0

1

Viện khoa học và công nghệ xây dựng giao thông Trường ñại học GTVT

Huuphamduy@gmail.com

LỜI NÓI ðẦU

Trong những năm gần ñây bê tông cường ñộ cao ñã chiếm một vị trí quan

trọng trong các công trình xây dựng cầu, ñường, nhà và công trình thuỷ có quy mô

lớn.

Cuốn sách này giới thiệu các kết quả nghiên cứu của Việt Nam, Pháp, Anh,

Nga, Mỹ, Nhật Bản về bê tông cường ñộ cao.

Các vấn ñề chính ñược trình bày trong cuốn sách này là cấu trúc, cường ñộ,

biến dạng, phương pháp thiết kế thành phần và khả năng ứng dụng của bê tông

cường ñộ cao.

Sách ñược dùng làm tài liệu giảng dạy cho sinh viên, học viên cao học,

nghiên cứu sinh và làm tài liệu tham khảo cho các kỹ sư xây dựng và cán bộ

nghiên cứu.

PGS.TS. Phạm Duy Hữu - Chủ biên và viết các chương 1, 2, 3, 4, 5, 6.

Tham gia viết chương 6 là Th.s. Nguyễn Long.

Các tác giả xin cảm ơn sự ñóng góp ý kiến quý báu của các chuyên gia xây

dựng và giao thông trong quá trình biên soạn cuốn sách này. Xin ñặc biệt cảm ơn

Trường cầu ñường Paris và Trường ñại học Tokyo ñã cung cấp nhiều cho chúng tôi

nhiều tài liệu quý báu về bê tông cường ñộ cao.

Cuốn sách ñược viết lần ñầu rất mong nhận ñược các ý kiến ñóng góp của

người ñọc.

2

Các tác giả

CÁC TỪ CHÌA KHÓA

Phạm Duy Hữu, bê tông cường ñộ cao, cấu trúc, cường ñộ bê tông, ñộ sụt bê

tông, mô ñun ñàn hồi, cốt liệu lớn, muội silic, ñộ bền, thiết kế thành phần, ứng

dụng, cầu, ñường, co ngót, từ biến.

Chương 1

CÁC KHÁI QUÁT VỀ BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1. Về bê tông cường ñộ cao và bê tông chất lượng cao:

Bê tông là một loại vật liệu chủ yếu của thế kỷ 20 ñược chế tạo từ hỗn hợp vật liệu ñược lựa chọn hợp lý gồm các thành phần: Cốt liệu lớn (ñá dăm hoặc sỏi), cốt liệu nhỏ (cát), chất kết dính (ximăng…), nước và phụ gia. Cát và ñá dăm là thành phần vật liệu khoáng vật, ñóng vai trò bộ khung chịu lực. Hỗn hợp xi măng và nước (hồ ximăng) là thành phần hoạt tính trong bê tông, nó bao bọc xung quanh cốt liệu, lấp ñầy lỗ rỗng giữa các cốt liệu và khi hồ xi măng rắn chắc, nó dính kết cốt liệu thành một khối ñá và ñược gọi là bê tông. Các chất phụ gia rất phong phú và chúng làm tính chất của bê tông trở nên ña dạng và ñáp ứng ñược các yêu cầu ngày càng phát triển của bê tông và kết cấu bê tông.

Ngày nay bê tông là một trong những loại vật liệu ñang ñược sử dụng rất rộng rãi trong xây dựng, xây dựng cầu, ñường. Tỷ lệ sử dụng bê tông trong xây dựng nhà chiếm khoảng 40%, xây dựng cầu ñường khoảng 15% tổng khối lượng bê tông.

Bê tông có cường ñộ chịu nén cao, mô ñun ñàn hồi phù hợp với kết cấu bê tông cốt thép và bê tông cốt thép dự ứng lực.

Bê tông bền nước và ổn ñịnh với các tác ñộng của môi trường Công nghệ bê tông ổn ñịnh ngày càng phát triển. Giá thành của bê tông hợp lý do tận dụng ñược các nguyên vật liệu ñịa phương,

vì vậy kết cấu bê tông chiếm 60% các kết cấu xây dựng.

3

Nhược ñiểm cơ bản của bê tông là có cường ñộ chịu kéo chưa cao và khối lượng công trình bê tông cốt thép còn lớn. Cường ñộ chịu nén của bê tông thường chỉ ñạt tối ña 50 MPa và ñộ sụt tối ña 7 cm.

Con ñường phát triển của bê tông là cải tiến cấu trúc, thành phần, cải tiến công nghệ bằng cách sử dụng các phụ gia, các chất hỗ trợ công nghệ (bảo dưỡng, trợ bơm...) và các phương pháp công nghệ mới ñể tìm ra các bê tông chất lượng cao. Các bê tông chất lượng cao phải ñáp ứng các yêu cầu về cường ñộ, tính dễ ñổ và tính kinh tế. Những tính chất ñược cải tiến làm chất lượng hơn hẳn bê tông truyền thống (cường ñộ, biến dạng, dễ ñổ...). Những tính chất ñặc biệt này tạo ra khả năng sáng tạo ra các kết cấu xây dựng và công nghệ xây dựng mới.

Bê tông chất lượng cao bao gồm 5 loại bê tông như sau: - Bê tông siêu dẻo: là loại bê tông có thành phần cốt liệu và xi măng truyền

thống và phụ gia siêu dẻo. Loại bê tông này có tỷ lệ N/X khoảng 0,38-0,42, ñộ sụt ñạt ñến 15-20 cm có cường ñộ ñạt ñến 60 MPa và có cường ñộ sớm (R7=0,85R28), ñộ sụt từ 10 –20 cm, giữ ñược ít nhất 45 phút.

- Bê tông cường ñộ cao có thành phần như bê tông siêu dẻo có tỷ lệ sử dụng N/X gần ñến 0,25, có sử dụng phụ gia siêu mịn là tro nhẹ hoặc hạt silic siêu mịn. ðây là loại bê tông có cường ñộ chịu nén ñến 80 hoặc 100 MPa.

- Bê tông siêu nhẹ có cường ñộ tương tự như bê tông thường, khối lượng ñơn vị thấp ñến 0,8 g/cm3

- Bê tông tự ñầm: Có thành phần cốt liệu lớn ít, tăng thêm các chất bột và sử dụng phụ gia siêu dẻo ñặc biệt. Bê tông có khả năng tự ñầm, trong quá trình thi công không cần sử dụng các thiết bị ñầm. Loại bê tông này cho phép thi công các công trình có khối lượng rất lớn (20.000 m3 trở lên ) không cần bố trí mối nối, không cần ñầm. Sử dụng bê tông tự ñầm tiết kiệm ñược nhân công, thời gian và không gây ồn.

- Bê tông cốt sợi: Trong thành phần có thêm sợi (kim loại, polyme, các sợi khác). Bê tông cốt sợi cải thiện ñộ dẻo của bê tông, tăng cường khả năng chống nứt cho bê tông ở trạng thái mềm và trạng thái chịu lực.

2. ðịnh nghĩa bê tông cường ñộ cao

2.1. ðịnh nghĩa bê tông cường ñộ cao: Bê tông chất lượng cao là một thế hệ bê tông mới có thêm các phẩm chất

ñược cải thiện thể hiện sự tiến bộ trong công nghệ vật liệu – kết cấu xây dựng. Xét về cường ñộ chịu nén thì ñó là bê tông cường ñộ cao.( High Strength concrete)

4

Bê tông chất lượng cao ñược gọi tắt theo người Anh là HPC (High Performace concretes), theo người Pháp là BHP (BET0NS A HAUTE PERORMANCES ). Bê tông cường ñộ cao (High Performace concretes) là loại bê tông có cường ñộ chịu nén tuổi 28 ngày, nhỏ hơn hơn 60 MPa, với mẫu thử hình trụ có D = 15 cm , H = 30cm.

Cường ñộ sau 24 giờ Rb ≥ 35 MPa , sau 28 ngày cường ñộ nén R28≥ 60 MPa

. Mẫu thử ñược chế tạo, dưỡng hộ, thử, theo các tiêu chuẩn hiện hành. Thành phần bê tông cường ñộ cao có thể dùng hoặc không dùng muội silic

hoặc dùng kết hợp với xỉ lò cao. Khi sử dụng muội silic chất lượng bê tông ñược nâng cao hơn.

Tiêu chuẩn của Bắc Mỹ qui ñịnh bê tông cường ñộ cao là loại bê tông có R28

≥ 42MPa.

Theo CEB . FIP qui ñịnh bê tông cường ñộ cao có cường ñộ nén sau 28 ngày

tối thiểu là fc28 ≥ 60 MPa. Tất cả các loại bê tông cường ñộ cao ñều dùng tỷ lệ N/X thấp (0,25 – 0,35). Ngày nay trình ñộ kiến thức về loại bê tông này ñã cho phép ứng dụng bê tông chất lượng cao trong công trình lớn, chủ yếu ở ba lĩnh vực: Các ngôi nhà nhiều tầng, các công trình biển và các công trình giao thông (cầu, ñường, hầm). Các ñặc tính cơ học mới của bê tông cường ñộ cao cho phép người thiết kế sáng tạo ra loại kết cấu mới có chất lượng cao hơn.

2.2. Các nghiên cứu về bê tông cường ñộ cao Trong khoảng 15 năm gần ñây các sản phẩm bê tông có cường ñộ ngày càng

cao hơn, ñạt cường ñộ từ 60 ñến 140MPa. ðặc biệt bê tông cường ñộ siêu cao (Ultra High Strength Concrete) với cường ñộ lên ñến 300MPa (40’000 psi) ñã ñược chế tạo trong phòng thí nghiệm.

Bê tông cường ñộ cao bắt ñầu ñược sử dụng vào thập kỷ 70, khi ñó một loại bê tông có cường ñộ chịu nén cao hơn hẳn các loại bê tông trước ñó ñược dùng làm cột trong một số toà nhà cao tầng tại Mỹ, Pháp. Các công trình từ bê tông cường ñộ cao ñã ñược xây dựng tại Na Uy. Các công trình cầu ñường tại Pháp, Nga ñã ñạt ñược các thành công nổi bật. Gần ñây bê tông cường ñộ cao ñược sử dụng rộng rãi trong xây dựng cầu với nhiều ñặc tính quan trọng như: cường ñộ cao, ñộ bền cao..., giúp tạo ra các kết cấu nhịp lớn hơn. Hiện nay, bê tông với cường ñộ 98 ñến 112 MPa ñã ñược sản xuất công nghiệp và ñược sử dụng trong ngành công nghiệp xay dựng ở Mỹ, Nga, Na Uy, Pháp. Các nước như Anh, ðức, Thuỵ ðiển, Italia, Nhật

5

Bản, Trung Quốc và Việt Nam ñã bắt ñầu áp dụng bê tông cường ñộ cao trong xây dựng nhà, cầu, ñường, thuỷ lợi.

Trong những năm gần ñây, ñã có rất nhiều chương trình tầm cỡ quốc gia nghiên cứu các tính chất cơ học của bê tông tại nhiều nước khác nhau trên thế giới. Trong ñó những chương trình nghiên cứu ñáng chú ý gồm có: nghiên cứu của Trung tâm khoa học kỹ thuật về vật liệu xi măng chất lượng cao (ACBM – Mỹ), Chương trình nghiên cứu ñường ôtô (SHRP); Mạng lưới trung tâm chuyên gia của CANAðA với Chương trình về bêtông tính năng cao; Hội ñồng hoàng gia Nauy với chương trình nghiên cứu khoa học và công nghiệp; Chương trình quốc gia Thuỵ ðiển về HPC; Chương trình quốc gia Pháp tên là “Những con ñường mới cho bêtông”; và Chương trình bêtông mới của Nhật Bản.

Các nghiên cứu về bê tông cường ñộ cao ñã khẳng ñịnh việc sử dụng bê tông cường ñộ cao cho phép tạo ra các sản phẩm có tính kinh tế hơn, cung cấp khả năng giải quyết ñược nhiều vấn ñề kỹ thuật hơn hoặc vừa ñảm bảo cả hai yếu tố trên do khi sử dụng bê tông cường ñộ cao có các ưu ñiểm sau:

- Giảm kích thước cấu kiện, kết quả là tăng không gian sử dụng và giảm khối lượng bê tông sử dụng, kèm theo rút ngắn thời gian thi công.

- Giảm khối lượng bản thân và các tĩnh tải phụ thêm làm giảm ñược kích thước móng.

- Tăng chiều dài nhịp và giảm số lượng dầm với cùng yêu cầu chịu tải. - Giảm số lượng trụ ñỡ và móng do tăng chiều dài nhịp. - Giảm chiều dày bản, giảm chiều cao dầm. Cần tiếp tục nghiên cứu về cường ñộ chịu kéo, cắt và biến dạng của bê tông cường ñộ cao trong ñiều kiện khí hậu Việt Nam.

3. Phân loại bê tông cường ñộ cao:

Có thể phân loại bê tông cường ñộ cao theo cường ñộ, thành phần vật liệu chế tạo và theo tính dễ ñổ.

3.1. Phân loại theo cưòng ñộ nén

Căn cứ vào cường ñộ nén ở ngày 28 mẫu hình trụ D=15 cm, H=30 cm có thể chịa bê tông thành 3 loại sau:

Cường ñộ nén, MPa Loại bê tông

15 – 25 Bê tông truyền thống

6

30 – 50

60 – 80

100 – 150

Bê tông thường

Bê tông cường ñộ cao

Bê tông cường ñộ rất cao

3.2. Phân loại theo thành phần chế tạo

Bêtông cường ñộ cao không sử dụng muội silic: là loại bê tông cường ñộ cao khi sử dụng bột silic siêu mịn, có thể sử dụng tro bay.

Bê tông cường ñộ cao sử dụng muội silic: trong thành phần có lượng muội silic từ 5 – 15% so với lượng xi măng.

Bê tông cường ñộ cao cốt sợi kim loại là bê tông cường ñộ cao có hoặc không có muội silic nhưng có thành phần sợi kim loại. Các loại bê tông cường ñộ cao trên ñược sử dụng trong các kết cáu khác nhau và cho các tính năng khác nhau. Tất nhiên khi tính toán thiết kế lên kết cấu và thiết kế thi công cũng có những lưu ý khác nhau.

Bê tông cường ñộ cao không dùng muội silic cho cường ñộ cao, ñộ dẻo lớn nhưng cường ñộ chịu nén chỉ ñạt ñến 60 MPa.

Bê tông cường ñộ cao dùng muội silic khó thi công hơn nhưng cho cưòng ñộ ñến 100 MPa, co ngót bê tông và từ biến giảm, ứng sử về biến dạng và cường ñộ khác với bê tông cờng ñộ cao không dùng muội silic nhất là ứng sử khi phá hoại (có thể dòn hơn, vỡ vụn).

Bê tông cường ñộ cao sợi kim loại: có cường ñộ như hai loại trên nhưng có ñộ dẻo cơ học cao hơn. ðảm bảo không bị phá hoại ñột ngột và cải tiến khả năng chịu kéo và chống nứt của bê tông cờng ñộ cao. Loại bê tông cường ñộ cao cốt sợi thường ñược dùng ở các công trình biển bến cảng, sân bay, công trình thể thao.

CÂU HỎI ÔN TẬP 1. ðịnh nghĩa bê tông cường ñộ cao? 2. Khái quát về tính năng ñược cải tiến? 3. Phạm vi ứng dụng?

7

Chương 2 CẤU TRÚC BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1. Mở ñầu: Bê tông cường ñộ cao (CðC) là một trong những bê tông chất lượng cao, ñó

là một thế hệ sau của các vật liệu cho kết cấu mới. Theo qui ước bê tông CðC là bê tông có cường ñộ nén ở 28 ngày >60 MPa. Bê tông CðC có thành phần là hỗn hợp cốt liệu thông thường và vữa chất kết dính ñược cải thiện bằng cách dùng một vài sản phẩm mới có phẩm chất ñặc biệt như chất siêu dẻo và muội silic.

Chương này trình bày một cách tổng quan về các vật liệu này, nguyên tắc phối hợp, logic công thức của chúng và gắn các tính chất cơ bản với cấu trúc của chúng.

2. Nguyên tắc phối hợp và công thức thành phần: Trong thực tế bê tông cần có ñộ ñặc rất cao, vì ñó là ñặc ñiểm chính của cấu

tạo bê tông. Ý kiến ñầu tiên của vật liệu bê tông là cố gắng tái tạo lại một khối ñá ñi từ các loại cốt liệu. ðộ ñặc chắc của hỗn hợp như vậy ñược tạo nên sẽ ñược ñiều hoà bởi dải cấp phối của nó, nghĩa là phụ thuộc ñối với ñộ lớn cực ñại của cốt liệu. Kích cỡ của cốt liệu lớn khoảng 20-25mm. Các hạt nhỏ, do ñặc tính vật lý bề mặt gây nên sự vón tụ tự nhiên của các hạt xi măng. Sự vón tụ hạt xi măng càng ít chất lượng bê tông càng cao (vì ñộ dẻo, cường ñộ...)

Từ ý tưởng ñó những nghiên cứu ñầu tiên là sử dụng một vài sản phẩm hữu cơ ñể khôi phục xi măng lơ lửng trong nước ở thành phần hạt ban ñầu của bê tông

(bao gồm từ 1-80 µm). Sau ñó có thể làm cho các tinh thể của hỗn hợp dài ra bằng

cách thêm vào một sản phẩm cực mịn, có phản ứng hoá học, nó tiến tới lấp ñầy các

8

khe của ñống hạt mà xi măng không lọt ñược. Muội silic sản phẩm phụ của công nghiệp ñiện luyện kim, sản xuất silicon. ðó là sản phẩm tốt ñược dùng phổ biến ñể chế tạo bê tông cường ñộ cao.

Việc áp dụng các nguyên tắc ñơn giản nêu trên cho phép ñưa ra công thức bê tông CðC. Công thức thành phần tổng quát của bê tông CðC là: ð=1000-1200 kg; C=600-700 kg; X=400-520 kg; MS=5-15%; tỷ lệ N/X =0,25-0,35; chất siêu dẻo từ 1 – 1,5 lít/100 kg XM và một phần chất làm chậm (ð- ñá; X- xi măng; C- cát; N- nước; MS- muội silic).

Các thành phần truyền thống (cốt liệu, xi măng và hỗn hợp) phải có phẩm chất tốt, có sự lựa chọn chặt chẽ cần thiết nếu muốn vượt quá 100 Mpa về cường ñộ trung bình ở 28 ngày. Ngoài ra do sự giảm tỷ lệ N/X mà có thể chuyển bê tông xi măng cường ñộ cao (cường ñộ nén từ 50 ñến 80 MPa) sang bê tông cường ñộ rất cao CðRC.

Mục tiêu của các nghiên cứu hiện ñại là cải thiện cấu trúc của vữa xi măng ñể ñạt ñến ñộ rỗng ñá xi măng nhỏ nhất, ñồng thời cải thiện cấu trúc chung ñể bê tông có ñộ rỗng nhỏ nhất, khi ñó bê tông sẽ có cường ñộ chịu nén là lớn nhất. Con ñường ñó chỉ cho phép tăng cường ñộ nén , tuy nhiên cường ñộ kéo ñược tăng chậm hơn. ðể cải thiện khả năng chịu kéo của bê tông phải sử dụng các vật liệu mới là cốt sợi kim loại, cốt sợi pôlime hoặc cốt sợi các bon.

Về mặt cấu trúc, bê tông xi măng poóc lăng là một vật liệu không ñồng nhất và rỗng. Lực liên kết các cốt liệu (cát và ñá) ñược tạo ra do hồ xi măng cứng. Cấu trúc của hồ xi măng là những hyñrat khác nhau trong ñó nhiều nhất là các silicát thủy hóa C-S-H dạng sợi và Ca(OH)2 kết tinh dạng tấm lục giác khối, chồng lên nhau và các hạt xi măng chưa ñược thủy hoá . ðộ rỗng của vữa xi măng poóc lăng là 25 ñến 30% về thể tích với N/X = 0,5. Thể tích rỗng này gồm hai loại: (a) lỗ rỗng của cấu trúc C-S-H, kích thước của nó khoảng vài mm, (b) lỗ rỗng mao quản giữa các hyñrát, bọt khí, khe rỗng; kích thước của chúng khoảng vài mm ñến vài mm. Khi bê tông chịu lực trong cấu trúc xuất hiện vết nứt cũng làm tăng ñộ rỗng của bê tông.

Sự yếu về ñặc tính cơ học của bê tông là do ñộ rỗng mao quản và nước cho thêm vào bê tông ñể tạo tính công tác của bê tông tươi. Sự cải thiện cường ñộ có thể ñạt ñược nhờ nhiều phương pháp làm giảm ñộ rỗng (nén, ép, rung ), giảm tỉ lệ N/X (phụ gia) và sử dụng sản phẩm mới là xi măng không có lỗ rỗng lớn và xi măng có hạt siêu mịn ñồng nhất. Loại thứ nhất chứa pôlime, loại thứ hai chứa muội silic (xi măng cường ñộ cao).

9

Mối quan hệ trên có thể tạo ra những loại bê tông cường ñộ cao bằng cách cải tiến cấu trúc của vữa xi măng làm ñặc vữa xi măng, cải thiện ñộ dính kết của xi măng - cốt liệu và các giải pháp công nghệ khác.

3. Cấu trúc của vữa xi măng ðể cải tiến cấu trúc của bê tông ñầu tiên cải tiến cấu trúc của vữa xi măng.

Có thể cải tiến cấu trúc vữa xi măng bằng cách làm ñặc vữa xi măng, giảm lượng nước thừa (tỷ lệ N/X nhỏ) sử dụng phụ gia siêu dẻo và các biện pháp công nghệ rung ép ñặc biệt.

3.1 Vữa xi măng cường ñộ cao Làm nghẽn lỗ rỗng mao quản hay loại bớt nước nhờ ñầm chặt hoặc giảm tỉ

lệ X/N nhờ phụ gia là các phương pháp làm ñặc vữa xi măng, làm cho nó ñồng nhất hơn và có cấu trúc ñặc biệt hơn vữa xi măng thông thường. Vữa xi măng cường ñộ cao cũng có thể ñạt ñược bằng cách sử dụng xi măng có cường ñộ cao hơn.

3.2. Vữa xi măng với tỉ lệ N/X nhỏ Féret, năm 1897, ñã biểu thị cường ñộ nén của vữa xi măng bằng công thức

sau: Rb = A. {X/( X + N + K)]2 Với X, N, K tương ứng là thể tích của xi măng, nước và không khí. Theo

công thức này, sự giảm tỉ lệ N/X dẫn ñến tăng cường ñộ vữa xi măng. Tuy nhiên có một giới hạn của tỉ lệ này, liên quan tính công tác của bê tông tươi. Vì nếu dùng lượng nước quá thấp sẽ khó tạo ra ñộ dẻo ñủ cho vữa xi măng. Cấu trúc của loại vữa xi măng này sẽ có ñộ rỗng nhỏ hơn và lượng nước thừa ít hơn. Như vậy, khả năng tách nước khi rắn chắc là thấp (không tách nước trên mặt bê tông).

3.3. Vữa xi măng có phụ gia giảm nước : Phụ gia siêu dẻo gốc naphtalene sulphonate, mêlamine, lignosulphonate

hoặc viseo sử dụng ñể phân bố tốt hơn các hạt cốt liệu cho phép giảm nước ñến 30% và tỉ lệ N/X = 0.21. Những nghiên cứu về cộng hưởng từ tính hạt nhân proton ñã chứng minh rằng phụ gia hấp thụ trên các hạt xi măng tạo thành những màng, trong ñó các phân tử nước vẫn chuyển ñộng mạnh. Dưới tác ñộng của màng cộng với sự phân tán của các hạt rắn hạt xi măng tạo ra một ñộ lưu biến tốt hơn. Cường ñộ nén 200 MPa nhận ñược trong các loại vữa dùng phụ gia siêu dẻo. ðộ rỗng là 5% về thể tích, vữa ñồng nhất và bề mặt vô ñịnh hình. ðộ sụt bê tông ño bằng côn Abram có thể ñạt tối ña ñến 20 cm, trung bình là 10 - 12 cm.

10

3.4. Vữa xi măng chịu ép lớn và rung ñộng Vữa xi măng có cường ñộ nén 600 MPa ñã ñạt ñược nhờ lực ép lớn ở nhiệt

ñộ cao (1020 MPa, 1500C). Tổng lỗ rỗng chỉ còn 2%. Phần lớn các hyñrát ñược chuyển thành là gen. ðộ thủy hoá của xi măng là 30% và silicát C-S-H gồm cả hạt xi măng, anhyñrit như một chất keo giữa các hạt cốt liệu. Các hyñrát của xi măng và các hạt clinke ñồng thời tạo ra cường ñộ cao cho vữa ñông cứng. Sự rung ñộng loại bỏ các bọt khí tạo ra khi nhào trộn.

3.5. Vữa xi măng sử dụng các hạt siêu mịn Hệ thống hạt siêu mịn ñược người ðan - Mạch ñề xuất ñầu tiên. Hệ thống

này gồm xi măng poóc lăng, muội silic và phụ gia tạo ra cường ñộ cao tới 270 MPa. Muội silic là những hạt cầu kích thước trung bình 0.5 mm, chui vào trong các không gian rỗng kích thước từ 30 - 100 mm ñể lại bởi các hạt xi măng. Trước hết, muội silic ñóng vai trò vật lý, là các hạt mịn. Mặt khác chúng chống vón cục hạt xi măng, phân tán hạt xi măng làm xi măng dễ thủy hoá, làm tăng tỉ lệ hạt xi măng ñược thủy hoá.

Trong quá trình thủy hoá, muội silic tạo ra những vùng hạt nhân cho sản phẩm thủy hoá xi măng (Mehta) và sau một thời gian dài, phản ứng như một pu - zô - lan, tạo thành một silicát thủy hoá C-S-H có ñộ rỗng nhỏ hơn là C-S-H của xi măng poóc lăng và có cấu trúc vô ñịnh hình.

Cấu trúc vữa xi măng poóc lăng có N/X = 0,5 bao gồm (1) C-S-H sợi, (2) Ca(OH)2, (3) lỗ rỗng mao quản .

Cấu trúc vữa xi măng có muội silic bao gồm (1) Ca(OH)2, (2) C-S-H vô ñịnh hình, (3) lỗ rỗng rất ít.

a. Cấu trúc của muội silic b. Cấu trúc của hồ xi măng

Hình 2.1. Cấu trúc của muội silic và xi măng

11

Hình 2.2. Sơ ñồ hệ thống hạt xi măng-Hạt siêu mịn

3.6. Vữa xi măng pôlime Khi làm ñặc vữa xi măng, tạo ra khả năng tăng cường ñộ nén của bê tông

bằng cách bịt các lỗ rỗng bằng vật liệu pôlime thích hợp. Trong vữa xi măng ñộ rỗng thấp, một pôlyme tan trong nước (xenlulô hyñrô

propylmethyl hoặc polyvinylacetat thủy phân) phân tán và bôi trơn các hạt xi măng trong vữa xi măng. Pôlyme tạo thành một gen cứng. Khi ninh kết và rắn chắc, pôlyme không thủy hoá trong khi ñó, xi măng thủy hoá. Trong vật liệu ñông cứng, pôlyme vẫn liên kết tốt với các hạt xi măng và ñộ rỗng cuối cùng dưới 1% về thể tích.

Hỗn hợp vữa xi măng pôlyme gồm: 100 phần xi măng (về khối lượng), 7 phần pôlyme và 10 phần nước.

Cấu trúc vi mô gần với cấu trúc vữa xi măng có tỉ lệ N/X thấp. Tính chất chủ yếu là một gen ñặc và vô ñịnh hình bao quanh các hạt clinke. Các tinh thể Ca(OH)2 ở dạng lá mỏng phân tán trong vữa, trái với các tinh thể lớn chất ñống trong vữa xi măng poóc lăng thường. Khoảng không gian rất hẹp dành cho sự tạo thành các tinh thể lớn tránh ñược sự hình thành các sợi dài theo mặt thớ của các tấm Ca(OH)2 chồng lên nhau. Cường ñộ là 150 MPa ứng với sự vắng mặt của các lỗ rỗng mao quản và vết nứt.

Vữa xi măng pôlyme có thể ñược ñổ khuôn, ép, ñịnh hình như các vật liệu dẻo. Nó có thể ñưa vào trong các vật liệu composit chứa cát, bột kim loại, sợi ñể tăng ñộ bền và cường ñộ chống mài mòn.

12

4. Cấu trúc của bê tông cường ñộ cao (CðC). 4.1. Cấu trúc của cốt liệu bê tông cường ñộ cao. Sử dụng các cốt liệu truyền thống và vữa xi măng chất lượng ñể tạo ra bê

tông cường ñộ cao. Ba ñặc tính của vật liệu ảnh hưởng ñến cấu trúc của bê tông cường ñộ cao là

thành phần và cấu trúc vi mô của hồ xi măng, bản chất của liên kết giữa hồ xi măng - cốt liệu và chất lượng của cốt liệu trong ñiều kiện công nghệ và môi trường ít biến ñổi. Cấu trúc bê tông cường ñộ cao cũng gồm ba cấu trúc con tương tự như bê tông xi măng. Phần ñược cải tiến nhiều nhất là cấu trúc của hồ xi măng và cấu trúc của vùng tiếp giáp giữa hồ và cốt liệu. Cấu trúc cốt liệu về cơ bản là không biến ñổi. Có lẽ ñây là vùng cấu trúc bảo thủ nhất.

Cấu trúc của cốt liệu lớn tạo nên khung chịu lực cho bê tông, nó phụ thuộc vào cường ñộ bản thân cốt liệu lớn, tính chất cấu trúc(diện tiếp xúc giữa các hạt cốt liệu) và cường ñộ liên kết giữa các hạt. Thông thường, cường ñộ bản thân cốt liệu có cấp phối hạt hợp lý ñã giải quyết ñược các lỗ rỗng trong bê tông và tăng diện tiếp xúc giữa các hạt cốt liệu (giữa các hạt với nhau và các hạt xung quanh một hạt). Trong bê tông cường ñộ cao nên sử dụng các cốt liệu truyền thống và các chỉ dẫn chặc chẽ hơn.

4.2. Cấu trúc của hồ xi măng Lỗ rỗng luôn tồn tại trong cấu trúc của hồ xi măng và ảnh hưởng rất lớn tới

tính bền của cấu trúc này. Các lỗ rỗng tồn tại dưới hai dạng: lỗ rỗng mao dẫn và lỗ rỗng trong khoảng giữa các hạt xi măng.

Lỗ rỗng mao dẫn tạo ra do lượng nước dư thừa ñể lại các khoảng không trong hồ xi măng. ðể hạn chế ñộ rỗng trong bê tông thì tỷ lệ N/X thích hợp là một vấn ñề quan trọng. Trong bê tông cường ñộ cao tỷ lệ N/X ñược hạn chế dưới 0,35 mà kết hợp sử dụng phụ gia siêu dẻo ñể giải quyết tính công tác cho bê tông. Kết quả là tăng khối lượng các sản phẩm hydrat trong quá trình thuỷ hoá xi măng, ñồng thời giảm ñáng kể tỷ lệ các lỗ rỗng mao quản trong bê tông.

Hiện tượng vón cục các hạt xi măng và bản thân kích thức hạt xi măng vẫn lớn và tạo ra ñộ rỗng ñáng kể cho bê tông. Một sản phẩm siêu mịn, ít có phản ứng hoá học (muội silic, tro bay) ñược bổ sung vào thành phần của bê tông cường ñộ cao. Lượng hạt này sẽ lấp ñầy lỗ rỗng mà hạt xi măng không lọt vào ñược. ðồng thời với kích thước nhỏ hơn hạt xi măng nhiều, nó bao bọc quanh hạt xi măng tạo thành lớp ngăn cách không cho các hạt xi măng vón tụ lại với nhau.

13

4.3. Cấu trúc vùng tiếp xúc hồ xi măng – cốt liệu Cấu trúc của vùng tiếp xúc hồ xi măng - cốt liệu có ý nghĩa quyết ñịnh cho

loại bê tông cường ñộ cao. Cấu trúc thông thường của bê tông gồm ba vùng: cấu trúc cốt liệu, cấu trúc hồ xi măng và cấu trúc vùng tiếp xúc hồ xi măng - cốt liệu. Vùng tiếp xúc hồ xi măng - cốt liệu trong bê tông thường, gọi là “vùng chuyển tiếp”, vùng này có cấu trúc kết tinh, rỗng nhiều hơn và cường ñộ nhỏ hơn vùng hồ do ở vùng này chứa nước tách ra khi hồ xi măng rắn chắc. Ở vùng này còn chứa các hạt xi măng chưa thủy hoá và các hạt CaO tự do.

Các ñặc tính của vùng liên kết hồ xi măng - cốt liệu trong bê tông thường gồm mặt nứt, vết nứt, cấu trúc C-S-H và bề mặt các hyñrat. Ví dụ các vết nứt xuất hiện bao quanh các hạt silic và phát triển vượt qua hồ xi măng. Trên mặt trượt của cốt liệu, các hyñrat gồm tấm Ca(OH)2 và các sợi silicát (sợi C-S-H). Chúng chỉ ñược liên kết rất yếu vào cốt liệu và tách ra dễ dàng. Sự kết tinh có ñịnh hướng Ca(OH)2 cũng quan sát thấy trên các hạt cốt liệu silic.

Vùng liên kết giữa hồ xi măng - cốt liệu có ñộ rỗng lớn và ñã ñược cải thiện nhờ muội silic. Biến ñổi cấu trúc của bê tông theo cường ñộ phát triển theo ba cấp ñộ sau:

Trong bê tông thường vùng liên kết xi măng - cốt liệu là vùng tiếp xúc rỗng có các mặt nứt và các vết nứt. Cấu trúc C - H - H có dạng sợi.

Vùng tiếp xúc hồ xi măng - cốt liệu ở bê tông cường ñộ cao có cấu trúc C-S-H vô ñịnh hình và tinh thể Ca(OH)2 ñịnh hướng (P) trên các hạt cứng, các vết nứt giảm rõ ràng .

Vùng tiếp xúc của bê tông cường ñộ cao tỉ lệ N/X ≤ 0,3, do tỉ diện tích hạt

muội silic rất cao nên vùng này không chứa nước, không tồn tại CaO tự do, vữa xi măng có ñộ ñặc rất lớn và lực dính bám với cốt liệu cao.

Bê tông cường ñộ rất cao vùng liên kết chuyển thành ñá, hồ xi măng - cốt liệu ñồng nhất. Không có vết nứt trên bề mặt.

Hiện nay, khi quan sát bằng kính hiển vi ñiện tử quét (MEB) một vài mảnh bê tông cường ñộ cao ñã cứng rắn, thấy rằng bê tông CðC và CðRC có cấu trúc rất ñặc, chủ yếu vô ñịnh hình và bao gồm một thể tích không bình thường của các hạt không có nước, ñó là phần còn lại của xi măng chưa liên kết do thiếu nước sử dụng ñược. Ngoài ra, các mặt tiếp xúc vữa xi măng/cốt liệu rất ít rỗng và không thể hiện sự tích tụ thông thường của các tinh thể vôi. ðiều ñó là do hoạt ñộng của muội silic bắt nguồn từ phản ứng pôzulan giữa silic và vôi tự do sinh ra bởi xi măng khi thủy hoá. Việc ño ñộ xốp bằng thủy ngân chỉ ra sự mất ñi của ñộ xốp mao quản. Cuối cùng người ta có thể ño ñược ñộ ẩm của môi trường trong các lỗ

14

rỗng của bê tông theo tuổi của vật liệu. Trong khi ñối với bê tông thông thường luụn luụn bằng 100% (khi không có sự trao ñổi với môi trường xung quanh), nó giảm tới 75% ở tuổi 28 ngày ñối với bê tông cường ñộ cao.

Cuối cùng, từ các nhận ñịnh khác nhau cho phép trình bày về cấu trúc của bê tông cường ñộ cao như sau:

- Tỉ lệ phần hồ xi măng trong bê tông giảm ñi, các hạt không ñược thủy hoá ñược bổ sung vào thành phần cốt liệu của bê tông ñã cứng rắn. Như vậy trong bê tông cường ñộ cao không nhất thiết phải dùng lượng xi măng cao (X = 380 - 450 kg/m3 với cường ñộ nén của xi măng từ 400 -500 daN/cm2 ).

- Hồ xi măng có ñộ rỗng tổng cộng nhỏ - Rất ít nước tự do, các lỗ rỗng nhỏ nhất cũng bị bão hoà nước. - Các mặt tiếp giáp hồ xi măng - cốt liệu ñã ñược cải thiện và hóa ñá, từ ñó

mất ñi một vùng thường yếu về cơ học của bê tông. Cường ñộ bê tông tăng lên. Vết nứt của bê tông khi phá hoại sẽ ñi qua các hạt cốt liệu.

- Hàm lượng vôi tự do nhỏ - Trong bê tông xuất hiện trạng thái ứng suất mới ñược minh hoạ một cách

vĩ mô bằng co ngót nội tại và chắc chắn nó sinh ra một sự siết chặt mạnh vào các cốt liệu, làm tăng lực dính giữa cốt liệu và hồ xi măng, cải tiến cường ñộ chịu kéo và mô ñun ñàn hồi cho bê tông cường ñộ cao.

5. Cấu trúc của bê tông cường ñộ rất cao (CðRC)

Bê tông cường ñộ rất cao, cường ñộ nén từ 100 ÷ 150 MPa tạo thành từ:

- 400 - 500 kg xi măng poóc lăng mác 55 + (15 ÷ 20)% muội silic

- 1 ÷ 4 % phụ gia siêu dẻo , 0,3 - 0,4 % chất làm chậm.

