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

30 TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
ỨNG XỬ CƠ HỌC CỦA BÊ TÔNG CỐT LIỆU TÁI CHẾ
SỬ DỤNG XI MĂNG VÀ CHẤT KẾT DÍNH XỈ KIỀM 
Tống Tôn Kiên1*, Lê Trung Thành2 
Tóm tắt: 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 báo 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. Kết quả thử nghiệm cho thấy BTCLTC sử dụng chất kết dính xỉ kiềm có tính chất cơ học và mô men 
kháng nứt tốt hơn so với BTCLTC sử dụng xi măng, nhưng số lượng vết nứt và sự phát triển bề rộng vết nứt 
của dầm giảm không đáng kể.
Từ khóa: Cốt liệu bê tông tái chế (CLBTTC); bê tông sử dụng cốt liệu tái chế (BTCLTC); chất kết dính xỉ 
kiềm hoạt hóa (CKDXK); phế thải xây dựng (PTXD).
Comparative mechanical behaviour of recycled aggregate concrete used cement and alkaline- 
activated slag binder
Abstract: Concrete using recycled aggregates and Portland cement (RAC) has been being caried out in 
different countries and most of these studies were focused on material properties. However, not many stud-
ies were done on structural reinforced- concrete members with RAC. This paper presents the mechanical 
behaviour of the recycled aggregate concrete using Portland cement in comparable with using alkaline 
activated slag binder (AAS). The mechanical properties including compressive strength, flexural strength 
and elastic modulus of the recycled concrete specimens and reinforced concrete beams were studied and 
compared to that of reinforced concrete using natural aggregate with compressive strength of 30MPa. The 
experimental results showed that mechanical properties and cracking resistance moment of RAC containing 
AAS are improved significantly compared with those of cement-based RAC, however the number of cracks 
and crack width of AAS-based RAC are slightly decreased.
Keywords: Recycled Concrete Aggregates-RCA; Recycled Aggregate Concrete-RAC; Alkaline activaed 
slag binder-AAS; Construction and Demolition Waste-CDW.
Nhận ngày 19/8/2017; sửa xong 31/8/2017; chấp nhận đăng 26/9/2017 
Received: August 19th, 2017; revised: August 31th, 2017; accepted: September 26th, 2017
1. Giới thiệu
Việc tái chế phế thải bê tông trong xây dựng giúp bảo vệ môi trường, đồng thời sẽ giảm sử dụng 
nguyên vật liệu thiên nhiên. Để tận dụng hiệu quả phế thải bê tông, có thể sử dụng các loại phế thải bê tông 
làm cốt liệu (CLBTTC) trong sản xuất bê tông. Nhiều tác giả đã tập trung nghiên cứu từ quá trình tái chế phế 
thải bê tông đến việc thiết kế thành phần bê tông và nghiên cứu các tính chất cơ lý, độ bền lâu của bê tông 
cốt liệu tái chế (BTCLTC) [1-4]. Có thể thấy rằng, BTCLTC thường có các tính chất cơ học thấp hơn so với bê 
tông cốt liệu tự nhiên (BTCLTN) [1-3], khả năng chịu lực của kết cấu BTCLTC cũng thấp hơn so với kết cấu 
BTCLTN [4-8]. Điều này là do hạt cốt liệu tái chế thường có cấu tạo rỗng xốp do có phần vữa cũ bám dính, 
có nhiều vết nứt do quá trình gia công cốt liệu. Nhưng loại bê tông này vẫn có thể đảm bảo yêu cầu của một 
số dạng kết cấu nhất định, kể cả trong kết cấu chịu lực khi sử dụng các biện pháp nâng cao chất lượng [8, 9]. 
1 TS, Khoa Vật liệu Xây dựng, Trường Đại học Xây dựng. 
2 TS, Vụ Khoa học công nghệ & Môi trường, Bộ Xây dựng. 
* Tác giả chính. E-mail: kientt@nuce.edu.vn.
31TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
Trong những năm gần đây, một số nghiên cứu khảo sát quan hệ ứng suất - biến dạng và ứng xử cơ 
học của các kết cấu dầm bê tông sử dụng CLBTTC đã được đề cập [5-7,10,11]. Ajdukiewicz và Kliszczewicz 
[11] đã sử dụng cốt liệu bê tông tái chế để thay thế một phần hoặc toàn bộ cốt liệu tự nhiên (CLTN) trong 
nghiên cứu ứng xử uốn của dầm bê tông 200×300×2600mm có hàm lượng cốt thép 0,90% và 1,60%. Kết 
quả thử nghiệm cho thấy các dầm BTCLTC có mô men kháng uốn thấp hơn khoảng 3,5% và độ võng lớn hơn 
so với các dầm BTCLTN. Kang và cộng sự [6] cũng nghiên cứu dầm bê tông có hàm lượng cốt thép 0,5% 
và 1,8% sử dụng CLBTTC có nguồn gốc từ bê tông thường và bê tông cường độ cao để thay thế CLTN đến 
50%. Kết quả nghiên cứu cho thấy các dầm BTCLTC có số vết nứt nhiều hơn và mô men kháng nứt thấp hơn 
so với dầm BTCLTN, nhưng các dầm BTCLTC sử dụng 30% CLBTTC lại có khả năng chịu uốn tương đương. 
