Chuyên đề vật liệu xây dựng

Ứng xử cơ học của bê tông cốt liệu tái chế sử dụng xi măng và chất kết dính kiềm (P2)

01/09/2021 - 09:24

Bê tông sử dụng cốt liệu tái chế (BTCLTC) đã và đang được nhiều nghiên cứu quan tâm về đặc tính vật liệu. Tuy nhiên, còn rất ít nghiên cứu về các đặc tính của BTCLTC trên các kết cấu bê tông cốt thép. Bài viết trình bày các kết quả nghiên cứu về ứng xử cơ học của mẫu bê tông và kết cấu dầm bê tông cốt thép sử dụng cốt liệu tái chế kết hợp với chất kết dính xi măng hoặc chất kết dính xỉ kiềm hoạt hóa. Các đặc trưng cơ học như cường độ chịu nén, cường độ chịu uốn và mô đun đàn hồi của các mẫu BTCLTC đã được nghiên cứu và so sánh với ứng xử cơ học của bê tông sử dụng cốt liệu tự nhiên có cường độ chịu nén 30 MPa.
>> Ứng xử cơ học của bê tông cốt liệu tái chế sử dụng xi măng và chất kết dính kiềm (P1)

3. Kết quả và thảo luận

3.1 Các đặc trưng cơ học của bê tông
 
Cường độ chịu nén: Sự phát triển cường độ chịu nén của bê tông được so sánh ở Hình 2, giá trị biểu thị là giá trị trung bình của ba mẫu lập phương 100×100×100 mm. Có thể thấy rằng, cường độ chịu nén của tất cả các mẫu bê tông đều tăng theo thời gian bảo dưỡng, tuy nhiên cường độ chịu nén của BTCLTC thấp hơn so với cường độ chịu nén bê tông sử dụng CLTN ở hầu hết các tuổi thí nghiệm. Cường độ chịu nén ở 28 ngày của mẫu ĐCI là 35,5 MPa (cường độ chịu nén quy đổi đạt mác M300), trong khi đó cường độ chịu nén của BTCLTC chỉ đạt 26,9 MPa (giảm 24,2%). Điều này có thể do 2 nguyên nhân sau: (1) Thành phần vữa cũ có cấu trúc rỗng xốp bám dính vào hạt CLTN cũ và (2) bản thân trong hạt CLBTTC cũng tồn tại nhiều khuyết tật và vết nứt xuất hiện trong quá trình gia công nghiền phế thải bê tông. Những điều này đã dẫn đến tính chất cơ lý của các hạt CLBTTC thường kém hơn CLTN [20].

Khi sử dụng CKDXK với hàm lượng kiềm 7%, thì cường độ chịu nén của BTCLTC được cải thiện đáng kể. Cường độ chịu nén của bê tông BTCLTC-XK7% sau 28 ngày bảo dưỡng đã đạt 37,1 MPa; tăng 35,9% so với mẫu BTCLTC chỉ sử dụng xi măng poóc lăng. Việc tăng cao cường độ chịu nén của bê tông có CKDXK là do ảnh hưởng của sự hoạt hóa kiềm và hiệu ứng puzơlanic của XLCNM [20]. Các hạt CLBTTC luôn có phần vữa xi măng bám dính có nhiều lỗ rỗng và Ca(OH)2 có sẵn trong các lỗ rỗng. Khi bê tông sử dụng CLBTTC kết hợp với CKDXK thì sẽ có 2 hiệu ứng có thể góp phần nâng cao cường độ chịu nén của bê tông là [12,17,19]: (1) Một phần hạt XLCNM sẽ xâm nhập vào các lỗ rỗng và cấu trúc rỗng của phần vữa bám dính trong hạt CLBTTC, sau đó cải thiện vùng giao diện chuyển tiếp (ITZ) liên kết giữa đá chất kết dính xỉ kiềm với bề mặt hạt CLBTTC tốt hơn nhờ thực hiện các phản ứng kiềm hoạt hóa, phản ứng puzơlanic ngay tại các lỗ rỗng và khuyết tật [17,19]; (2) Các vết nứt và khuyết tật có sẵn trong hạt CLBTTC cũng sẽ được lấp đầy và hàn gắn bằng các sản phẩm thủy hóa của CKDXK [12] và của phản ứng puzơlan giữa XLCNM và Ca(OH)2 có sẵn trong các lỗ rỗng, các khe nứt nhỏ hoặc do clanhke xi măng cũ tiếp tục thủy hóa, tăng độ đặc vi cấu trúc hạt cốt liệu cũng như tăng cường độ đá chất kết dính.