- N/X = 0,16 - 0,18; N = 100 lít/m3 Sự phá hủy của bê tông CðRC cho thấy vữa xi măng ñã chuyển thành ñá do

sự ñông ñặc rất cao của vữa xi măng khác với vữa xi măng có ñộ rỗng xung quanh cốt liệu của bê tông thường. ðiều này ñược thể hiện qua nghiên cứu [4], trong ñó ta không thể quan sát ñược vết nứt cũng như sự ñịnh hướng tinh thể Ca(OH)2 ở mặt tiếp xúc. Nứt vi mô và nứt vi mô cơ học của bê tông CðRC có thể ñược ñánh giá bằng kính hiển vi và thường ít hơn so với bê tông truyền thống.

ðặc tính cấu trúc rất quan trọng là vữa xi măng có cấu trúc vô ñịnh hình và ñồng nhất . Vữa xi măng có ñộ rỗng nhỏ hơn bê tông xi măng poóc lăng, do tăng ñược mức hoạt tính pu zô lan của muội silic. Muội silic phản ứng lý học nhờ dạng hạt cực mịn và phản ứng hoá học nhờ ñộ hoạt tính của muội si líc với vôi. ðộ rỗng

15

của bê tông dùng muội silic ñược ño bằng rỗng kế thuỷ ngân có thể thấy ñộ rỗng giảm từ 50-60%. …

Lượng tối ưu của muội silic là 15 ÷ 20% khối lượng xi măng. Với số lượng lớn hơn, ví dụ 40%, bê tông trở nên giòn và các hạt silic vẫn chưa thủy hoá.

6. Các kết quả thực nghiệm về cải tiến cấu trúc bê tông Các kết quả nghiên cứu trong năm gần ñây ở Pháp và ở trường ðại học

GTVT Hà Nội ñã ñạt ñược các kết quả về bê tông cường ñộ cao có cải tiến cấu trúc bằng cách dùng muội si lic, chất siêu dẻo, lượng nước rất ít và cốt liệu ñịa phương.

Các kết quả nghiên cứu ñã ñạt ñược các bê tông có mác từ M60, M70, M100 ghi ở bảng dưới ñây:

2.1. Bê tông M60 (mẫu hình trụ D = 15cm) có ñộ dẻo lớn ở Việt Nam

Pháp Việt Nam Nước 154 lít 165 lít

Xi măng C50 400 Kg 500 kg

Cát 750 Kg 650 kg

ðá (4-22 mm) 1175 Kg 1150 kg

Cường ñộ, MPa R28=58.7 MPa R90=62.8 MPa

Muội silic 5% 6%

Chất siêu dẻo, lít 4,2 lít 5 lít

2.2. Bê tông M70, M100. ðộ sụt 18 cm

Thành phần M70 M100 (Pháp)

M70 Việt nam

ðá (5-20 mm) , Kg Cát 0.5 , Kg XM , Kg Muội silic , Kg Nước , lít Siêu dẻo RB , lít Chất làm chậm , lít Tỷ lệ N/X Cường ñộ 28 ngày ,MPa Eñàn hồi , MPa

1107 767 366 40 161 9.08 1.7 0.44 70 36.000 5.5

1265 652 421 42.1 112 7.59 1.8 0.266 101 50.400 7,5

1150 660 465 45 130 6.75 1,4 0.28 73,5 38.000 8,0

16

Rk , MPa

Bê tông cường ñộ cao có thể ñạt ñược bằng cách sử dụng các vật liệu Việt Nam và có ñiều chỉnh lại cấu trúc của bê tông bằng cách sau: Sử dụng tỷ lệ N/X thấy khoảng: 0.25-0.3, lượng muội silic chiếm 8-10% lượng xi măng. Hàm lượng xi măng từ 380-450 kg (xi măng PC40), phụ gia siêu hoá dẻo làm chậm ninh kết. Bê tông cường ñộ cao sẽ có cấu trúc vữa xi măng vô ñịnh hình và ñồng nhất. Cường ñộ bê tông có thể ñạt từ M70-M90 với công nghệ thay ñổi không nhiều.

CÂU HỎI ÔN TẬP

1. So sánh cấu trúc bê tông thường với bê tông cường ñộ cao? 2. Vai trò của tỷ lệ N/X và khoáng siêu mịn ñến cấu trúc? 3. Con ñường ñể cải tiến cấu trúc?

Chương 3 CÁC TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1. Mở ñầu Bê tông cường ñộ cao tồn tại ở ba trạng thái: ướt, mềm và cứng rắn (rắn

chắc) tính chất của bê tông cường ñộ cao ở trạng thái còn ướt là tính dễ ñổ (ñộ sụt) hoặc còn gọi là tính công tác. Tuy sử dụng lượng xi măng cao, tỷ lệ N/X thấp nhưng ñộ sụt của bê tông cường ñộ cao vẫn ñạt từ 10-20 cm, giữ ñược ít nhất là 45 phút. Ở trạng thái mềm tính co ngót thấp và ổn ñịnh thể tích cao so với bê tông thường.

Các tính chất của bê tông cường ñộ cao khi rắn chắc như cường ñộ biến dạng, mô ñun ñàn hồi ñược thể hiện theo tỷ số với cường ñộ nén ñơn trục của mẫu thử hình trụ có kích thước 15x30 cm hoặc mẫu thử hình lập phương 15x15x15 cm (theo tiêu chuẩn Anh) tuổi 28 ngày. Ngoài ra các tính chất khác như cường ñộ chịu

17

kéo, co ngót, từ biến, sự dính bám với cốt thép cũng ñược xét trong quan hệ với cường ñộ nén.

2. Cường ñộ chịu nén bê tông cường ñộ cao: 2.1. Cường ñộ chịu nén Cường ñộ chịu nén của bê tông là tính chất quan trọng ñể ñánh giá chất

lượng của bê tông mặc dù trong một số trường hợp thì ñộ bền và tính chống thấm còn quan trọng hơn. Cường ñộ của bê tông liên quan trực tiếp ñến cấu trúc của hồ xi măng ñã ñông cứng, cấu trúc của bê tông. Cường ñộ nén của bê tông phụ thuộc rất lớn vào tỷ lệ nước/ximăng trong bê tông. Tỷ lệ nước/xi măng lại ảnh hưởng rất lớn ñến các ñộ bền, ñộ ổn ñịnh thể tích và nhiều tính chất khác liên quan ñến ñộ rỗng của bê tông. Do ñó cường ñộ chịu nén của bê tông ñược qui ñịnh sử dụng trong thiết kế, hướng dẫn công nghệ và ñánh giá chất lượng bê tông.

Cường ñộ nén của bê tông phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: Chất lượng và hàm lượng của các vật liệu chế tạo bê tông: cốt liệu, xi măng

và các phụ gia; Qui trình, thiết kế thành phần và thời gian nhào trộn hỗn hợp vật liệu; Môi trường sản xuất và khai thác bê tông.

Các tính chất của các vật liệu thành phần ảnh hưởng ñến cường ñộ bê tông là: Chất lượng của cốt liệu nhỏ và cốt liệu lớn; Hồ xi măng và tính dính bám của hồ xi măng với cốt liệu (tính chất của vùng chuyển tiếp).

Những yếu tố này ảnh hướng ñến cấu trúc vĩ mô và vi mô của bê tông, bao gồm: ñộ rỗng, kích thước và hình dạng lỗ rỗng, sự phân bố các lỗ rỗng, hình thái của sản phẩm thuỷ hoá và sự dính bám giữa các hạt rắn.

Cường ñộ nén là tính chất sử dụng quan trọng nhất của vật liệu. ðó cũng là tính chất mà sự cải thiện của nó là li kỳ nhất: người ta ñã có thể thực hiện ở phòng thí nghiệm, sử dụng thành phần tối ưu bê tông có thể ñạt cường ñộ bê tông vượt quá 200 MPa. Tuy nhiên trong thực tế không yêu cầu về cường ñộ quá cao và giá thành của bê tông là quá ñắt (do sử dụng nhiều muội silic và chất siêu dẻo). Chế tạo loại bê tông dễ ñổ với các cốt liệu thông thường, giá thành không quá cao, cường ñộ nằm trong khoảng từ 60 ñến 120 MPa, sẽ có ý nghĩa thực tế cao hơn, ñiều ñó cũng thể hiện một bước tiến lớn so với bê tông thường (bảng 3.1.).

Bảng 3.1. Sự diễn biến của các tính chất cơ học của bê tông cường ñộ cao

1

ngày

3

ngày

7

ngày

14

ngày

28

ngày

90

ngày

1

năm

18

Cường ñộ nén trung bình (MPa)

27,2 72,2 85,6 85,6 92,6 101,0 114,1

Cường ñộ bửa (MPa)

2,2 5,4 6,4 6,4 6,1

Module Young (GPa)

34,9 48,7 52,4 52,4 53,4 53,6 56,8

ðể giải thích các cường ñộ cao này, mô tả vật lý sự phá hoại bê tông chịu nén, xuất hiện bởi sự uốn dọc liên tục. Sử dụng một kết cấu dầm ñể mô hình hoá phần hồ của bê tông, người ta dễ dàng chứng minh cường ñộ nén phải phát triển theo bình phương ñộ ñặc của hồ xi măng ñã cứng rắn - ñược xác ñịnh bằng tỉ lệ thể tích của pha rắn trong khi mà cường ñộ kéo chỉ phát triển theo luỹ thừa của ñại lượng này (ñịnh luật Feret). ðiều này gần như ñược chứng minh trong thực tế. Cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao ñược xác ñịnh trên mẫu bê tông tiêu chuẩn, ñược bảo dưỡng 28 ngày trong ñiều kiện tiêu chuẩn, theo tiêu chuẩn Việt Nam hoặc Quốc Tế thích hợp. Theo tiêu chuẩn của Việt Nam, mẫu tiêu chuẩn ñể xác ñịnh cường ñộ bê tông là mẫu hình hộp lập phương có cạnh 150x150x150 mm, bảo dưỡng trong ñiều kiện t = 20-25oC, W = 90 - 100%. Hoặc mẫu hình trụ D = 15, H =30 cm, lấy mẫu và bảo dưỡng theo TCVN

Theo ACI thì mẫu tiêu chuẩn ñể xác ñịnh cường ñộ bê tông cường ñộ cao là mẫu hình trụ tròn có kích thước: d = 6 in và h = 12 in (150x300 mm), và ñược bảo dưỡng ẩm.

Cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao hiện nay theo qui ñịnh của ACI (Mỹ) từ 42MPa (6000 psi) ñến 138 MPa (20'000 psi). Ở Việt Nam và châu Âu thường qui ñịnh có cường ñộ khoảng 60 - 80 MPa.

2.2. Tốc ñộ tăng cường ñộ chịu nén theo thời gian Bê tông cường ñộ cao có tốc ñộ tăng cường ñộ ở các giai ñoạn ñầu cao hơn

so với bê tông thường, nhưng ở các giai ñoạn sau sự khác nhau là không ñáng kể. Parrott ñã báo cáo các tỉ số ñiển hình của cường ñộ sau 7 ngày ñến 28 ngày là 0,8 - 0,9 ñối với bê tông có cường ñộ cao, từ 0,7 - 0,75 ñối với bê tông thường, trong khi ñó Carrasquillo, Nilson và Slate ñã tìm ra ñược tỉ số ñiển hình của cường ñộ sau 7 ngày là 0,6 ñối với bê tông có cường ñộ thấp, 0,65 ñối với bê tông có cường ñộ trung bình và 0,73 ñối với bê tông có cường ñộ cao. Tốc ñộ cao hơn của sự hình thành cường ñộ của bê tông cường ñộ cao ở các giai ñoạn ñầu là do sự tăng nhiệt

19

ñộ xử lý trong mẫu bê tông vì nhiệt của quá trình hidrát hoá, khoảng cách giữa các hạt ñã ñược hidrát hoá trong bê tông cường ñộ cao ñã ñược thu lại và tỉ số nước/ xi măng thấp nên lỗ rỗng do nước thuỷ trong bê tông cường ñộ cao là thấp hơn.

Sự tăng cường ñộ nhanh hơn nhiều so với bê tông cổ ñiển (bảng 3.1.), là do sự xích gần sớm của các hạt bê tông tươi, cũng như là vai trò làm ñông cứng của muội silic. Sự phát triển sớm của cường ñộ trong thực tế phụ thuộc vào bản chất (hàm lượng Aluminat, ñộ mịn) và lượng dùng xi măng, hàm lượng có thể có của chất làm chậm ninh kết, cũng như là chắc chắn phụ thuộc vào nhiệt ñộ của bê tông.

Quan hệ giữa bê tông chịu nén ở ngày thứ j (fcj) và cường ñộ bê tông ngày

28 (fc28) có thể sử dụng công thức BAEL và BPEL (Pháp) như sau: fcj = 0,685 log (j’+1)fc28

hoặc công thức ở dạng tuyến tính như sau:

Hình 3.1. Quan hệ giữa cường ñộ và thời gian

28

'

ccj fbja

jf

+=

trong ñó: a =28(1-b)

0 < j < 28

28

'

)1(28 ccjf

bjb

jf

+−=

trong ñó: b = 0,95

20

Vậy 28

'

95,04,1 ccj fj

jf

+=

khi j tiến tới ∞ cường ñộ bê tông cũng chỉ tăng theo công thức sau:

fc∞ = 1,2 fc28

Cường ñộ chịu kéo tại ngày j cũng có qua hệ với cường ñộ chịu nén tại ngày j như sau:

ftj =0,6+0,06 fcj

hoặc ftj =kk(fcj)2/3

hệ số kk =0,3 theo BAEL-BPEL kk =0,24 theo CEBIT

2.3. Các dạng phá hoại khi nén.

ðộ dai của bê tông cường ñộ cao biểu thị khả năng làm việc của bê tông sau khi ñạt ñến ứng suất tối ña. ðộ dai ñược thể hiện ở ñộ dốc của ñường cong quan hệ ứng suất biến dạng sau khi ñạt cường ñộ.

Hình 3.2. Quan hệ ứng suất biến dạng của 4 loại bê tông

Trên hình 3.2. là quan hệ giữa ứng suất theo chiều trục và biến dạng ñối với

bê tông có cường ñộ nén lên tới 105 MPa. Dạng ñồ thị ở phía tăng của ñường cong ứng suất – biến dạng khá tuyến tính và dốc ñối với bê tông cường ñộ cao, biến dạng tương ñương ứng với ñiểm ứng suất lớn nhất cao hơn ñối với bê tông cường ñộ cao. ðối với bê tông cường ñộ cao ñộ dốc ở phía giảm trở nên dốc hơn. (ðể có ñược những số liệu của phía giảm ñường cong ứng suất – biến dạng, nói chung cần

21

phải tránh sự tương tác lẫn nhau của hệ thống kiểm tra mẫu thử). ðiều này cũng cho thấy ñộ dai của bê tông cường ñộ cao thấp hơn so với bê tông truyền thống.

ðộ ròn của bê tông cường ñộ cao ðối với kim loại và ñặc biệt là thép, sự phát triển cường ñộ luôn luôn ñi ñôi

với ñộ ròn lớn hơn. ðiều ñó ñược thể hiện bằng các dạng phá hoại ñặc biệt và bằng ñộ dai (ñại lượng biểu thị khả năng của vật liệu chống lại sự lan truyền của vết nứt) và tốc ñộ phá hoại. Chúng ta quan sát ba dạng này ñối với bê tông chất lượng cao và rất cao. Các dạng phá hoại:

Các bề mặt vỡ của bê tông bê tông cường ñộ cao là ñặc trưng tiêu biểu của vật liệu. Các vết nứt ñi qua không phân biệt hồ và cốt liệu (hình 3.3). Như vật sự phá huỷ của bê tông cường ñộ cao có quan hệ gần gũi với dạng chẻ theo thớ của kim loại ròn. Với bê tông thường vết nứt có ñi qua biên cốt liệu không ñi qua cốt liệu.

Vết nứt của bê tông thường Vết nứt của bê tông cường ñộ cao

Hình 3.3. Các dạng vết nứt Không phải là giống nhau khi người ta quan tâm ñến ñộ dai hoặc nhân tố ñộ

mạnh của ứng suất cực hạn. Khi ño thông số này trên ba loại bê tông, là bê tông thường, bê tông cường ñộ cao không có muội silic và bê tông cường ñộ cao. Các giá trị tìm ñược lần lượt bằng 2,16; 2,55; 2,85 MPa trong khi ñó năng lượng phá vỡ ñược xác ñịnh ở mức ñộ 131; 135; 152 J/m2. ðiều ñó có nghĩa là ñể lan truyền trong bê tông cường ñộ cao một vết nứt có chiều dài và môi trường xung quanh ñã cho cần thiết năng lượng gia tải lớn hơn so với bê tông thông thường. Nguyên nhân cơ bản là sự tăng mật ñộ của hồ và cải thiện liên kết giữa hai pha hồ và cốt liệu.

Tuy nhiên cũng nhận thấy rằng ñộ dai còn tăng lên không nhanh bằng tốc ñộ tăng cường ñộ kéo và mô ñun. Có thể giải thích hiện tượng này nhờ các quan niệm dùng công thức cổ ñiển xuất phát từ cơ học phá huỷ về giá trị với ứng suất phẳng:

Kd = (E.Gd)1/2

22

trong ñó Kd là ñộ dai, Gd là năng lượng riêng của sự phá hoại và E là mô ñun ñàn hồi.

Cho rằng năng lượng phá hoại Gd là tổng số của năng lượng cần thiết ñể phá hoại hồ và năng lượng phá hoại cốt liệu Gd ñược cân bằng bởi các thể tích, khi ñó ta có:

Gd = (1-g) Gh + gGcl trong ñó: g là thể tích của cốt liệu.

Gh = 1,2 J/m2 ñối lại Gcl = 152 J/m2. (số liệu thực nghiệm) Thực chất có thể bỏ qua Gh (vì giá trị quá nhỏ) trong biểu thức năng lượng

phá hoại bê tông. Vì vậy bê tông ñối chứng và bê tông cường ñộ cao có cùng năng lượng phá hoại, từ ñó có ñịnh luật:

Kd = (g GdE)1/2

2.4. Hoạt ñộng của nén ñơn trục: Hoạt ñộng nén ñơn trục của bê tông cường ñộ cao cho phép ta xem xét tốc

ñộ phá hoại của bê tông cường ñộ cao. Hoạt ñộng nén ñơn trục của bê tông cường ñộ cao vẫn tuân theo qui luật truyền thống của bê tông theo ñịnh luật Sargin. Trước khi phá hoại quan hệ ứng suất - biến dạng rất tuyến tính, ở ñỉnh của ứng suất, biến dạng dẻo chỉ bằng 15% của biến dạng tổng cộng, trong khi ñó ñối với mẫu ñối chứng là 29%. Theo ñịnh nghĩa của Rosi thì bê tông cường ñộ cao sẽ ròn hơn.

Sự dãn dài ở ñỉnh của ứng suất sẽ lớn hơn một chút so với bê tông thông thường (ở ñây 2,1 thay cho 1,8.103). Các biến dạng ngang về ñịnh lượng là cùng loại so với biến dạng của ñối chứng, tuy nhiên tăng thể tích ít hơn. (biến dạng thể

tich εv) (Hình 3.4)

23

Hình 3.4. Các dạng biến dạng

Có thể giải thích hoạt ñộng ñó bằng hai cách:

- Theo quan ñiểm về năng lượng, người ta thấy rằng năng lượng phá hoại vật liệu tăng lên ít so với cường ñộ nén của nó. Kết quả là diện tích ñường cong không thể tỉ lệ với ứng suất cực ñại. Phần “ñỉnh sau” như vậy bắt buộc càng giảm ñi với tỉ lệ thích hợp.

- Theo quan ñiểm cục bộ có thể giải thích bằng mô hình uốn dọc tạo thành nứt dọc của vật liệu, tương tự như các vết nứt của lực cắt. Lúc phá hoại lực cắt lớn nhất theo góc của các vết nứt này với hướng nén. Theo các quan niệm cổ ñiển của Mohr, người ta thấy:

θ = (1/2) Arctg2 (ft/fc)1/2

trong ñó ft và fc biểu thị cường ñộ kéo và cường ñộ nén của vật liệu.

Cường ñộ kéo tăng không nhanh bằng cường ñộ nén, θ giảm ñi ñối với các giá trị lớn của fc. Mặt khác, các mặt phá hoại rất nhắn, và những vết nứt này chỉ có thể lấy lại lực bằng ma sát, nhờ một trạng thái ứng suất ngang. Từ ñó bê tông cường ñộ cao chịu nén ñơn trục, sinh ra sự giảm mạnh lực sau khi ñạt ñược trị số cực ñại (Hình 3.5.).

24

Hình 3.5. Sự giảm cường ñộ ñột ngột khi nén

Khi thí nghiệm các dầm nhiều cốt thép dạng phá hoại của dầm là dạng phá

hoại ở thớ nén, các biến dạng của cốt thép ở thớ nén vượt quá 0,4% trị số qui ñịnh. Khi thí nghiệm các kết cấu dầm ít cốt thép, cường ñộ bê tông cao dẫn tới

việc tăng ñộ dãn dài. Sự cải thiện ñộ dính kết giữa bê tông và cốt thép làm cốt thép bị dẻo hoá sẽ lớn hơn trong bê tông cường ñộ cao.

Sự không phù hợp nhau giữa hai cách thí nghiệm, hình trụ chịu nén và dầm chịu uốn - có lẽ có hai nguyên nhân: Nguyên nhân thứ nhất là do sự hạn chế bởi phần còn lại của kết cấu trên vùng ñã vượt qua giới hạn biến dạng về nén. Thật vậy vết nứt ñược ñịnh vị ở ñầu trong mẫu hình trụ và phần còn lại ñi xuống của ñường cong phù hợp với sự trượt tăng dần của hai khối bê tông là hai phần của dầm. Vì vậy vết vỡ phát triển khó khăn ở trong dầm; có thể sinh ra trượt trong vùng bị nén. Sơ ñồ duy nhất lúc ñó có thể là sơ ñồ của hình 3.6.

Hình 3.6. Các dạng phá hoại khi uốn

Chính khi ñó xuất hiện nguyên nhân không hoà hợp thứ hai, do các cốt thép

ñai. ðể kết luận người ta có thể ñề xuất các yếu tố sau ñây:

25

- ðối với việc tính uốn quan ñiểm cổ ñiển bao gồm dùng một ñường cong thực nghiệm (ứng suất - biến dạng) như là qui luật hoạt ñộng của bê tông với một phần “dịu ñi”. ðường cong ñạt ñược trên một mẫu nén ñơn trục. ðối với bê tông cường ñộ cao phải làm ngược lại và lựa chọn các ñịnh luật qui ước, gắn nó vào những kết quả vi mô của thí nghiệm uốn. Quan hệ ứng suất biến dạng hiện nay lựa chọn là mô hình, hình bình hành. Có thể phù hợp với các ñiều kiện là cấu kiện chứa hàm lượng tối thiểu cốt thép ñai.

- ðối với những tính toán phá hoại khi nén ít lệch tâm, các tính toán mới ñây ñang ñược triển khai có lẽ là dựa trên cơ học ứng suất khối hơn là trên cơ học của môi trường liên tục.

Bê tông cường ñộ cao tỏ ra có ít vết nứt bên trong hơn là bê tông có cường ñộ thấp với một biến dạng theo một trục. Sự tăng tương ñối trong biến dạng mặt bên là ít ñối với bê tông cường ñộ cao. Sự giãn nở mặt bên tương ñối thấp hơn trong phạm vi không ñàn hồi có thể là do các ảnh hưởng của ứng suất theo chiều trục của mẫu sẽ khác nhau một cách tỉ lệ ñối với bê tông cường ñộ cao. Ví dụ ảnh hưởng của vòng cốt thép ñược thực nghiệm cho thấy là khác nhau trong bê tông cường ñộ cao. Tính hiệu quả của sự tăng cứng dạng xoắn ốc là ít trong bê tông cường ñộ cao.

3. Cường ñộ chịu kéo.

3.1. Tổng quát Cường ñộ chịu kéo của bê tông khống chế vết nứt và ảnh hưởng ñến các tính

chất khác của bê tông như: ñộ cứng, khả năng dính bám với cốt thép, ñộ bền. Cường ñộ chịu kéo còn liên quan ñến ứng xử của bê tông dưới tác dụng của lực cắt.

Bê tông có cường ñộ cao thì cường ñộ chịu kéo cũng cao hơn. Tất cả các thử nghiệm mẫu ñều xác nhận ñiều ñó từ 30 -:- 60% tuỳ theo thành phần của bê tông cường ñộ cao. Việc cải thiện chất lượng của vùng chuyển tiếp giữa hồ xi măng và cốt liệu có thể ñóng vai trò quan trọng trong việc gia tăng này.

Tuy nhiên cường ñộ chịu kéo của bê tông cường ñộ cao tăng chậm hơn so với tốc ñộ tăng cường ñộ chịu nén. (ftj/fcj =1/15-:-1/20 ) trị số chịu kéo khi biến dạng ñến 6 MPa là có ý nghĩa sử dụng có lợi cho kết cấu.

Cường ñộ chịu kéo của bê tông ñược xác ñịnh bằng thí nghiệm kéo dọc trục hoặc thí nghiệm gián tiếp như kéo uốn, kéo bửa.

3.2. Cường ñộ chịu kéo dọc trục.

26

Cường ñộ chịu kéo dọc trục của bê tông rất khó xác ñịnh, do ñó các số liệu rất hạn chế và thường rất khác nhau. Nhưng người ta cho rằng cường ñộ chịu kéo dọc trục của bê tông bằng khoảng 10% cường ñộ chịu nén. Các nghiên cứu của trường ñại học Delft trên mẫu ñường kính 120mm (4.7 inch), chiều dài 300mm (11.8 inch), có cùng cường ñộ với ñiều kiện bảo dưỡng khác nhau. Kết quả cho thấy cường ñộ chịu kéo của mẫu ñược bảo dưỡng ẩm cho kết quả cao hơn khoảng 18% so với mẫu bảo dưỡng khô. Các nghiên cứu khác tại Trường ðại học Northwestern với các loại bê tông khác nhau có cường ñộ ñến 48MPa cho thấy cường ñộ chịu kéo dọc trục có thể biểu diễn theo cường ñộ chịu nén như sau:

f’t = 6.5 'cf (psi)

hay: f’t = 0.54 'cf (Mpa)

Theo tiêu chuẩn Anh (BS 8007: 1987) thì: f’t = 0.12 (f’c)

0.7

Chưa có số liệu nào về cường ñộ chịu kéo dọc trục của bê tông có cường ñộ chịu nén ñạt 55Mpa.

3.3. Cường ñộ chịu kéo gián tiếp Cường ñộ chịu kéo gián tiếp ñược xác ñịnh thông qua thí nghiệm kéo bửa

(splitting tension - ASTM C496) hoặc thí nghiệm kéo uốn (ASTM C78). - Cường ñộ kéo bửa (fct) Theo ACI 363, cường ñộ kéo bửa của bê tông nặng có quan hệ với cường ñộ

chịu nén theo công thức [6]:

fct = 7.4 'cf (psi) với bê tông có cường ñộ 3000 – 12000 psi

hay: fct = 0.59 'cf (MPa) với bê tông có cường ñộ 21 – 83 MPa

Theo Shah và Ahmad thì công thức là: fct = 4.34(f’c)

0.55 (psi) với bê tông có cường ñộ < 1200 (psi) hay: fct = 0.462(f’c)

0.55 (MPa) với bê tông có cường ñộ < 83MPa. Cường ñộ chịu kéo của bê tông dùng muội silíc cũng có quan hệ với cường

ñộ chịu nén như ñối với các loại bê tông khác. - Cường ñộ kéo uốn:

27

Cường ñộ chịu kéo uốn ñược xác ñịnh bằng thí nghiệm uốn mẫu dầm tiêu chuẩn. Các kết quả thí nghiệm cho thấy cường ñộ kéo uốn bằng khoảng 15% cường ñộ chịu nén của bê tông. ðối với bê tông cường ñộ cao ACI kiến nghị:

fr = k. 'cf (psi) (ACI 363)

hay: fr = 0.94 'cf (MPa) với bê tông có cường ñộ chịu nén ≤ 83 MPa

Các kết quả thí nghiệm uốn một trục và hai trục cho thấy cường ñộ chịu kéo uốn một trục cao hơn cường ñộ chịu kéo uốn hai trục khoảng 38%.

ðối với bê tông dùng muội silic, tỉ lệ giữa cường ñộ chịu kéo và cường ñộ chịu nén cũng tương tự như các loại bê tông cường ñộ cao khác.

4. Mô ñun ñàn hồi.

Khi tính toán biến dạng ñàn hồi tuyến tính của kết cấu bê tông ñều phải chọn một giá trị của mô ñun ñàn hồi. Như vậy, môñun ñàn hồi chính là một ñặc tính chỉ dẫn trực tiếp về ñộ cứng của kết cấu bê tông . Mô ñun ñàn hồi lớn thì ñộ cứng kết cấu lớn và kết cấu càng ít bị biến dạng.

Mô ñun ñàn hồi của bê tông cường ñộ cao lớn hơn so với bê tông thường, tuy nhiên, mô ñun ñàn hồi chịu kéo tăng yếu hơn. Thật vậy, người ta có thể trông ñợi

vào những mô ñun cao hơn 20 ÷ 40% ñối với bê tông cường ñộ cao tuỳ theo thành phần của nó và bản chất của loại cốt liệu.

Mô ñun ñàn hồi của bê tông chịu ảnh hưởng lớn của các vật liệu thành phần và tỷ lệ phối hợp các vật liệu. Việc tăng cường ñộ chịu nén kèm theo mô ñun ñàn hồi

cũng tăng, ñộ dốc của biểu ñồ σ~ε tăng lên. ðối với bê tông có khối lượng thể tích

từ 1440 ñến 2320 kg/m3, và cường ñộ < 42MPa (6000psi) thì quan hệ giữa mô ñun ñàn hồi và cường ñộ có thể biểu diễn theo công thức [5]:

Ec = 0,0143×γ1.5× c'f (MPa)

ðối với bê tông có cường ñộ > 42MPa, tốc ñộ tăng mô ñun ñàn hồi chậm hơn. ACI 363 kiến nghị công thức quan hệ Ec ~ f'c ñược biểu diễn theo công thức:

Ec = (3,32 c'f +6895)×5.1

2320

γ (MPa)

Theo Shah và Ahmad thì công thức biểu diễn là [8]:

Ec = γ2.5( c'f )0.65 (psi)

Ec = γ2.5( c'f )0.315 (psi)

Cook kiến nghị cụng thức [8]:

28

Ec = γ2.5( c'f )0.315 (psi)

Ec = 0.0125.γ2.5( c'f )0.315 (MPa)

Biều ñồ quan hệ giữa mô ñun ñàn hồi và cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao với cường ñộ bê tông ñến 117 MPa.

Năm 1934, Thoman và Raeder cho biết các giá trị môdun ñàn hồi ñược xác ñịnh như là ñộ dốc của ñường tiếp tuyến với ñường cong ứng suất - sức căng trong nén ñơn trục ở 25% của ứng suất tối ña từ 4.2 x 106 ñến 5.2 x 106 psi (29 ñến 39 GPa) ñối với bê tông có cường ñộ nén nằm trong phạm vi từ 10,000 psi (69 MPa) tới 11,000 psi (76 MPa).

Mối tương quan giữa mô ñun ñàn hồi Ec và cường ñộ nén fc' ñối với bê tông có trọng lượng thông thường.

Theo ACI 318 là Ec=33wc(f’c)3/2 psi

hoặc psix.'f,E cc

6100100040 +=

ðối với: 3000 psi < fc' < 12,000 psi

MPa'fE( cc 69003320 +=

ðối với: 21 MPa < fc' < 83 MPa )

Các phương trình thực nghiệm khác ñể dự ñoán mô ñun ñàn hồi ñã ñược ñề xuất. Sai số từ các giá trị dự ñoán phụ thuộc rất nhiều vào các ñặc tính và các tỉ lệ của cốt liệu thô.

29

Biểu ñồ 3.7. Quan hệ giữa mô ñun ñàn hồi và cường ñộ chịu nén của bê tông

cường ñộ cao Khi tốc ñộ biến dạng tăng thì kết quả mô ñun ñàn hồi cũng tăng. Trên cơ sở các

kết quả thực nghiệm ñối với bê tông có cường ñộ ñến 48 MPa, Shah và Ahmad

kiến nghị công thức xác ñịnh mô ñun ñàn hồi dưới khi tốc ñộ biến dạng nhanh như sau:

(Ec)ε’ = Ec[0.96 +0.38(logε/logεs)]

với ε’ là tốc ñộ biến dạng (µε/s).

* Các yếu tố ảnh hưởng ñến môñun ñàn hồi của bê tông cường ñộ cao: - Cốt liệu Trong các nhân tố của cốt liệu ảnh hưởng tới mô ñun ñàn hồi của bê tông thì lỗ

rỗng dường như là nhân tố quan trọng nhất bởi vì lỗ rỗng của cốt liệu quyết ñịnh sự rắn chắc của nó. Cốt liệu có ñộ chặt cao sẽ có mô ñun ñàn hồi cao. Nói chung ñối với bê tông sử dụng cốt liệu có mô ñun ñàn hồi cao thì sự ảnh hưởng của nó tới mô

ñun ñàn hồi của bê tông là ñáng kể hơn cả. Các nhân tố khác của cốt liệu ảnh hưởng tới mô ñun ñàn hồi của bê tông là:

kích thước hạt max, hình dáng, cấu trúc bề mặt, cấp phối hạt, và mô ñun ñàn hồi của ñá gốc. Chúng có thể ảnh hưởng tới những vết nứt vi mô ở khu vực chuyển tiếp và vì vậy ảnh hưởng tới hình dạng của ñường cong biến dạng - ứng suất.

- ðá xi măng. Mô ñun ñàn hồi của ñá xi măng bị ảnh hưởng bởi chính lỗ rỗng của nó. Các

nhân tố có thể ñiều chỉnh lỗ rỗng trong xi măng là: tỉ lệ Nước/ xi măng, hàm lượng

khí, phụ gia khoáng, và mức ñộ thuỷ hoá của xi măng. - Vùng chuyển tiếp. Nói chung, vùng lỗ rỗng, vết nứt vi mô, và xu thế kết tinh calcium hydroxide là

tương ñối phổ biến ở vùng chuyển tiếp hơn so với chất kết dính xi măng rời vì vậy chúng giữ một vai trò quan trọng trong việc xác ñịnh mối quan hệ ứng suất – biến dạng trong bê tông.

5. Hệ số Poisson

Các số liệu thực nghiệm về các giá trị của tỉ số Poisson ñối với bê tông cường ñộ cao là rất hạn chế. Shideler và Carrasquillo ñã báo cáo các giá trị của tỉ số Poisson

ñối với bê tông cường ñộ cao dùng cốt liệu nhẹ có cường ñộ nén tới 10,570 psi (73 MPa) sau 28 ngày là 0,2 không tính ñến tuổi cường ñộ nén và hàm lượng ẩm.

Mặt khác, Perenchio và Klieger ñã báo cáo các giá trị tỉ số Poisson của bê tông

có trọng lượng thông thường với cường ñộ nén nằm trong phạm vi từ 8000 ñến

30

116000 psi (55 - 80 MPa) là từ 0,20 - 0,28. Họ kết luận rằng hệ số Poisson có

khuynh hướng giảm khi tỉ lệ nước - xi măng tăng. Kaplan ñã tìm ra các giá trị cho tỉ số Poisson của bê tông từ 0,23 ñến 0,32 ñược xác ñịnh bằng cách dùng phép ño ñộng học là không phụ thuộc vào cường ñộ nén cốt liệu thô, ñối với bê tông có

cường ñộ ñến 11500 psi (79 MPa).

Trên cơ sở các thông tin có sẵn, hệ số Poisson của bê tông cường ñộ cao trong phạm vi ñàn hồi dường như có thể tương ñương với giá trị của bê tông truyền

thống.

6. Mô dun gãy

Các giá trị ñược báo cáo của nhiều nhà nghiên cứu về mô ñun gãy của hai loại

bê tông có trọng lượng nhẹ và bê tông có trọng lượng thông thường nằm trong

phạm vi từ 7.5 'f c ñến 12 'f c

psi'f.'f cr 711=

ðối với 3000 psi < fc' < 12,000 psi

MPaff cr '94.0' =

ðối với 21 MPa < fc' < 83 MPa

7. Cường ñộ mỏi (ñộ bền mỏi)

Các số liệu về quan hệ mỏi của bê tông cường ñộ cao là rất hạn chế. Bennett và Muir ñã nghiên cứu cường ñộ mỏi bằng cách nén ñồng trục một khối bê tông cường ñộ cao có kích thước 4" (102 mm) có cường ñộ nén tới 11.155 psi (76.9

MPa) và nhận ra rằng sau một triệu chu trình cường ñộ của mẫu thử chịu tải trọng lặp lại khác nhau từ 66 - 71% so với cường ñộ tĩnh cho một mức ứng suất tối thiểu là 1250 psi (8.6 MPa). Giá trị thấp hơn ñược tìm thấy ñối với bê tông cường ñộ cao

và ñối với bê tông ñược làm bằng cốt liệu thô có kích thước nhỏ, nhưng phần tăng thực tế của sự khác nhau là rất nhỏ.

8. Khối lượng ñơn vị

Giá trị ño ñược của khối lượng ñơn vị của bê tông có cường ñộ cao lớn hơn chút

ít so với bê tông có cường ñộ thấp ñược cùng làm từ một loại nguyên vật liệu. (γ =

2,4÷2,5 g/m3)

31

9. Các ñặc tính về nhiệt

Các ñặc tính về nhiệt của bê tông cường ñộ cao nằm trong phạm vi ñúng ñối với bê tông có cường ñộ thấp. Các ñại lượng ño ñược là nhiệt lượng riêng, tính dẫn nhiệt, ñộ dẫn nhiệt, hệ số giãn nở nhiệt, hệ số khuyếch tán.

