứt theo thực nghiệm

Quan sát thực thực tế trong quá trình uốn dầm, kết quả ghi nhận cho từng dầm như sau:

Bảng 4 11: Tải trọng xuất hiện vết nứt của dầm D1, D2, D3

Tải trọng hình thành vết nứt (kN)

Tải trọng phá hoại (kN)

Hình 4 9: Tải trọng xuất hiện vết nứt của dầm D1, D2, D3

Quan sát thực nghiệm cho thấy vết nứt đầu tiên và thứ hai xuất hiện ở cả ba dầm, là dấu hiệu của sự tách lớp giữa bê tông Geopolymer và bê tông xi măng Hai vết nứt này xuất hiện gần như đồng thời, cho thấy chất lượng liên kết giữa hai loại bê tông là đồng nhất Vết nứt đầu tiên có thể được gọi là vết tách liên kết bê tông, và nó nằm ngoài vùng mô men uốn lớn nhất trên dầm, với giá trị mô men uốn tại vị trí này là 0,9.

So sánh, đánh giá giữa thực nghiệm và tính toán lý thuyết

Hình 4 11: Đường quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị tại vị trí L/2 của dầm theo tính toán lý thuyết và thực nghiệm

Hình 4 12: Đường quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị tại vị trí L/4 của dầm theo tính toán lý thuyết và thực nghiệm

So sánh chuyển vị của dầm giữa tính toán lý thuyết và thực nghiệm tại các vị trí L/2 và L/4 cho thấy sự chênh lệch giữa hai phương pháp Sự khác biệt này xuất phát từ việc đường cong chuyển vị của dầm thay đổi trước và sau khi xuất hiện vết nứt, với giai đoạn làm việc đàn hồi trước khi nứt và sau khi nứt Bên cạnh đó, các thông số đặc trưng của bê tông theo TCVN 3318:1993 và TCVN 5574:2012 cũng có sự khác biệt, ảnh hưởng đến mối quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị theo lý thuyết và thực nghiệm.

4.4.2 Tải trọng hình thành vết nứt

Hình 4 13: Biểu đồ tải trọng hình thành vết nứt của dầm theo tính toán lý thuyết và thực nghiệm

Giá trị tải trọng gây ra vết nứt trên ba dầm D1, D2, D3 có sự chênh lệch đáng kể, với tải trọng thực tế lớn hơn 32,04% so với tính toán lý thuyết ở dầm D1, 44,95% ở dầm D2 và 67,78% ở dầm D3 Cường độ chịu kéo và mô đun đàn hồi được sử dụng trong tính toán dựa trên cường độ chịu nén theo TCVN 5574:2012, tuy nhiên, các giá trị này có sai số so với kết quả thực nghiệm Việc xác định tải trọng gây ra vết nứt trên dầm chủ yếu phụ thuộc vào sự quan sát của người thực hiện thí nghiệm.

Hình 4 14: Biểu đồ tải trọng phá hoại của dầm theo tính toán lý thuyết và thực nghiệm

Giá trị tải trọng phá hoại tính toán có sự chênh lệch nhỏ so với giá trị thực nghiệm, cụ thể là 9,15% cho dầm D1, 5,21% cho dầm D2 và 3,61% cho dầm D3 Điều này chứng tỏ rằng phương pháp tính toán khả năng chịu uốn của dầm bằng lý thuyết là phù hợp cho cấu kiện dầm bán lắp ghép sử dụng hai loại vật liệu bê tông Geopolymer và bê tông xi măng, đồng thời cho thấy tính khả thi khi áp dụng vào thực tế.