Cường độ chịu uốn và mô đun đàn hồi

Tương tự như cường độ chịu nén, cường độ chịu uốn và mô đun đàn hồi của BTCLTC ở 28 ngày cũng giảm mạnh so với BTCLTN (giảm tương ứng 22,2% và 20,3%), các giá trị trong Hình 3 là giá trị trung bình trên 03 mẫu lăng trụ 10×10×40cm (đối với cường độ chịu uốn) và 03 mẫu hình trụ D×H = 15×30cm (đối với mô đun đàn hồi). Khi sử dụng CKDXK với hàm lượng kiềm 7% thay thế xi măng cường độ chịu uốn và mô đun đàn hồi của BTCLTC đã cải thiện rõ rệt (35,7% và 14,3%), lên tương đương và thậm chí còn vượt cả cường độ chịu uốn của mẫu ĐCI, nhưng mô đun đàn hồi vẫn thấp hơn so với mẫu ĐCI khoảng 9% (Hình 3). Điều này chứng tỏ mô đun đàn hồi thấp của hạt CLBTTC mặc dù đã được cải thiện nhưng vẫn còn thấp hơn so với mô đun đàn hồi của CLTN [21].

3.2 Ứng xử uốn của dầm bê tông cốt thép

Quan hệ giữa tải trọng và biến dạng (độ võng)

Quan hệ giữa tải trọng uốn và độ võng của dầm BTCT sử dụng BTCLTN, BTCLTC là tương tự nhau và cơ chế phá hoại là phá hoại dẻo (Hình 4). Trước khi có điểm xuất hiện vết nứt đầu tiên (điểm A), đường quan hệ có dạng tuyến tính và thể hiện ứng xử đàn hồi của dầm. Các loại bê tông có mác tương đương nhau sẽ có ứng xử uốn tương tự nhau (ĐCII và BTCLTC, ĐCI và BTCLTC-XK 7%). Điều này chứng tỏ các mô hình dự đoán ứng xử uốn của BTCLTN có thể sử dụng cho BTCLTC [10]. Cụ thể, phần biểu thị quan hệ tải trọng - độ võng là tuyến tính của dầm BTCLTC thấp, chứng tỏ dầm BTCLTC có mô men kháng nứt thấp hơn so với của dầm ĐCI. Điều này là do BTCLTC có mô men đàn hồi thấp hơn bê tông ĐCI. Hơn nữa, trong BTCLTC luôn tồn tại ba vùng giao diện chuyển tiếp (giữa CLTN và vữa cũ trong hạt CLBTTC, giữa vữa mới và vữa cũ hoặc cốt liệu cũ), trong khi đó trong dầm ĐCI chỉ có một vùng ITZ giữa CLTN và chất kết dính. Khi sử dụng CKDXK 7% thay thế xi măng poóc lăng mô men kháng nứt của dầm BTCLTC-XK 7% đã được cải thiện rõ rệt (đạt 6,1 kN) và tương đương với dầm ĐCI (đạt 6,5 kN), cao hơn đáng kể so với dầm BTCLTC và ĐCII (tương ứng là 4,9 và 4,4 kN) (Hình 5).
 