10. Co ngót.

Chính sự co ngót do khô là ñáng quan tâm và lo lắng. ðó là sự co ngót của một

mẫu ñược tháo khuôn ở 24 giờ sau khi ñược làm khô ở trong phòng với ñộ ẩm

tương ñối 50±10% và nhiệt ñộ 20±10C ñược khống chế. ðộ co ngót do khô ñược

lấy một cách quy ước bằng hiệu số giữa ñộ co tổng cộng và ñộ co của cùng một mẫu không bị mất nước chút nào.

Trong khi ñộ co ngót nôi sinh cuối cùng gần gấp ñôi, ñộ co khô giảm ñi, vật liệu

chỉ bao gồm rất ít nước tự do sau khi thuỷ hoá. ðộ co tổng cộng của bê tông cường

ñộ cao ñược ño trên các mẫu φ16 cm, vào khoảng hai lần nhỏ hơn trên những mẫu

bê tông ñối chứng. Chú ý ñến những ñộng học ñặc biệt nhanh của ñộ co của bê tông bê tông cường ñộ cao, nó có thể tạo ra các sai số trong trường hợp so sánh

trên các thí nghiệm ngắn ngày.

Có nên lo ngại ảnh hưởng của ñộ co nội tại của bê tông cường ñộ cao ñối với qui mô của kết cấu không? ðối với các công trình cầu hầm, phần lớn của biến dạng

này xảy ra sau khi tháo ván khuôn và khi ñó các ảnh hưởng của nó giống như ảnh hưởng của một biến dạng thuần nhất do nhiệt. Các ñiểm tiếp xúc của kết cấu với nền ñược dự kiến ñể loại biến dạng ñó không cần cấu tạo ñặc biệt.

Bảng 3.2. Các số liệu thí nghiệm co ngót bê tông thường và bê tông cường ñộ cao.

ðộ co ngót tổng cộng (µµµµm/m) Bê tông ñối

chứng Bê tông cường

ñộ cao

- Lúc kết thúc thí nghiệm 470 320

- Trong thời hạn dài 650 340

ðộ co ngót nội tại

- Lúc kết thúc thí nghiệm 120 200

- Trong thời hạn dài 120 220

32

ðộ co ngót tổng cộng (µµµµm/m) Bê tông ñối

chứng Bê tông cường

ñộ cao

- Lúc kết thúc thí nghiệm 470 320

- Trong thời hạn dài 650 340

ðộ co ngót nội tại

- Lúc kết thúc thí nghiệm 120 200

- Trong thời hạn dài 120 220

ðộ co ngót do mất nước

- Lúc kết thúc thí nghiệm 350 120

- Trong thời hạn dài 530 120

11. Từ biến.

Từ biến ñã ñược ñề cập ñến trong các tài liệu xuất bản trước. Ta có thể thấy các biến dạng của mẫu theo thời gian, các biến dạng của mẫu giống với co ngót. Từ

biến riêng về nguyên tắc ñạt ñược theo sự chênh lệch giữa biến dạng của mẫu gia tải ñược quét nhựa và biến dạng của mẫu tương ñương nhưng không ñược gia tải. ðối với mẫu không gia tải (ñược giữ dưới một lớp polyme cho ñến 28 ngày sau

ñó... trong môi trường ñược khống chế cùng một tính toán cho một từ biến tổng cộng, tổng cộng của một từ biến riêng và một biến dạng phụ gọi theo quy ước là từ biến do khô, ngay cả khi nó thể hiện một phần co ngót do khô, mà tác dụng vi mô

của nó rất rõ ñối với mẫu chịu tải, vì khi ñó sự nứt nẻ lớp mặt do khô bị hạn chế bởi sự nén bên ngoài.

Trong các thí nghiệm này cái chắn ñộ ẩm cũng không hiệu quả như trong các

phép ño co ngót, vì không có một lá nhôm ñặt ở giữa hai lớp nhựa. Từ biến riêng của ñối chứng như vậy có thể ñược ñánh giá hơi quá mức tuy nhiên bê tông cường ñộ cao thể hiện một từ biến giống nhau trên hai mẫu. Như vậy nó không bị ảnh

hưởng bởi giả tượng trên ñây.

Từ biến của bê tông cường ñộ cao ñược ñặc trưng cuối cùng bởi:

- Một ñộng học nhanh (ở 7 ngày gia tải, một tỷ lệ 67% của biến dạng ở một năm

ñã ñược thực hiện trong khi ñối chứng chỉ có 41%).

- Một biên ñộ rất yếu (Kn≤ 0,60, hai ngày gia tải. ðiều này có thể là ít thuận lợi

ñối với các gia tải ở tuối ít ngày.

33

- Một sự ñộc lập với các tác dụng của ñộ ẩm và của dạng hình học của kết cấu, mét c¸i lîi thùc tÕ ®èi víi ng−êi thiÕt kÕ c¸c kÕt cÊu sö dông c¸c vËt liÖu, t¹o sù tin cậy vào sự hợp thức cho tính toán của họ.

12. Sự dính kết với thép thụ ñộng.

Về vấn ñề này tài liệu còn chưa có nhiều lắm. Rosenberg và những người khác trình bày các kết quả thí nghiệm nhô lên (ống tuýp có thành phần nhẵn ñặt vào

trong một hình trụ bằng bê tông cường ñộ cao) trên hai loại bê tông có và không muội silic. Sự dính kết trung bình tăng lên 40%, ñối với một tăng thêm cường ñộ nén khoảng 50% Burger ñã so sánh sự dính kết của vật liệu với tỷ lệ nước/xi măng

không ñổi. Khi ñó cũng vậy có và không có muội silic. Sự dính kết biến ñổi trong một tỷ số 3,2 và 1,5 lần lượt ñối với các thí nghiệm trên hồ tinh (N/X=0,20) trên vữa (N/X=0,30) và trên bê tông (N/X=0,35). Wecharatana và những người khác

cũng tiến hành những thí nghiệm trên một loại bê tông BHP có cường ñộ trung bình năm vào khoảng 75 và 80 MPa, nhưng không có bê tông ñối chứng, so sánh với các thí nghệm tìm thấy trong tài liệu, chúng ghi lại sự hoạt ñộng của mối liên hệ rất kém tức là những sự trượt yếu hơn trước khi giảm lực dính kế. Cuối cùng Lorran và những người khác là tác giả của các tài liệu hoàn chỉnh hơn lớp phủ

bằng một mẫu ñược ñổ trong một hình trụ bằng kim loại làm nhiệm vụ của ván khuôn và thí nghiệm kéo, trong ñó người ta rút trên cốt thép ñược gắn trong một hình trụ bằng bê tông bởi hai ñầu của chúng. Sự dính kết thể hiện mối tương quan

tốt với cường ñộ kéo của bê tông. Các thông số lực cực ñại, ñộ cứng, tính hồi phục hoạt ñộng theo một hướng có lợi khi tuổi của bê tông, chiều dài tiếp xúc của bê tông cốt thép hoặc các tỉ số chất dính kết/nước tăng lên.

Những lực cắt ñạt ñược trong dầm bằng bê tông cường ñộ cao lớn hơn nhiều so với các lực cắt ñạt ñược trong dầm ñối chứng. Thể hiện một hiệu ứng tỉ lệ khá lớn có lẽ có thể giải thích ñược bằng co ngót nội tại, nó tạo nên một sự xiết chặt càng

lớn khi tỉ lệ % của thép trong dầm càng nhỏ.

Với sự dính kết của các cốt thép lớn là thấp hơn sự dính kết của các cốt thép nhỏ, tuy nhiên người ta có thể ghi nhận với sự gần ñúng ñầu tiên là tỉ số các lực cắt

trung bình (giá trị trung bình của các ứng suất ñối với sự trượt bằng 10 và 100µm,

ñối với các tập hợp các ñường kính thử) là như tỉ số của cường ñộ kéo, ñó còn là

kết quả cổ ñiển của các loại bê tông thông thường, có thể nội suy ñược cho bê tông cường ñộ cao.

Một hiệu quả tức thì của sự cải thiện lực dính kết là giảm tương quan các chiều

34

dài neo. Ngoài ra một tác dụng thuận lợi phát sinh từ ñó ñể ñịnh kích thước các

dầm bê tông cốt thép bị uốn, khi sự nứt nẻ ñược ñánh giá là có hại hoặc rất có hại. Thật vậy trong các trường hợp như vậy người thiết kế tiến tới giảm ứng suất làm việc của cốt thép ñể hạn chế ñộ mở của các vết nứt của bê tông thường. Một tính

toán so sánh khi ñó chỉ ra là trong một tấm ñan bị uốn theo một hướng ñược ñịnh kích thước ñể chịu ñược tải trọng ñã cho, ñối với tấm ñan bằng bê tông cường ñộ cao, cho cốt thép làm việc ở cực ñại vẫn ñạt ñược ñộ mở rộng lý thuyết của vết nứt

nhỏ hơn vết nứt của kết cấu tương tự bằng bê tông thường.

Việc sử dụng bê tông cường ñộ cao ñồng thời thể hiện bằng việc giảm chiều dày của tấm ñan và giảm tiết diện thép ñể có ñược tổng giá cả vật liệu tại chỗ rẻ hơn.

13. Các tính chất khác.

Cường ñộ mài mòn là ñối tượng của một vài tài liệu xuất bản liên quan ñến cách cải thiện khả năng của mặt bê tông chống lại sự xâm thực cơ học cục bộ. Như vậy

Holland ñã nghiên cứu một vật liệu dùng cho bể tràn của ñập (ñập Kinzua - USA) trong trường hợp nước lên nó bị chảy rất mạnh có chức phù sa và các mảnh khác. Bê tông có sợi ñã tỏ ra không có phẩm chất tốt hơn bê tông thường, cuối cùng ñã

chọn bê tông cường ñộ cao, theo chủ nhiệm công trình thì bê tông này ñạt mọi yêu cầu. Gjover ñã quan tâm ñến loại vật liệu này dùng cho lớp phủ mặt ñường và ñã thử một loại tổ hợp có ñường ñộ khác nhau trên một vòng quay thử ñộ mỏi. Chuẩn

mực về phẩm chất là bề dày của phần vật liệu ñược nhổ từ vật liệu theo số chu kỳ, sự tương quan, (ngược lại) của yếu tố này với cường ñộ nén là khá tốt, với bê tông cường ñộ cao có cường ñộ 150 MPa, hoạt ñộng của nó so sánh ñược với khối ñá

Granit, do chất lượng liên kết tốt hơn giữa hồ và cốt liệu.

Như ñã nêu ở trên, các kết cấu bằng bê tông có cường ñộ rất cao tiến gần ñến các kết cấu bằng kim loại một cách logic bởi hình thể, tính nhẹ nhàng và mềm dẻo của chúng. Khi ñó có thể là các vấn ñề về mỏi xuất hiện, một vài tài liệu nói về vấn ñề này, ñược nghiên cứu ñặc biệt ñể áp dụng trong xây dựng khai thác dầu khí

ngoài khơi. Về mặt kéo cũng như nén phẩm chất của bê tông cường ñộ cao hình như không khác bê tông cổ ñiển, ñối với các tỉ lệ ứng suất làm việc/ứng suất phá hoại có thể tương ñương.

14. Mô hình hoá vật liệu ñể áp dụng cho thiết kế các kết cấu

Trong phần này mô tả tổng hợp các tính chất của bê tông cường ñộ cao gắn với tinh thần của những qui tắc của BAEL/BPEL, các qui tắc ñó ñã ñược mở rộng cho

bê tông cường ñộ cao (fc 28 ≥ 60 MPa), làm cơ sở cho các tính toán kết cấu bê tông

35

cốt thép và bê tông cốt thép DƯL sử dụng bê tông cường ñộ cao.

14.1. Mô hình biểu ñồ ứng suất - biến dạng Về biến dạng cần xem xét ñến việc tính toán các biến dạng tức thời và biến

dạng về sau bởi sự co , từ biến của các bê tông có cường ñộ chịu nén cao từ 60 ñến

80 MPa. Các biểu ñồ ñược xây dựng trên cơ sở các hiểu biết hiện nay về BCðC và không áp dụng ñối với bê tông xử lý nhiệt. Các bê tông ñặc biệt sẽ phải xem xét sau.

Khi tính toán giới hạn sử dụng, thông thường chỉ cần chọn mô hình ñàn hồi và tuyến tính. ðối với bê tông cường ñộ cao, mô ñun ñàn hồi và mô ñun tiếp tiếp tuyến ban ñầu ñược coi là như nhau do ñường biến dạng có ñộ dốc lớn.

Khi tính toán giới hạn biến dạng cuối (εb2), bê tông chịu biến dạng lớn thì ứng

lực phải chịu sẽ ñạt tối ña bằng ứng suất nén của bê tông và rồi giảm cho tới khi bị

ngắt cường ñộ nén (ñiều này phụ thuộc vào grañien của biến dạng và việc có hay không có cốt thép ñai). Kể từ thời ñiểm lực tác dụng, trường của biến dạng không còn ñồng nhất nữa. Bề mặt của bê tông bị bóc ở chỗ biến dạng lớn nhất và việc

ngắt diễn ra bởi việc ñịnh vị các biến dạng trong các bề mặt trơn. Sau ñó, khả năng chịu tải của kết cấu không còn phụ thuộc vào ứng suất ban ñầu của bê tông nữa.

ðể ñơn giản, ta coi rằng ứng xử của vật liệu có thể ñược mô tả qua biểu thức ứng suất - biến dạng, ngay cả sau khi cho lực tác dụng. Trong trường hợp thông thường, nếu không cần tính toán cụ thể, chi tiết các biến dạng, ta có thể chấp nhận

biểu ñồ parabol - tứ giác trong ñó phần nằm ngang trải dài trên các hoành ñộ từ εb2

ñến εb2 với (Hình 3.8.).

εb1 = 2.10-3

εb2 = (4,5 – 0,025 fcj) 10-3

Khi cần tính toán chính xác các biến dạng, nhất là trong các tính toán ñộ bền

vững về hình dạng, thì mô hình parabol - tứ giác chưa ñủ. Lúc này cần xét ñến tính không ñàn hồi của BCðC và sử dụng các mô hình phi tuyến.

σ

0,8 fci

θγb

0 εb1 εb2 ε

0,001 0,002 0,003 0,004

36

Hình 3.8: Biểu ñồ quan hệ cường ñộ – biến dạng theo ñề nghị BAEL

Trị số cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao ñược ký hiệu là R’bt và ñược tính như sau:

R’bt= 0,8b

btR

γθ .

trong ñó: cường ñộ chịu nén Rbt ñược thí nghiệm ở ngày t (37, 14 hoặc lớn hơn) với mẫu hình trụ D =15, H=30 mm, ñược chế tạo theo tiêu chuẩn Việt Nam hoặc TSTM 39 với bê tông tiêu chuẩn tuổi 28 ngày, cường ñộ bê tông tiêu chuẩn là R’b

ñược tính theo công thức sau:

R’bt = 0,85,1bR

Theo ñề nghị của Pháp: R’bt= 0,8b

btR

γθ .

trong ñó: γb = 1,5

θ = 0,8 hoặc 1

Trị số moñun ñàn hồi có thể lấy theo BAEL, BPEL

Ebt = 11.000 Rbt1/3, MPa

Hoặc theo ACI 318 Ebt = 15.000 Rbt

1/2, daN/cm2

Trong trường hợp ñơn giản hoá biểu ñồ Parabol-tứ giác có thể chuyển biểu ñồ ñường thẳng cho bê tông thường (hình 3.9.) thành biểu ñồ ñường thẳng cho bê tông cường ñộ cao (hình 3.10.) như sau:

5,1

85,0 bt

bt

RR =

0 2 3,5 ε (0/00)

Hình 3.9. Biểu ñồ ứng suất biến dạng cho bê tông thường

37

Cường ñộ tính toán của bê tông cường ñộ cao ký hiệu R’bt ñược tính theo công

thức sau: 5,1

.' bt

tb

RR

λ=

'

btR

εb1=20/00 εb2 ε Hình 3.10. Biểu ñồ ứng suất biến dạng hình chữ nhật cho bê tông CðC

Trị số ε b2 lấy theo bảng 3.2.

Bảng 3.3.

Rbt 40 50 60 708 80

32 10. −

bε 3,5 3,25 3 2,75 2,5

Trị số λ lấy theo bảng 3.4.

Bảng 3.4.

Rbt 40 50 60 70 80

λ 0,8 0,78 0,77 0,75 0,78

14.2. Tính toán co ngót Từ khi bê tông rắn chắc ( ñông ñặc lại ), sự co bê tông ñược hiểu là sự tự

nhiên của vật liệu mà chưa chịu tải. Có hai loại co:

- Sự co nội sinh hay co do khô tự nhiên, gây ra do việc bê tông cứng dần lên. - Sự co do sự sấy khô, gây ra do sự trao ñổi nước giữa chất liệu trong bê

tông và môi trường bên ngoài. Chú ý rằng, ñộ co do bị sấy khô này có thể là số âm

( trong trường hợp này bê tông bị phồng lên ). Như vậy, tổng ñộ co là phép cộng của hai loại ñộ co nói trên. Trong trường hợp các khối bê tông ñặc, nhiệt cũng có thể ảnh hưởng ñáng

kể ñến ñộ co nội sinh hay ñộ co do khô.

38

Tính ñộng của ñộ co nội sinh phụ thuộc vào tốc ñộ phản ứng hydrat hoá. Khi

tính toán mức ñộ co, trước tiên, người ta dựa vào tốc ñộ cứng của vật liệu và như vậy phải tính ñến các ñặc tính của từng loại bê tông. Tỷ số fc (t) fc28, tuổi của bê tông non, ñược coi là biến kiểm tra trước 28 ngày. Vì vậy, ñối với khối bê tông ñặc

có ñộ ñông cứng nhanh hơn thì tuổi bê tông có ảnh hưởng lớn ñến ñộ co nội sinh. Sau 28 ngày, ñộ co nội sinh ñược tính căn cứ vào thời gian.

- Nếu fc(t)fc28 ≥ 0,1 thì có thể tính ñộ co theo ñề nghị của Pháp như sau:

5

28c

)t(c28c28crd 10).2,0

f

f2,2)(20f()f,t( −−−−ε

Trong ñó, εr0 là ñộ co nội sinh tính từ khi bê tông ñặc (kết dính ñến một thời

ñiểm nào ñó tính bằng ngày). f28 là ñặc tính ứng suất vào cùng thời ñiểm.

ðể có thể miêu tả rõ hơn tính ñộng của ñộ co nội sinh trước 28 ngày, ta có thể chấp nhận qui luật hyperbôn về ñộ cứng ñược phân chia dựa theo các dữ liệu thực nghiệm về ứng suất ñang hiện hành.

- Với t > 28 ngày thì,

εr0(t,fc28) = (fc28 - 20) [2,8 - 1,1exp(-1/96)].106

Trong trường hợp ứng suất thực tế ñến 28 ngày rõ ràng cao hơn ñặc tính ứng suất yêu cầu, sẽ chỉ cho phép ước tính ñộ co nội sinh.

Bê tông cường ñộ cao chịu sự sấy khô tự nhiên. ðộ ẩm trong của nó, nếu

không có sự trao ñổi nước với môi trường bên ngoài, sẽ giảm dần theo thời gian và trong vòng vài tuần sẽ ổn ñịnh ở giá trị thấp (trong khi mà ứng suất nén ñến 28 ngày thì tăng). Sự co do khô sấy thường có tính ñộng chậm hơn và phụ thuộc vào

sự chênh lệch giữa ñộ ẩm trong và ñộ ẩm ngoài môi trường, Sự co do khô sẽ nhanh hơn nếu bê tông có kích thích của silic. Các công

thức cho phép tính toán theo ñề nghị của Pháp như sau:

*Bê tông không có kích thích của silic.

( ) ( ) ( )[ ]

( )

3

0

2280280

280 1010

750460720 −⋅

−+

⋅+=

tt

t,t

pf,xpfKp,pt,t,tE

m

hccbuuvuv

* Bê tông có kích thích của silic.

( ) ( ) ( )[ ]

( )

3

0

22828

280 108,2

750460720 −⋅

−+

++=+++

tt

tt

pfnxptKptttE

m

hcc

hcuv

Với K (fc28) = 18 nếu 40 MPa < fc28 < 57 MPa K ( fc28) = 30 - 0,21 fc28 nếu fc28 = 57MPa.

39

Trong các trường hợp thông thường người ta dự tính ñộ giảm của sự co ngót

có các khung thép gắn liền. Tổng ñộ co ñược tính trong khoảng thời gian từ khi ñổ bê tông ñến một thời ñiểm xác ñịnh nào ñó.

Trong ñó n = 15 khi 40 ≤ fc28 < 60 MPa.

Và n = 9 khi 60 ≤ fc28 ≤ 80 MPa.

Tuy nhiên trong các kết cấu mà cốt thép không cân ñối, có thể cần thiết phải tính toán ñộ co theo vùng, căn cứ vào vị trí của các khung thép.

ðộ co giữa hai ngày t và t' bằng với sự chênh lệch của tổng ñộ co tính toán

vào cho từng ngày.

01 np

EEE cd

cd ++

=

Trong trường hợp tính gần ñúng có thể tham khảo số liệu sau:

εco ngót= 2.10-4 với khí hậu rất ẩm;

εco ngót= 4.10-4 với khí hậu nóng và khô;

Với ñiều kiện Việt Nam có thể εco ngót= 3.10-4

14.3. Tính toán từ biến. Từ biến là các biến dạng theo thời gian dài (muộn) của bê tông dưới ảnh hưởng

của các ứng lực.

Nếu bê tông chưa chịu tải ở tuổi t chịu một ứng lực liên tục, có thể chấp nhận biến dạng do từ biến ở một thời ñiểm xác ñịnh tỷ lệ với ứng lực (thấp hơn khoảng 0,6). Từ biến có thể ñược chia làm 2 phần:

- Từ biến tự nhiên xuất hiện khi bê tông không trao ñổi ẩm với môi trường bên ngoài. Hiện tượng này về mặt nguyên tắc ñộc lập với kích cỡ của kết cấu.

- Từ biến khô trong khi bê tông chịu tải, phụ thuộc vào kích cỡ của kết cấu.

Biên ñộ từ biến tự nhiên cuối cùng phụ thuộc vào ứng lực tác dụng, vào moñun ñàn hồi ñến 28 ngày của bê tông Ei28, và ñối với các bê tông có kích thích của silic, nó còn phụ thuộc vào ứng suất của bê tông vào thời ñiểm chịu tải t chịu

tải lúc còn non và có kích thích của silic thì tính ñộng càng nhanh. Biến dạng từ biến tự nhiên xuất hiện trong khoảng thời gian (t1, t), t1 có thể ñược tính toán bởi các biểu thức sau:

- ðối với bê tông không có kích thích của silic.

( ) ( )

+−

−=

28

1112

1

12281)(

1,3exp10,0

4,1,,,,

c

c

bctp

f

tfttE

ttEttt

σσε

40

- ðối với bê tông có kích thích của silic:

( )( )

( )( )

+−

−=

28

1128

1

37,010

12281

8,2exp37,0

.6,3

,,,,

c

ci

bctp

f

tfttE

tt

tfEttt

σσε

Từ biến do khô ñược xác ñịnh bằng cách tham chiếu ñộ co do khô xảy ra quá trình chịu tải. Ta nhận thấy là các bê tông sức bền cao có kích thích của silic từ

biến khô không ñáng kể. ðược tính như sau:

[ ] 3

281 10)()( ×−=

intndfd E

ttσ

εεε

Cũng như ñộ co, tổng từ biến là phép cộng của hai biến dạng thành phần, và

có tính ñến lực cản của các khung thép. Thành phần muội silic:

nfs

fdtpf +

+=

1ln

εεε

Trong ñó n = 15 khi 40 ≤ fc28 < 60 MPa

n = 9 khi 60 ≤ fc28 ≤ 80 MPa

Tuy nhiên trong các kết cấu mà mật ñộ cốt thép trong các vùng là rất khác

nhau thì cần thiết phải tính ñộ rão của từng vùng và có tính ñến vị trí của các khung thép.

Trị số Ei28 – môñun biến dạng sau ñược tính như sau:

3/12828 1

11000REi ×

+=

φ

Nếu R28 < 60 MPa thì φ =2 (không có muội silic)

Nếu R28 > 60 MPa thì có muội silic : φ =0,8

Biểu ñồ ứng suất biến dạng hình chữ nhật với trị số cường ñộ bê tông và biến dạng cuối cùng ñược ñiều chỉnh có thể áp dụng cho việc tính toán cường ñộ

kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông cường ñộ cao ñến 80 MPa. Các trị số tính toán co ngót từ biến, moñun ñàn hồi có thể áp dụng trong tính toán về cường ñộ, về nứt, biến dạng cho kết cấu bê tông cốt thép và bê tông cốt thép dự ứng lực sử dụng

bê tông có cường ñộ chịu nén cao.

15. Hoạt ñộng ở trạng thái còn ướt

15.1. Tính công tác

Sau khi nhào trộn, bê tông cần có ñộ dẻo nhất ñịnh ñể ñảm bảo việc vận chuyển, ñổ khuôn, ñầm chặt dễ dàng không bị phân tầng tạo ra ñược bê tông có ñộ ñặc cần thiết. ðộ dẻo của hỗn hợp bê tông cường ñộ cao ñược xác ñịnh bằng ñộ

41

sụt, ño bằng côn Abram.

Bê tông cường ñộ cao yêu cầu có ñộ ñặc cao, do ñó hỗn hợp bê tông cần có

tính công tác thích hợp. ðộ sụt 10÷12 cm có thể cung cấp ñầy ñủ tính công tác cho

hỗn hợp bê tông mặc dù có nhiều loại bê tông cường ñộ cao sử dụng ñộ sụt 20÷25

cm.

Bê tông cường ñộ cao có tỷ lệ N/X thấp (từ 0,35- 0,25), do ñó ñể ñảm bảo tính

công tác phải sử dụng phụ gia siêu dẻo. Ngoài yêu cầu về ñộ sụt cao (15 ÷ 20 cm),

hỗn hợp bê tông cường ñộ cao cần giữ ñược ñộ sụt trong khoảng thời gian tối thiểu

45 ÷ 60 phút.

Mặc dù lượng nước dùng rất thấp so với liều lượng thông thường (khoảng 100 – 170 lít/m3), các bê tông cường ñộ cao luôn cho ñộ sụt côn Abram vào khoảng

20cm khi ra khỏi máy trộn. Sự cách ly các hạt có ñược bởi các chất siêu dẻo, từ ñó có ñược một loại bê tông chảy dưới tác dụng của trọng lực, với một tốc ñộ phụ thuộc ñộ nhớt của hỗn hợp. ðối với tỷ lệ nước/xi măng dưới 0,3 ñộ sệt mặc dù rất

cao bê tông vẫn nhớt và “dính”. Bê tông ñược ñổ tốt, nhưng ñể ñược như vậy cần chấn ñộng như bê tông thông thường có ñộ sệt ñược gọi là “dẻo”. Khi tháo ván khuôn ñôi khi có bọt xuất hiện là hậu quả của ñộ nhớt của vật liệu tươi.

Tính dễ ñổ có thể chỉ giữ ñược trong thời gian ngắn, nếu thực tế cần xét trước vấn ñề này khi ñịnh ra công thức bê tông. Tuy nhiên việc ñạt ñược một thời gian thực tế sử dụng cao hơn một giờ hoàn toàn có thể ñạt ñược, bằng cách dùng một

chất làm chậm ninh kết. Trong bê tông M 70 khi dùng chất siêu dẻo có thể giữ ñược ñộ dẻo sau 40-60 phút khoảng 0,7 ñộ so với ban ñầu (8-14cm).

Yêu cầu phụ gia siêu dẻo phải hạn chế ñược sự mất mát ñộ sụt, ñồng thời tăng

ñược ñộ bền và khả năng chịu ăn mòn sun-phát của bê tông. Hiện nay một loại phụ gia siêu dẻo mới gốc Cacboxyl Acrylic Ester (CAE) có khả năng ñạt ñược yêu cầu này.

Các yếu tố ảnh hưởng ñến tính công tác của hỗn hợp bê tông:

− Lượng nước nhào trộn: là nhân tố quan trọng tạo ra tính dẻo của hỗn hợp bêtông. Khi lượng nước ñủ lớn xuất hiện một lượng nước tự do, thì lượng nước này sẽ lấp ñầy các lỗ rỗng giữa các hạt vật liệu, và ñẩy xa các hạt tạo ñiều kiện cho

các hạt vật liệu dịch chuyển dễ dàng. Khi lượng nước tăng, thì ñộ dẻo của hỗn hợp bê tông cũng tăng lên nhanh chóng. Tuy nhiên với bê tông cường ñộ cao, tỷ lệ X/N lớn, nếu lượng nước nhào trộn lớn sẽ yêu cầu lượng xi măng lớn. Do ñó lượng

nước nhào trộn chỉ dùng ñể tạo ra tính dẻo cho hỗn hợp bê tông, còn ñể có tính dẻo

42

cao thì phải sử dụng phụ gia tăng dẻo. ACI kiến nghị ñộ sụt của hỗn hợp bê tông

do nước nhào trộn < 5cm.

− Xi măng: Nếu hỗn hợp bê tông có ñủ xi măng ñể cùng với nước lấp ñầy lỗ rỗng của cốt liệu, bọc và bôi trơn bề mặt của chúng thì ñộ lưu ñộng sẽ tăng lên. Nhưng khi lượng xi măng quá lớn thì ñộ dẻo của hỗn hợp bê tông lại giảm xuống

do nồng ñộ ximăng tăng làm thay ñổi các ñặc trưng lưu biến của hồ xi măng. Xi măng có lượng nước tiêu chuẩn cao sẽ cho hỗn hợp bê tông có tính công

tác thấp hơn, với cùng một thành phần vật liệu.

− Vữa xi măng: Nếu vữa xi măng (hồ xi măng + cốt liệu nhỏ) chỉ ñủ ñể lấp ñầy lỗ rỗng của cốt liệu lớn thì hỗn hợp bê tông rất cứng. ðể tạo cho hỗn hợp có ñộ

lưu ñộng thì phải ñẩy xa các hạt cốt liệu lớn và bọc xung quanh chúng một lớp vữa xi măng.

− Cốt liệu: ðộ lớn của cốt liệu: cốt liệu càng lớn thì tổng diện tích bề mặt giảm, lượng

nước hấp thụ nhỏ, lượng nước tự do lớn thì ñộ dẻo tăng.

− Phụ gia tăng dẻo: ðây là yếu tố quan trọng ñể có ñược hỗn hợp bê tông có ñộ dẻo cao. Khi dùng với một lượng phụ gia hợp lý sẽ tăng ñược ñáng kể ñộ lưu ñộng của hỗn hợp bê tông. Tuy nhiên khi sử dụng phụ gia tăng dẻo cần phải tuân thủ các chỉ dẫn của nhà sản xuất.

− Chấn ñộng: dưới tác ñộng của ngoại lực (rung ñộng), ñộ dẻo của hỗn hợp bêtông tăng. Tuy nhiên nếu thời gian rung ñộng lớn sẽ làm khuấy ñộng hỗn hợp bê tông gây phân tầng và mất tính ñồng nhất.

15.2. Bê tông trong giai ñoạn ngủ:

Giai ñoạn ngủ là thời gian giữa khi ñổ và khi bắt ñầu ninh kết. Thời gian này có thể biến ñổi nhiều từ một bê tông cường ñộ cao này sang bê tông cường ñộ cao khác. Phản ứng thuỷ hoá là một loại tự hoạt hoá, cần phải có một sự tăng nhiệt ñộ

nhỏ ñể khơi mào. Ngược lại khí hậu lạnh và hoặc một lượng nhỏ chất phụ gia không hợp lý có thể làm chậm sự ninh kết ñến 48 giờ thậm chí ñến 72 giờ và lâu hơn.

Sự có mặt của các hạt cực mịn, nếu có số lượng ñủ (trong thực tế khoảng 7 - 10% của trọng lượng xi măng), cho phép sự ổn ñịnh của bê tông ở trạng thái ướt. Dung dịch bê tông ñông lại và có dạng “gen” sau một thời gian sau khi trộn. ðộ

chảy sau khi trộn (khi không xét hiệu quả của chất tăng dẻo) có kết quả ngược lại với hồ xi măng cổ ñiển; Dưới tác dụng của trọng lực làm chặt cấu trúc hạt bằng

43

cách ñẩy nước thừa (hiện tượng tiết nước) nhưng trong bê tông cường ñộ cao

không thấy tiết nước trên các bề mặt tự do của các bê tông cường ñộ cao.

Các hiện tượng phân tầng hầu như ít xuất hiện với bê tông cường ñộ cao và bê tông cường ñộ rất cao do liên kết mạnh hơn giữa các hạt của chất dính kết.

Tuy nhiên sự ổn ñịnh cũng có hai mặt kém thuận lợi. Sự không tiết nước của bê tông làm cho bê tông khô sớm, ñiều quan trọng là phải bảo dưỡng tốt bê tông nếu không sẽ có nguy cơ nứt nẻ do co mền (sự do diễn ra trước khhi bê tông ninh

kết).

15.3. Sự toả nhiệt khi ninh kết.

Sự toả nhiệt khi ninh kết phụ thuộc vào tổng lượng chất dính kết trong bê

tông. Trong ñó phần xi măng là quan trọng (trong trường hợp các bê tông cấu trúc cổ ñiển). Muội silic tác dụng trong phản ứng như là chất xúc tác, làm cho sự tăng nhiệt ñộ ban ñầu khá “mạnh”. Kết quả là một sự tăng nhiệt ñộ nhiều ngày trong

những cấu kiện mỏng (chúng ta có thể ño ñược tới 80C ñộ tăng nhiệt trong các hình

trụ ñường kính φ16cm). Laplante và những người khác kể lại một sự tăng nhiệt ñộ

400C trong các cột có cạnh bằng 1m. Nư vậy nhiệt ñộ trong các cấu kiện bê tông cường ñộ cao có thể ñạt ñến 60 -700C.

Trong những cấu kiện lớn như vậy, nguy cơ nứt nẻ do nguồn nhiệt không tỏa ñược tăng lên mạnh, có tính ñến sự xuất hiệu nhanh cường ñộ kéo. Những trường hợp có thể ñược nghiên cứu bằng cách giả thuyết về trường nhiệt ñộ và biến dạng

bị ngăn cản trong thời gian ninh kết.

CÂU HỎI ÔN TẬP

1. Sự cải tiến cường ñộ nén? 2. Mô ñun ñàn hồi và ứng dụng? 3. Mô hình vật liệu phục vụ thiết kế kết cấu mới? 4. Co ngót và từ biến của bê tông cường ñộ cao?

44

Chương 4

THIẾT KẾ THÀNH PHẦN BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1. Mở ñầu. 1.1. Thiết kế thành phần bê tông cường ñộ cao

Bê tông cường ñộ cao có cường ñộ nén từ 60-80 MPa và ñòi hởi tính dễ ñổ

cao và tính kinh tế. Phương pháp xác ñịnh thành phần bê tông chặt chẽ hơn so với phương pháp xác ñịnh các hỗn hợp bê tông cường ñộ thông thường. Cần có nhiều mẻ trộn thử ñể

có những số liệu cần thiết cho phép người nghiên cứu xác ñịnh tỷ lệ thành phần tối ưu cả phần kỹ thuật và thiết kế. Phương pháp chung ñể thiết kế thành phần bê tông là phương pháp lý thuyết kế hợp với thực nghiệm trên cơ sở lý thuyết về thể tích

tuyệt ñối và cường ñộ yêu cầu. Và có thể dùng các phương pháp truyền thống trên cơ sở các công thức dự báo cường ñộ bê tông. Bê tông cường ñộ cao thường dùng vào các công trình qui mô rất lớn (nhà, cầu, ñường và các công trình ngoài biển) và

ñòi hỏi chất lượng cao. Vì vậy, thành phần bê tông ñược xác ñịnh trên cơ sở kinh nghiệm thực tế và kinh nghiệm chuyên gia, các tính toán lý thuyết và các mẫu thử

nghiệm trong phòng thí nghiệm và cả ở công trường. ðể ñáp ứng các yêu cầu về cường ñộ qui ñịnh, bê tông phải ñược xác ñịnh thành phần sao cho các kết quả cường ñộ nén trung bình lớn hơn cường ñộ nén qui ñịnh (Rb) một giá trị ñủ cao ñể

xác suất giá trị cường ñộ thấp là nhỏ nhất. Khi chọn phương pháp xác ñịnh thành phần bê tông cường ñộ cao trong phòng thí nghiệm, cường ñộ yêu cầu (Ryc) cần ñược sử dụng làm cơ sở cho việc chọn thành phần bê tông.

Thành phần bê tông cường ñộ cao có thể có muội silic hoặc không có muội silic, lượng và loại chất siêu mịn có thể ảnh hưởng lớn ñến chất lượng bê tông. Ngoài ra, các yếu tố về ñộ sụt, thời gian giữ ñộ sụt dẫn ñến việc sử dụng các chất

làm chậm và các phụ gia khác.

45

Như vậy thiết kế thành phần bê tông cường ñộ cao bao gồm các bước như

sau: B1. Xác ñịnh các yêu cầu.

Xác ñịnh thành phần bê tông do thiết kế yêu cầu (tối thiểu) là Rbj, tuổi bê

tông 3, 7, 28 ngày hoặc lớn hơn. Ở ñây trình bày các thiết kế và cường ñộ tiêu chuẩn (Rb28) tuổi 28 ngày. ðể ñảm bảo tính dễ ñổ và ñảm bảo tính khả thi cần xác ñịnh ñủ ñộ dẻo và các ñiều kện thi công, vận chuyển, thời tiết, nhiệt ñộ…

B2. Lựa chọn vật liệu Xác ñịnh tính chất, nguồn gốc và khả năng cung cấp vật liệu như ñá, cát, phụ gia, nước, chất siêu mịn và chất làm chậm. Kiểm tra theo các tiêu chuẩn thích hợp.