Knaack và Kurama [7] cũng nghiên cứu ứng xử uốn của dầm bê tông có kích thước 150×230×2000mm, sử 
dụng 50% CLBTTC. Các tác giả cho rằng độ võng của dầm BTCLTC cao hơn độ võng của dầm đối chứng, 
nhưng mô hình tính toán kết cấu của dầm BTCLTN cũng phù hợp cho dầm BTCLTC. 
Gần đây, nhiều nghiên cứu có xu hướng sử dụng chất kết dính không xi măng trong chế tạo bê tông 
do loại chất kết dính này có cường độ và độ bền cao, đồng thời giảm thiểu các tác động môi trường do quá 
trình sản xuất xi măng poóc lăng [12-15]. Loại chất kết dính này là hỗn hợp của các phế thải công nghiệp 
(tro bay nhiệt điện, xỉ lò cao hạt hóa) hoặc vật liệu puzơlan (đất puzơlan, mê ta cao lanh) được hoạt hóa 
bằng các chất kiềm [13,14,16]. Collins [12] cho rằng cường độ chịu nén và cường độ kéo của BTCLTC sử 
dụng chất kết dính xỉ kiềm hoạt hóa có thể bằng hoặc cao hơn so với BTCLTC sử dụng xi măng. Điều này 
có thể do bản thân trong hạt CLBTTC đã có sẵn chất kiềm Ca(OH)2 là sản phẩm thủy hóa của xi măng, cho 
nên hiệu ứng hoạt hóa và hiệu ứng puzơlanic của Xỉ lò cao nghiền mịn (XLCNM) có thể sẽ tăng mạnh. Hơn 
nữa, hạt CLBTTC cũng còn một phần clanhke xi măng chưa thủy hóa sẽ tiếp tục thủy hóa trong hỗn hợp 
BTCLTC và sẽ góp phần làm tăng cường độ và độ bền lâu của bê tông. Tuy nhiên, các nghiên cứu này mới 
chủ yếu được phân tích trên các mẫu thí nghiệm nhỏ, chưa có nhiều nghiên cứu trên các kết cấu chịu lực. 
Để mở rộng khả năng sử dụng cốt liệu tái chế trong chế tạo các kết cấu bê tông cốt thép chịu lực, bài báo 
này trình bày các kết quả nghiên cứu so sánh ảnh hưởng của việc sử dụng chất kết dính xỉ kiềm hoạt hóa 
thay thế chất kết dính xi măng đến các đặc trưng cơ học của mẫu bê tông, cũng như ứng xử uốn của kết 
cấu dầm BTCLTC cốt thép. 
2. Vật liệu và phương pháp nghiên cứu 
2.1 Vật liệu sử dụng 
Xi măng PC40 Bút Sơn được sử dụng trong nghiên cứu này, các tính chất cơ bản của xi măng thỏa 
mãn TCVN 2682:2009. Xỉ lò cao hạt hóa nghiền mịn (XLCNM) được nghiền từ xỉ hạt lò cao của nhà máy 
gang thép Hòa Phát, theo TCVN 4315:2007 thì loại xỉ hạt lò cao đạt yêu cầu để sản xuất xi măng.
CLTN sử dụng gồm đá dăm Dmax=20mm và cát vàng Sông Lô được sử dụng chế tạo các mẫu bê tông 
đối chứng. CLBTTC được gia công từ phế thải bê tông xi măng. Các tính chất của cốt liệu thỏa mãn yêu cầu 
kỹ thuật của tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 7570:2006.
Nước sinh hoạt được sử dụng để trộn bê tông và thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật của nước trộn trong bê 
tông theo TCVN 4506:2012. 
Dung dịch kiềm là hỗn hợp của dung dịch thủy tinh lỏng (Na-Si) có Na2O = 11,8%; SiO2 = 28,0%; 
H2O = 58,2% và dung dịch NaOH 32% (chứa 32% NaOH rắn). Dung dịch này được sử dụng làm chất hoạt 
hóa trong chế tạo chất kết dính xỉ kiềm để thay thế chất kết dính xi măng. 