Khi tải trọng tiếp tục tăng dần, cốt thép bắt đầu bị chảy dẻo (điểm B) và dầm bê tông bị phá hủy (điểm C), mất khả năng chịu lực. Cả bốn loại dầm đều phá hủy ở trạng thái tải trọng gây chảy dẻo cốt thép dọc chịu lực, mặc dù đường quan hệ tải trọng - độ võng là phi tuyến (AB) của các dầm khá giống nhau và có hình dáng theo dạng phá hủy dạng 1. Khi sử dụng CKDXK7%, tải trọng gây chảy dẻo cốt thép dọc chịu lực của dầm BTCLTC-XK7% tăng lên không đáng kể (đạt khoảng 22 kN) so với dầm BTCLTC (21 kN), vẫn nhỏ hơn so với dầm ĐCI và ĐCII (đạt lần lượt khoảng 23 và 26 kN). Hơn nữa, đoạn BC trên đồ thị quan hệ tải trọng - độ võng thể hiện sự làm việc của bê tông vùng nén của dầm BTCLTC-XK7% cũng tốt hơn do tải trọng vẫn tăng khi độ võng tăng, còn dầm BTCLTC có tải trọng gần như không thay đổi khi độ võng tăng. Điều này chứng tỏ cường độ nén và lực bám dính giữa cốt thép với BTCLTC đã được cải thiện khi sử dụng chất kết dính xỉ kiềm [5].

Quan hệ giữa tải trọng và biến dạng
 

Quan hệ giữa tải trọng và biến dạng của các dầm được thể hiện trên Hình 6. Có thể thấy rằng quan hệ giữa tải trọng và biến dạng nén của bê tông trong các dầm có thể chia thành ba phần gồm: biến dạng đàn hồi (khi tải trọng nhỏ hơn tải trọng xuất hiện vết nứt), sau đó là vùng duy trì biến dạng và cuối cùng là vùng phá hủy. Kết quả này phù hợp với lý thuyết tính toán thiết kế dầm BTCT theo TCVN 5574:2012. Quan hệ giữa tải trọng và biến dạng kéo của các loại bê tông là tuyến tính khi tải trọng còn thấp hơn tải trọng xuất hiện vết nứt. Tại tải trọng xuất hiện vết nứt, biến dạng kéo của dầm sử dụng BTCLTC đạt khoảng 117 μm, lớn hơn so với của dầm ĐCI và ĐCII (tương ứng là 97 μm và 95 μm), tuy nhiên biến dạng kéo của dầm bê tông khi sử dụng CKDXK7% (BTCLTC-XK7%) còn lớn hơn nhiều (khoảng 130 μm). Điều này là do các hạt CLBTTC luôn có nhiều khuyết tật (vết nứt, lỗ rỗng) cho nên khả năng chịu kéo của BTCLTC giảm mạnh [17,20]. Tuy nhiên, việc sử dụng chất kết dính xỉ kiềm đã không cải thiện được biến dạng kéo của dầm BTCLTC.

Sự phát triển bề rộng và đặc tính vết nứt
 
Các vết nứt thường xuất hiện trong vùng chịu kéo của dầm BTCT và khi ứng suất kéo trong vùng này vượt quá giới hạn kéo của bê tông. Khi tải trọng càng tăng, các vết nứt càng phát triển theo chiều cao. Sau đó, các vết nứt nghiêng bắt đầu xuất hiện và số các vết nứt cũng tăng dần. Hình 7 cho thấy quan hệ giữa tải trọng uốn và bề rộng vết nứt xuất hiện trong dầm, giá trị biểu diễn là giá trị trung bình bề rộng của các vết nứt đầu tiên của các dầm thí nghiệm. Tải trọng tăng sẽ làm tăng bề rộng vết nứt theo quy luật gần đúng là hàm số mũ. Với cùng cấp tải trọng, bề rộng vết nứt của dầm BTCLTC lớn hơn nhiều so với dầm BTCLTN (ĐCI và ĐCII) [22].
 

Hình 8 thể hiện trực quan hình dạng và sự phân bố vết nứt trên các dầm sử dụng CLTN và CLBTTC ở tải trọng phá hủy. Từ sơ đồ vết nứt cho thấy hầu hết các vết nứt xuất hiện ở vùng chịu uốn thuần túy của dầm (trong vùng đặt tải trọng uốn). Lúc đầu các vết nứt xuất hiện vuông góc với trục dầm, sau đó chiều cao vết nứt tăng dần và thay đổi góc nghiêng nhanh và trở thành vết nứt nghiêng. Các vết nứt trên dầm BTCLTC thường dài hơn và cách xa nhau hơn so với các vết nứt trên dầm đối chứng (ĐCI, ĐCII). Một số vết nứt nhỏ có thể liên kết với nhau thành vết nứt lớn và làm tăng nhanh quá trình phá hủy vùng bê tông chịu nén của dầm. Hơn nữa, số vết nứt trong các dầm BTCLTC cũng nhiều hơn so với các dầm đối chứng. Kết quả này cũng phù hợp các nghiên cứu trước đây của Arezoumandi và Knaack [7,10]. Việc sử dụng CKDXK7% góp phần hạn chế sự phát triển bề rộng vết nứt và giảm số vết nứt của dầm BTCLTC, nhưng không rõ rệt (Hình 8).