B3. Xác ñịnh thành phần bê tông ban ñầu (mẫu 0) Tuỳ theo Quốc gia, ñịa phương có nhiều phương pháp ñể xác ñịnh thành phần bê tông ban ñầu. Trong tài liệu này sẽ trình bày các phương pháp của Anh,

Việt Nam và Mỹ (theo ACI). B4. Thí nghiệm. Trên cơ sở kết quả ñã lựa chọn tiến hành các thí nghiệm ñể xác ñịnh thành

phần bê tông hợp lý, loại và lượng các vật liệu chế tạo bê tông. Có thể thí nghiệm trên bê tông hoặc thí nghiệm hai biến là thí nghiệm trên vữa xi măng cường ñộ cao và bê tông cường ñộ cao.

B5. Thí nghiệm ngoài hiện trường ñể ñánh giá chất lượng. Nếu kết quả tốt có thể cho phép ñổ bê tông và chế tạo kết cấu.

Hiện nay, nhiều phương pháp thiết kế thành phần bê tông cường ñộ cao ñã

ñược công bố. Trên cơ sở cải tiến các phương pháp thiết kế thành phần bê tông ñược sử dụng rộng rãi trên thế giới. Phần cải tiến này rõ nhất là dự báo cường ñộ và các thí nghiệm tối ưu.

Các phương pháp phổ biến là: – Phương pháp Ban môi trường của Anh (The British Department of the

Environment viết tắt DOE). Phương pháp này thiết kế trên cơ sở xác ñịnh cường ñộ xi măng theo phương pháp cứng và các biểu ñồ. Phương pháp này ít dùng ở Việt Nam.

– Phương pháp Viện bê tông Mỹ (The American Cencrete Institute viết tắt là ACI – 211). Phương pháp này sử dụng giả thuyết thể tích tuyệt ñối và các bảng tra ñể tính toán.

– Phương pháp của Pháp sử dụng các tính toán theo phương pháp Dreux và phương pháp Faury, LCPC (phòng thí nghiệm trung tâm cầu-ñường).

46

– Các nước khác Ấn ðộ, Trung Quốc sử dụng các phương pháp trên và sử

dụng các biểu bảng ñã nghiên cứu trong nước. – Ở Việt Nam thành phần bê tông ñược thiết kế theo TCVN sử dụng phương

pháp Bôlômây – Xkramtaev (Nga). Phương pháp theo TCVN cho các kết quả thiên

về cường ñộ và sử dụng ñộ dẻo không cao. Trong trường hợp sử dụng phụ gia thường thiết kế theo thí nghiệm.

– Phương pháp Viện bê tông và bê tông cốt thép Mỹ (ACI 763-R92). Phương

pháp này dùng ñể thiết kế thành phần bê tông cường ñộ cao. ðây là phương pháp lý thuyết kết hợp với thực nghiệm, trên cơ sở lý thuyết về thể tích ñặc tuyệt ñối, cường ñộ yêu cầu và ñộ dẻo hợp lý. Phương pháp ACI 763-R92 ñã ñược tiến hành

nhiều thử nghiệm và ñược chọn làm phương pháp sử dụng theo 22TCN của Bộ GTVT Việt Nam.

Trong chương này chỉ trình bày phương pháp của Pháp (trường cầu ñường

Paris), phương pháp ACI và tiêu chuẩn ngành GTVT Việt Nam.

2. Lựa chọn vật liệu

2.1. Xi măng :

Dùng xi măng Poóc lăng PC 40 trở lên phù hợp với TCVN 2682-91. Thành phần hoá học và ñộ mịn của xi măng phải phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 2682 - 89

(hoặc ASTM C150). Cần thận trọng khi sử dụng các xi măng có pha thêm bột mịn và các chất bột mịn có thể làm giảm chất lượng xi măng cường ñộ cao. Theo ASTM C150 có 5 loại xi măng, nên sử dụng loại xi măng nhóm I.

Cần yêu cầu nhà máy xi măng cung cấp chứng chỉ kiểm tra xi măng trong xilô trong vòng 6 - 12 tháng trước khi sử dụng bao gồm chỉ số về các ñặc tính cường ñộ và chỉ số về ñộ ñồng ñều của xi măng. Trước khi sử dụng xi măng cần kiểm tra chất lượng của xi măng theo tiêu chuẩn Việt nam phù hợp .Việc kiểm tra cần ñược tiến hành trên các mẻ trộn thử nghiệm . Các thử nghiệm này chỉ dùng

những vật liệu ñược sử dụng cho bê tông sau này với cường ñộ ñược xác ñịnh sau 7, 28 ngày và 56 , 91 ngày nếu cần thiết .

Cần thử nghiệm cả tính tỏa nhiệt và có những chỉ dẫn cần thiết về ñộ toả

nhiệt của xi măng. Sự tương thích của xi măng có khoáng siêu mịn, chất siêu dẻo quyết ñịnh tính chất bê tông cường ñộ cao. Lượng dùng xi măng tối thiểu là 350 kg/m3 và lượng dùng xi măng tối ña là 525 kg/m3

47

Cần kiểm tra tối ưu hỗn hợp xi măng với các chất phụ gia . Cần lựa chọn

chính xác loại chất làm giảm nước phù hợp với ñặc tính của loại xi măng .

Hiện nay ở nhiều nước ñã chế tạo loại xi măng ñã pha thêm tro bay hoặc pha thờm silic siờu mịn (muội silic) ñú là xi măng cường ñộ cao. Tuỳ theo tỷ lệ tro bay

hoặc muội silic người kỹ sư lựa chọn cho loại xi măng cần thiết. Tuy nhiên khi ñó không cần có sử dụng phụ gia siêu mịn.

2.2.1 - Chất giảm nước cao - Phụ gia siêu dẻo (PGSD):

Có thể sử dụng PGSD loại F và loại G hoặc phụ gia siêu dẻo do Việt Nam sản xuất phù hợp với ASTM 494:

Chất làm giảm nước cao sẽ làm cường ñộ bê tông tăng nhanh hơn ñặc biệt ở

các giai ñoạn ñầu (trước 3 ngày). Cần sử dụng loại phụ gia siêu dẻo phù hợp với xi măng cả về loại và liều lượng. Các chất giảm nước cao (PGSD) ñược thêm vào bê tông tại nhà máy, tại công trình hoặc sử dụng kết hợp. Hàm lượng phụ gia siêu dẻo

hoặc dẻo cao trong bê tông ñược xác ñịnh theo hướng dẫn của người sản xuất và thông qua thí nghiệm về phụ gia ñể bê tông ñạt ñược yêu cầu kỹ thuật và hiệu quả kinh tế. Với bê tông cường ñộ cao chất siêu dẻo có thể từ 1-2 lít/100 kg XM. Với

bê tông cường ñộ cao có thể sử dụng với liều lượng cao hơn ñến 3 lít/100 kg XM.

Sử dụng chất PGSD có thể tăng cường ñộ ở ñộ sụt cố ñịnh hoặc tăng ñộ sụt. Phương pháp chung ñể sử dụng thành công chất PGSD là trộn ñều hỗn hợp vào bê

tông và giám sát chặt chẽ qui trình sử dụng phụ gia. Có thể dùng các phụ gia nước ngoài như của Thụy sĩ, ðức, Mỹ, Nga hoặc phụ gia sản xuất trong nước như PA - 95 , PA - 99 của ngành GTVT. Dùng phụ gia ở dạng bột hoặc dạng lỏng với tỷ lệ

thích hợp ñược xác ñịnh bằng thực nghiệm . Trước khi chính thức sử dụng phụ gia, phải ñọc các hướng dẫn của người sản xuất và ñánh giá chất lượng thông qua các mẻ trộn thử.

Các chất siêu dẻo ñã ñược chế tạo bao gồm 3 thế hệ như sau: Phụ gia siêu dẻo là loại phụ gia làm tăng ñộ sụt của bê tông ñến 4 lần (15-22

cm), có thể bớt nước từ 20-30%. Nó ñược sử dụng ở mức ñộ hợp lý ñể vừa tăng ñộ dẻo (từ 8-12 cm) và tăng cường ñộ ñến 30% (do bớt nước).

Phụ gia siêu dẻo có tính tương thích với từng loại xi măng và cốt liệu. Vì vậy

trước khi sử dụng cần lưu ý hướng dẫn của nhà sản xuất và tiến hành các thử nghiệm cần thiết.

Có 5 loại phụ gia siêu dẻo: Thế hệ 1 là A và thế hệ 2: B thế hệ 3 là C.

A1- Ligno Sul phonates (LS)

48

Là phụ gia siêu dẻo thế hệ 1 từ các chất cao phân tử tự nhiên LigIGNIN (từ gỗ

và senlulo) ñộ giảm nước tối ña là 10%, có thể làm chậm ninh kết, ñộ sụt giảm 30% sau 30 phút. Lượng dùng 2,5% xi măng

B1-Polime gốc sulphonated melamine (MFS)

Phụ gia siêu dẻo gốc URE và Phormadehyde có tác dụng giảm nước tối ña ñến 25% lượng dùng 1,5-2,5 Xi măng giảm ñộ sụt ñến 50% sau 40 phút và cho cường ñộ sớm ( R3 = 0,85R28), thời gian thi công ngắn, tỷ lệ N/X < 0,4 và phù

hợp với khí hậu nóng. B2 – Naphthalene Sulphonate Polycondesate : BMS Nguồn gốc từ than ñá, giảm nước tối ña 25% - Lượng dùng 1,5-2,5%X, giảm

ñộ sụt ñến 50% sau 50 phút. B3 – Chất siêu dẻo thế hệ thứ hai : Vinglcopolymers VC Thành phần chính là : Sunfonated Vinylcopolymers ( dầu thô)

Giảm nước tối ña ñến 30% lượng dùng 1,5-2% Xi măng ( lít ) . giảm ñộ sụt ban ñầu ñến 50% sau 100 phút , tạo ra ñộ sụt ñến 22 cm, kéo dài thời gian thi công

C – Chất siêu dẻo thế hệ ba : PolyCarboxylates – (PC)

Gốc Polyme cao phân tử tổng hợp, giảm muội tới 40 % ( tỷ lệ N/X có thể ñến 0,27 ), bê tông có thể ñạt ñến ñộ sụt 22cm, cho cường ñộ cao. Duy trì ñược tính công tác trong thời gian dài.

Loại phụ gia ñặc biệt này có thể thay ñổi cấu tạo phân tử ñể phụ gia phù hợp với các yêu cầu ñặc biệt. Với bê tông cường ñộ cao thường dùng chất siêu dẻo, loại PC, với bê tông tự ñầm có thể dùng loại cải tiến là : Polyme Viscocrete (PV)

Lưu ý: - Các phụ gia siêu dẻo có thể thí nghiệm theo tiêu chuẩn Anh – BS 5075, ASTM

– C494. ở Việt Nam có thể chọn các chất siêu dẻo chế tạo trong nước và các sản phẩm của SICA, của ðức, ý, của Mỹ. Cần tổ chức tuyển chọn với số lượng các chất siêu dẻo ít nhất là 3 loại ñể có một chất siêu dẻo tối ưu.

2.2.2 - Chất làm chậm ñông cứng (thu ASTM C 494, loại B và D) : - Các sản phẩm gốc nằm trong thành phần của chất làm chậm ñông cứng bám

ngoài thị trường là các chất hữu cơ thuộc các loại sau ñây:

- Các lognosulfonat can xi, natri và amonium, chúng chứa ít nhiều ñường. - Các axit và các muối của a xit hydroxy - cacboxilic. - Các hydrat cacbon: ghico, sacaro, tinh bột, xenlulô.

Các chất làm chậm ñông kết cho các sản phẩm thể keo bao bọc các hạt xi măng và như vậy giảm tốc ñộ tiến triển của thủy hoá trong một thời gian nào ñó.

49

Các liều lượng sản phẩm tinh khiết sẽ sử dụng cực nhỏ, khoảng 1% của trọng

lượng xi măng. Các sản phẩm bán ngoài thị trường ñược pha loãng. Tác ñộng của chúng có thể khác nhau tuỳ theo tính chất của xi măng và các

liều lượng sử dụng. Nói chung, các chất làm chậm ñông cứng giảm nhiều cường ñộ ở tất cả các tuổi ban ñầu và giảm nhiệt thuỷ hoá một cách tương ứng. Ngược lại, chúng luôn luôn tăng các cường ñộ cung cấp.

Lưu ý sự quá liều lượng, nó có nguy cơ làm chậm ñáng kể thời gian ñông kết và các chậm chễ ñó có thể không tỉ lệ với phần trăm sản phẩm pha vào. Nói chung

các chất này có hiệu quả ở 20°C, cũng như ở các nhiệt ñộ cao (ví dụ 40 °C). Các

thí nghiệm làm trước luôn luôn là cần thiết trên công trường. - Các chất làm chậm ñông cứng ñược kiến nghị dùng trong các công tác sau

ñây: - Thi công bê tông trong thời gian nóng. - Loại trừ ñược việc ñổ bê tông lại

- Vận chuyển ñường dài - Bê tông trộn sẵn

- Bê tông bơm - Vữa trát phun Nhiều chất làm chậm ñông cứng có tác dụng hoá dẻo và cuốn khí. ðó ñặc biệt

là trường hợp của các a xit hữu cơ và các lignosulfonat.

Chất làm chậm ñông cứng hỗ trợ cho việc kiểm soát quá trình hydrat hoá ban ñầu và có thể kiểm soát tốc ñộ ñóng rắn xi măng làm cho bê tông có thể thi

công dễ dàng hơn .

Liều lượng các chất làm chậm ñược chọn bằng phương pháp thực nghiệm theo yêu cầu tăng cường ñộ và yêu cầu về tốc ñộ ñóng rắn của bê tông . Chất làm

chậm còn có tác dụng làm giảm thiểu sự biến thiên về cường ñộ do ảnh hưởng nhiệt ñộ. Khi nhiệt ñộ tăng , cường ñộ ở các giai ñoạn sau sẽ bị giảm . Tuy nhiên, khi tăng thêm liều lượng chất làm chậm ñể kiểm soát tốc ñộ ñóng rắn sẽ làm giảm

nhẹ mức ñộ giảm cường ñộ gây ra bởi nhiệt ñộ. Ngược lại, nên giảm tỉ lệ liều lượng chất làm chậm khi nhiệt ñộ môi trường thấp.

2.3 - Bột khoáng si

êu mịn

50

Các phụ gia khoáng ñược sử dụng rộng rãi trong sản xuất bê tông cường ñộ

cao tro bay hoặc muội silíc. Thông thường mác bê tông từ 40-60 MPa có thể sử dụng tro bay hoặc tro bay kết hợp với muội silic. Với mác bê tông từ 70-100 MPa thông thường sử dụng silic siêu mịn (muội silic).

2.3.1- Tro bay (TB):

Tro bay dùng cho bê tông mác tối ña là M60 ñược chia thành hai loại. Tro bay loại F thường ñược sản xuất bằng cách thiêu kết than antraxit hoặc bitum và có

các ñặc tính của pyzôlan nhưng có ít hoặc không có các ñặc tính kết dính. Tro bay loại C thường ñược sản xuất bằng cách ñốt cháy than non hoặc than bitum , ñược cho vào ñể tăng các ñặc tính pyzôlan và có một số ñặc tính kết dính tự sinh.

(ASTM G18)

Các ñặc tính kỹ thuật của tro bay phải phù hợp với các qui ñịnh trong tiêu chuẩn ASTM C 618. Các phương pháp lấy mẫu và kiểm tra ñược trình bày trong

tiêu chuẩn ASTM C 311. Những biến thiên về các ñặc tính vật lý hoặc hoá học của các phụ gia khoáng mặc dù nằm trong phạm vi dung sai về ñặc tính kỹ thuật qui ñịnh nhưng chúng có thể gây ra sự biến thiên ñáng kể cho các ñặc tính của bê tông

cường ñộ cao. ðiều ñặc biệt quan trọng là các phụ gia khoáng phải ñược kiểm tra về chất lượng , tính ñồng ñều và nghiên cứu cẩn thận các ñặc tính tạo ra cường ñộ và tính tương hợp với các vật liệu khác trong hỗn hợp bê tông trước khi chúng

ñược sử dụng trong thực tế.

Yêu cầu về thành phần hoá học của 2 loại tro bay ghi trong bảng 2.1

Bảng 2.1

THÀNH PHẦN TRO BAY LOẠI F

TRO BAY LOẠI C

Silic dioxit (Si02) + Nhôm ôxit (Al203) + sắt ôxit (Fe203), min , %

70

50

Sunfua trioxit (S03) , max , % 5,0 5,0

ðộ ẩm, max , % 3,0 3,0

Lượng mất khi nung, max, % 6,0 (1) 6,0

ðộ kiềm chuyển ñổi sang Na20 ,max, % (2) 1,5 1,5

Ghi chú : (1) Có thể cho phép giá trị này tới 12%, nếu báo cáo về phẩm chất hoặc kết quả thí nghiệm chấp nhận ñược .

51

(2) Chỉ áp dụng khi bê tông dùng cốt liệu có phản ứng kiềm và xi

măng có hàm lượng kiềm ñạt tới giới hạn .

ðộ mịn của tro bay ñược biểu thị bằng lượng lọt sàng 45µm (No 325) tính

bằng %. Chỉ tiêu này không quá 34% ñối với cả hai loại tro bay. Các chỉ tiêu vật lý khác của tro bay phải phù hợp với các qui ñịnh của tiêu chuẩn ASTM C 618 . Hàm lượng tro bay có thể từ 10-25% so với lượng xi măng sử dụng trong bê tông.

2.3.2 - Muội silic(MS) :

Muội silic và các hỗn hợp chứa muội oxit silic ñược sử dụng trong bê tông mác cao dùng xi măng PC40 trở lên nhằm tăng khả năng chịu lực, kết cấu chịu mài

mòn, giảm ñộ thấm nước . Muội ôxit silic là một sản phẩm phụ lấy ra từ quá trình tái sản xuất thạch anh với than ñá trong các lò hồ quang ñiện trong ngành công nghiệp sản xuất silicon và các hợp kim sắt - silicon. Muội này có hàm lượng dioxit

silicon vô ñịnh hình cao và chứa các tinh thể hình cầu rất mịn thu ñược từ khí thoát ra khỏi lò.

Muội silic bao gồm các hạt thuỷ tinh rất mịn với một diện tích bề mặt lên tới

20.000 m2/kg khi ñược ño bằng kỹ thuật hấp phụ ni tơ. Sự phân bố về mặt kích thước hạt của một loại khói oxit silic ñiển hình cho thấy hầu hết các hạt ñều nhỏ

hơn 1micro (1µm), ñường kính trung bình khoảng 0,1µm nhỏ hơn kích thước của

hạt xi măng gấp khoảng 100 lần. Khối lượng riêng của muội silic phố biến là

2,2g/cm3, nhưng cũng có thể cao hơn (2,5 g/cm3).

Theo ASTM C 1240 - 93, muội silíc có thành phần hoá học ñược qui ñịnh như trong bảng 2.2.

Bảng 2.2 - Tiêu chuẩn ASTM về muội silic ( Các qui ñịnh sau ñây ñược lấy nguyên văn từ ASTM C 1240 - 93 )

Các yêu cầu hoá học

- Hàm lượng Si02 tối thiểu là 85%

SO3<2%; Cl<0.3%; CaO tự do <1%; Si tự do <0.4% (EN 132-63)

- ðộ ẩm của muội silic, tối ña là 3%

- Lượng mất khi nung , tối ña là 6% . Diện tích bề mặt rỗng : 15-30 m2/g

Các yêu cầu khác

52

- ðộ mịn : Lượng sót tích luỹ trên sàng 45µm (No 325) , không lớn hơn

10% .

- ðộ hoạt hoá puzơlan + : Với xi măng Poóc lăng , xác ñịnh ở tuổi 7 ngày tối

thiểu 105%.

- Mức ñộ ñồng nhất: ðộ ñặc và ñộ mịn của các mẫu thử ñược lấy từ một nguồn muội silíc không thay ñổi quá 5% so với trị số trung bình ñã ñược xác lập

bởi 10 kết quả thí nghiệm ñã có hoặc bởi tất cả các kết quả thí nghiệm ñã có nếu số kết quả thí nghiệm ñó nhỏ hơn 10.

+ Cần chú ý tránh sự kết tụ của các hạt vật liệu cực nhỏ.

+ ðộ hoạt hoá Puzôlan ñược xácñịnh từ phép ño cường ñộ chịu nén của bê tông dùng muội silic. ðây là phép ño phản ứng của muội silic với xi măng ñược cung cấp và có thể thay ñổi tuỳ theo nguồn cung cấp của cả muội silic và xi măng.

Nhà cung cấp sản phẩm muội si líc cần ñược công bố chỉ tiêu này .

+ Khối lượng riêng phổ biến là 2.2g/cm3.

Muội silic có hàm lượng ôxit silic và ñộ mịn cực cao nên là vật liệu có tính

pyzôlan cao. Muội silic phản ứng với vôi trong quá trình hydrat hoá xi măng ñể tạo ra hợp chất kết dính bền vững - CSH. Hàm lượng muội silic trong bê tông cường

ñộ cao nằm trong phạm vi từ 5 - 15% hàm lượng xi măng Poóc lăng . Với bê tông cường ñộ rất cao lượng muội silic có thể dùng ñến 25% so với lượng xi măng. Bổ xung thêm muội silic

2.3.3- ðánh giá và lựa chọn phụ gia khoáng và phụ gia hoá học:

Các bột khoáng siêu mịn, ñược dự kiến sử dụng trong hỗn hợp bê tông cường ñộ cao ñược ñánh giá thông qua các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm ñể

có ñược chất lượng mong muốn một cách tối ưu. Các mẻ trộn thử ñược tiến hành với các lượng xi măng và liều lượng phụ gia siêu dẻo và bột khoáng siêu mịn khác nhau ñể thiết lập các ñường cong dùng cho việc lựa chọn lượng xi măng bột

khoáng và phụ gia hoá học cần thiết .

2.4 - Cốt liệu .

2.4.1- Tổng quát về cốt liệu :

Cốt liệu thô (ñá) và nhỏ (cát) hình thành cấu trúc khung xương trong bê tông cường ñộ cao. Về cơ bản vẫn dùng cốt liệu bê tông truyền thống ñể chế tạo bê tông cường ñộ cao. Trong bê tông cường ñộ cao cốt liệu không có những cải tiến lớn.

53

Tuy nhiên cũng có những nghiên cứu về vấn ñề này chủ yếu là về quan hệ giữa

cường ñộ của ñá và cường ñộ của bê tông cường ñộ cao.

Các tiêu chuẩn về cốt liệu cho bê tông cường ñộ cao vẫn sử dụng các tiêu chuẩn của bê tông truyền thống.

Cả cốt liệu thô và nhỏ ñược sử dụng trong bê tông cường ñộ cao cần ñáp ứng những yêu cầu tối thiểu của ASTM C 33 ; hoặc TCVN 1770 - 86 , TCVN 1771 - 87 .

2.4.2 - Phân loại:

2.4.2.1 - Cốt liệu nhỏ (Cát) :

Cát với mô ñun ñộ lớn nhỏ hơn 2,5 không ñược sử dụng cho bê tông cường

ñộ cao. Cát với mô ñun ñộ lớn khoảng 3,0 cho ñộ sụt và cường ñộ nén tốt nhất. Cốt liệu nhỏ cho bê tông cường ñộ cao là cát tự nhiên sạch, loại to có môñun ñộ lớn nằm trong khoảng 2,5 -3,2 và có cấp phối tốt, không có phản ứng kiềm với xi

măng. Các tính chất của cát phải ñạt các yêu cầu của tiêu chuẩn TCVN 1770 - 86.

2.4.2.2 - Cốt liệu thô (ñá) :

Cốt liệu thô quyết ñịnh cường ñộ và ñộ dẻo của bê tông cường ñộ cao. Yếu

tố ảnh hưởng ñến tính chất bê tông cường ñộ cao là hàm lượng cốt liệu

Bê tông có cường ñộ nén lớn hơn 75MPa mẫu lập phương tiêu chuẩn (62,5 MPa mẫu hình trụ tiêu chuẩn ) với hàm lượng xi măng cao và tỉ lệ nước - xi măng

thấp thì kích thước tối ña của cốt liệu thô nên giữ ở mức tối thiểu từ 12,7 mm ñến 9,5 mm . Các kích thước tối ña từ 19,0mm ñến 25,4mm ñược sử dụng khi cường ñộ bê tông nén từ 60 MPa - 75 MPa mẫu lập phương (hoặc 50MPa - 62,5 MPa

mẫu hình trụ).

Cốt liệu lý tưởng cho bê tông cường ñộ cao là cốt liệu sạch, dạng khối, có góc cạnh, 100% ñã ñược nghiền và có lượng hạt thoi dẹt nhỏ nhất so với các qui ñịnh của tiêu chuẩn hiện hành .

Các khoáng thuộc nhóm silic có khả năng liên kết tốt với xi măng Poóc lăng

.

Cốt liệu thô dùng cho bê tông cường ñộ cao là ñá dăm ñược sản xuất từ ñá gốc là ñá phún xuất và biến chất có cường ñộ ở trạng thái bão hoà nước lớn hơn

hoặc bằng 2 lần cường ñộ bê tông. Khi dùng ñá trầm tích có cường ñộ thấp hơn yêu cầu ñó, phải thí nghiệm cường ñộ bê tông với ñá này ñể chứng minh rằng loại

54

ñá này có thể cho cường ñộ bê tông mong muốn . Nên dùng ñá dăm có kích thước

hạt lớn nhất (Dmax ) từ 10 ñến 20 mm theo tiêu chuẩn Việt Nam ( hoặc từ 9,5 - 25 mm theo tiêu chuẩn Mỹ) có cấp phối liên tục và thành phần hạt ñược qui ñịnh trong ASTM C 33 hoặc TCVN 1771-87.

Các tính chất của ñá dăm ñược thử nghiệm theo tiêu chuẩn TCVN 1772 - 87.

2.5 - Nước :

Nước trộn bê tông phải phù hợp với TCVN 4506 - 87 hoặc AASHTO - 26.

3. Thiết kế thành phần bê tông cường ñộ cao theo phương

pháp viện bê tông Hoa Kỳ-Tiêu chuẩn 22TCN GTVT

3.1. Khái quát

Phương phấp này sử dụng lý thuyết kết hợp với thực nghiệm. Lý thuyết cơ bản là lý thuyết về thể tích tuyệt ñối. Bê tông ñược thiết kế ở trạng thái hoàn toàn ñặc, tổng thể tích của bê tông bao gồm các thể tích ñặc riêng rẽ của các vật liệu thành phần và thể tích không khí. Thực nghiệm bằng các phép thử về cường ñộ và ñộ sụt. ðánh giá thử nghiệm sử dụng lý thuyết xác xuất thống kê trên cơ sở các

phân phối chuẩn.

3.2 - Cường ñộ yêu cầu .

Thành phần bê tông ñược xác ñịnh trên cơ sở kinh nghiệm ngoài thực tế

hoặc thông qua các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm. ðể ñáp ứng các yêu cầu về cường ñộ qui ñịnh, bê tông phải ñược xác ñịnh thành phần sao cho các kết quả cường ñộ nén trung bình phải lớn hơn cường ñộ nén thiết kế qui ñịnh ( Rb ) một giá

trị ñủ cao ñể xác suất của giá trị cường ñộ thấp là nhỏ nhất. Khi chọn phương pháp xác ñịnh thành phần bê tông cường ñộ cao trên cơ sở kinh nghiệm thực tế, cường ñộ yêu cầu (Ryc) cần ñược sử dụng làm cơ sở cho việc chọn thành phần bê tông.

Khi xác ñịnh thành phần bê tông cường ñộ cao trên cơ sở các mẻ trộn thử nghiệm phỏng ñoán trong phòng thí nghiệm, thì cường ñộ yêu cầu Ryc có thể ñược xác ñịnh theo công thức sau:

Rb + 9,65 Ryc =

0,90 MPa (mẫu hình trụ)

55

Rb + 11,6 Ryc =

0,90 MPa (mẫu hình lập phương)

Hệ số 0,9 nhằm xét ñến yếu tố là cường ñộ ñược ño trong các ñiều kiện

ngoài hiện trường chỉ ñạt ñược 90% so với cường ñộ ño ñược trong các ñiều kiện của phòng thí nghiệm. Cường ñộ yêu cầu ngoài hiện trường Rycc ñược xác ñịnh

theo công thức sau :

Rycc = Rb + 9,65 (MPa) ñối với mẫu hình trụ

Rycc = Rb + 11,6 (MPa) ñối với mẫu lập phương

ðể ñơn giản có thể tính Ryc=1,15Rb

3.3. Lựa chọn tuổi của bê tông khi thiết kế.

Lựa chọn thành phần bê tông có thể bị ảnh hưởng bởi tuổi bê tông. Tuổi bê

tông có thể lựa chọn khác nhau phụ thuộc các yêu cầu công trình. Tuổi bê tông thường ñược các tiêu chuẩn qui ñịnh sau 28 ngày. Tuy nhiên, quá trình kiểm tra ñược tiến hành trước 28 ngày hoặc sau ñó còn tuỳ thuộc vào các yêu cầu của công

trình .

ðối với bê tông ứng suất trước có thể cần các cường ñộ trong vòng 12 ñến 24 giờ. Các kết cấu bê tông ñặc biệt cần sử dụng ngay ñều yêu cầu cường ñộ cao

ngay từ những giai ñoạn ñầu. Thời ñiểm kiểm tra tuỳ theo yêu cầu có thể ở 1,3,7 ngày, tuỳ theo tính chất công trình. Hiện nay ở Việt Nam thường yêu cầu R3=0,85 R28 ñể phục vụ cho chế tạo các kết cấu bê tông DƯL trong xây dựng nhà, cầu,

ñường. Cần có những thiết kế ñặc biệt (lựa chọn phụ gia thích hợp) ñể ñáp ứng ñược yêu cầu cường ñộ sau này.

Các thiết kế thông thường lựa chọn cường ñộ bê tông ở tuổi 28 ngày. Giai

ñoạn 28 ngày là một giai ñoạn kiểm tra rất phổ biến ñối với cường ñộ nén của bê tông tuổi 28 ngày. Cường ñộ bê tông tuổi 28 ngày ñược coi là cường ñộ tiêu chuẩn với mẫu thử tiêu chuẩn lập phương hoặc hình trụ.

Ở tuổi 56 hoặc 90 ngày trong trường hợp kết cấu không cần sử dụng ngay, có thể thiết kế bê tông có thể xác ñịnh ở tuổi 56 hoặc 90 ngày ñể có thể ñạt ñược tính sử dụng có hiệu quả và có thể tiết kiệm chi phí xây dựng.

Các mẫu thử ñể kiểm tra cần ñược giữ lại ñể kiểm tra ở những giai ñoạn sau lâu hơn.

56

3.4 - Xác ñịnh tỉ lệ Nước / Xi măng hoặc Nước / Chất kết dính.

Khi vật liệu bột khoáng ñược sử dụng trong bê tông thì tỉ lệ Nước so với tổng lượng xi măng và chất bột khoáng theo trọng lượng cần ñược dùng ñể thay thế cho tỉ lệ Nước với xi măng theo truyền thống. Tổng lượng xi măng và bột

khoáng ñược qui ñịnh là lượng chất dính kết (CDK).

Tổng lượng nước ñược xác ñịnh theo ñộ sụt của bê tông có thể lựa chọn theo kinh nghiệm hoặc tra trong bảng 3.1.

Bê tông cường ñộ cao sử dụng chất phụ gia siêu dẻo có tỉ lệ N/CKD = 0,25-0,35 và ñộ sụt cao từ 14 ñến 20 cm.

Tỉ lệ N/CKD về trọng lượng ñối với bê tông cường ñộ cao tuỳ theo cường

ñộ bê tông, mác xi măng và ñường kính lớn nhất của cốt liệu thô . Khối lượng của chất phụ gia siêu dẻo ñôi khi ñược tính vào tỉ lệ N/CKD

Khối lượng nước trên một ñơn vị thể tích bê tông xác ñịnh phụ thuộc vào

kích thước tối ña Dmax, hình dáng hạt và cấp , loại của ñá, lượng xi măng và loại phụ gia làm giảm nước cần thiết. Nếu chất PGSD ñược sử dụng thì hàm lượng nước trong hỗn hợp trộn này ñược dùng ñể tính toán tỷ lệ N/ CKD .

ðộ dẻo của gốc bê tông cường ñộ cao (nhỏ nhất ñộ sụt gốc bằng 2,5 cm; cao nhất ñộ sụt gốc bằng 7,5 cm ). Khi cần có ñộ sụt lớn hơn từ 15-20 cm cần có những thiết kế thực nghiệm ñể xác ñịnh hàm lượng chất phụ gi siêu dẻo hoặc

không cần tăng lượng nước mà phải sử dụng các chất siêu dẻo tăng ñộ sụt.

Bảng 3.1 ñưa ra cách ước tính lượng nước trộn cần thiết cho việc sản xuất bê tông cường ñộ cao với các loại ñá có kích thước tối ña từ 9,5 ñến 25 mm trước

khi cho thêm bất kỳ một phụ gia hoá học nào.(theo ñộ sụt gốc)

Bảng 3.1 - Dự tính lượng nước trộn cần thiết và hàm lượng không

khí của bê tông tươi trên cơ sở sử dụng cát có ñộ rỗng 35%

Lượng nước trộn lít /m3 bê tông

Kích thước tối ña của ñá ,mm ðộ sụt, cm

9,5 12,7 19 25

2,5 ñến 5 cm 5 ñến 7,5 cm 7,5 ñến 10 cm

183 189 195

174 183 189

168 174 180

165 171 177

57

Hàm lượng không khí lọt vào*, %

3 (2.5)+

2.5 (2.0)+

2 (1.5)+

1.5 (1.0)+

Ghi chú : * Các giá trị trong bảng ñã cho phải ñược ñiều chỉnh ñối với cát có lỗ rỗng khác 35% theo công thức sau : Nñ/c = (rc -35) x 4,7 l/m3

Trong ñó : rc là ñộ rỗng của cát

Trong hỗn hợp bê tông cường ñộ cao, sử dụng các vật liệu bột khoáng siêu mịn như muội silic (MS) hoặc tro bay ( TB) , ñược gọi chung là các chất khoáng

(K) Tỉ lệ nước so với xi măng và khoáng ñược tính bằng cách chia trọng lượng của nước trộn cho trọng lượng kết hợp của xi măng và khoáng : N/ CKD

Cụ thể là : N /(Xi măng + Muội Silíc) hoặc N / (Xi măng + Tro bay) .

Tỷ lệ N/CDK theo phương pháp 22TCN GTVT, và ACI ñược chọn phụ thuộc vào cường ñộ nén ngoài thực ñịa Rycc.

9,0yc

ycc

RR =

Trong bảng 3.2 và cho các giá trị tối ña của N/ CKD .

Bảng 3.2. Giá trị tối ña N/CKD khuyên dùng ñối với bê tông ñược sản xuất có PGSD

TØ lÖ N/ CKD KÝch th−íc tèi ®a cña cèt liÖu th«, tÝnh b»ng D,

mm

C−êng ®é 28 ngµy ngoµi thùc ®Þa

Rycc, MPa RlËp ph−¬ng/ R trô

9,5 12,7 19 25

75

62,5

28 ngµy

56 ngµy

0,38

0,42

0,36

0,39

0,35

0,37

0,34

0,36

83

69

28 ngµy

56 ngµy

0,33

0,37

0,32

0,35

0,31

0,33

0,30

0,32

91

76

28 ngµy

56 ngµy

0,30

0,33

0,29

0,31

0,27

0,29

0,27

0,29

58

100

83

28 ngµy

56 ngµy

0,27

0,30

0,26

0,28

0,25

0,27

0,25

0,26

Ghi chú:

+ Rycc = Rb + 9,65 MPa (mẫu hình trụ)

Rycc = Rb + 11,6 MPa (mẫu hình lập phương)

+ Căn cứ vào Rycc và Dmax của ñá có thể xác ñịnh ñược tỷ lệ N /CKD .

3. 5. Tính toán hàm lượng vật liệu kết dính

Trọng lượng của vật liệu kết dính cần thiết trên m3 bê tông có thể xác ñịnh ñược bằng cách chia lượng nước cho N/CKD. Tuy nhiên, nếu có những yêu cầu

ñặc biệt như lượng xi măng tối thiểu hoặc tối ña hoặc qui ñịnh về loại phụ gia khoáng thì các yêu cầu ñó cũng phải ñược thoả mãn.

Từ hàm lượng chất kết dính xác ñịnh lượng xi măng tối ưu dùng cho bê tông

.

Khối lượng xi măng hợp lý ñược dùng ở các hỗn hợp cường ñộ cao ñược xác ñịnh thông qua các mẻ trộn thử nghiệm.

ðối với bất kỳ một tổ hợp vật liệu nào ñó ñược sử dụng trong một hỗn hợp bê tông, cần có một hàm lượng xi măng ñể tạo ra cường ñộ bê tông là lớn nhất. Cường ñộ tối ña có thể không tăng nữa bằng cách thêm xi măng vào hỗn hợp nằm

ngoài hàm lượng tối ưu.

Cần ñánh giá ñúng tính năng của xi măng, muội silíc , hỗn hợp hoá chất và cốt liệu ở các tỷ lệ khác nhau ñể chỉ ra hàm lượng tối ưu của xi măng và sự kết hợp

tối ưu của các vật liệu.

3.6 - Xác ñịnh thành phần cốt liệu (ñá và cát).

Trong quá trình ñịnh thành phần bê tông cường ñộ cao, cốt liệu ñược xem là

rất quan trọng vì nó chiếm thể tích lớn nhất so với bất kỳ một thành phần nào khác trong bê tông (65-75%).

3.6.1 - Cốt liệu thô

59

Số lượng và kích thước tối ưu của cốt liệu thô khi ñược sử dụng với một loại

cát sẽ phụ thuộc rất lớn vào các tính chất của cát. ðặc biệt nó sẽ phụ thuộc vào ñộ lớn của cát .