2.2 Thành phần cấp phối bê tông 
Có hai cấp phối bê tông đối chứng sử dụng CLTN có độ sụt 10 ± 2cm là: ĐCI có cường độ chịu nén 
tiêu chuẩn quy đổi đạt mác M300 (cấp độ bền B22,5) và ĐCII đạt mác M250 (cấp độ bền B20). ĐCII có mác 
tương đương với mác của bê tông sử dụng 100% CLBTTC thay thế CLTN (BTCLTC). Theo các nghiên cứu 
trước đây [17,18] hỗn hợp bê tông sử dụng chất kết dính xỉ kiềm (CKDXK) với hàm lượng kiềm sử dụng là 
7% và mô đun kiềm là 1,0% thay thế hoàn toàn xi măng (BTCLTC-XK 7%) có thể tăng cường chất lượng của 
BTCLTC. Trên cơ sở phương pháp thiết kế thành phần cấp phối theo nguyên tắc thể tích tuyệt đối, lượng 
dùng vật liệu của các hỗn hợp bê tông nghiên cứu được nêu ở Bảng 1.
2.3 Phương pháp nghiên cứu 
Hỗn hợp bê tông được trộn theo quy trình trộn hai giai đoạn [19]. Giai đoạn 1 làm ẩm cốt liệu trong 
khoảng 5 phút, sau đó giai đoạn 2 là cho chất kết dính vào trộn để tăng khả năng hấp thụ và bám dính 
32 TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
Bảng 1. Thành phần vật liệu của các hỗn hợp bê tông nghiên cứu 
STT Kí hiệu 
cấp phối
Lượng dùng các vật liệu cho 1m3 bê tông, (kg)
Xi 
măng
XLCNM Nước Na-Si
NaOH 
32%
Đá 
dăm
Đá 
CLBTTC
Cát 
vàng
Cát 
CLBTTC
1 ĐCI 350 0 202 0 0 1058 0 705 0
2 ĐCII 310 0 195 0 0 1050 0 720 0
3 BTCLTC 350 0 267 0 0 0 947 0 631
4 BTCLTC-XK7% 0 350 179 82 60 0 917 0 611
bề mặt hạt cốt liệu. Các mẫu được 
chế tạo và bảo dưỡng tại phòng thí 
nghiệm theo TCVN 3105:1993 đến 
tuổi 28 ngày.
Để đánh giá hiệu quả cải thiện 
chất lượng kết cấu BTCLTC, ứng 
xử cơ học của các dầm BTCLTC và 
BTCLTC-XK7% được so sánh với cả 
hai dầm bê tông đối chứng (ĐCI, ĐCII). 
Các đặc trưng cơ học được đánh giá 
thông qua cường độ chịu nén theo 
TCVN 3118:1993, cường độ chịu uốn và 
mô đun đàn hồi theo TCVN 3119:1993 
và tiêu chuẩn ASTM C469:2002. Ứng 
xử uốn của bê tông được khảo sát trên 
dầm bê tông cốt thép chịu uốn thuần 
túy với sơ đồ chịu tải như Hình 1. Cả 
chuyển vị và biến dạng xuất hiện trong 
quá trình chịu tải trọng uốn được ghi tự 
động bằng bộ thu TDS-530 thông qua 3 đầu đo chuyển vị (LVDT) I1, I2, I3 và 2 cảm biến điện trở đo biến 
dạng T1, T2. Bề rộng vết nứt được xác định bằng thiết bị quang học DJCK-2, có độ chính xác đến 0,01mm.
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 
Hình 1. Sơ đồ bố trí cốt thép và chịu tải của dầm thí nghiệm
Hình 2. Cường độ chịu nén của mẫu 
BTCLTC so với mẫu bê tông đối chứng
33TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
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).
Hình 4. Đường cong quan hệ giữa tải trọng và độ võng của dầm bê tông cốt thép
Hình 3. Cường độ chịu uốn và mô đun 
đàn hồi của mẫu BTCLTC so với mẫu ĐC
34 TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
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.
Hình 5. Tải trọng xuất hiện vết nứt của 
dầm bê tông cốt thép
Hình 6. Quan hệ giữa tải trọng và biến dạng
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 
35TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
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).
Hình 7. Quan hệ giữa tải trọng và bề rộng vết nứt
Hình 8. Sơ đồ vết nứt trên dầm ở tải trọng phá hủy
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.
36 TẬP 11 SỐ 509 - 2017
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG
Lời cảm ơn: Các tác giả xin chân thành cảm ơn Công ty Cổ phần Cơ điện và Xây dựng công trình đã gia 
công các loại cốt liệu tái chế cho đề tài.
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, re-
cycling 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 aggre-
gates", 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 poly-
technic university.
9. Kou S.C., Poon C.S, Agrela F. (2011), "Comparisons of natural and recycled aggregate concretes pre-
pared 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 recy-
cled 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.