4. Kết luận

Từ các kết quả nghiên cứu có thể rút ra một số kết luận như sau:

Cốt liệu bê tông tái chế thay thế cốt liệu tự nhiên làm giảm các đặc trưng cơ học của bê tông một cách rõ rệt. Tuy nhiên, chất kết dính xỉ kiềm thay thế hoàn toàn xi măng có khả năng cải thiện rõ rệt các đặc trưng cơ học của bê tông, nhưng số lượng vết nứt và bề rộng vết nứt lại cải thiện không đáng kể.

Bê tông cốt liệu tái chế sử dụng chất kết dính xỉ kiềm có ứng xử uốn tương tự như dầm bê tông cốt liệu tự nhiên sử dụng xi măng và sự phá hủy xảy ra ở trạng thái tải trọng gây chảy dẻo cốt thép dọc chịu lực. Tải trọng xuất hiện vết nứt và tải trọng phá hủy của dầm bê tông cốt liệu tái chế thấp hơn 25 và 10% so với của dầm sử dụng bê tông thường. Tuy nhiên, ứng xử cơ học uốn của dầm BTCLTC đã được cải thiện rõ rệt và đạt tương đương dầm BTCLTN đối chứng khi sử dụng chất kết dính xỉ kiềm thay thế hoàn toàn xi măng poóc lăng.

Việc sử dụng đồng thời cốt liệu tái chế từ phế thải bê tông để thay thế cốt liệu tự nhiên, kết hợp với chất kết dính xỉ kiềm (sản phẩm từ phế thải công nghiệp luyện gang thép) để thay thế xi măng poóc lăng, không những tạo ra được loại bê tông có chất lượng tương đương với bê tông xi măng cốt liệu tự nhiên về khả năng chịu lực, mà còn góp phần giảm thiểu các tác động môi trường do quá trình sản xuất bê tông và sản xuất xi măng truyền thống gây ra.
(Hết)

Tài liệu tham khảo

1. ACI 555 (2001), Removal and Reuse of Hardened Concrete, ACI_555R-01, American Concrete Institute, Farmington Hills.

2. Hansen T.C. (1992), “Demolition and Reuse of Concrete and Masonry: recycling of demolished concrete, recycling of masonry rubble, and localised cutting by blasting of concrete”, RILEM report 6, E & EN Spon, London.

3. Kien T.T, Thanh T.L, Lu V. P. (2013), “Recycling construction demolition waste in the world and in Vietnam”, Ed. Soutsos Marios et al., The international Conference on Sustainable Built Environment for Now and the Future, 26-27 March 2013, Construction publishing house, Hanoi, Vietnam, 247-256.

4. Jianzhuang X. et. al. (2012), "An overview of study on recycled aggregate concrete in China (1996-2011)", Construction and Building Materials, 31:364-383.

5. Yagishita F., Sano M., Yamada M. (1994), “Behavior of reinforced concrete beams containing recycled coarse aggregate”, Demolition and reuse of concrete & masonry RILEM proceeding, Ed. Erik K.Lauritzen, E&FN Spon, Frederiksberg, Denmark, 331-342.

6. Kang TH-K et. al. (2014), "Flexural testing of reinforced concrete beams with recycled concrete aggregates", ACI Structure Journal, 111(3):607-616.

7. Knaack A.M., Kurama Y.C. (2014), "Behavior of reinforced concrete beams with recycled concrete coarse aggregates", Journal Structures Engineering 2014 © ASCE 2014.