Kích thước tối ña của cốt liệu thô ñược chọn theo số liệu cho trong bảng 3.3.

Kích thước tối ña của cốt liệu thô không nên vượt quá 1/5 kích thước hẹp nhất giữa các bề mặt của khối lập phương, hoặc 1/3 chiều sâu của các tấm, cũng như không vượt quá 3/4 khe hở nhỏ nhất giữa các thanh tăng cứng, các bó thanh, thanh thép

ứng suất trước hoặc các ống .

Bảng 3.3- ðường kính lớn nhất của cốt liệu thô (ñá)

Cường ñộ bê tông yêu cầu, MPa

tuổi 28 ngày, cường ñộ lập

phương/cường ñộ trụ

Kích thước tối ña của cốt liệu thô, (ñá ) , mm

Nhỏ hơn 75/62,5

Không nhỏ hơn 75/62,5

Từ 19 ñến 25

Từ 9,5 ñến 12,7

Hàm lượng tối ưu của cốt liệu thô phụ thuộc vào các ñặc tính cường ñộ của

chính nó và phụ thuộc vào kích thước tối ña của cốt liệu thô . Hàm lượng cốt liệu thô tối ưu khuyên dùng ñược cho trong bảng 3.4. và ñược chọn tuỳ thuộc vào kích thước tối ña của cốt liệu thô (ñá).

Lượng ñá (kg/m3) cho 1m3 bê tông ñược tính như sau :

ð = Vñ . γñ (kg/m3)

trong ñó : Vñ - xác ñịnh theo bảng 3.4

γñ - Khối lượng thể tích ñá ở trạng thái ñầm chặt ñược xác ñịnh

bằng thí nghiệm ASTM 39.

Bảng 3.4 - Thể tích của ñá ñược ñầm chặt trên một ñơn vị thể tích bê tông , m3/m3 bê tông (Vñ)

Thể tích ñá tối ưu ở các ñường kính lớn nhất (với cát có môñun ñộ lớn từ 2,5 ñến 3,2)

ðường kính lớn nhất của ñá ,mm 9,5 12,7 19 25

Thể tích của ñá dăm trong 1m3 bê 0,65 0,68 0,72 0,75

60

tông , m3 ( Vñ )

Vñ- Thể tích ñầm chặt của ñá ñược thí nghiệm theo ASTM 39 ñảm bảo về (γñ

= 1.602 - 1,634 g/cm3).

3.6.2 - Cốt liệu nhỏ :

Hàm lượng cốt liệu nhỏ thấp hơn so với hàm lượng cốt liệu thô có thể làm giảm yêu cầu về hồ xi măng và thường kinh tế hơn. Tuy nhiên, nếu tỉ lệ cát quá thấp thì sẽ gặp khó khăn về tính công tác của bê tông nhất là việc hoàn thiện bê

tông cường ñộ cao .

Hàm lượng cát trong bê tông cường ñộ cao ñược tính toán theo nguyên lý thể tích tuyệt ñối, nghĩa là Vac = 1000 - Vañ - V an - Vkk - Vax - Vak

trong ñó : Vañ , V an , Vkk , Vax , Vak là thể tích ñặc của ñá, nước, không khí, xi măng và vật liệu khoáng. Lượng cát (kg/m3 bê tông ) ñược tính như sau:

C = Vac . ρc ,

trong ñó : ρc - khối lượng riêng của cát.

3. 7 - Xác ñịnh tỷ lệ muội silic .

Thành phần muội silíc trong bê tông chiếm từ 5 -15 % theo khối lượng xi măng .

Tổng khối lượng chất kết dính:

CKD = X + MS

Chọn tỷ lệ muội silíc ban ñầu theo hướng dẫn của nhà sản xuất và theo các

kết quả nghiên cứu ở các công trình tương tự. Các hỗn hợp thử tại phòng thí nghiệm với hai tỷ lệ muội silíc cách nhau khoảng 1% - 2% ñể xác ñịnh hàm lượng muội silíc thích hợp ( % MS)

MS = % MS x CKD kg/m3 bê tông

Vậy X = CKD – MS kg/m3 bê tông

Vì muội silíc có khối lượng riêng khác xi măng nên khi tính thể tích ñặc của

cát cần tính riêng thể tích xi măng và thể tích của muội silíc (ρx=3,1; ρMS=2,2).

3.8 - Xác ñịnh tỉ lệ tro bay .

Việc sử dụng tro trong sản xuất bê tông mác tối ña là M60 (M50 theo mẫu hình trụ) có thể giảm nhu cầu nước trong bê tông, giảm nhiệt ñộ bê tông và giảm

61

ñược chi phí. Tuy nhiên, vì sự thay ñổi về các ñặc tính hoá học của tro, nên các

tính chất cường ñộ cao ñạt ñược của bê tông có thể bị ảnh hưởng. Do ñó, ít nhất cần sử dụng hai hàm lượng tro khác nhau cho các hỗn hợp trộn thử nghiệm ñồng dạng. Các bước sau ñây cần hoàn tất ñối với một hỗn hợp ñồng dạng ñể xác ñịnh tỉ

lệ .

Vì thành phần hoá học khác nhau, nên các ñặc tính ñể có thể ñạt ñược cường ñộ và làm giảm lượng nước của tro sẽ khác nhau ñối với từng kiểu tro và nguồn

gốc tro. Do vậy, các tính chất này cũng như khả năng có sẵn của tro cần ñược cân nhắc ñến khi lựa chọn tro ñể sử dụng.

Lượng xi măng ñược thay thế bởi tro phụ thuộc vào kiểu tro ñược sử dụng.

Các mức thay thế khuyên dùng ñược cho trong bảng 3.5 áp dụng ñối với hai loại tro. Với mỗi hỗn hợp thử nghiệm ñồng dạng ñược thiết kế nên lựa chọn phần trăm thay thế từ bảng này.

Khi ñã chọn ñược phần trăm thay thế thì trọng lượng của tro dùng cho mỗi hỗn hợp thử nghiệm ñồng dạng có thể tính ñược bằng cách nhân tổng trọng lượng của các vật liệu kết dính với phần trăm thay thế ñược lựa chọn trước ñó.

Bảng 3.5 - Các giá trị khuyên dùng cho phần thay thế

tro của xi măng Poóc lăng

Loại tro Giỏ trị thay thế (% khối lượng)

Tro cấp F Tro cấp C

15 ñến25 20 ñến 35

Trọng lượng còn lại của vật liệu kết dính tương ứng với trọng lượng của xi măng. Do ñó, ñối với mỗi hỗn hợp, trọng lượng của tro cộng với trọng lượng của

xi măng phải bằng với trọng lượng các vật liệu kết dính ñược tính .

Thể tích tro: Vì sự khác nhau về khối lượng riêng thể tích của xi măng và tro, nên thể tích của các vật liệu kết dính trên m3 sẽ khác với dung tích tro cho dù

trọng lượng của các vật liệu kết dính vẫn không thay ñổi. Do vậy, ñối với mỗi hỗn hợp, thể tích của các vật liệu kết dính nên ñược tính toán bằng cách cộng thể tích của tro với thể tích của xi măng.

3.9- ðịnh tỷ lệ các phụ gia hoá học .

62

3.9.1- Chất giảm nước và chất làm chậm ñông cứng -

Khối lượng các chất này ñược sử dụng trong bê tông là khác nhau và phụ thuộc vào từng hỗn hợp ñó cũng như ứng dụng của chúng . Nói chung, có khuynh hướng sử dụng lớn hơn bình thường hoặc khối lượng tối ña của các hỗn hợp này.

ðiển hình là khi dùng 1% phụ gia này, lượng nước trộn có thể giảm ñi 5 ñến 8% .Tăng hàm lượng cát ñể bù lại tổn thất về thể tích vì giảm nước trong hỗn hợp.

3.9.2 - Các chất giảm nước mạnh (PGSD) :

Cần sử dụng các chất giảm nước mạnh (PGSD) trong hỗn hợp bê tông cường ñộ cao. Khi dùng PGSD lượng nước giảm từ 10 - 25%. Tương ứng, cần phải tăng hàm lượng cát ñể bù lại tổn thất về thể tích do giảm nước trong hỗn hợp.

Hàm lượng chất PGSD sử dụng phải ñược xác ñịnh thông qua các thí nghiệm ở phòng thí nghiệm với các tỉ lệ liều lượng khác nhau ñể xác ñịnh mức ñộ ảnh hưởng ñến cường ñộ bê tông, khả năng làm việc của hỗn hợp bê tông và tỉ lệ

phụ gia thích hợp.

Có thể sử dụng PGSD vào các hỗn hợp hiện có mà không cần ñiều chỉnh các tỉ lệ pha trộn ñể cải thiện khả năng làm việc của bê tông ñó.

Trong bê tông cường ñộ cao thường sử dụng PGSD ñể hạ thấp tỉ lệ nước / chất kết dính. Các hỗn hợp này có tác dụng ñể hạ thấp tỉ lệ nước / chất kết dính cũng như làm tăng ñộ sụt của bê tông. Vì khối lượng tương ñối lớn chất lỏng ñược

cho thêm vào hỗn hợp bê tông dưới dạng hợp chất làm dẻo, nên trọng lượng của những hợp chất này ñược gộp vào trong tính toán tỉ lệ nước / chất kết dính.

3.10 - Các mẻ trộn thử .

Bê tông cường ñộ cao yêu cầu một số lượng lớn các mẻ trộn thử . Ngoài các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm, các mẻ trộn thử với quy mô ngoài thực tế cũng cần ñược sử dụng ñể tái tạo lại những ñiều kiện sản xuất ñiển hình.

Các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm ñược chuẩn bị theo "Phương pháp tiêu chuẩn ñể tiến hành và xử lý các mẫu kiểm tra bê tông trong phòng thí nghiệm"

ASTM C 192 hoặc TCVN 3105 - 93 ( Lấy mẫu chế tạo và bảo dưỡng mẫu thử bê tông nặng ).

Lựa chọn các nguồn vật liệu ñã qua sơ chế bằng cách tiến hành kiểm tra so

sánh với tất cả các thông số , ngoại trừ vật liệu ñó ñã ñược sử dụng liên tục. Bằng cách kiểm tra có thể tìm ñược các khối lượng tối ưu của các vật liệu tối ưu, xác ñịnh ñược sự kết hợp tốt nhất và các tỉ lệ tốt nhất của vật liệu ñược sử dụng.

63

Khi một hỗn hợp có triển vọng ñã ñược thiết lập, các mẻ trộn thử nghiệm

trong phòng thí nghiệm cần phải xác ñịnh ñược các tính chất của những hỗn hợp ñó. Phải xác ñịnh ñược cường ñộ, ñộ co ngót và mô ñun ñàn hồi của bê tông ở các tuổi 3,7,14,28 ngày hoặc 56, nếu cần 90 ngày.Cần ñánh giá nhu cầu về nước, tốc

ñộ mất ñộ sụt, lượng nước chảy ra ngoài, sự phân ly, khối lượng ñơn vị . Về tính công tác và khả năng ñổ có thể rất khó xác ñịnh, thì ít nhất cũng nên cố gắng dự báo kết quả theo phương pháp chuyên gia. Khi các kết quả không ñạt , cần ñiều

chỉnh lại thiết kế và thử lại cho ñến khi ñạt yêu cầu .

Cần tiến hành các mẻ trộn với quy mô sản xuất tại công trường. Các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm thường thể hiện mức cường ñộ tương ñối cao hơn là

nó có thể ñạt ñược trong sản xuất thực tế . Nhu cầu về nước trong thực tế, sản lượng của bê tông có thể khác với thiết kế trong phòng thí nghiệm. Nhiệt ñộ môi trường và các ñiều kiện về thời tiết có ảnh hưởng ñến tính năng của bê tông. Thực

tế sản xuất và các thao tác kiểm tra chất lượng sẽ ñược ñánh giá tốt hơn khi các mẻ trộn thử nghiệm với quy mô sản xuất ñược chuẩn bị bằng cách sử dụng các máy móc thiết bị và con người mà nó ñã từng ñược sử dụng trong công việc thực tế.

Các kết quả thí nghiệm tại hiện trường cũng phải ñạt yêu cầu mới ñược tiến hành sản xuất .

3.11. VÍ DỤ: Thiết kế thành phần bê tông cường ñộ 70 MPa

dùng muội silic và phụ gia siêu dẻo Thụy sĩ

Các dữ liệu cho trước .

Tính toán mẻ trộn ở phòng thí nghiệm .

Cường ñộ bê tông qui ñịnh : Rb = 70 MPa ( mẫu D=15; H=30)

ðộ sụt hỗn hợp bê tông : 15 cm

Xi măng PC 40 , ρ X = 3,1 g/cm3

Cát sông có mô ñun ñộ lớn M k = 2,8, khối lượng riêng 2,65 g/cm3, khối

lượng thể tích γc = 1,7 g/cm3 , ñộ hấp phụ nước 1% , ñộ ẩm cát Wc = 2% .

ðá dăm granit, khối lượng riêng của ñá là 2,85 kg/cm3, khối lượng thể tích:

1,5 g/cm3 . Khối lượng thể tích ở trạng thái ñầm chặt γñ = 1,602 g/cm3 Rñ = 160

daN/cm2

Muội silíc gốc Thụy Sĩ : Hàm lượng Si02 = 92 - 98 % .

64

Các bước tính toán như sau :

Bước 1 : Tính Ryc = (70+9,65)/0,9 = 88,5 MPa ;

Rycc = 79,65 MPa

Bước 2 : Xác ñịnh ñường kính lớn nhất của cốt liệu lấy

Dmax = 9,5 mm - 12,7mm ( Ryc > 75 MPa), chọn Dmax= 12,7

Bước 3 : Tra bảng 3.2 xác ñịnh tỷ lệ X / (X+S) = 0,3

Bước 4 : Tra bảng 3.1 xác ñịnh lượng nước với ñộ sụt ban ñầu : 3 cm D

max = 13,7 mm là 174 lít/m3 bê tông (ñộ rỗng cát là 35%) .

Sử dụng phụ gia siêu dẻo, lượng nước giảm 6% N =163,6 =164 lít.

Bước 5 : Tính lượng xi măng + muội si líc (MS)

X + MS = 164 : 0,3 = 546 kg

Hàm lượng muội si líc là 8%.

Vậy : MS = 8% (X + M S) = 0,08 x 546 = 43 kg

X = 546 - 43 = 503 kg

Bước 6 : Xác ñịnh hàm lượng ñá (Kg/m3 bê tông )

Thể tích ñá dăm ñã ñầm chặt : Tra bảng 3.4 ñược V ñ = 0,65

Lượng ñá : D = 0,68 x 1602 = 1090 kg/m3 bê tông

Bước 7 : Tính toán hàm lượng phụ gia siêu dẻo Thụy sĩ loại RN ký hiệu là SD (kg).

SD = 1,5 lít/100 kg

Vậy SD = 490 x 0,01 lít = 4,90 lít /m3 bê tông .

Bước 8 : Xác ñịnh lượng cát (kg/m3 bê tông)

Vax = 503 : 3.1 = 162 lít

Vas = 43 : 2,2 = 19,5 lít

VaN = 164 lít

Vañ = 1090 : 2,85 = 382

Vkk = 20 lít

Vac = 1000 - (162+19,5+164+382.4+20) = 252,1

65

C = 252,1 x 2,65 = 668 kg/m3

γ b = 668 + 1090 + 164 + 546 = 2468 kg/m3

Bước 9 : Xác ñịnh thành phần bê tông :

Thành phần bê tông : N01 là:

X = 503 kg N = 164 kg

MS = 43 kg Tỉ lệ N/ (N + MS) = 0,3

C = 668 kg PGSD = 7,0 lớt/m3

ð = 1090 kg

4. Phương phỏp thiết kế thành phần bờ tụng CðC từ vữa xi măng lỏng Phương phỏp thiết kế thành phần bờ tụng CðC từ vữa xi măng lỏng là

Phương phỏp Francoise de LARRARD, Claude PUCH ñề nghị. Xuất phỏt từ một cụng thức thực nghiệm ñể dự bỏo cường ñộ, một phương phỏp lý thuyết nhớt của

hỗn hợp cốt liệu khi chịu lực, xõy dựng một phương phỏp thực nghiệm ñể thiết kế thành phần bờ tụng với những tớnh chất cho trước. Trong phương phỏp gần ñỳng này, giả thiết rằng bờ tụng tối ưu gồm một thể tớch vữa và một hàm lượng phụ gia

siờu dẻo. Ưu ñiểm ñầu tiờn của phương phỏp là tiết kiệm việc thớ nghiệm vật liệu vỡ

phần lớn cỏc thao tỏc ñược thực hiện trờn vữa lỏng.

Mặt khỏc, loại bờ tụng nhận ñược, bờn cạnh những ñũi hỏi truyền thống là cường ñộ và tớnh cụng tỏc cũn thoả món những ñũi hỏi phụ và tớnh kinh tế của bờ tụng.

Bờ tụng cường ñộ cao nhận ñược từ xi măng pooclăng, tro bay, phụ gia siờu dẻo và cỏc sản phẩm mịn như muội silic. Tuy nhiờn, giỏ của phụ gia và chất siờu mịn là rất cao. Từ ñú, ñũi hỏi một phương phỏp thiết kế hợp lý của thành phần, cho

phộp kiểm tra số lượng tăng cỏc chỉ tiờu với một lượng nhỏ nhất thớ nghiệm, dẫn ñến một thành phần bờ tụng ổn ñịnh trong thời gian thi cụng và ñảm bảo tớnh kinh tế.

Phương phỏp này xuỏt phỏt từ ñịnh luật Fờret và lý thuyết mụ hỡnh Faritr sau ñú trỡnh bày vắn tắt phương phỏp thực nghiệm thiết kế thành phần của LCPC (Phũng nghiờn cứu trung tõm Trường ñại học Cầu ñường Paris), do Baron và

Lesage ñề nghị. Tiếp ñú, những giai ñoạn khỏc nhau của phương phỏp thiết kế thành phần bờ tụng CðC ñược trỡnh bày chi tiết và minh hoạ bởi một vớ dụ.

66

4.1. Cỏc cơ sở lý thuyết của phương phỏp

4.1.1. ðịnh luật Fờret

Vào thời kỡ sơ khai của kỹ thuật bờ tụng, Renộ Feret ñó ñề xuất một cụng thức kinh nghiệm ñến nay vẫn cũn ñược sử dụng, ñể dự bỏo cường ñộ nộn của vữa

và bê tông. Gần ñây, người Pháp ñề xuất một sự mở rộng của ñịnh luật này cho bê tông CðC từ xi măng và muội silic:

fc28 = 2

28

/11exp(4,04,1

/1,31

.

−−+

XS

XN

RKg c

trong ñó:

- fc28 là cường ñộ chịu nén trung bình của bê tông ở tuổi 28 ngày - N, X và S là khối lượng tương ứng của nước, xi măng và muội silic trên

1m3 bê tông. - Kg là một chỉ tiêu phụ thuộc tính chất của cốt liệu (với cốt liệu thông

thường, Kg = 4,91 cho các kết quả ñúng)

- Rc28 là cường ñộ thực của xi măng.

Trong bê tông CðC tỉ lệ N/X nhỏ hơn 0,4, ñộ chính xác của công thức này

là 5 MPa, tích Kg.Rc ñược ñưa ra nhờ các giá trị thực nghiệm. Biểu thức này, ngoài khả năng dự báo, còn có thể phân chia các hiệu ứng lấp ñầy của muội silic (minh hoạ bởi tỉ lệ thấp của N/X) và hiệu ứng pu zô lan (giải thích bởi sự tham gia vào

cường ñộ của hệ S/X). Ngoài ra thành phần thứ 2 của biểu thức toán học có thể giải thích một hiện tượng uốn vi mô xuất hiện khi phá hoại bê tông nén.

So sánh giữa giá trị thực nghiệm của cường ñộ nén và giá trị dự báo bởi

công thức Feret mở rộng cho 15 loại bê tông chế tạo sẵn với cùng một loại xi măng, hàm lượng muội silic thay ñổi và cốt liệu có cùng nguồn gốc với các cấp phối khác nhau chứng minh tính phù hợp của công thức Feret.

Một ñặc tính khác của ñịnh luật này là xét ảnh hưởng của vữa kết dính, xi măng có muội silic, ñến cường ñộ nén của bê tông. Do ñó, sự lựa chọn cường ñộ là ñiều kiện ñể lựa chọn loại vữa nhỏ nhất (vì lý do kinh tế), ñảm bảo ñể nhận ñược

một tính công tác tốt. khi ñó lượng xi măng có phụ gia siêu dẻo là hợp lý nhất.

4.1.2. Mô hình Farris

67

Là một mô hình cổ ñiển về ñộ nhớt của huyền phù hỗn hợp các hạt nhiều

kích thước). Các nhóm cốt liệu khác nhau ñặc trưng bởi ñường kính di với d1 >> d2…dn, ñộ nhớt của hỗn hợp ñược xem như tuân theo luật sau:

h = h0. H

+++ 01

1

... φφφφ

n

. H

+

+++ 002

2 ....... φφ

φφφφ

φ

n

n

n

H

Với:

- fi là thể tích nhóm i trong một ñơn vị thể tích của huyền phù

- f0 là thể tích lỏng trong tổng thể tích

- h0 là ñộ nhớt của riêng phần lỏng

- H là hàm biểu diễn sự thay ñổi của ñộ nhớt tương ñối của huyền phù một loại cốt liệu theo nồng ñộ.

Trong trường hợp bê tông có thể coi hạt ñá là cỡ hạt lớn nhất, cát là (loại 2), hỗn hợp xi măng phụ gia có ñộ mịn như xi măng là (loại 3), cuối cùng là muội silic (loại 4). Khi ñó nguyên lý cơ bản của mô hình là mỗi một loại hạt tồn tại ở một

môi trường có cỡ hạt nhỏ hơn (nước+hạt nhỏ hơn) như là một chất lỏng nhớt ñồng nhất. ðộ nhớt riêng của hỗn hợp hạt i là tích số của ñộ nhớt môi trường với số hạt

xét ñến mật ñộ của hạt i. Hàm số H trong môi trường Farrit mô tả sự diễn biến ñộ nhớt của một hỗn hợp huyền phù (vữa xi măng) với một cỡ hạt theo ñộ ñặc cực ñại.

Cần tìm hiểu bản chất ñộ nhớt của huyền phù (vữa xi măng) cho một tính công tác tốt của bê tông. Theo Petrie, có thể xét một cách gần ñúng rằng vữa xi măng rất chảy có ứng xử Newton, giả thiết rằng quan hệ giữa ứng suất trượt và tốc

ñộ biến dạng là tuyến tính và ứng xử của bê tông CðC tươi hoàn toàn ñược mô tả bằng biểu thức của ñộ nhớt. ðể áp dụng mô hình Farris, ta xét rằng ñá, cát và xi măng bao gồm 2 nhóm hạt trong huyền phù của hỗn hợp. Việc tính thành phần của

bê tông CðC do ñó ñược tóm tắt theo cách sau: cường ñộ yêu cầu ấn ñịnh tỉ lệ N/X, ñộ nhớt cố ñịnh dẫn ñến một quan hệ giữa thể tích các pha có mặt và ñòi hỏi về kinh tế dẫn ñến giảm thiểu hàm lượng xi măng của hỗn hợp. Từ ñó, dễ dàng có

ñược kết quả về mặt phương pháp như sau: Với một ñộ công tác cho trước, bằng lý thuyết với một lượng vữa thuần tuý (không ñá và cát) tối ưu có thể ñạt cường ñộ bê tông lớn nhất.

Với một cường ñộ cố ñịnh, nó tồn tại một tỉ lệ tối ưu cát, hàm lượng vữa tối thiểu và sau ñó là xi măng. Tỉ lệ này cũng tương ứng với lượng tối thiểu ñộ nhớt

68

của hỗn hợp, khi cố ñịnh bản chất và hàm lượng vữa và khi tỉ lệ khung cốt liệu có

thay ñổi. Như vậy hàm lượng cốt liệu khá tự do và có thể bỏ qua khi nghiên cứu về ñộ nhớt của hỗn hợp.

Thành phần cốt liệu là không ñổi nếu vữa ñược thay thế bởi cùng một thể

tích của một loại vữa khác có cùng ñộ nhớt.

Dù mô hình Farris không ñược áp dụng tính toán vì ñiều kiện di >> di-1 không bao giờ thoả mãn, ngay cả với cấp phối rất không liên tục nhưng ñó là một

công cụ rất tốt ñể hiểu vấn ñề tổng quát thiết kế thành phần bê tông và các kết luận xác ñáng, cho phép dẫn ñến phương pháp thiết kế thành phần bê tông CðC sử dụng các kiểm tra thực nghiệm trên vữa lỏng (từ 25 ñến 40%).

4.2. Tính toán thành phần bê tông ban ñầu (Phương pháp thực nghiệm LCPC)

Từ 15 năm nay, Baron và Lesage ñã phát triển một phương pháp thiết kế

thành phần bê tông thực nghiệm. Nó dựa trên việc thiết kế ñộ công tác tiêu chuẩn, ñặc trưng bằng ñộ dẻo lý tưởng của một loại bê tông thiết kế từ yêu cầu thành phần hạt cho trước. Tính công tác ñược ño bằng nhớt kế LCL, tạo ra ñộ chảy bê tông

như trong ván khuôn, dưới tác dụng của rung ñộng. Các giai ñoạn của phương pháp này có thể tóm tắt như sau:

- Xác ñịnh thành phần bê tông (tỉ lệ N/X) và một thể tích vữa ñược cố ñịnh

(thành phần ñầu tiên ñược xác ñịnh bằng phương pháp thực nghiệm của Dreux hay Faury).

4.2.1. Phương pháp của FAURY Các thành phần khác nhau của bê tông ñược mô tả ở trên, giả ñịnh việc ñổ

bê tông khối lớn hoặc trong tất cả các trường hợp, ñã bỏ qua về mặt lý thuyết tất cả các hiện tượng có thể gây trở ngại cho việc ñổ bê tông trong khuôn. Vậy mà trong thực tế việc ñổ bê tông cốt thép, ñã gặp những trở ngại do sự có mặt của cốt thép, thành khuôn, mà người ta thực hiện phải tính ñến việc lựa chọn thành phần hạt,

CAQUOT ñã ñề xuất lần ñầu tiên năm 1936 một lý thuyết chung về kết cấu hạt của bê tông ñã làm rõ sự cần thiết phối hợp bê tông theo các ñặc tính về thể tích và về bề mặt khuôn, trong ñó FAURY ñã xét ñến hiện tượng này trong phương pháp cấp

phối bê tông. Cụ thể hoá hiệu ứng thành, bằng những khó khăn xảy ra ñể ñổ ñầy khuôn

trong ñó bề mặt tiếp xúc với bê tông (ván khuôn, cốt thép, cốt liệu v.v..)là lớn ñối

với thể tích.

69

Xem xét các ñiều kiện ñổ bê tông. Hỗn hợp phải ñủ dẻo, có tính ñến các

phương tiện ñầm chặt ñược bố trí ở công trường, ñể ñổ ñược dễ dàng trong các khuôn của các kết cấu ñược ñổ mà không xảy ra khuyết ñiểm. ðể làm ñược việc này, bê tông phải ñi qua các mắt lưới cốt thép và lấp ñầy tất cả các bộ phận của ván

khuôn, sao cho trong kết cấu không có chỗ nào thiếu vật liệu. Ngoài ra, hỗn hợp phải ñược ñổ khuôn hoàn toàn vào thành ván khuôn và bảo ñảm sự bao bọc tốt cốt thép. Chắc chắn sẽ có ích ñể nhấn mạnh ở ñây vào việc là việc tính toán các kết

cấu bê tông cốt thép, ñặc biệt, dựa trên giả thuyết rằng cốt thép dính bám ñầy ñủ

vào vỏ bao quanh nó ñể ñi theo nó mà không có sự tách ra hoặc trượt trong các biến ñổi chiều dài và ñể các lực cắt nói chung ñược truyền chính xác từ cốt thép

vào bê tông. Cuối cùng, nếu ñầm chặt không tốt và bất kể sự chồng tréo và sự phức tạp

của cốt thép. ðiều quan trọng là bê tông ñạt tới ñộ ñặc tương ứng với chất lượng

do vật liệu yêu cầu. ðộ ñặc này phụ thuộc vào: - Các ñiều kiện của bê tông chảy vào bên trong ván khuôn. - Các ñiều kiện liên quan ñến ván khuôn và ñến việc ñầm chặt bê tông.

ðể di chuyển vào tất cả các phần của khuôn có cốt thép, bê tông phải di chuyển qua các thanh thép tạo thành các mắt lưới hoặc các khe.

Một mắt lưới hoặc một khe ñược ñặc trưng, về phương diện mà chúng ta

quan tâm, bởi bán kính trung bình của nó r. Nếu người ta biểu thị diện tích của tiết diện tự do hẹp nhất của mắt lưới bằng chữ s và chu vi của nó bằng chữ p.

r =p

s

hoặc: r = )(2 ba

ab

+

Rõ ràng là sự cản trở bê tông ñi qua một mắt lưới biến ñổi, vả lại tất cả mọi

cái bằng nhau trong cùng một hướng như r

D , D là kích thước lớn nhất của cốt liệu

dùng. FAURY ñã cho các giá trị mà ông ta cho là có thể phù hợp với r

D .

r

D < 1,4 ñối với cốt liệu tự nhiên

r

D < 1,2 ñối với cốt liệu nghiền

70

Tuy nhiên hiện nay với những phương tiện ñầm chặt mạnh , các giá trị mà

FAURY ñề nghị có thể ñược cải biến và ñối với bê tông có thành phần hạt liên tục và có ñộ dẻo ñủ, ñể ñạt ñược:

r

D < 2

Khi xác ñịnh thành phần bê tông theo phương pháp FAURY, thí nghiệm ñầu

tiên phải làm là phân tích thành phần hạt của các thành phần cấu tạo. Phân tích này cho phép ñạt ñược cỡ D của hạt lớn nhất.

ðối với một bê tông có ñộ sụt ñã cho, với các vật liệu ñã cho, có thể xác

ñịnh một thể tích cực ñại các chất rắn tương ứng với thể tích rỗng nhỏ nhất. CAQUOT ñã ñề nghị một lý thuyết ñược kiểm tra bằng thực nghiệm bởi

FAURY và nó cho phép tính toán ñộ rỗng cực tiểu tương ứng với thể tích tổng

cộng của nước tự do cần thiết cho việc ñổ bê tông và không khí ñược chứa trong bê tông.

Chỉ số ñộ rỗng I, tương ứng với thể tích biểu kiến, bằng với tỉ số thể tích lỗ

rỗng của bê tông tươi lúc bê tông bắt ñầu cứng lại, ñược cho bởi công thức sau ñây:

I = 5 D

K

trong ñó: I- một giá trị lý thuyết cực tiểu. K là một hệ số bằng số ñược xác

ñịnh bằng thực nghiệm và nó phụ thuộc vào ñộ sệt của bê tông vào cường ñộ ñầm chặt và bản chất của cốt liệu; D là kích cỡ lớn nhất của cốt liệu.

Chỉ số ñộ rỗng như ñược tính toán từ phương trình, chỉ có giá trị ñối với bê

tông ñổ thành khối không xác ñịnh, ít hoặc không có cốt thép. ðối với bê tông cốt thép cần tính ñộ tăng lỗ rỗng do hiệu ứng của thành vách. Phù hợp với lý thuyết của CAQUOT, FAURY ñã xác ñịnh bằng thực nghiệm rằng ñộ rỗng phụ ñó biến

ñổi như sau:

75.0

''

−=

D

RK

I

trong ñó: K’ là một hệ số bằng số, mà giá trị của nó bằng 0.004 ñối với bê tông

mềm, ñược ñầm bằng cách ñổ ñơn giản và bằng 0.002 ñối với bê tông khô, ñược ñầm mạnh. Người ta có thể lấy K’ = 0.003 cho bê tông thông thường. Cuối cùng, chỉ số tổng cộng về ñộ rỗng I có thể tính theo công thức:

I = 75.0

'

5 −+

R D

K

D

K

71

Giá trị của I tìm ñược như vậy là giá trị lý thuyết cực ñiểm trong thực tế phải

ñược lấy số tròn tăng lên. Phương pháp các chỉ tiêu theo trọng lượng FAURY ñã ñề xuất một phương pháp ñược gọi là các chỉ tiêu trọng lượng,

nó cho phép xác ñịnh bằng tính toán các phần trăm của các cốt liệu khác nhau trước khi phối hợp bê tông.

ðối với mỗi cỡ hạt bị tác ñộng bởi một chỉ số trọng lượng, nó thích hợp với

cỡ hạt ñó. (xem bảng 3.6.).

Bảng 3.6. Các chỉ số trọng lượng của các cỡ hạt khác nhau

Cỡ hạt Chỉ số trọng lượng

Xi măng và bột mịn < 0.1 1

Cát mịn 0,1/0,4 0.79

Cát trung bình 0.4/1.6 0.69

Cát to 1.6/6.3 0.39

Sỏi nhỏ 6.3/12.5 0.24

Sỏi to 12.5/25 0.16

Cuội 25/50 0.10

Cuội to, ñá to 50/100 0.04

Chỉ số trọng lượng của một hỗn hợp bằng tổng số của các tích số của tỉ lệ thể tích tuyệt ñối của các hạt của mỗi cỡ với chỉ số trọng lượng tương ứng.

Vậy chúng ta phải giải hệ thống phương trình:

C + S + G = 1

ic C + isS + igG (i0 /D/2a) + (iD/2 /Db)=I

C, S và G là các tỉ lệ xi măng, cát và sỏi theo thể tích tuyệt ñối so với thể tích ñơn vị của chất rắn.

ig, is và ic là các chỉ số trọng lượng của sỏi, của cát và của xi măng.

i0 /D/2 và iD/2 /D một mặt là các chỉ số trọng lượng của các hạt mịn và trung bình và mặt khác của các hạt lớn; một mặt a và b là tỉ lệ của các hạt mịn và trung bình và mặt khác của các hạt lớn ñược xác ñịnh vị trí trên ñường cong tham chiếu

(vậy a + b = 1). 2.3.4. Phương pháp của DREUX - GORISSE

Phương pháp này, ñược ñề xuất bởi các ông DREUX và GORISSE của C.E.B.T.P.

Phương pháp này nhắc lại các khái niệm ñã ñược nêu lên trong khuôn khổ của các

72

phương pháp khác về xác ñịnh thành phần ñể tổng hợp chúng và cuối cùng ñề xuất

cách xác ñịnh ñơn giản và nhanh hỗn hợp. Cần xác ñịnh rõ các yếu tố sau: - Tính chất của công trình: công trình khối lớn hay công trình cao và mỏng,

cốt thép ít hoặc nhiều... Cần phải biết chiều dầy tối thiểu của kết cấu, việc ñặt cốt thép ở vùng cốt thép dầy nhất, khoảng cách tối thiểu giữa cốt thép và lớp phủ ứng với ván khuôn.

- Cường ñộ mong muốn:

Nói chung người ta ñòi hỏi cường ñộ danh nghĩa σ’n chịu nén ở tuổi 28

ngày, và có kể ñến sự phân tán và sai số quan phương S, phải thử ñể ñạt ñược

cường ñộ yêu cầu ở tuổi 28 ngày, σ’28, như sau:

σ’28 = σ’n + 0.8S

Nếu chấp nhận sai số quân phương trung bình khoảng 20% của giá trị trung bình, người ta có thể chấp nhận qui ñịnh gần ñúng như sau:

σ’28 = σ’n + 0,15.σ’n

- Tính dễ ñổ mong muốn Nó làm hàm số của tính chất công trình, mức ñộ khó khăn trong thi công,

phương tiện ñầm chặt... Nói chung nó có thể ñược ñịnh nghĩa bằng ñộ dẻo mong muốn, ñược ño bằng ñộ sụt của côn ABRAMS.

- Kích cỡ lớn nhất chấp nhận ñược của cốt liệu

ðánh giá gần ñúng tỉ số X/N theo cường ñộ trung bình mong muốn σ’28.

σ’28 = Gσ’c

− 5.0

N

X

trong ñó:

σ’28 = cường ñộ nén trung bình mong muốn ở tuổi 28 ngày, biểu thị bằng Pa

σ’c = mác thực của xi măng ở tuổi 28 ngày, biểu thị bằng Pa.

χ = liều lượng xi măng, biểu thị bằng kg/m3.

N = liều lượng nước tổng cộng cho vật liệu khô, ñược biểu thị bằng l/m3. G = hệ số về cốt liệu ñược cho trong bảng 3.7. dưới ñây

Bảng 3.7. Các giá trị gần ñúng của G

Hệ số cốt liệu G Chất lượng của cốt liệu

D≤mịn 16mm 25 ≤ D vừa ≤ 40 D ≥ to 63

Rất tốt 0.55 0.60 0.65

73

Tốt – thông thường 0.45 0.50 0.55

Thường 0.35 0.40 0.45

Các giá trị của G giả ñịnh rằng việc ñầm chặt bê tông ñược thực hiện tốt, về nguyên tắc bê tông ñược chấn ñộng.

- Liều lượng cực tiểu

Tiêu chuẩn N.F.D 18-305 (bê tông trộn sẵn) quy ñịnh:

χ (kg/m3) ≥ 5

250

D

B+

ðối với bê tông ở trong nước ăn mòn hoặc nước biển, thông tư số 23 của Bộ thiết bị khuyến cáo rằng:

χ (kg/m3) ≥ 5

700

D

Khi ñó biết tỷ lệN

X , không ñủ ñể ấn ñịnh tuỳ tiện liều lượng nước. Thật vậy,

khi chọn chẳng hạn một liều lượng xi măng ít, người ta sẽ tìm ñược lượng nước ít; có nguy cơ là khi ñó ñược bê tông quá khô và ngược lại. Vậy liều lượng xi măng là

hàm số của N

X , nhưng cũng là hàm số của liều lượng nước N cần thiết ñể ñạt ñược

tính dễ ñổ tốt. DREUX và GORISSE ñã ñề nghị một ñổ biểu cho phép ñánh giá

gần ñúng χ theo tỉ lệ E

X và ñộ dễ ñổ mong muốn, mà theo phương pháp này nó

phải ñược coi là dữ kiện của bài toán. Liều lượng nước Sau khi ñã chọn liều lượng xi măng X, khi ñó người ta rút ra ñược liều lượng

gần ñúng của nước tổng cộng ñể dự kiến. Liều lượng này là tạm thời, và dĩ nhiên nên hiệu chỉnh về sau bằng một vài thí nghiệm về ñộ dẻo, tính dễ ñổ và lượng nước có trong cát và ñá.