8. Kou S. C. (2006), Reusing recycled aggregates in structural concrete, PhD thesis, The Hong Kong polytechnic university.

9. Kou S.C., Poon C.S, Agrela F. (2011), "Comparisons of natural and recycled aggregate concretes prepared with the addition of different mineral admixtures", Cement & Concrete Composites, 33 (8):788-795.

10. Mahdi A. et. al. (2015), "An experimental study on flexural strength of reinforced concrete beams with 100% recycled concrete aggregate", Engineering Structures, 88:154-162.

11. Ajdukiewicz B. A., Kliszczewicz T. A. (2007), "Comparative tests of beams and columns made of recycled aggregate concrete and natural aggregate concrete", Journal Advanced Concrete Technology, 5(2):259-273.

12. Collins F., Sanjayan J. (1999), "Strength and shrinkage properties of alkaliactivated slag concrete placed into a large column", Cement Concrete Research, 29:659-666.

13. Garcia J. I. E. et. al. (2009), "Coarse blast furnace slag as a cementitious material, comparative study as a partial replacement of Portland cement and as an alkali activated cement ", Construction and Building Materials, 23:2511-2517.

14. Jiménez A. F., Palomo A. (2003), "Characterisation of fly ashes. Potential reactivity as alkaline cements", Fuel, 82:2259-2265.

15. Juenger M.C.G. et. al. (2011), "Advances in alternative cementitious binders", Cement and Concrete Research, 41:1232-1243.

16. Tống Tôn Kiên, Phạm Thị Vinh Lanh và Lê Trung Thành (2014), "Bê tông Geopolymer- Những thành tựu, tính chất và khả năng ứng dụng ở Việt Nam", Tạp chí Vật liệu xây dựng. (3):62-66.

17. Tống Tôn Kiên (2015), Nghiên cứu nâng cao chất lượng bê tông sử dụng cốt liệu tái chế bê tông từ phế thải bê tông xi măng, Báo cáo tổng kết đề tài KHCN cấp trường, Mã số 60-2015/KHXD, Trường Đại học Xây dựng.

18. Tống Tôn Kiên, cs. (2014), "Nghiên cứu chế tạo vữa xỉ kiềm sử dụng cốt liệu tái chế từ phế thải xây dựng", Tạp chí Xây dựng, Bộ Xây dựng, (6):69-72.

19. Vivian W.Y. Tam, X.F. Gao, C.M. Tam (2005), "Microstructural analysis of recycled aggregate concrete produced from two-stage mixing approach", Cement and Concrete Research. 35:1195-1203.

20. Kou S.C., Poon C.S. (2012), "Enhancing the durability properties of concrete prepared with coarse recycled aggregate", Construction and Building Materials. 35:69-76.

21. Jorge D. B, Nabajyoti S. (2012), “Recycled Aggregate in Concrete: Use of Industrial, Construction and Demolition Waste”, Green Energy and Technology, Springer London Heidelberg New York Dordrecht.

22. Choi C. W., Yun H. D. (2013), "Long-term deflection and flexural behaviour of reinforced concrete beams with recycled aggregate", Materials and Design, 51:742-750.
 
VLXD.org (TH/ Tạp chí KHCNXD)

Ý kiến của bạn

Tin liên quan

MẠNG THÔNG TIN VẬT LIỆU XÂY DỰNG VIỆT NAM

P 504, nhà A, số 3 Chùa Láng, Đống Đa, TP. Hà Nội.

024 ‭6276 4286 - Hotline: 0905 329 019

gamma.vlxd@gmail.com - Website: vatlieuxaydung.org.vn/ vlxd.org

- Giấy phép số 3374/GP-TTĐT do Sở TT&TT Hà Nội cấp ngày 28/6/2016
- Cơ quan chủ quản: Trung tâm Thông tin và Chuyển giao công nghệ VLXD - Hội VLXD Việt Nam
- Người chịu trách nhiệm nội dung: ThS. Lương Xuân Tuân - Mobile: 0913 513 465
- Vận hành và phát triển: Công ty Gamma NT
Vui lòng ghi rõ nguồn "vatlieuxaydung.org.vn" khi phát hành lại thông tin từ website này.