- ðá: Phải có chất lượng tốt về mặt khoáng vật, ñủ cứng và thật sạch, nhưng hình dạng của ñường cong thành phần hạt, ít nhiều lõm xuống, có ảnh hưởng

không lớn bằng ảnh hưởng của cát. ðộ sạch của cát ñược kiểm tra bằng phép thử ñương lượng cát Tính modun ñộ nhỏ của nó bằng: tổng các lượng sót % ñược chuyển sang

ñơn vị (số thập phân) trên các sàng có modun bằng 23, 26, 29, 32, 35, 38. Mong muốn là modun ñộ nhỏ có giá trị nằm trong khoảng 2,2 - 2,8 (tham khảo TCVN tương tự).

74

ðường cong thành phần hạt sẽ ñược so sánh với phạm vi tối ưu ñược tính

bằng các tiêu chuẩn và trong trường hợp cần thiết người ta ñiều chỉnh bằng cách thêm một loại cát mịn hoặc một chất tăng dẻo cuốn khí, nếu như cát dự kiến là rất thô.

Liều lượng cốt liệu ñược xác ñịnh theo phương pháp ñồ biểu (1) 4.2.2. Tối ưu hoá khung xương. - Từ các tham số ñược giữ không ñổi, tối ưu hoá khung cốt liệu tìm kiếm tỉ

lệ C/ð cho một ñộ công tác tốt nhất. Khi một loại cốt liệu trung gian tồn tại, tỉ lệ của nó so với khối lượng của ñá là cố ñịnh tính ñến các tiêu chuẩn kinh tể – giá so với các loại khác, tiêu thụ ít xi măng hơn các cốt liệu liên tục –ñộ ñồng ñều – có ít

hạt trung gian, và sự tối ưu của tính công tác.

- Với sự phân bố kích thước hạt cố ñịnh, tiến hành thiết kế nhiều loại bê tông có hàm lượng xi măng tăng dần, khi thêm lượng nước ñể nhận ñược tính công tác

tiêu chuẩn trong phòng thí nghiệm.

- Căn cứ vào kết quả thí nghiệm cơ học trên bê tông ñông cứng (thường ở 28 ngày), bê tông tối ưu ñược xác ñịnh bằng cách nội suy tuyến tính giữa các tham số

thành phần.(các kết quả trên các mẫu thử)

Kết quả của phương pháp là xác ñịnh ñược tỉ lệ tối ưu C/ð. Thực tế, tỉ lệ tối ưu này không dẫn ñến một cách chính xác tối ưu về cường ñộ, nghĩa là bê tông có

hàm lượng xi măng nhỏ nhất cho một ñộ công tác tốt và một cường ñộ nén cho trước. Hơi khác với ñịnh luật Feret, cấp phối có một ảnh hưởng nhỏ ñến cường ñộ của bê tông (một tỉ lệ các cốt liệu lớn cao hơn dẫn ñến sự tăng nhẹ của cường ñộ).

- ðồng nhất (sự phân tầng là nhỏ nhất, vì chỉ cần các thành phần mịn ñể lấp ñầy kẽ hở các hạt cốt liệu lớn);

- ðồng ñều (những dao ñộng về tỉ lệ khung xương chỉ có ảnh hưởng ít ñến ñộ công tác của bê tông, mà trong ñó có những thay ñổi nhỏ bên cạnh giá trị tối ưu).

Phương pháp Baron – Lesage, so sánh với các phương pháp thực nghiệm dựa trên việc thiết kế ñường cong cấp phối tiêu chuẩn, ñòi hỏi các thao tác tương ñối nhiều (nhào trộn ñến 30 lần khi có 4 nhóm cốt liệu). Tuy nhiên việc sử dụng

ñược kiểm tra cho các công trường lớn và có yêu cầu cao (thể tích bê tông ñổ tại chỗ lớn) hay khi ñòi hỏi một loại bê tông chất lượng cao. ðó chính là các công trình ứng dụng của bê tông CðC.

4.3. Thiết kế thành phần bê tông CðC với thí nghiệm vữa lỏng .

75

Do bê tông CðC có thêm thành phần phụ gia siêu dẻo, phụ gia khoáng siêu

mịn và các chất khác nên việc thiết kế phức tạp hơn nhìn từ số lượng lớn hơn các tham số thực nghiệm. Có tới 4 thành phần phụ có khả năng tham gia vào vật liệu (phụ gia siêu dẻo, tác nhân làm chậm, muội silic và các hạt mịn khác như tro

bay…). Sự tối ưu hoá trực tiếp dẫn ñến hàng trăm hỗn hợp bê tông. Ngoài ra, trong vữa có các thành phần ñặc biệt của bê tông CðC, từ ñó xuất hiện ý tưởng tiến hành các thí nghiệm trên vữa lỏng, các thí nghiệm trên bê tông hoàn toàn bình thường ñể

kiểm tra các vấn ñề trên. Còn về khung cốt liệu không thay ñổi bản chất cũng như tỉ lệ, so với cốt liệu bê tông thường. Do ñó, trong phương pháp này người ta chọn cách giữ nguyên và lấy thành phần cốt liệu ñã ñược sử dụng có ñộ tin cậy cao

trước ñây.

- Khi lượng MS tăng từ 8 – 12 % hàm lượng xi măng giảm ñể hàm lượng X + MS = const . Tuy nhiên khi ñó hàm lượng phụ gia siêu dẻo cũng phải tăng lên ñể

ñộ dẻo của vữa là không ñổi . Sau ñó dùng loại vữa dẻo ñể trộn với cốt liệu ñể có bê tông có ñộ công tác không ñổi. Trong trường hợp cần ñiều chỉnh ñộ công tác có thể tăng lượng nước một chút và tăng cả lượng X ñể ñảm bảo tỷ lệ N/X .

Người ta có thể làm việc trên một thang vữa có cùng ñộ chảy; những vữa chảy này ñược ñưa vào khung cốt liệu, tạo cho bê tông tính công tác tốt. Từ ñó xác ñịnh thành phần và tính chất của một loại vữa cố ñịnh phù hợp.

Vùng thay ñổi có thể của thể tích vữa là rất nhỏ, nếu ta muốn tránh ñộ phân tầng do thiếu hoặc thừa vữa.

ðộ dẻo của vữa lỏng ñược ño bằng thí nghiệm côn Marsch sửa ñổi, theo các

bước ñược mô tả trong phụ lục 1. Sự cần thiết phải thay ñổi một vài bước của thí nghiệm - ñã ñược áp dụng trên vữa lỏng bơm ứng suất trước - là do vữa bê tông CðC thường nhớt hơn. Trọng lượng thường chưa ñủ ñể chảy hoàn toàn ra khỏi côn, bị tắc, do ñó nó vẫn chứa vữa lỏng.

Sau ñây là các chi tiết khác nhau của phương pháp.

4.3.1. Chuẩn bị

Từ mẫu bê tông ñịa phương của kết cấu, thiết kế bê tông CðC với ñộ dẻo và cường ñộ nén yêu cầu (cường ñộ nén trung bình ngày 28 từ 60 ñến 100 MPa).

Máy móc sử dụng trong phòng thí nghiệm bê tông (cân, máy nhào vữa và bê tông, côn Abrams, nhớt kế LCL, máy nén cho các thí nghiệm cơ học trên bê tông).

Côn Marsch có sửa ñổi khác nhau

76

Bình từ 100 ñến 200 cm3.

4.3.2. Thành phần vật liệu

Dùng cốt liệu ñịa phương, hai hoặc ba loại xi măng CðC hoặc P55, một số phụ gia siêu dẻo trong số ñó, nếu có thể, có naftalen sunfat, nhựa melamin và chất

làm chậm khi nhà sản xuất phụ gia khuyên dùng. Quan trọng nhất là lựa chọn cặp xi măng/phụ gia siêu dẻo, thực hiện bằng thực nghiệm.

4.3.3. Thiết kế bê tông CðC “0” ñể làm chuẩn

Từ thành phần của cốt liệu ñã lựa chọn: 425 kg xi măng (cho ñường kính lớn nhất, D bằng 20 ñến 25 mm), 1,5% phụ gia dẻo dạng khô và tìm lượng nước ñể

nhận ñược một bê tông chảy (ñộ sụt côn ≈ 20 cm, thời gian của nhớt kế LCL hơn

10s). Trong giai ñoạn này, việc chọn một cặp xi măng/phụ gia siêu dẻo là tương ñối quan trọng.

4.3.4. Vữa chảy chuẩn

Nhào trộn thành phần tương ứng vữa bê tông CðC “0”, với lượng nước nhỏ hơn khoảng 10 lít/ 1 m3 dành cho cốt liệu thông thường. ðo thời gian chảy trên côn

Marsch.

4.3.5. Thành phần khoáng của vữa lỏng CðC

Lựa chọn thành phần khoáng của n vữa lỏng, trong ñó cuối cùng ta sẽ chọn ra vữa bê tông CðC yêu cầu với các vật liệu thay ñổi như sau:

- Loại xi măng có thành phần khoáng vật khác nhau (cường ñộ như nhau, tỉ

lệ C3A nhỏ nhất thường tốt nhất)

Tỉ lệ muội silic (thường từ 5 ñến 10% khối lượng xi măng, tối ña là 20%)

- dự báo một phần hạt mịn (“bụi vôi” hoặc tro bay thì tốt hơn) trong trường

hợp người ta muốn giảm thiểu nhiệt lượng toả ra của bê tông CðC.

4.3.6. Hàm lượng phụ gia siêu dẻo vữa lỏng

Với mỗi vữa lỏng CðC, tìm một hàm lượng nước, với 0,3%*** phụ gia siêu

dẻo theo khối lượng xi măng (khối lượng khô), ñộ công tác ñạt chảy, nhưng “chậm” (ví dụ 20s ở côn Marsch). Sau ñó, ño sự tăng thời gian chảy theo ñộ tăng hàm lượng phụ gia (với tổng lượng nước không ñổi và chế tạo sẵn với mỗi một lần

ño vữa lỏng mới, lượng phụ gia lớn hơn lần trước).

77

ðường cong nhận ñược qua một tối thiểu và tăng nhẹ với những hàm lượng

rất lớn phụ gia. Lượng bão hoà nhỏ nhất ñể thời gian chảy là nhỏ nhất ñược chọn cho các thí nghiệm tiếp theo.

a. Hàm lượng nước trong vữa lỏng CðC

Với mỗi vữa lỏng CðC khi có mặt của chất phụ gia, xác ñịnh lượng nước thêm vào ñể nhận ñược thời gian chảy tiêu chuẩn. m vữa lỏng ñược so sánh xem chúng có cho phép thực hiện m bê tông CðC với cùng một thể tích vữa và cùng ñộ

công tác.

b. Hàm lượng chất làm chậm

ðo sự biến ñổi của thời gian chảy của mỗi vữa lỏng trong thời gian sử dụng

dự báo của BT CðC (ví dụ, 1 hoặc 2h). Nếu thời gian tăng một cách ñáng lưu ý, làm lại thao tác với sự có mặt của chất làm chậm, khi dùng lượng cần thiết ñể ổn ñịnh thòi gian chảy trong khoảng thời gian lựa chọn. Ở mức ñộ của nghiên cứu

này, ta cũng có thể làm tương tự ñổ bê tông bằng nhiệt ñộ cao, khi làm nóng các thành phần và bảo quản vữa lỏng trong thiết bị cách nhiệt. Người ta thấy một xu thế ñông cứng ñáng chú ý hơn (nhất là với nhựa melamin). Ta cũng có thể thiết lập

một quan hệ thực nghiệm tỉ lệ chất làm chậm/nhiệt ñộ của bê tông, phục vụ cho việc áp dụng thiết kế BT CðC trong ñiều kiện áp suất không khí. Cũng với cách như vậy, việc ñổ bê tông khi nhiệt ñộ thấp có thể làm tương tự, một vài phụ gia rõ

ràng kém hiệu quả hơn khi ở 10 thậm chí 200C.

c. Lựa chọn thành phần vữa lỏng CðC

Tính thành phần lý thuyết của m bê tông CðC, có cùng một thể tích với vữa

lỏng với bê tông “0”, vữa này ñược một mặt tạo thành từ nước làm ướt cốt liệu và mặt khác từ vữa lỏng CðC tương ứng. Nhóm xi măng/phụ gia tốt sẽ là nhóm mà nhờ ñó tỉ lệ N/X là nhỏ nhất. ðịnh luật Feret thường cho phép ñánh giá cường ñộ nén và lựa chọn thành phần vữa lỏng nhận ñược.

d. Xác ñịnh các tính chất của BT CðC nhận ñược

Các thí nghiệm lưu biến trên bê tông tươi và các thí nghiệm cơ học cho phép nói rằng nếu người ta ñạt ñược cường ñộ tìm kiếm. Trong trường hợp ngược lại, quay lại giai ñoạn trên.

Các loại bê tông ñược thiết kế với cùng loại cốt liệu và cùng loại xi măng. Người ta thấy rằng tỉ lệ tối ưu hoàn toàn tương tự, ñiều ñó chứng tỏ giá trị của việc

78

chọn cách giữ nguyên khung cốt liệu khi vượt qua việc thiết kế thành phần bê tông

ñịa phương thông thường với thành phần mới của BT CðC.

Cách tạo thành BT CðC “0” (giai ñoạn 1 của phương pháp) dẫn ñến một loại bê tông cuối cùng có thể tích vữa tương ñối nhỏ, nhưng lượng lớn không bình

thường của phụ gia siêu dẻo.

Cuối cùng, liên quan ñến sự mất mát nhanh của tính công tác, người ta có thể nhận ñược, khi thi công theo phương pháp vữa lỏng, một loại bê tông có xu

hướng ñông cứng rất ñáng chú ý. Trong một trường hợp nào ñó, có thể sự hấp thụ nước bởi cốt liệu ñược viện dẫn ñể giải thích hiện tượng này, ñã từng biết ñến trong bê tông cốt liệu nhẹ. Do ñó sự thêm vào của chất làm chậm, hoặc phụ gia

chảy sẽ không có ảnh hưởng. Tốt hơn là nếu có thể, làm ướt cốt liệu trước khi dùng.

e. Ví dụ ứng dụng

Thiết kế bê tông CðC, cường ñộ nén ở 28 ngày là 90 MPa. BT CðC “0” nhận ñược từ một thành phần ñịa phương của bê tông thường, chứa cốt liệu ñá vôi nghiền, cát chảy, và xi măng CPA 55, từ thành phần ñó thêm phụ gia siêu dẻo họ

naftalen sunfat.

Thời gian chảy ở côn Marsch của vữa lỏng tiêu chuẩn là 5s. 3 vữa lỏng CðC ñược thiết kế chứa tương ứng 5, 10 và 15 % muội silic theo tỉ lệ khối lượng xi

măng. Tiếp ñó xác ñịnh hàm lượng phụ gia bão hoà - thấy rằng nó tăng lên một cách lô gic với lượng muội silic – ñộ cần nước ñược ño ñể nhận ñược thời gian chảy là 5s. Ảnh hưởng của việc lấp ñầy muội silic ñược minh họa bằng ñộ tăng của

ñộ cần nước này vào lượng hạt mịn (tối ưu dao ñộng quanh 20 ñến 25%).

Khôi phục lại tất cả các thành phần của vữa lỏng ở một thể tích tổng là 257,6l hay thể tích vữa BT CðC “0” nhỏ hơn 10l nước nhào làm ướt. Khi thêm vào khung cốt liệu cùng loại BT CðC “0” này, ta có thành phần lý thuyết của 3 loại bê tông chủ yếu, mà trong ñó ta ñánh giá cường ñộ từ ñịnh luật Feret mở rộng.

Cường ñộ ñặc trưng yêu cầu một cường ñộ trung bình khoảng 100 MPa, do ñó ta chọn giai ñoạn vữa lỏng CðC số 2, hàm lượng muội silic 10%. Khi chế tạo loại bê tông này, ñộ dẻo ñược ñiều chỉnh một chút bằng “chất keo”. Do ñó, dẫn ñến thêm

vào một chút nước trong thành phần cuối cùng. Các thí nghiệm ở ngày 28 ñưa ra cường ñộ dự kiến.

79

Trong thí nghiệm này, người ta ñã ñạt ñến tổng cộng khoảng 5 mẻ bê tông

25l/1 mẻ, với khoảng 20 vữa lỏng. Chúng ñương nhiên ñược nhân lên nếu ta thay ñổi bản chất của xi măng và phụ gia chảy.

Sự tối ưu của thành phần BT CðC yêu cầu tiến hành nghiêm chỉnh, với

lượng lớn các tham số. Mô hình lý thuyết và một thành phần nửa thực nghiệm ñược giới thiệu, dựa trên các giả thiết sau:

- Cường ñộ bê tông bị ảnh hưởng chủ yếu bởi bản chất của vữa kết dính

- ðộ công tác của nó, khi mà cấp phối là cố ñịnh, xuất hiện như là một sản phẩm của hai yếu tố: một phụ thuộc vào nồng ñộ vữa, hai là ñiều kiện chảy nội tại của loại vữa này.

Từ những ý tưởng này, một phương pháp thiết kế thành phần ñược ñề xuất. Nó cho phép xác ñịnh thành phần của bê tông có cường ñộ và tính công tác cho trước, sau một số lượng khá nhỏ thí nghiệm, tất cả khai thác các tham số quan

trọng nhất. Các kiểm tra dùng trong phương pháp ñơn giản và cổ ñiển; nó có thể ñược thực hiện trong tất cả các phòng thí nghiệm vật liệu. Ngoài ra, ñây là một phương pháp chủ yếu thực nghiệm: không có nghiệm, hay bảng cố ñịnh như hàm

lượng phụ gia nhận ñược nhờ các tính chất cho trước.

CÂU HỎI ÔN TẬP 1. Phương pháp chung ñể thiết kế? 2. Cường ñộ yêu cầu? 3. Thiết kế theo ACI? 4. ðánh giá chất lượng?

80

Chương 5

BIẾN DẠNG TỰ DO VÀ TỪ BIẾN CỦA BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1. Mở ñầu Chương này giới thiệu các nguyên lý về co ngót và nở, từ biến của bê tông

cường ñộ cao và các kết quả thí nghiệm trên một số loại bê tông cường ñộ cao và

rất cao với hai chế ñộ bảo dưỡng. Từ các kết quả nghiên cứu rút ra các cơ cấu lý hóa của sự co ngót và từ biến của bê tông cường ñộ cao. Có thể chứng minh rằng tồn tại một xu hướng biến dạng chung khi tiến tới những giá trị cường ñộ cao nhất:

Co ngót nhiệt và co ngót nội tại tăng, co ngót do mất nước giảm, từ biến dẻo tăng, từ biến khô giảm. Các vật liệu thành phần có ảnh hưởng lớn ñến các biến dạng của bê tông cường ñộ cao.

Các biến dạng tự do có hại (như là nở của etringit hay hoặc do phản ứng kiềm – cốt liệu) không ñược xét trong phần này.

2. Co ngót và nở của bê tông cường ñộ cao (biến dạng tự do) Các biến dạng tự do của bê tông (co ngót và nở) là những tính chất quan

trọng nhất ñối với người xây dựng. Việc kiểm tra chính xác công trình ñòi hỏi tính

ñến các biến dạng này. Hơn nữa, các biến dạng tự do không ñồng nhất trong các khối thường dẫn ñến các vết nứt, các rãnh ñặc biệt thấm nhập các tác nhân gây hại. Do ñó, việc thiết kế công trình có ñộ bền cao cần làm chủ ñược các biến dạng tự do

và các ảnh hưởng cơ học của chúng. Trước hết cần nhắc lại các cơ cấu chính của co ngót bê tông. Sau ñó rút ra xu

hướng chung của co ngót ở bê tông cường ñộ cao từ thành phần của chúng. Tiếp

ñó xem xét một số các bê tông cường ñộ cao và rất cao có thành phần khác nhau ñược thí nghiệm gần ñây ở LCPC. Cuối cùng rút ra kết luận về việc không có quan hệ trực tiếp giữa co ngót và cường ñộ bê tông: giữa bê tông thường và bê tông

cường ñộ cao, tồn tại một lựa chọn tự do cho người thiết kế, cùng một cường ñộ có thể có nhiều tổ hợp chất kết dính (xi măng, muội silic, phụ gia ...)

2.1. Cơ chế lý – hoá của co ngót bê tông thường Hai chỉ tiêu nội tại kiểm soát các biến dạng tự do của bê tông: nhiệt ñộ và

hàm lượng nước tự do.

Ta biết rằng nhiệt ñộ bê tông có thể biến ñổi theo thời gian, hoặc do thủy hóa (các phản ứng thường tỏa nhiệt và ñóng vai trò là nguồn gây nhiệt nội tại),

81

hoặc do trao ñổi nhiệt với phần còn lại của cấu kiện hay môi trường. Sự biến ñổi

nhiệt ñộ này dẫn ñến các biến dạng tự do tỉ lệ với chúng theo một hệ số quen thuộc (hệ số giãn nỡ nhiệt, giảm dần khi tăng phản ứng thủy hóa).

Cũng như vậy, hàm lượng nước tự do có thể thay ñổi bên trong do thủy hoá

mất một phần nước, hay bên ngoài do biến ñổi ñộ ẩm. Cũng như vậy, một hằng số vật lý (hệ số giảm nước) cho phép tính toán biến dạng tự do liên quan. Ở tỉ lệ cấu trúc vi mô, lý thuyết mao dẫn cho phép hiểu ñược làm thế nào sự lấp ñầy một phần

của nước trong môi trường rỗng với ñộ phân bố rộng có thể dẫn tới một trạng thái nội ứng suất. Từ ái lực của nước với bề mặt rắn (hấp phụ), các lỗ rỗng nhỏ nhất ñược lấp ñầy trước tiên. Do ñó, với một lượng nước cho trước, tồn tại một kích

thước lỗ rỗng giới hạn, mà vượt qua ñó các khoang rỗng không bão hòa. Bên trong mỗi khoang, bề mặt phân chia pha lỏng và khí chịu kéo tức thời và ứng suất càng lớn khi ñộ cong càng lớn, tương ứng với lỗ rỗng nhỏ. Cũng như vậy, khi lượng

nước tự do giảm, kích thước lỗ rỗng, liên quan tới sức căng mao quản, cũng giảm, và kết quả vĩ mô của hiện tượng (co cấu trúc rắn dưới ảnh hưởng của một loại “tiền ứng suất ẩm”) tăng. Ứng xử của hệ thay ñổi phụ thuộc không chỉ vào sự phân bố

kích thước lỗ rỗng mà còn vào khả năng biến dạng tổng thể, liên quan tới ñộ rỗng tổng cộng.

Do sự thiếu hụt thể tích của phản ứng thủy hóa, vữa xi măng trở thành một

cấu trúc ba pha (rắn – lỏng – khí) trong suốt quá trình thủy hóa. Có thể chia (không chính xác lắm) co ngót thành 3 giai ñoạn sau: Trước khi

ninh kết- co ngót dẻo; trong khi ninh kết và rắn chắc – các hiện tượng nhiệt và co

ngót nội tại; ở tuổi muộn – co ngót do mất nước.

2.2. Các nhân tố ảnh hưởng ñến co ngót của bê tông Tỷ lệ N/X Như ñã ñược ñề cập ñến, co ngót của hồ xi măng ñã thuỷ hoá tăng nếu tỉ số

N/X tăng bởi vì ở tuổi muộn có thể xác ñịnh ñược lượng nước có thể bay hơi trong

hồ xi măng và tốc ñộ mà nước có thể dịch chuyển ra bề mặt của mẫu thử. Brooks cho rằng co ngót của vữa xi măng ñã thuỷ hoá tỷ lệ với tỷ số N/X khi tỷ số này nằm trong khoảng 0.2 ñến 0.6. Khi tỷ lệ N/X tăng hơn nữa một phần nước mất ñi

khi khô không gây ra co ngót.

Cốt liệu Nhân tố ảnh hưởng lớn nhất là cốt liệu, chúng cản trở co ngót xảy ra. Tỷ lệ

co ngót của bê tông(Sc)/co ngót của hồ xi măng(Sp) phụ thuộc vào hàm lượng cốt liệu trong bê tông(a) và bằng:

82

Sc = Sp(1- a)n

Giá trị kinh nghiệm của n là 1.2 – 1.7, và có thể thay ñổi một chút khi ứng suất trong hồ xi măng bị giảm bởi từ biến.

Căn cứ ñánh giá co ngót của bê tông theo co ngót của vữa xi măng có cùng

tỷ số N/X khi xem xét ñến hàm lượng cốt liệu và mô ñun ñàn hồi của cốt liệu ñã ñược Hansen và Almudaiheem nghiên cứu.

Theo bản chất thì kích thước và hàm lượng (cấp phối) cốt liệu không ảnh

hưởng ñến mức ñộ co ngót, nhưng cốt liệu tăng làm cho hỗn hợp “rắn” hơn vì thể co ngót giảm. Nếu thay ñổi kích thước hạt lớn nhất từ 6.3 thành 152mm (1/4 in thành 6in) thì hàm lượng cốt liệu có thể chiếm từ 60 ñến 80% thể tích bê tông, co

ngót có thể giảm xuống 3 lần. Tương tự như vậy, với cường ñộ bằng nhau, bê tông có tính công tác thấp

chứa nhiều cốt liệu hơn hỗn hợp có tính công tác cao có cùng kích thước hạt và do

ñó tạo ra co ngót ít hơn. Ví dụ, việc tăng hàm lượng cốt liệu từ 71 lên 74% (với cùng tỷ lệ N/X) sẽ làm giảm co ngót xuống 20%.

Ảnh hưởng ñồng thời của tỷ lệ N/X và hàm lượng cốt liệu (Bảng 5.1) có thể

kết hợp lại trên một ñồ thị; nhưng phải nhớ rằng giá trị co ngót ñưa ra chỉ là giá trị ñiển hình ñối với co ngót trong ñiều kiện khí hậu ôn ñới. Trong ñiều kiện thực tế, ứng với một tỷ số N/X không ñổi, co ngót tăng nếu hàm lượng của xi măng tăng

bởi vì thể tích của vữa xi măng thuỷ hoá lớn mà nó lại là nguyên nhân gây ra co ngót. Tuy nhiên, ứng với một ñộ dẻo nhất ñịnh, có nghĩa là lượng nước xấp xỉ là hằng số, co ngót không bị ảnh hưởng bởi sự tăng hay thậm chí là giảm hàm lượng

xi măng, bởi vì tỷ số N/X giảm và bê tông có thể chống lại co ngót tốt hơn. Hàm lượng nước ảnh hưởng ñến co ngót do làm giảm thể tích của cốt liệu

mà những cốt liệu này có thể cản trở co ngót. Do vậy, nói chung, hàm lượng nước của hỗn hợp có thể ñiều chỉnh co ngót theo mong muốn, nhưng hàm lượng nước không phải là nhân tố chủ yếu. Do vậy, hỗn hợp có cùng hàm lượng nước nhưng

thành phần khác thay ñổi lớn có thể dẫn ñến những giá trị co ngót khác nhau. Tính ñàn hồi của cốt liệu: quyết ñịnh mức ñộ cản trở co ngót; ví dụ, cốt liệu

thép làm cho co ngót giảm 1/3 , và cốt liệu bằng ñá phong hoá làm co ngót tăng

1/3, so với khi dùng cốt liệu thông thường. ảnh hưởng này của cốt liệu ñược khẳng ñịnh bởi Reichard người ñã tìm ra mối liên hệ giữa co ngót và mô ñun ñàn hồi của bê tông, mà môñun ñàn hồi lại phụ thuộc vào khả năng chịu nén của cốt liệu sử

dụng. Sự có mặt các hạt sét trong cốt liệu làm giảm mức ñộ ảnh hưởng của vật liệu ñối với co ngót và bởi vì các hạt sét cũng là nguyên nhân gây ra co ngót, lớp sét

83

phủ bên ngoài vật liệu có thể làm tăng co ngót lên 70%. Như vậy yêu cầu về ñộ

sạch của cốt liệu cần ñược thực hiện chặt chẽ. Nguồn gốc cốt liệu: thậm chí khi sử dụng cốt liệu thông thường, co ngót vẫn

có thể thay ñổi rất lớn trong bê tông. Cốt liệu tự nhiên thường sử dụng không phải

thường xuyên ảnh hưởng tới co ngót, nhưng cũng có những loại ñá mà khi sấy khô co ngót có thể lên tới 900x10-6; bằng với giá trị co ngót của bê tông sử dụng cốt liệu không co ngót. Cốt liệu có thể co ngót khi sấy khô. Chúng chủ yếu là ñá

ñôlômit và ñá bazan, và một vài loại ñá trầm tích như “ñá xốp xám” và “ñá bùn” Mặt khác ñá granit, ñá vôi và ñá quartzit ñược biết là loại ñá không co ngót.

Bê tông sử dụng cốt liệu co ngót sẽ có co ngót cao, có thể dẫn ñến sự cố khi

sử dụng công trình do sự biến dạng quá lớn, làm oằn, quăn, xoắn ( mất ổn ñịnh); NÕu co ngãt lín sÏ g©y ra nøt, ®é bÒn cña kÕt cÊu sÏ gi¶m. V× c¸c lý do nµy mµ việc xác ñịnh co ngót do bất kể khía cạnh nào của cốt liệu là rất cần thiết; phương pháp kiểm tra ñược trình bày trong BS 812: Phần 120: 1983 trong ñó co ngót của bê tông với tỷ lệ thành phần cố ñịnh và chứa một loạt cốt liệu ñã biết ñược xác ñịnh khi sấy khô ở 1050C. ðá có thể co ngót thường có khả năng hút nước cao và ñiều này là một dấu hiệu ñể nghiên cứu ảnh hưởng của cốt liệu ñến co ngót. ở Việt

Nam có nhiều ñá vôi ñá granít không co ngót. Tính chất của xi măng cũng ảnh hưởng ñến co ngót của bê tông nhưng

không lớn, và Swayze ñã chứng tỏ rằng hồ xi măng có mức ñộ co ngót cao không

có nghĩa là co ngót của bê tông sử dụng loại xi măng ñó sẽ cao. ðộ mịn của xi

măng là một nhân tố ảnh hưởng khi mà kích thước hạt lớn hơn 75µm (Sàng No

200) khi ñó mức ñộ thuỷ hóa tương ñối thấp, và nó cũng sẽ cản trở co ngót như là cốt liệu .

Hiện nay coi thành phần hoá học của xi măng là ít ảnh hưởng ñến co ngót,

ngoại trừ xi măng không ñủ hàm lượng thạch cao sẽ có co ngót lớn hơn. bởi vì những phần tử hình thành và rắn chắc ban ñầu sẽ ảnh quyết ñịnh ñến cấu trúc của vữa xi măng thuỷ hoá giai ñoạn sau và do vậy cũng ảnh hưởng ñến tỷ số gel/lỗ

rỗng , cường ñộ, và từ biến. Hàm lượng thạch cao tối ưu theo quan ñiểm làm giảm tốc ñộ thuỷ hoá của xi măng thì ít hơn một chút so với hàm lượng thạch cao gây ra co ngót nhỏ nhất. ðối với một loại xi măng ñã cho, hàm lượng thạch cao thoả mãn,

co ngót nằm trong phạm vi nhỏ hơn phạm vi sử dụng hàm lượng thạch cao thoả mãn chỉ tiêu thời gian ninh kết.

Co ngót của bê tông sử dụng xi măng có hàm lượng nhôm cao bằng co ngót

khi sử dụng xi măng Portland, nhưng co ngót xảy ra nhanh hơn rất nhiều.

84

Nếu trộn thêm cả tro bay và xỉ lò cao thì co ngót sẽ tăng. ðặc biệt ứng với tỷ

số N/X không ñổi, tỷ lệ tro bay hay xỉ lò cao ñã nhào trộn trong xi măng tăng thì co ngót sẽ tăng 20% với cùng một loại vật liệu, và lên ñến 60% nếu sử dụng hàm lượng xỉ rất cao. Muội silic làm tăng co ngót ở giai ñoạn muộn.

Phụ gia giảm nước có thể làm tăng co ngót một chút. Tác ñộng chủ yếu của nó lại theo cách gián tiếp gián tiếp việc sử dụng phụ gia có thể làm thay ñổi hàm lượng nước hay hàm lượng xi măng trong hỗn hợp hay cả hai ñồng thời và các sự

thay ñổi này có thể làm thay ñổi co ngót. Các chất phụ gia siêu dẻo làm tăng từ 10 – 20% co ngót. Tuy nhiên, sự thay ñổi của co ngót ño ñược là rất nhỏ ñể coi là ñáng tin cậy và ñúng ñắn.

Theo những quan ñiểm trên ñây, có thể cho rằng co ngót của bê tông cường ñộ cao - loại sử dụng phụ gia siêu dẻo – là kết quả của việc sử dụng các nhân tố phù hợp và ñối nghịch làm tăng hay giảm co ngót như: tỷ số N/X rất thấp và ñồng

thời sự tự mất nước rất nhanh, làm giảm co ngót, và hàm lượng xi măng cao làm tăng co ngót. Do vậy quan ñiểm bình thường ñể ñánh giá co ngót cũng dùng ñể ñánh giá co ngót của bê tông cường ñộ cao. Tuy nhiên, cấu trúc bê tông càng cứng

càng làm giảm mức ñộ co ngót. Tiếp xúc với không khí không làm thay ñổi co ngót. Thêm canxi clorua làm

tăng co ngót, thường từ 10 – 50%, có thể là do việc tạo ra những hạt gel nhỏ hơn

và do hiện tượng cacbonat hoá của mẫu thử tăng ở tuổi muộn khi sử dụng canxi clorua.

BVng 5.1. TVng hVp các yVu tV tác VVng VVn co ngót

Loại co ngót Yếu tố tác ñộng tăng co ngót Trị số co ngót Co ngót dẻo

(co ngót có liên quan ñến mất

nước bê ngoài)

Lượng xi măng tăng

Mất nước Tốc ñộ bão hoà cao

1700 x 10-6

7300 x 10-6

Co ngót nội sinh (tự thay ñổi cấu trúc)

Mất nước trong lỗ mao quản Trị số nhỏ hơn co ngót của hồ xi măng Tăng nhiệt ñộ

40 x 10-6 (1 tháng) 100 x 10-6 (1 năm) rất thấp so với co

85

Tăng hàm lượng xi măng Không bị ảnh hưởng của X/X

ngót dẻo (ướt)

Co ngót khô

Mất nước tự do và nước hấp thụ ít ñá và có cường ñộ thấp hơn cường ñộ xi măng

ðá có ñường kính lớn Hàm lượng ñá nhỏ hơn 66% Tính ñàn hồi cốt liệu ñá không là ñá

vôi và ñá granít, quăczít Tính chất và loại xi măng Phụ gia siêu dẻo ảnh hưởng ít ñến co

ngót Phụ gia mịn tăng co ngót (tro bay, sỉ lò cao). Muội silic chỉ tăng co ngót ở

giai ñoạn sau.

10.000 x 10-6

Như vậy có thể coi hàm số co ngót bị phụ thuộc vào 12 yếu tố yco=f(x1,x2, x3, x4, x5, x6, x7, x8, x9, x10, x11, x12)

trong ñó: x1- Tỷ lệ N/X x2- Hàm lượng xi măng

x3- Chất lượng cốt liệu (ñộ sạch) x4- ðường kính lớn nhất cốt liệu x5- Nguồn gốc cốt liệu

x6- Hàm lượng cốt liệu lớn (ñá) x7- Tốc ñộ bay hơi nước trong bê tông (tốc ñộ gió, nhiệt ñộ môi trường) x8- Nhiệt ñộ bê tông

x9- Chế ñộ bảo dưỡng bê tông x10- Cường ñộ xi măng x11- Phụ gia (loại và hàm lượng)

x12- Chất bột mịn Trong 12 yếu tố có 8 yếu tố ñược ñiều chỉnh thông qua thiết kế thành phần bê

tông và 2 yếu tố ñược ñiều chỉnh trong công nghệ thi công (x7, x8).

2.3. Trường hợp bê tông cường ñộ cao Nếu ta gọi bê tông cường ñộ cao là bê tông có cường ñộ ñặc trưng lớn hơn

60 Mpa. Xét tới các yêu cầu về .ñộ chặt, ñộ công tác và tính kinh tế, ñưa ñến hoặc

86

sử dụng một lượng xi măng lớn (lớn hơn 400 kg/m3), hoặc cần một chất kết dính

phụ, phổ biến nhất là muội silic; tuy nhiên một công trình bằng bê tông cường ñộ hơn 80 Mpa ñã ñược thực hiện gần ñây không dùng muội silic mà nhờ tro bay chất lượng cao. Trong tất cả các trường hợp, việc sử dụng phụ gia siêu dẻo là cần thiết,

với liều lượng phù hợp nếu ta muốn khống chế ñược ñộ dẻo của vật liệu (bảo dưỡng trong thời gian thông thường).

2.3.1. Trước khi ninh kết: co ngót dẻo Sau khi thi công, bê tông tươi có thể mất một phần nước do bay hơi. Khi

không có muội silic, các dịch chuyển của nước trong bê tông tươi khó hơn, và co ngót “nội tại” tăng - tương ứng với co ngót cục bộ ngoài nứt của bê tông khi cân

bằng với môi trường, sự phân bố tốt hơn của các lỗ rỗng. Khi ñó, vật liệu chịu co ngót dẻo; nứt lớn có thể hình thành sau khi ñổ, cần phòng ngừa bằng bảo dưỡng cẩn thận.

2.3.2. Trong khi ninh kết và rắn chắc: các hiện tượng nhiệt và co ngót nội tại Tổng lượng nhiệt toả ra khi ninh kết tăng theo hàm lượng xi măng. Tuy

nhiên, vì cần tương hợp với phụ gia, người ta thường lựa chọn xi măng có hàm

lượng aluminát thấp, nhìn chung toả nhiệt ít. Như vậy, bê tông cường ñộ cao không có muội silic, về phương diện toả nhiệt, thuộc loại ..trong các bê tông công trình. Trong khi ñó, muội silic ñóng vai trò thúc ñẩy sự thủy hóa xi măng. Ngược lại, sự

kết hợp của chúng với vôi trong xi măng (phản ứng puzôlan) chỉ ñi kèm với một sự toả nhiệt nhỏ, như ñối với tro bay. Còn với xỉ lò cao, sự phân bố nhiệt phụ thuộc trực tiếp vào ñộ hoạt tính của chúng, theo cách mà các hạt tốt nhất, dùng thay thế

xi măng, không làm giảm quá trình toả nhiệt tổng thể. Xét về phương diện nước, ta biết rằng tất cả các phản ứng thủy hóa của xi

măng ñều dẫn tới giảm thể tích (co Le Chatelier) dù vật liệu chuyển từ trạng thái hai pha sang trạng thái ba pha, không gian rỗng giữa các hyñrát không bão hoà. Khi ñó, ñộ co nội tai, liên quan tới quá trình tự mất nước thường lớn hơn trong

trường hợp bê tông cường ñộ cao. Kết quả là, sự thủy hóa hoàn toàn xi măng ñòi hỏi một lượng nước bằng, theo một số tác giả, 25 ñến 35% khối lượng của nó. Tỉ lệ N/X của bê tông cường ñộ cao thường nhỏ hơn 0.40, lượng nước thừa sau thủy hóa

là rất nhỏ. Với bê tông cường ñộ cao, ñộ ẩm bên trong giảm tức thời xuống dưới 100%, và phản ứng thủy hóa dừng lại hoàn toàn trước 28 ngày, trừ khi nếu nó ñược cấp thêm nước từ bên ngoài (trường hợp mẫu bảo quản trong bể nước). Với cùng

một tỉ lệ N/X, muội silic làm tăng ñộ co nội tai, bằng cách làm cấu trúc vi mô “tinh tế hơn”.

2.3.3. Ở tuổi muộn: co ngót do mất nước

87

Bắt ñầu từ ván khuôn, khi ñộ ẩm môi trường nhỏ hơn trong lỗ rỗng của bê

tông, nước di chuyển từ trong ra phía ngoài cấu kiện, dẫn ñến co ngót tổng thể, trung bình của co ngót cục bộ với các phần không nứt. Khi ño nước tiêu thụ bởi quá trình tự mất nước không bao gồm lượng nước trao ñổi với bên ngoài, co do

mất nước càng nhỏ khi co nội tai càng lớn. Khi cường ñộ bê tông tăng (trường hợp bê tông cường ñộ rất cao), ñộ biến dạng giảm (mô ñun ñàn hồi và từ biến), dẫn tới ñộ co cuối cùng nhỏ.

Trong trường hợp bê tông ñặt trong môi trường có ñộ ẩm lớn (100% HR), xảy ra hiện tượng ngược lại: nước thấm nhập vào bê tông và vật liệu bị nở (gần ñây ñã ño trên một loại bê tông cường ñộ cao).

2.3.4. Một vài ví dụ Bảng dưới ñây giới thiệu các biến dạng tự do của các bê tông cường ñộ cao

và rất cao khác nhau, ño trên mẫu trụ 160x1000 mm, chiều dài cơ sở là 500 mm.

Với mỗi loại bê tông, các mẫu có hai dạng bảo dưỡng. Bảo dưỡng bằng alumin (không trao ñổi ñộ ẩm với môi trường bên ngoài) cho phép ño ñược co nội tai từ khi tháo khuôn, xuất hiện sau 24 h, trừ các loại bê tông 2 và 8 có phụ gia ninh kết

chậm ñòi hỏi tháo khuôn muộn hơn (tương ứng là 3 và 27 ngày). Các mẫu khác ñược bảo quản ở nhiệt ñộ 20 ± 1 0C, với ñộ ẩm tương ñối 50 ± 10%.

Bê tông loại 1 là bê tông công trường với thành phần truyền thống, ñể xây

dựng một công trình ứng suất trước (thành trong của nhà máy nguyên tử). ðưa vào nhằm mục ñích cho một loại bê tông tốt ñể so sánh.

Loại bê tông số 2 là bê tông của cầu Joigny. Bê tông không muội silic, có

cường ñộ ngày 28 lớn, dù tỉ lệ N/X tương ñối cao. ðộ co nội tai của loại bê tông này lớn hơn loại so sánh – tính ñến việc tháo khuôn muộn – và ñộ co do mất nước của nó rất nhỏ. Ngược lại, nó ñặc biệt toả nhiều nhiệt, do hàm lượng xi măng lớn.

Loại bê tông 3, 4, 5 là các bê tông có hàm lượng muội silic lớn, chế tạo với cùng thành phần nhưng lượng nước khác nhau (tỉ lệ N/X tăng). Sự biến ñổi mức ñộ

co ngót ngược với sự thay ñổi của co nội tại và co do mất nước. Loại bê tông 6 là bê tông cường ñộ rất cao với thành phần tối ưu, ñặc biệt ít

nước. ðộ co nội tại lớn hơn bê tông không dùng muội silic, tuy nhiên nhỏ hơn loại

bê tông số 3, và ñộ co ngót tổng cộng thuộc loại nhỏ nhất với tất cả các thành phần, ñiều này chứng tỏ khi ñạt ñến cường ñộ này với một lượng vữa kết dính nhỏ, ñộ cứng của vật liệu hạn chế khá lớn các biến dạng tự do.

Bê tông số 7 có thành phần ñặc biệt ñể xây dựng các kết cấu khối lớn (chiều dầy lớn hơn 1 m), thường bị nứt do nhiệt. Nhờ sự toả nhiệt nhỏ và gần như không co nội tại, hiện tượng nứt bị triệt tiêu (12, 13). Ta thấy rằng ñộ co nội tại không

88

phải là một “khuyết tật buộc phải có” của bê tông cường ñộ cao dùng muội silic.

Nó chỉ lớn khi ta giảm tỉ lệ N/X. Cuối cùng, loại bê tông 8 là một “tò mò” của phòng nghiên cứu. Từ ý tưởng

“bê tông La mã” (không xi măng), nó ñược chế tạo ñể nghiên cứu các biến dạng

khác nhau do các hyñrát tạo thành duy nhất bởi phản ứng puzôlan. ðộ co nội tại âm (nghĩa là khi thay ñổi ñộ ẩm, nó nở tức thời). Từ ñó kết luận co nội tại của bê tông cường ñộ rất cao liên quan mật thiết ñến tỉ lệ N/X nhỏ, mà không liên quan tới

ñộ co thể tích nguồn gốc hoá học lớn hơn của vữa.

Bảng 5.2. Co ngót của một số loại bê tông cường ñộ cao và rất cao ño bởi LCPC

BT

1 BT

thường (12 13)

2 BT

CðC (14)

3 BT

CðRC (10)

4 BT

CðC (10)

5 BT

CðC (14)

6 BT

CðRC (16)

7 BT

CðC (12 13)

8 BT

thường

XM

CPJ

55 350

CPA

CðC 450

CPA

CðC 456

CPA

CðC 453

CPA

CðC 453

CPA

55 421

CPJ

55 266

Vôi

Ca(OH)2

81

Bụi vôi - - - - - - 66 99

Muội silic - - 36 36 36 42 40 81

Phụ gia

dẻo* - 4.5 7.0 6.6 3.6 7.9 3.6 5.8

PG rắn chậm**

- 0.9 0.5 0.5 0.5 - - -

Nước 195 168 151 175 188 112 166 181

N/X 0.56 0.37 0.33 0.39 0.42 0.27 0.62 2.23

ðộ sụt 7 cm > 20 > 18 > 18 > 18 > 20 18 6 cm

R28 40 78 94 83 74 101 67 19

Tăng

nhiệt 260C 360C 200C

Co nội tại ở 90 ngày

90 90 290 200 140 150 30 -40

Co ***

do mất nước ở 90 ngày

290 90 120 190 260 110 310 +82

89

* Hàm lượng phụ gia ở trạng thái khô ** ñộ tăng nhiệt trong calo kế *** co ngót bằng biến dạng của mẫu khi mất nước, giảm với mẫu bảo quản

bằng alumin. Như vậy, biến dạng tự do của bê tông cường ñộ rất cao ñược ghi nhận bởi

các hiện tượng “khối” (co nhiệt, co nội tại), thay ñổi nhanh, ñối với các hiện tượng

bề mặt (co do giảm ñộ ẩm). Dĩ nhiên dẫn tới hiện tượng nứt bề mặt ít hơn và do ñó bền hơn. Với bê tông cường ñộ cao, bảng ñối lập hơn: các biến dạng nhiệt ban ñầu liên quan tới sự toả nhiệt; trong khi tổng biến dạng ẩm dường như ñược kiểm soát

bởi ñộ cứng của vật liệu, phần co nội tại càng lớn khi tỉ lệ N/X càng nhỏ. Tùy theo mục ñích, người thiết kế lựa chọn một biện pháp thi công nào ñó ñể kiểm soát ñược co ngót và dẫn tới thiết kế một loại vật liệu.

3.. Từ biến của bê tông cường ñộ cao và rất cao (Tham khảo thí nghiệm của P. Acker, F. De Larrard)

3.1. Mở ñầu Phần này giới thiệu các lý thuyết, nguyên nhân, kết quả nghiên cứu về từ

biến nhận ñược trên bê tông cường ñộ cao ở Pháp: của cầu Joigny (M60 không dùng muội silic), cầu Pertuiset (M65 dùng muội), trên một loại bê tông cường ñộ

cao ñặc biệt chế tạo nhằm hạn chế các vết nứt trong một lò phản ứng hạt nhân và một loại bê tông cường ñộ rất cao (M90) ứng dụng cho một công trình xây dựng. Các kết quả ñược phân tích dựa trên những hiểu biết hiện thời về cơ chế của hiện

tượng từ biến. Các kết quả quan trọng nhất là chỉ số ñộng học và ñộ hóa già khác nhau rõ rệt giữa các loại bê tông thông thường và với bê tông cường ñộ cao dùng muội silic, không có từ biến do mất nước và do ñó không có hiệu ứng tỉ lệ.

3.2. Cơ chế của từ biến Nếu ñặt tải trọng không ñổi theo thời gian lên một mẫu bê tông thường (thí

nghiệm từ biến), thì nhận ñược biến dạng gấp ñôi sau vài tuần, gấp ba sau vài

tháng và có thể gấp năm sau vài năm trong những ñiều kiện cực ñại. Có thể nhận

thấy một hiện tượng tương tự khi ñặt tải trọng kéo, hoặc uốn. Từ biến của bê tông

90

phụ thuộc vào nhiều thông số sau: bản chất của bê tông, tuổi ñặt tải và nhất là các

ñiều kiện môi trường.

Trong trường hợp bỏ tải, ta quan sát thấy sự giảm tức thời của biến dạng (giá

trị tuyệt ñối rất gần với biến dạng dạng của một mẫu tham khảo chịu tải ở tuổi này), gọi là biến dạng phục hồi. Tuy nhiên biến dạng này nhỏ hơn nhiều từ biến tương ứng, xét về giá trị tuyệt ñối, và ổn ñịnh sau vài tuần.

3.3. Các yếu tố ảnh hưởng ñến từ biến. Tải trọng: Với các tải trọng thay ñổi, người ta có thể xét rằng từ biến tỉ lệ với

tải trọng ñặt vào, tuy nhiên từ 50% tải trọng phá hủy, nó tăng nhanh hơn ứng suất

(quan hệ phi tuyến). Bản chất bê tông: Từ biến biến ñổi giống biến dạng tức thời, trừ các loại bê

tông ñặc biệt có các ñặc trưng riêng với chỉ số ñộng học về quá trình mất nước khác biệt: ñó là trường hợp bê tông nhẹ có cốt liệu rỗng, chứa nước, từ biến nhỏ hơn bê tông thường có cùng cường ñộ;

Hình 5.1. Biến dạng ñàn hồi và từ biến của bê tông

Các ñiều kiện môi trường: khi không có sự trao ñổi nước với bên ngoài, từ

biến, khi ñó gọi là từ biến riêng, gần tỉ lệ với lượng nước có thể bay hơi, và một loại bê tông sấy khô ở 1050C thường không có hiện tượng từ biến, nhưng trên thực tế, bê tông bị mất nước ít nhiều tùy theo khí hậu và sự thay ñổi này dẫn ñến từ biến

lớn, hơn hai ñến ba lần từ biến riêng (hình 1): ta có thể giải thích hiện tượng từ

91

biến do mất nước này bằng ảnh hưởng của cấu trúc liên quan ñến co ngót do mất

nước: trong một mẫu không chịu tải, quá trình mất nước dẫn ñến các biến dạng tự do trên bề mặt nhanh hơn và lớn hơn so với ở tâm, ñiều này dẫn ñến bề mặt chịu kéo và có vết nứt; trong một mẫu chịu tải nén, ta làm giảm nứt và sự mất nước thể

hiện bởi các biến dạng lớn hơn; hiệu ứng này không hoàn toàn ñược ñịnh lượng nhưng chắc chắn giải thích một phần quan trọng hiện tượng từ biến do mất nước; ngoài ra nó cho phép giải thích rõ ràng hiệu ứng tỉ lệ vì trong các cấu kiện dầy, sự

mất nước bị giới hạn ở bề mặt và do ñó gần với từ biến riêng, chịu kéo và nứt bề mặt.

Hình 5.2: Biến dạng từ biến của bê tông thường trong các ñiều kiện ñộ ẩm

khác nhau I – mẫu mất nước tự nhiên II – mẫu có bề mặt ñược bôi một lớp nhựa cách nước ngay sau khi tháo

khuôn III – mẫu ñược sấy khô ở 400C trong 35 ngày, sau ñó bôi một lớp nhựa cách

nước.

3.4. Bản chất của từ biến

Từ biến và phục hồi từ biến là hiện tượng liên quan, nhưng bản chất của chúng thì không rõ ràng. Sự thực là từ biến chỉ phục hồi một phần do ñó phần này có thể gồm có một phần chuyển ñộng ñàn hồi-dẻo có thể phục hồi (gồm có pha

nhớt thuần tuý và pha dẻo thuần tuý) và có thể là do bién dạng dẻo không phục hồi. Biến dạng ñàn hồi thường ñược phục hồi khi dỡ tải. Biến dạng dẻo không

phục hồi ñược, có thể phụ thuộc vào thời gian, và không có tỷ lệ giữa biến dạng

dẻo và ứng suất tác dụng, hay giữa ứng suất và tốc ñộ biến dạng. Biến dạng nhớt

92

không bao giờ phục hồi khi dỡ tải , nó luôn luôn phụ thuộc vào thời gian và có tỷ

lệ giữa tốc ñộ biến dạng nhớt và ứng suất tác dụng, và do ñó giữa ứng suất và biến dạng tại một thời ñiểm cụ thể. Những loại biến dạng khác nhau này có thể ñược tổng kết như trong bảng 5.3.

Bảng 5.3. Các loại biến dạng

Loại biến dạng Tức thời Phụ thuộc vào thời gian

Có thể phục hồi

Không thể phục hồi

ðàn hồi

Dẻo

ðàn hồi-muộn

Nhớt

Một cách xử lý hợp lý phần phục hồi từ biến quan sát ñược bằng cách sử dụng

nguyên tắc tổng hợp biến dạng, ñược phát triển bởi McHenry. Những trạng thái này có biến dạng ñược tạo ra trong bê tông tại thời ñiểm t bất kỳ bởi sự tăng lên của ứng suất tại thời ñiểm bất kỳ t0 và ñộc lập với những tác ñộng của bất kỳ ứng

suất tác dụng sớm hơn hay muộn hơn t0. Sự tăng lên của ứng suất ñược hiểu là tăng lên của ứng suất nén hoặc ứng suất kéo, cũng có thể là sự giảm nhẹ của tải trọng. Sau ñó nếu ứng suất nén trên mẫu thử ñược loại bỏ tại thời ñiểm t1, sự phục hồi từ

biến sẽ giống như từ biến của mẫu thử tương tự chịu cùng tải trọng ứng suất nén tại thời ñiểm t1. Phục hồi từ biến là sự khác nhau của biến dạng thực tại thời ñiểm bất kỳ và biến dạng dự kiến nếu mẫu thử tiếp tục chịu ứng suất ban ñầu.

So sánh của biến dạng thực và biến dạng tính toán (giá trị tính toán thực tế là sự khác nhau giữa hai ñường cong thực nghiệm) ñối với “bê tông bị bịt kín”, chỉ có

từ biến gốc. Dường như, trong mọi trường hợp, biến dạng thực sau khi dỡ tải cao hơn biến dạng dư ñược dự ñoán theo nguyên tắc tổng hợp từ biến. Do ñó từ biến thực nhỏ hơn giá trị tính toán. Sai sót tương tự cũng ñược tìm thấy khi nguyên tắc

này áp dụng cho mẫu thử chịu ứng thay ñổi. Dường như nguyên tắc này không hoàn toàn thoả mãn hiện tượng từ biến và phục hồi từ biến.

Tuy nhiên nguyên tắc tổng hợp biến dạng, có vẻ thuận tiện. Nó ngụ ý rằng từ

biến là hiện tượng ñàn hồi chậm mà sự phục hồi hoàn toàn nói chung bị ngăn cản bởi quá trình hydrat hoá của xi măng. Bởi vì ñặc tính của bê tông ở tuổi muộn thay ñổi rất ít theo thời gian, từ biến của bê tông do tải trọng lâu dài tác dụng lên ở thời

ñiểm sau khoảng vài năm có thể phục hồi hoàn toàn, ñiều này vẫn chưa ñược thực nghiệm khẳng ñịnh. Cần nhớ rằng nguyên tắc tổng hợp này gây ra sai sót nhỏ có thể bỏ qua trong ñiều kiện bảo dưỡng dạng khối, nơi mà chỉ có từ biến gốc. Khi từ

biến khô xảy ra, sai sót lớn hơn và phục hồi từ biến bị ñánh giá sai ñáng kể.

93

Vấn ñề về bản chất của từ biến vẫn còn ñang ñược tranh luận và không thể

bàn thêm ở ñây. Vị trí từ biến xảy ra là vữa xi măng ñã thuỷ hoá, và từ biến gắn liền với sự dịch chuyển bên trong do dính bám hay kết tinh của nước, ví dụ quá trình thấm hay rò rỉ nước. Các thí nghiệm của Glucklich ñã chứng tỏ rằng bê tông

không có sự bay hơi của nước thì thực tế là không có từ biến. Tuy nhiên, sự thay ñổi mức ñộ từ biến tại nhiệt ñộ cho thấy trong hoàn cảnh ñó, nước ngừng ảnh hưởng và bản thân chất gel gây ra biến dạng từ biến.

Bởi vì từ biến có thể xảy ra trong khối bê tông, và sự rò rỉ nước ra bên ngoài ñóng vai trò không quan trọng ñến quá trình từ biến gốc, mặc dù những quá trình như vậy có thể cũng diễn ra trong từ biến khô. Tuy nhiên, sự rò tỉ nước bên trong

từ các lớp chứa nước sang lỗ rỗng như là lỗ rỗng mao dẫn là có thể xảy ra. Một chứng cứ gián tiếp thể hiện vai trò của lỗ rỗng như vậy là mối liên hệ giữa từ biến và cường ñộ của vữa xi măng ñã thuỷ hoá: nên có công thức liên hệ giữa từ biến và

số lượng tương ñối của lỗ rỗng tự do, và có thể thấy rằng lỗ rỗng trong cấu trúc gel có thể ảnh hưởng ñến cường ñộ và từ biến; ở tuổi muộn lỗ rỗng có thể gắn liền với hiện tượng rò rỉ nước. Thể tích của lỗ rỗng là hàm số của tỷ lệ nước/xi măng và bị

ảnh hưởng của mức ñộ thuỷ hoá. Lỗ rỗng mao quản không thể chứa ñầy nước ngay cả khi chịu áp lực thuỷ tĩnh

như trong bể nước. Do vậy, sự rò rỉ nước bên trong là có thể dưới bất kì ñiều kiện

lưu trữ nào. Hiện tượng từ biến của mẫu thử không co ngót không bị ảnh hưởng của ñộ ẩm tương ñối của môi trường cho thấy nguyên nhân cơ bản gây ra từ biến “trong không khí” và “trong nước” là giống nhau.

ðường cong từ biến theo thời gian cho thấy sự giảm từ biến là không xác ñịnh theo ñộ dốc của nó, và có một câu hỏi là liệu có hay không một sự giảm từ từ, theo cơ chế của từ biến. Có thể hiểu rằng tốc ñộ giảm với cơ chế giống nhau liên tục và rộng khắp, nhưng có lý ñể tin rằng sau nhiều năm dưới tác dụng của tải trọng, chiều dầy của lớp có thể bị thấm nước có thể giảm ñến một giá trị giới hạn và mới

chỉ có thí nghiệm ghi lại từ biến sau nhiều nhất là 30 năm. Do ñó, có thể rằng phần từ biến chậm, dài hạn là do nguyên nhân khác chứ không phải do rò rỉ nước nhưng biến dạng có thể phát triển chỉ khi có sự tồn tại của một số nước có thể bay hơi.

Nguyên nhân này có thể là chảy nhớt hay trượt giữa các phần gel . Cơ chế như vậy phù hợp với ảnh hưởng của nhiệt ñộ ñối với từ biến và cũng có thể giải thích phần từ biến lớn không thể phục hồi ở tuổi muộn.

Các quan sát về từ biến dưới tác dụng của tải trọng thay ñổi, và ñặc biệt là khi tăng nhiệt ñộ dưới ñiều kiện tải trọng như vậy, ñã dẫn ñến một giả thuyết sửa ñổi về từ biến. Như ñã ñề cập, từ biến dưới ứng suất thay ñổi lớn hơn từ biến dưới ứng

94

suất tĩnh mà có cùng giá trị so với giá trị trung bình của ứng suất thay ñổi. ứng suất

thay ñổi cũng làm tăng phần từ biến không thể phục hồi và làm tăng tốc ñộ từ biến do làm tăng sự trượt nhớt của cấu trúc gel, và làm tăng từ biến do số lượng giới hạn các vết nứt nhỏ tại tuổi sớm trong quá trình rắn chắc của bê tông. Số liệu thực

nghiệm khác về từ biến khi kéo và khi nén gợi ý rằng các biến ñổi ñược giải thích tốt nhất bởi sự tổng hợp của các lý thuyết về rò rỉ nước và chảy nhớt của bê tông.

Nói chung, vai trò của vết nứt nhỏ là thấp, không kể từ biến dưới tác dụng của

tải trọng thay ñổi là có giới hạn, từ biến do các vết nứt nhỏ hầu như có giới hạn ñối với bê tông ñược chất tải ở tuổi sớm hoặc ñược chất tải với tỷ số ứng suất/cường ñộ vượt quá 0.6.

Nói tóm lại, chúng ta phải chấp nhận rằng cơ chế thực của từ biến vẫn chưa ñược xác ñịnh.

3.5. Các ảnh hưởng của từ biến ñến kết cấu bê tông

Từ biến làm ảnh hưởng ñến biến dạng, ñộ võng và sự phân bố ứng suất, nhưng các ảnh hưởng thay ñổi tuỳ thuộc vào loại kết cấu.

Từ biến của bê tông dạng khối thực chất không ảnh hưởng ñến cường ñộ, mặc

dù dưới ứng suất rất cao từ biến ñẩy nhanh quá trình ñạt ñến biến dạng giới hạn mà tại ñó sự phá huỷ xảy ra; ñiều này xảy ra khi tải trọng dài hạn vượt quá 85 hay 95% tải trọng tĩnh giới hạn gia tải nhanh. Dưới ứng suất dài hạn nhỏ, thể tích của bê

tông giảm (như theo từ biến có hệ số Poisson nhỏ hơn 0.5) và ñiều này có thể làm tăng cường ñộ của bê tông. Tuy nhiên tác ñộng này rất nhỏ.

Từ biến có ảnh hưởng lớn ñến tính chất và cường ñộ của kết cấu bê tông cốt

thép và bê tông ứng suất trước. Từ biến gây ra hiện tượng truyền dần tải trọng từ bê tông sang cốt thép. Khi cốt thép biến dạng lớn, phần tăng lên của tải trọng lại truyền sang bê tông, do ñó cường ñộ tối ña của cả thép và bê tông tăng trước khi bị phá hoại - ñã có công thức thiết kế về vấn ñề này. Tuy nhiên, trong kết cấu cột lệch tâm, từ biến tăng tạo ra sự mất ổn ñịnh và có thể dẫn ñến oằn gẫy. Trong kết cấu

siêu tĩnh, từ biến có thể làm giảm sự tập trung ứng suất gây ra bởi co ngót, nhiệt ñộ thay ñổi, hay sự dịch chuyển gối. Trong tất cả các kết cấu bê tông, từ biến làm giảm nội ứng suất do co ngót không ñều của các bộ phận kết cấu, do ñó làm giảm

nứt. Khi tính toán ảnh hưởng của từ biến ñến kết cấu, cần nhận thấy rằng biến dạng thực theo thời gian không phải là từ biến “tự do” của bê tông và giá trị của từ biến bị ảnh hưởng bởi số lượng và vị trí các thanh thép.

Mặt khác, trong khối bê tông, từ biến, có thể là nguyên nhân gây ra nứt khi trong khối bê tông chịu sự thay ñổi theo chu kỳ của nhiệt ñộ gây ra bởi sự tăng nhiệt ñộ của phản ứng thuỷ hoá và sự giảm nhiệt từ từ. Sẽ có ứng suất nén gây ra

95

bởi sự tăng nhanh nhiệt ñộ của khối bê tông bên trong. ứng suất này thấp vì mô

ñun ñàn hồi của bê tông ở tuổi sớm thấp. Cường ñộ của bê tông ở tuổi rất sớm cũng thấp do ñó từ biến rất cao; ñiều này giảm nhẹ ứng suất nén và ứng suất nén biến mất ngay khi sự làm lạnh xảy ra. Trong quá trình làm lạnh tiếp theo, ứng suất

kéo phát triển và bởi vì tốc ñộ từ biến giảm theo thời gian, các vết nứt có thể xảy ra thậm chí trước khi nhiệt ñộ giảm xuống tới nhiệt ñộ ban ñầu (khi thi công). Vì lý do này, sự tăng lên của nhiệt ñộ bên trong của khối lớn bê tông phải ñược kiểm

soát. Từ biến có thể dẫn ñến sự mất ổn ñịnh của kết cấu và gây ra các vấn ñề khác

khi sử dụng, ñặc biệt là trong các công trình nhà cao tầng và cầu lớn.

Sự mất mát dự ứng lực do từ biến ñã ñược biết ñến rất nhiều và thực vậy, nó dùng ñể tính toán ứng suất phá hoại khi dự ứng lực.

Ảnh hưởng của từ biến có thể nguy hiểm nhưng nói chung từ biến không

giống như co ngót, từ biến có thể làm giảm tập trung ứng và nó góp phần ñáng kể vào sự thành công của bê tông với vai trò là vật liệu xây dựng kết cấu.

Các phương pháp thiết kế hợp lý ñối với bê tông có xét ñến từ biến trong các

loại kết cấu khác nhau cần ñược phát triển. Có thể ñưa ra một số kết luận sau về từ biến của bê tông: Gồm 15 yếu tố trong

ñó có 7 yếu tố về vật liệu và 8 yếu tố về môi trường và công nghệ bê tông như sau:

Các yếu tố ảnh hưởng từ biến của bê tông. A. Tác ñộng của các yếu tố thành phần vật liệu bê tông 1. Ảnh hưởng cốt liệu: 1.1. Từ biến phụ thuộc vào hệ số Póat xông của cốt liệu và của vật liệu bao quanh và mô ñun ñàn hồi của chúng.

1.2. Hàm lượng cốt liệu 60-70% theo thể tích là tốt nhất. 1.3. Kích theo số hạt cốt liệu và loại cốt liệu theo thứ tự nhiêu sau: Bazan, thạch anh, ñá cuội, ñá hoa, sa thạch.

2. Từ biến phụ thuộc vào cường ñộ bê tông Cường ñộ bê tông tăng từ biến giảm (tỷ lệ nghịch).

3. Từ biến ít phụ thuộc với tỷ lệ N/X. 4. Từ biến phụ thuộc vào tuổi của bê tông ( từ biến xuất hiện sớm và mất ñi

chậm). 5. Từ biến phụ thộc vào loại xi măng và ñộ mịn của xi măng. 6. Hàm lượng của bột mịn ít ảnh hưởng ñến từ biến gốc và giảm ñáng kể từ

biến khô (muội silich, hoặc tro nhẹ ...). 7. Ảnh hưởng của phụ gia ñến từ biến của bê tông

96

7.1. Xi măng có phụ gia thì từ biến cao hơn.

7.2. Bê tông sử dụng phụ gia cũng tăng từ biến.

B. Các tác ñộng của công nghệ ñến từ biến 8. Sự mất nước và tốc ñộ ñổ bê tông chậm làm tăng từ biến của bê tông. 9. ðộ ẩm tương ñối của không khí thấp thì từ biến cao ( sự mất mát nước

của vật liệu gây ra từ biến khô).

C. Các yếu tố khác 10. ðộ co ngót sẽ gây ra từ biến, bê tông có sự co ngót lớn sẽ có từ biến

lớn. (ðiều này không có nghĩa là hai hiện tượng từ biến và co ngót có cùng nguyên nhân)

11. Từ biến giảm khi tăng kích thước của mẫu thử (do mất mát nước

chậm). 12. Từ biến phụ thuộc vào nhiệt ñộ bê tông:

Nhiệt ñộ của bê tông tăng thì từ biến tăng. Các thí nghiệm ño từ biến ở

700C so với ở 210C chênh nhau 3,5 lần. Nguyên nhân có thể là ở nhiệt ñộ cao cường ñộ bê tông giảm dẫn ñến tăng từ biến. ở nhiệt ñộ thường thì tốc ñộ từ biến giai ñoạn ñầu lớn nhưng sau ñó sẽ giảm dần về 0.

13. Từ biến phụ thuộc vào mức ñộ ứng suất trong bê tông. 14. Từ biến phụ thuộc vào dạng lực tác dụng. Từ biến khi chịu xoắn giống

như khi chịu nén. Có thể áp dụng nguyên lý cộng tác dụng khi tính từ biến của

bê tông chịu ứng suất phức tạp (ña phương). 15. Từ biến phụ thuộc vào thời gian tác dụng của tải trọng: Có thể làm thí nghiệm nhanh 7 ngày bằng cách làm nóng mẫu thử. Từ biến

phát triển theo thời gian dài (lớn hơn 30 năm).

3.6. Các kết quả thực nghiệm tại LCPC (Pháp) Thí nghiệm ñược thực hiện trên các mẫu trụ ñường kính 160 mm và dài 1 m.

Các mặt cắt cách ñầu mút 250 mm, ñược trang bị ba thiết bị chuyên dụng (insert), cố ñịnh trước bên trong khuôn. Chúng ñược ñiều chỉnh ở 1200C trên chu vi của mặt cắt. Các phép ño sau khi tháo khuôn cũng ñược làm trên chiều dài 500 mm,

trong ñó quy tắc Navier-Bernoulli ñược áp dụng. Việc bố trí ñối xứng các insert cho phép giải phóng các hiệu ứng uốn kèm theo.

97

ðể ño biến dạng, cố ñịnh các que kim loại lên các insert và hai tấm tựa lên

các cực trên (một ứng với mặt cắt dưới và một ứng với mặt cắt trên). Với một máy ño cơ học, ta chẩn ñoán khoảng cách giữa các tấm, ñưa ra chính xác biến dạng trung bình của bê tông trên 500 mm chiều dài cơ bản.

Việc ñặt tải trọng lên bê tông ñược thực hiện bởi một kích phẳng dạng Freyssinet, trên ñó ñặt mẫu. ðầu tiên ép trong bình chứa dầu và nitơ, ñột ngột liên kết với kích qua một van “ba vòi”. Giữ tải trong vài giây, ñiều này cho phép nhận

ñược từ biến sớm của vật liệu. Hơn nữa, hệ này ñảm bảo duy trì tốt tải trọng ñặt vào, nhờ khả năng nén lớn của nitơ.

Hình 5.3. Thiết bị thí nghiệm từ biến của LCPC

Bê tông cầu Joigny Thành phần bê tông cầu Joigny như sau:

Bảng 5.4. Thành phần bê tông cầu Joigny

Cốt liệu 5/20

Cát vùng Yonne 0/4 Cát mịn 0/1 Xi măng CPA CðC Corneilles

Nước Phụ gia siêu dẻo “Melment” (40% khốilượng khô)

1027 kg/m3

648 105 150

158 11.25

98

Phụ gia rắn chậm “Melretard” 4.5

ðộ sụt 230 mm

Các kết quả từ biến (khấu trừ co ngót) có thể lấy gần ñúng theo quy luật:

0

0

0

00

)(

)(.).(

ttB

ttttf

ttfE

tK tbv

−+

−=−

−=σ

ε

Các giá trị của Ktb, hệ số từ biến và B (thông số ñộng của hiện tượng) ñược cho

trong bảng sau:

Bảng 5.5. Các kết quả của thí nghiệm cơ học và từ biến bê tông cầu Joigny

Số, ký hiệu

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

M trộn* B.dạng**

Rn(MPa)

to (ng.)

σ (Mpa)

εe.106

εv .106

Ktb

B (d1/2)

S

P

78

28 ?

140

446 ?

4

L2

P

40

3 14.5

260

390 1.58

1.7

L2

P

40

3 8.0

150

240 1.67

1.7

L1

P

?

5 8.0

115

182 1.26

5

L1

P

58

7 14.0

220

314 1.37

4.5

L1

P

70

28 22.6

270

490 1.05

3.7

S

S

78

28 21.0

560

490 2.34

11

L2

S

40

3 14.0

470

350 2.96

4

L2

S

40

3 9.0

240

240 2.38

5

L1

S

70

28 23.0

620

544 2.33

9

* S bê tông ñổ tại công trường, L1 và L2 là bê tông tại phòng thí nghiệm ** P mẫu bảo quản khỏi mất nước, S mẫu không bảo quản ðể so sánh, ta ñưa các giá trị tương ứng trong phụ lục 2 (“Biến dạng của bê tông”)

của BPEL: Bảng 5.6. Từ biến của bê tông thường theo tiêu chuẩn BPEL 83

Loại P P P P S S S S

to (ngày)

Ktb B (d1/2)

3

1.04 10

5

1.03 10

7

1.02 10

28

0.92 10

3

4.01 10

5

3.03 10

7

3.86 10

28

3.30 10

99

Ta nhận thấy rằng từ biến riêng hơi lớn hơn so với bê tông thường, ñặc biệt

ở tuổi sớm. Trong khi từ biến do mất nước giảm rõ rệt (tối thiểu 50%) và dường như phụ thuộc vào tuổi của tải trọng (ñiều này ñương nhiên xảy ra khi tính ñến tính chất chậm của hiện tượng mất nước), ngược lại những gì mô tả trong BPEL.

Bê tông cầu Pertuiset Với việc xây dựng cầu Pertuiset (bê tông G1), nhiều thành phần bê tông ñã

ñược thử nghiệm, ñể ñánh giá ảnh hưởng của các thông số thành phần khác nhau:

Bảng 5.7. Các thành phần bê tông thử nghiệm khi xây dựng cầu Pertuiset

Loại G0 G1 G2 H1 H2

Cốt liệu lớn sông Seine 5/20

0/5 Cát mịn Fontainebleau 0/1 Xi măng CPA CðC Corneilles

Muội silic Phụ gia siêu dẻo* Phụ gia rắn chậm**

Nước Cường ñộ nén Rn 1 (28 giờ)

Rn 1 4 (fc 14) Rn 2 8 (fc 28) Cường ñộ kéo

Rk 1 4 (ft 14)

Rk 2 8 (ft 28)

1020

657 41

456

36 35

2.27

121 -

88.5 94.5

- 5.8

1015

651 42 453

36 33

2.27

147 -

77.0 83.3

5.1 5.9

1015

650 43

453

36 18

2.27

172

27.6

67.7 73.8

4.7 4.9

1018

647 43 453

- 20

2.27

156

26.3

63.3 72.5

4.5 5.0

1022

650 43

453

- 12

2.27

175 -

59.3 64.0

4.0 4.2

Cỏc kết quả chớnh của từ biến ñược biểu diễn trờn hỡnh 5.4. và 5.5. ðể

phõn tớch sõu hơn, chỳng ta sẽ liờn hệ với Michel Auperin và Franỗois de Larrard

trong Tổng kết năm của ITBTB (số 474, trang 49-75, thỏng 5 năm 1989).

100

Hình 5.4. Biến dạng (biến dạng tổng cộng, khấu trừ co ngót, chia cho biến

dạng tức thời ngày 28) ño trên bê tông G1, không sấy, với các tuổi chịu tải khác nhau

Kiểm tra các kết quả này chứng tỏ răng, với mỗi loại bê tông chứa muội silic

cho thấy các quan hệ sau: - Từ biến tỉ lệ với ứng suất ñặt vào, với tải trọng ở cùng tuổi - Hệ số từ biến, Ktb thay ñổi nhanh với tuổi bê tông ñặt tải, nhanh hơn nhiều

với dự kiến trong tiêu chuẩn (BPEL, phụ lục 2);

Hình 5.5. Hệ số từ biến (biến dạng từ biến chia cho biến dạng tức thời ngày 28)

của bê tông G1, theo tuổi ñặt tải và so sánh với các giá trị dự báo trong BPEL, có hoặc không sấy khô. Từ biến do mất nước gần như không tồn tại, do ñó không còn

101

hiệu ứng tỉ lệ ñối với từ biến. Các biến dạng này thay ñổi với một chỉ số ñộng

nhanh hơn bê tông thường (29% trong 24h!).

Bê tông lò phản ứng nhà máy Civaux Trong khuôn khổ xây dựng nhà máy hạt nhân Civaux, một nghiên cứu thành

phần bê tông cường ñộ cao ñã ñược thực hiện bởi LCPC với EDF (Công ty ñiện lực Pháp) và xí nghiệp Fourgerolle. Mục ñích là cải thiện ñộ kín khí của lò, mà vẫn ñảm bảo thi công trong những ñiều kiện thông thường của công trường.

Tính ñến ñộ nứt lớn do nhiệt khi xây dựng loại kết cấu này, bê tông cường ñộ cao truyền thống, dù ñộ ñặc cao, vẫn có nhược ñiểm về toả nhiệt khi thủy hóa và co ngót nội tại. Ngược lại, khi thêm vào xi măng các chất ñộn khoáng toả nhiệt

ít (bụi vôi hay muội silic), có thể nhận ñược một loại bê tông cường ñộ cao (70 MPa ở 28 ngày), chặt và ít bị nứt.

Thành phần bê tông cường ñộ cao ñề xuất dùng cho lò phản ứng Civaux như

sau: Bảng 5.8. Thành phần BTCðC toả ít nhiệt ñề xuất ñể xây dựng lò phản ứng (sau này một nghiên cứu phụ dẫn tới ñiều chỉnh nhỏ) và các ñặc trưng cơ học của nó

Cốt liệu Arlaut 12.5/25 4/12.5

0/5 Xi măng CPJ 55 Airvault Bụi vôi

Muội silic Nước Rhéobuild 1000

791 kg/m3 309

786 266 87

40.3 161 90.8

Cường ñộ nén Rn ngày 28

Cường ñộ kéo Mô ñun Cường ñộ uốn sau 1 ngày

Biến dạng lớn nhất sau 1 ngày Cường ñộ uốn ngày 28 Biến dạng lớn nhất ngày 28

67 MPa

4.1 MPa 36 000 MPa

2.3 MPa

120 x 10-6 5.5 MPa

160 x 10-6

Biến dạng từ biến khi có hoặc không sấy khô, ñược biểu diễn trên hình 5.6.

ñược so sánh với loại bê tông tham khảo (M40). Các mẫu từ biến ñược chất tải ở

102

ngày 28, với giá trị khoảng 30% tải trọng phá hoại tức thời. Các mẫu sấy ñược bắt

ñầu ngày sau khi bỏ khuôn (24h), cùng thời ñiểm các mẫu co ngót tương ứng.

Hình 5.6. Biến dạng khác nhau (từ biến + co ngót) của bê tông cường ñộ cao Civaux và bê tông tham khảo, có hoặc không sấy khô Các giá trị ở ngày 90 ñược giới thiệu trong bảng 5.9.

Trong phép ño mà bán kính trung bình các mẫu thử nhỏ và các ñiều kiện mất nước (200C, 50% HR) cực lớn, ta có thể nói rằng hai giá trị của hệ số từ biến Kfl

trong bảng trên là các giới hạn của hệ số này với mỗi loại bê tông. Từ các kết quả ñó, có thể ñưa ra các nhận xét sau:

Bê tông cường ñộ cao có từ biến do mất nước không thể bỏ qua; xét ảnh

hưởng trực tiếp, không có hiệu ứng tỉ lệ về từ biến và từ biến riêng ño ñược ñại diện khá chính xác ứng xử của vật liệu trong cấu kiện; ñộ giảm từ biến do thay thế bê tông thường bằng bê tông cường ñộ cao nằm trong khoảng từ 30 ñến 70%, tùy

theo mức ñộ ảnh hưởng của việc sấy khô, với lò phản ứng, khi sấy khô không quá 1/3 mặt cắt, ñộ giảm là 30 ñến 40%.

Bảng 5.9. Giá trị co ngót và từ biến (tính bằng mm/m) với bê tông cường ñộ cao Civaux và loại tham khảo (mẫu chất tải ngày 28, giá trị ở 90 ngày tuổi)

103

Tham khảo BTCðC

Các chỉ tiêu Ứng suất ñặt vào

Mẫu ñược bảo vệ Co ngót giữa 28 và 90 ngày Co ngót + Từ biến

Từ biến riêng Từ biến riêng với 1 MPa Ktb khi không sấy khô

Mẫu sấy khô Co ngót giữa 28 và 90 ngày Co ngót + Từ biến

Từ biến do mất nước Từ biến do mất nước với 1 Mpa Ktb khi sấy khô tối ña

12 MPa

20

250

230 19.2 0.65

150 700 320

26.5 1.56

20 MPa

10 280 270

13.5 0.49

80 360 10

0.5 0.50

Bê tông cường ñộ rất cao Trong luận án tiến sĩ của mình, De Larrard ñã nghiên cứu từ biến của bê

tông cường ñộ rất cao có thành phần (xem bảng 5.10.) thoả mãn các ñòi hỏi công nghiệp xây dựng hiện ñại, ñặc biệt là thi công trong các ñiều kiện công trường.

Bảng 5.10. Thành phần BTCðRC và các ñặc trưng cơ học chủ yếu

ðá vôi Boulonnais 5/20 0/5

Cát sông Seine Xi măng CPA 55 HTS Muội silic

Phụ gia dẻo Nước

1265 kg/m3 326

786 421 42.1

7.59 112

ðộ sụt côn Abrams

Cường ñộ nén Rn ngày 28 Mô ñun tức thời

20 cm

101 MPa 53400 MPa

104

Biến dạng từ biến nhận ñược, khi có hoặc không sấy khô, trong cùng ñiều

kiện với loại trước. So với bê tông tham khảo cùng thành phần nhưng không có chất ñộn, từ biến

ñược chia thành hai loại (với ứng suất ñơn vị 1 MPa, nó dao ñộng từ 23.3 – 10.5 x

10-6). De Larrard giải thích sự giảm này, hết sức ñơn giản là do giảm thể tích các hyñrát tạo thành trong vữa bê tông cường ñộ rất cao, cũng như do giảm ñộ ẩm nội tại.

Từ biến do mất nước bị triệt tiêu trong khi co ngót do mất nước chỉ .giảm một nửa. Sự biến mất này do ñó ñồng thời gây ra giảm cường ñộ mất nước (vì có ít nước bay hơi hơn nhiều) và tăng cường ñộ chịu kéo của bê tông cường ñộ rất cao.

Hình 5.7. Biến dạng khác nhau của BTCðRC và loại bê tông tham khảo, có hoặc không sấy khô

Tổ hợp các kết quả nhận ñược trên bê tông cường ñộ cao và rất cao thành phần tương ñối khác biệt cho phép lập một bảng khá hoàn chỉnh các xu hướng ña

dạng về ứng xử của loại vật liệu này, bảng này gắn với thực trạng hiểu biết hiện nay về cơ chế lý hóa của từ biến: Từ biến do mất nước giảm mạnh, khi bỏ qua trường hợp dùng muội silic, ñiều này là rất quan trọng với người thiết kế, không có

hiệu ứng tỉ lệ từ ñó phát sinh; thay ñổi chỉ số ñộng của từ biến riêng, ổn ñịnh nhanh hơn bê tông thường; tuy nhiên cần chú ý hiệu ứng hóa già rất lớn xảy ra, ngay ở tuổi sớm (1-3 ngày) khi chất tải, qua các biến dạng tổng cộng cùng một cách như

bê tông thường trong cùng ñiều kiện sấy khô cực ñại.

105

CÂU HỎI ÔN TẬP 1. Co ngót của bê tông cường ñộ cao? 2. Từ biến của bê tông cường ñộ cao? 3. Lưu ý khi thi công ñể chống co ngót 4. Lợi thế của co ngót thấp trong thiết kế kết cấu?

Chương 6 NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG

BÊ TÔNG CƯỜNG ðỘ CAO

1.1. Một số ñặc tính ñược cải tiến của bê tông cường ñộ cao:

Bê tông cường ñộ cao có cường ñộ chịu nén và nhiều tính chất khác ñược cải

106

thiện như: mô ñun ñàn hồi cao hơn, cường ñộ chịu kéo cao, từ biến thấp hơn bê

tông thường. Cường ñộ chịu nén của bê tông là một trong những tính chất quan trọng nhất

của bê tông. Cường ñộ chịu nén tuổi 28 ngày ñược dùng là chỉ tiêu ñể ñánh giá

chất lượng của bê tông. Cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao hiện nay ñã sử dụng từ 42MPa (6000 psi) ñến 138 MPa (20'000 psi) và thường dùng bê tông có cường ñộ khoảng 84 MPa. Theo tiêu chuẩn Mỹ và Anh, cường ñộ chịu nén ñược

xác ñịnh bằng mẫu tiêu chuẩn hình trụ tròn 150x300mm (6x12 inh-sơ). Theo tiêu chuẩn Việt Nam, cường ñộ chịu nén ñược xác ñịnh trên mẫu hình hộp lập phương 150x150x150mm.

Cường ñộ chịu kéo khống chế vết nứt của bê tông, ñồng thời còn ảnh hưởng ñến một số tính chất khác như: ñộ cứng, ñộ bền của bê tông, khả năng dính bám với cốt thép... Bê tông có cường ñộ cao thì cường ñộ chịu kéo cũng cao hơn từ 30

÷ 60% tuỳ theo thành phần của bê tông cường ñộ cao, nhưng tốc ñộ tăng cường ñộ

chịu kéo chậm hơn cường ñộ chịu nén. Thông thường cường ñộ chịu kéo của bê

tông cường ñộ cao bằng khoảng 10%. Cường ñộ chịu kéo có thể ñược xác ñịnh trực tiếp hoặc gián tiếp (thông qua cường ñộ chịu kéo bửa (ASTM C496) hoặc kéo

uốn (ASTM C78). Các nghiên cứu cũng cho thấy cường ñộ bê tông tăng thì mô ñun ñàn hồi tăng

ñáng kể từ 20 ÷ 40% tuỳ theo thành phần của nó và bản chất của loại cốt liệu. Biến

dạng dài hạn cuối cùng giảm ñáng kể (ε t) chỉ còn khoảng 0,4 - 0,5 biến dạng theo thời gian của bê tông thường. Tuy nhiên môñun chống cắt Gc tăng không nhiều

(xem hình 6.1.). Tốc ñộ phát triển cường ñộ của bê tông cường ñộ cao nhanh hơn bê tông

thường. Các loại bê tông truyền thống thường 7 ngày ñạt 50% cường ñộ (tuổi 28

ngày), 14 ngày ñạt 70-80% cường ñộ. Nhưng ñối với bê tông cường ñộ cao thì 7 ngày ñã ñạt 70-80% cường ñộ, 14 ngày ñạt > 90% cường ñộ tuổi 28 ngày.

Các tính chất cơ học ñược cải tiến như vậy dẫn ñến khả năng ứng dụng bê tông

cường ñộ cao (hình 6.1; bảng 6.1.a.). Những ứng dụng chính là các công trình lớn ñòi hỏi cường ñộ nén cao và các kết cấu bê tông DƯL (cầu, hầm, nhà, cảng lớn). tû lÖ

107

Rn Rk

E Gc εt (ChØ tiªu)

Bê tông thường

Bê tông cường ñộ cao

Hình 6.1- Các ñặc tính cơ học của bê tông cường ñộ cao so với bê tông thường

Bảng 6.1.a. các ñặc tính cơ học của bê tông cường ñộ cao

Loại bê tông

CEB C30 C40 C50 C60 C80

EC2 C30/37 C40/55 C50/60 C60/70 C80/90

TCVN M30 M40 M50 M60 M80

Rb, MPa 30 40 50 60 80

Rk, MPa 2,8 3,2 3,6 4,0 4,7

Eb, KN/mm2 33 35 37 39 42

Ứng dụng bê tông cường ñộ cao.

Hiện nay bê tông cường ñộ cao ñược ứng dụng trong các lĩnh vực sau: - Cột của các toà nhà cao tầng: việc sử dụng cột bê tông cường ñộ cao sẽ chịu

ñược tải trọng lớn hơn, cho phép giảm kích thước mặt cắt cột, yêu cầu lượng cốt

thép và ván khuôn sử dụng ít hơn.

108

- Trong xây dựng cầu: bê tông cường ñộ cao thường ñược sử dụng cho các

dầm cầu bê tông dự ứng lực với mục ñích giảm tải trọng bản thân dầm và tăng

chiều dài kết cấu nhịp. Cường ñộ bê tông ñã ñược sử dụng trong khoảng 41 ÷ 83

MPa (8000 ÷ 12000 psi), thường dùng bê tông có cường ñộ 55 ÷ 70 MPa. Bảng

6.1. giới thiệu một số cầu trên thế giới sử dụng bê tông cường ñộ cao.

Các nghiên cứu về bê tông cường ñộ cao trong các dầm cầu bê tông dự ứng lực cho thấy nếu cùng một kích thước dầm, khi sử dụng bê tông cường ñộ cao có thể tăng ñược chiều dài nhịp, nếu cùng bề rộng cầu và chiều dài nhịp thì có thể giảm

số lượng dầm. Kết quả là giảm giá thành trên một ñơn vị chiều dài kết cấu. ðối với cầu nhiều nhịp thì việc tăng ñược chiều dài kết cấu nhịp sẽ làm giảm số lượng trụ và móng trụ. Do ñó giảm ñược giá thành kết cấu phần dưới, và giá thành toàn bộ

công trình cũng giảm. Cường ñộ chịu kéo của bê tông cường ñộ cao cũng tăng cùng với cường ñộ chịu nén, ñiều này rất có giá trị trong việc thiết kế các cấu kiệu bê tông dự ứng lực. Từ biến của bê tông cường ñộ cao giảm làm hạn chế các mất

mát ứng suất trong dầm dự ứng lực (hình 6.2.; 6.3.; 6.4.).

Bảng 6.1. Một số cầu sử dụng bê tông cờng ñộ cao.

Tên cầu ðịa ñiểm Năm XD

Lmax (m)

Rb max (MPa)

Willows Bridge Toronto 1967 48 41

House Ship Canal Texas 1981 229 41

Linn Cove Viaduct North Carolina 1979 55 41

Annacis Bridge British Columbia 1986 465 55

Nitta Highway Bridge Japan 1968 30 55

Akkagawa Railway Bridge Japan 1976 46 79

Joigny Frence 1970 150 60

Cầu Kiền Việt Nam 218 45

Cầu Thanh Trì Việt Nam 2002 130 42

109

Hình 6.2. Cầu qua sông Rê (Pháp)

Bê tông cường ñộ cao còn ñược sử dụng cho các mố, trụ cầu. Các nghiên cứu cho thấy việc tăng cường ñộ thiết kế từ 30 MPa lên 60 MPa cho phép giảm

kích thước mặt cắt ngang trụ ñường sắt 36%. Các nghiên cứu cũng cho thấy với việc tăng cường ñộ thiết kế từ 30 MPa lên 40 và 80 MPa thì mặt cắt ngang của từng trụ cầu ñường bộ có thể giảm ñi 13% và 56%. ðối với trụ cầu treo, bê tông

cường ñộ cao ñược sử dụng ñể có kết cấu thanh mảnh, giảm tải trọng bản thân và có hình thức hợp thẩm mỹ. - Trong các công trình ngoài khơi: dùng bê tông cường ñộ cao giảm ñược

trọng lượng bản thân, tăng ñộ bền cho kết cấu.

1.2. Nghiên cứu ứng dụng bê tông cường ñộ cao cầu Joigny – Pháp

3.1. Hoàn cảnh thử nghiệm công trình Joigny

Các kết quả của các chương trình khoa học và nghiên cứu lý thuyết dẫn dắt bởi nhiều cộng tác viên trong Dự án cấp nhà nước “Các con ñường phát triển mới

của vật liệu bê tông” tạo ra, theo ý kiến của mọi người và từ sau năm 1987, các ñiều kiện cần thiết thích hợp với tiêu chuẩn Pháp về thiết kế và tính toán các công trình bê tông cốt thép và bê tông dự ứng lực (BAEL và BPEL).

110

Hình 6.3 Nhà La De’fense (Paris)

Hình 6.4. NovaScotia, Toronto (Canada)

111

ðể tính ñến các ñiều kiện cần thoả mãn này, việc thực hiện một công trình thử

nghiệm là hết sức cần thiết. Công trình thực nghiệm này cần khai thác lợi ích của bê tông cường ñộ cao (BTCðC): - Khả năng chế tạo ñược BTCðC tại các công trường truyền thống, với cốt liệu

và trạm trộn bê tông ứng suất trước ñịa phương.

- Tính kinh tế của một thiết kế “cường ñộ cao”

- Sự thích ứng của việc thi công loại vật liệu này với tính lưu biến khác biệt so

với bê tông truyền thống

- Khả năng thay thế trong tương lai toàn bộ vật liệu ứng suất trước, khi sửa ñổi ñộ bền của cáp theo ñộ bền lớn của các loại bê tông này.

Vì lý do ñó mà Sở nghiên cứu công nghệ ñường và ñường ô tô - SETRA và CETE Lyon ñề xuất sử dụng phần còn trống, vượt qua sông Yonne trên hướng ñi của quốc lộ 6 ở Joigny, ñể thực hiện công trình thử nghiệm bằng BT CðC.

ðây là lần ñầu tiên xây dựng một cây cầu ñược thiết kế trên cơ sở bê tông có cường ñộ chịu nén ở tuổi 28 ngày là 60 MPa và chưa từng sử dụng loại bê tông này trong kết cấu truyền thống như ñã làm ở ñây.

Loại bê tông này cần ñược thực hiện từ những vật liệu truyền thống không thêm muội silic và cung cấp bởi một hoặc nhiều các nhà máy bê tông chế tạo sẵn thông thường, có trong khu vực. Việc ñổ bản một lần, với các lý do kinh nghiệm như ta

sẽ xét sau này, cho phép chế tạo gần như “công nghiệp” khoảng 1000 m3 BT CðC liên tục.

Tóm lại, thực nghiệm chủ yếu ñã chứng tỏ khả năng chế tạo một công trình bình

thường bằng bê tông mác 60, từ các “công cụ” truyền thống của sản xuất, không cần các phương tiện xây dựng ñặc biệt và do ñó chứng tỏ tính khả thi của công tác này.

3.2. Thiết kế kết cấu: 3 nhịp, 2 sườn, 1 dự ứng lực ngoài

Công trường ñược chọn tương ñối tốt ñối với việc xây dựng một công trình thử

nghiệm, một phần nhờ sự ñơn giản của tuyến (cầu thẳng) và phần khác nhờ ứng suất ñặt vào nhỏ (vượt khẩu ñộ 39,00 m

Việc xét ñến tính kinh tế và mỹ thuật nhanh chóng ñưa ñến thiết kế một công

trình 3 nhịp, ñối xứng cơ học với các khẩu ñộ: 34,00 m - 46,00 m - 34,00 m. Ứng suất ñặt vào do sử dụng BT CðC và do ñặc trưng thực nghiệm của công

trình có thể ñược tóm tắt như sau:

- Nhận ñược ứng suất nén cao trong bê tông

112

- Có thể tiến hành các phép ño thực nghiệm với ñộ tin cậy lớn nhất

Cuối cùng, lựa chọn hai sườn cao 2,20 m với dự ứng lực dọc ngoài trên toàn bộ bê tông. Vấn ñề lo ngại là di chuyển trong các ñiều kiện thực nghiệm ñơn giản, ngoài ra dẫn tới thi công công trình ở vòm chính bằng cách ñổ bê tông một lần

(không ...) Bản mặt cầu gồm 3 làn xe 3,50 m và hai ñường cứu hộ 2,25 m hay 15 m giữa

các lan can bảo vệ, khoảng cách giữa các sườn là 8 m.

Dự ứng lực ngoài ñược ñảm bảo bởi 13 cáp 27T15 siêu xoắn, cho tổng cộng ứng suất trước khoảng 58 MN khi khai thác. Các cáp này ñược neo trong một khối ứng suất trước nằm ngang ñặt ở mỗi ñầu nhịp, ñảm bảo sự phân bố dự ứng lực

trong bản mặt cầu. Chúng ñược ñặt lệch trên hai trụ trung gian, ở giữa nhịp giữa và nhạy cảm ở giữa mỗi nhịp biên (hình 6.5.).

Việc lựa chọn một dự ứng lực ngoài toàn bộ cho thấy nhiều ưu ñiểm:

- Làm giảm nhẹ ñáng kể kết cấu so với công trình dự ứng lực trong, cho phép giảm thể tích sườn;

- Có thể thay thế toàn bộ dự ứng lực, ñặc biệt quan tâm trong trường hợp công

trình BT CðC, ñược xem là bền hơn bê tông thường;

- Trên quan ñiểm thực nghiệm, có thể biết ứng suất kéo trong cáp với ñộ chính xác cao.

Bảng 6.2: So sánh các thiết kế M60/M35

Các chỉ tiêu Giải pháp M60 Giải pháp M35

ðộ mảnh

Chiều rộng sườn

Thể tích bê tông

Dự ứng lực ngoài

Thay thế cáp

Cốt thép bị ñộng

Giá bê tông

Giá 1m2 bản

Khối lượng bản

1/20,9

990 m3

47 t

có

160 t

930 F/m3

3850 F/m3

3200 t

1/18,4

1400 m3

52 t

không

157 t

760 F/m3

4000 F/m3

4300 t

Ngoài ra, việc lựa chọn cầu có sườn cho phép nhận ñược ứng suất nén lớn, khi

tính ñến ñộ mảnh của công trình và chiều rộng sườn.

113

ðộ mảnh lớn ñược chấp nhận (2,20/46,00, hay 1/21) và chiều rộng của bản

(0,50 m), cũng dẫn ñến ứng suất khoảng 30 MPa ở giữa nhịp trung gian khi thi công kéo các cáp cuối cùng.

Dự án dự báo việc áp dụng mở rộng các tiêu chuẩn BAEL và BPEL với một vài

chú ý nhỏ (Kfl = 1,5; Eij = 43 000 MPa).

Chú ý rằng chiều cao bản nhỏ cho phép ñặt trắc dọc thấp nhất, dẫn ñến lợi ích kinh tế ñối với ñất ñắp trên ñường dẫn.

3.3. Tiến hành tại công trường

3.3.1 Kết cấu phần dưới

Các trụ ñược xây dựng theo 6 giai ñoạn chính:

- Thực hiện việc kè bằng cách ñóng cọc ván bắt ñầu từ 2 kè có các gối hình ống, ñược nâng lên, ñể phục vụ cho các gối tạo vòm.

- ðổ ñất các kè

- Thi công bê tông bịt ñáy, ñể lại 6 vị trí chờ (thợ lặn ñặt khung kim loại ñáy hố và lấp ñầy cát); ñể thi công cọc

- Thi công 6 cọc f 1300 nhờ gối từ kè trước khi tạo sàn ván ghép kim loại. Các

cọc này có chiều dài trung bình 8 m ñược chôn vào ñá phấn chặt.

- ðổ bê tông bệ móng;

- Dựng ván khuôn và ñổ bê tông thân trụ

Việc xây dựng các mố gồm 3 giai ñoạn:

- Thi công hai tường chắn 2,70 x 0,60 – chiều dài 16 m;

- ðổ bê tông tường ñỉnh

- Thi công tường cánh bằng bê tông trắng trong ñất và gắn với tường ñỉnh

114

Hình 6.5. Bố trí cốt thép DƯL của công trình 3.3.2 Vòm và ván khuôn

Dầm cầu ñược xây dựng trên một vòm chính (hai nhịp thông thuyền rộng 20m),

tạo thành từ thép hình HEB 1 000 (nhịp chính) và HEB 500 (nhịp biên) ñặt trên các xà mũ HEB 600 dài 18 m. Các gối của xà mũ gồm 3 hàng cọc:

- 4 ống f 660 m (dầy 9 mm) với nhịp biên;

- 8 ống f 760 m (dầy 8 mm) với gối trung gian của vòm giữa.

Các cọc bên phải trụ và trên bờ là cột Lambert SL 40 và thép hình HEB 360 dọc.

Trên cột này ñặt một sàn ván ghép chính tạo thành từ các sườn kim loại, phục vụ ñồng thời làm nền ñường công vụ, làm ñáy khuôn dành cho sườn và làm bản ñỡ cho cột chống của ván khuôn giữa và phần hẫng.

ðối với ván khuôn, quá trình thi công sườn và tất cả các tấm xiên ñược thực hiện trong nhà máy. Việc lắp ráp thép hình, ñặt sàn ván ghép và lắp ván khuôn ñược thực hiện trong 5 tuần.

115

Lưới thép ñặt vào, sau khi tiến hành các bước trên, trong 6 tuần.

3.3.3 Dự ứng lực

Dự ứng lực ñược thực hiện bởi công ty VSL.

Công trình ñược tạo ứng suất trước ngang dọc theo các khối (bloc) ñầu dầm.

Với mỗi ñầu, bó cáp bao gồm 8 cáp 19 T 15 S theo chiều dầy của khối và 11 cáp 4 T 15 S theo chiều dầy bản mặt cầu.

Dự ứng lực dọc tạo bởi 13 cáp 27 T 15 S, loại 1770 TBR, ñặt ngoài bê tông.

Dầm ngang bằng bê tông cốt thép dầy 1 m. Các hình xuyến chứa cáp ñược ñặt trong vỏ bằng polyêtylen trong mờ, nối với nhau bằng các mối nối hàn nhiệt. Việc ñi qua các dầm ngang và khối ñầu dầm ñược ñảm bảo bởi các ống kim loại mạ

kẽm (dầy 4,5 mm) làm ñệm dẫn. Các neo dạng Ed 6.31 cho phép tháo rời. Hai vị trí chờ ñược ñể lại ñể thêm dự ứng lực nếu cần.

Các mố ñược thiết kế với một buồng ñể kéo cho phép can thiệp bên trong nếu

cần.

Giai ñoạn kéo tiến hành như sau:

• Giai ñoạn 1 (khoảng 7 ngày): Fnj = 40 MPa

- Kéo cáp ngang:

+ 4 cáp 19 T 15 S ở ñầu;

+ 6 cáp 4 T 15 S ở ñầu;

- Kéo chênh lệch cáp ngang;

- Sau khi bỏ ván khuôn (làm sạch hộp cát) kéo hai cáp 27 T 15 S. Sau khi dỡ ván khuôn trong, liên kết và kéo hai cáp mới.

• Giai ñoạn 2: Fnj = 60 MPa

- Sau khi thi công kết cấu thượng tầng nhịp biên, kéo 4 cáp cuối cùng. Chính

trong giai ñoạn này, ứng suất nén lớn nhất ñạt ñược trong BT CðC.

- Việc bơm vữa các cáp dọc ñược thực hiện bằng vữa xi măng CPA 55 FC.

3.4. Bê tông cường ñộ cao và việc thi công bê tông

1.2.1. Nghiên cứu thành phần

116

Các nghiên cứu ñầu tiên về khả năng thực hiện ñược tiến hành một mặt ở Phòng

nghiên cứu Cầu ðường Autun trước khi ñưa vào ñấu thầu và mặt khác tại Bê tông Công trường Bourgogne (BCB).

Tiền nghiên cứu này ñã ñưa BCB tới 3 thành phần cơ bản sử dụng:

- Cùng một loại xi măng

- Các cốt liệu tương tự

- Phụ gia dẻo và rắn chậm khác nhau.

Một nghiên cứu chuyên sâu ñã ñược thực hiện, gồm các ñặc trưng sau:

- Thành phần: khung cốt liệu, tỉ lệ N/X, thời gian nhào trộn;

- Vận chuyển;

- Phương pháp cho thêm phụ gia;

- Cường ñộ.

Nghiên cứu này ñược tiến hành trực tiếp trong các ñiều kiện công trường của

trạm Passy. Trên thực tế, chất lượng công việc chỉ có thể nhận ñược nếu khái niệm về bê tông ñược ñịnh ra trên cơ sở kỹ thuật chế tạo, vận chuyển và thi công.

ðặc biệt, chế tạo BT CðC ñòi hỏi sử dụng phụ gia dẻo với hàm lượng lớn ñể

giảm lượng nước nhào trộn khi vẫn bảo ñảm ñộ lưu ñộng tốt. Một sai sót trong việc lựa chọn “vật liệu thành phần – chế tạo – vận chuyển” sẽ dẫn ñến các thay ñổi lớn

về ñộ dẻo của bê tông nhận ñược ở công trường.

Các vấn ñề trên ñây dẫn ñến một công thức thành phần vào tháng 9 năm 1988 bao gồm:

- Cát sông 0/4

- Cát ñiều chỉnh 80/135

- ðá 6/20

Vật liệu ñịa phương Yonne,

Cung cấp bởi Công ty khai thác cát Seine,

- 450 kg xi măng CPA CðC Cormeilles (Lafarge)

- Phụ gia dẻo

- Phụ gia rắn chậm

- 161 l nước tổng cộng

117

Phụ gia dẻo ñược ñưa vào một phần trong nước nhào trộn và phần còn lại sau khi bắt ñầu trộn và tối thiểu 60 s trước khi kết kết thúc trộn.

Công thức này ñược kiểm tra vào tháng 10 năm 1988 bằng thí nghiệm tương hợp tại công trường, gồm ñổ một cấu kiện ñại diện 9 m3 (mảnh sườn của công trình). Bê tông ñược bơm vào trên 120 m và vận chuyển bằng con quay. Cường ñộ

nhận ñược tương ứng là 90 MPa ở 28 ngày với xi măng cường ñộ cao 64,2 MPa ở 28 ngày.

Phần cuối cùng của phương pháp bao gồm:

- Hoàn thiện quá trình thi công ñể tối ưu hóa sản xuất tại trạm trộn (Passy)

- ðặt trạm trộn Gurgy, trạm trộn dự trữ ở công trường.

3.4.2. Thành phần cơ bản ñể thi công bê tông

Tham khảo Kế hoạch ñảm bảo chất lượng chung, công ty và nhà cung cấp bê tông ñã thiết lập một Kế hoạch ñảm bảo chất lượng khi ñổ liên tục 1000 m3 BT CðC. Trong ñó, ñịnh rõ việc tổ chức chung phù hợp và vai trò của chúng, việc kiểm tra ñược thực hiện trước, trong và sau khi thực hiện, và phác thảo trong trường hợp xảy ra sự cố.

ðối với vật liệu, tất cả các chỉ dẫn ñược nêu rõ và trong tất cả các trường hợp xét ñến ñể tiến hành tốt công tác thi công.

a, Vật liệu

Hai khả năng ñể ñổ bê tông:

- 2 trạm trộn bê tông

- 3 bơm bê tông:

118

Trạm trộn Passy (4 km) Trạm trộn Gurgy (22 km)

- Trạm trộn BPE BETP 1980 trong hệ thống EDF

- Máy nhào Femat 60 - 1,2 m3

- Dự trữ xi măng – 2 xilô 50t

- Dự trữ cốt liệu phễu 4 x 25 t

- Hệ thống tự ñộng BETP loại 1980

- Dự trữ phụ gia 1 thùng 3000 l, 2 thùng 1500 l.

- Trạm trộn BPE GB loại 1975 trong hệ thống EDF

- Máy nhào Femat 100E - 2 m3

- Dự trữ xi măng – 2 xilô 50t

- Dự trữ cốt liệu phễu 4 xilô 50 t

- Betomatic III của Ersem (1988)

- Dự trữ phụ gia 1 thùng 2000 l, 2 thùng 3000 l.

• Một Putzmeister 2111 công suất 100 m3/h

• Một Wibau K120 công suất 120 m2/h

• Dự trữ một Schwing BPL 900 công suất 90 m3/h

- 14 con quay.

Tất cả các kiểm tra (tình trạng máy, chuẩn bị, kho dự trữ chất ñốt,…) cần ñược xác nhận ñể chuẩn bị.

Việc cung cấp xi măng, cốt liệu và phụ gia ñược nghiên cứu tỉ mỉ.

b, ðổ bê tông

Việc ñổ bê tông tiến hành suốt 24h theo một qui trình ñặc biệt liên hệ với thiết

kế. Khi ñổ bê tông, công việc ñiều chỉnh ñược tiến hành ñể thích ứng với các ñiều

kiện mới. Công việc này ñặc biệt liên quan ñến:

- Sự thích ứng của các nhóm, theo ñặc thù của phần việc hợp tác (cần ñặc biệt lưu ý hướng cốt thép khi rung ñộng bê tông)

- Kiểm tra các ñiểm nhạy cảm (ñộ sạch ở ñáy khuôn, giữa cốt thép, ñộ mảnh của

ván khuôn), hơn nữa mỗi thành viên cần có trách nhiệm với phần việc của mình.

Bảng kiểm tra ñộ võng và ñộ lún gối ñã cho phép khẳng ñịnh rằng sai số tính toán ñều ñược ñảm bảo.

c, Nhận xét

119

Một cách tổng quát, bê tông chế tạo tại 2 trung tâm này không giống bê tông

thường thi công tại công trường. Trạng thái bê tông ra khỏi trạm trộn phù hợp với sự mất nước bề mặt nhưng tại

công trường bê tông có vẻ “béo”, ñồng nhất và không mất nước. ðộ công tác khá

chảy; bê tông giữ ñược ñộ dẻo này trong vòng hơn 2h (ñộ dẻo ñòi hỏi có ñộ sụt là hơn 20 cm).

Việc chế tạo bê tông M60 ñòi hỏi một hiểu biết sâu sắc về tự ñộng hóa ñể tăng

ñến tối ña lưu lượng theo giờ. Một khó khăn là với 1m3 bê tông cần số lượng rất lớn phụ gia và phải ñưa vào thành hai giai ñoạn.

3.5. Thực nghiệm

3.5.1. Mục ñích của việc thí nghiệm

Ba mục tiêu chính ñược xem xét trong quá trình thí nghiệm là:

- Nghiờn cứu cỏc hiệu ứng nhiệt trong bờ tụng khi ninh kết, ñặc biệt là trong kết

cấu khối lớn;

- Kiểm tra ứng xử của công trình, ở tuổi sớm và trung bình, so với các dự báo tính toán;

- Nghiên cứu các hiệu ứng từ biến trong kết cấu BT CðC.

3.5.2. Kế hoạch thực nghiệm

Một mặt cắt dầm, gần giữa công trình ñược gắn 21 thiết bị âm thanh (témoin sonore) ñể theo dõi biến dạng theo thời gian và 30 máy dò (sonde) nhiệt ñộ ñể xử lý nhiệt biến dạng và theo dõi quá trình tăng nhiệt ñộ khi ninh kết bê tông.

Ba máy dò nhiệt ñộ khác ñược ñặt trong khối ñầu dầm biên bên phải, kết cấu

khối cực lớn, ñể ño nhiệt ñộ trong quá trình ñông cứng.

Hai nghiêng kế (clinomètre) silic, gắn dưới dầm trong nhịp trung tâm, tương ứng tại 5 và 7 m của trụ cạnh biên phải, cho phép theo dõi sự biến ñổi góc quay của dầm.

Tần số của tất cả các phép ño này có thể thay ñổi theo yêu cầu, nhờ một trung

tâm máy tính ñiều khiển từ xa.

Ngoài ra, nội lực ứng suất trước dọc ñược ño ñịnh kì nhờ phương pháp dao ñộng cốt thép ứng suất trước.

Song song với các phép ño trên công trình, mười thí nghiệm từ biến khi sấy khô hoặc không, với tải trọng ở các tuổi khác nhau, ñược thực hiện ỏ LCPC, trong ñó

120

hai thí nghiệm dùng bê tông ở công trường và tám thí nghiệm với bê tông chế tạo

trong phòng thí nghiệm với cùng loại vật liệu.

Cuối cùng, các tính toán hiệu ứng nhiệt công trình bằng phần tử hữu hạn khi bê tông ñông cứng cần ñược thực hiện trong tháng tiếp theo sau khi hoàn thành của

công trình. Một thí nghiệm gần như ñoạn nhiệt thực hiện với bê tông công trường cần cho phép xác ñịnh các ñặc trưng tính toán.

3.6. Các kết quả ñầu tiên.

Không ñợi kết thúc thực nghiệm và hoàn thành các phép ño, ta ñã có thể kết luận theo các kết quả ñầu tiên sau.

3.6.1. Các phép ño trên bê tông tươi

ðộ sụt ở côn Abram ño ở công trường lớn hơn 20 cm. Giá trị này ñược bảo toàn trong vòng hơn 2h. Hàm lượng khí cuốn vào ño khi không rung ñộng nằm trong khoảng từ 0,5 ñến 1%.

Việc xem xét ban ñầu các số liệu ở hai trạm trộn chứng tỏ tỉ lệ N/X, với mỗi mẻ trộn, vào khoảng từ 0,362 ñến 0,377.

3.6.2. Cường ñộ cơ học

Các mẫu thí nghiệm ñược chế tạo chủ yếu bằng khuôn kim loại. Chúng ñược tháo khuôn sau 72h. Với các thí nghiệm nén ở 28 ngày, bề mặt ñược san phẳng bằng cưa.

• Cường ñộ chịu nén ở ngày 3: R3 = 26,1 MPa

• Cường ñộ chịu nén ở ngày 7: R7 = 53,6 MPa

• Cường ñộ chịu nén ở ngày 28: R28 = 78 MPa

- Chênh lệch : 6,75 MPa ; hệ số dao ñộng: 8,7%

- Rmin = 65,5 MPa ; Rmax = 91,7 MPa

- Cường ñộ kéo chẻ ngày 28: R = 5,07 MPa

Các chỉ dẫn: cường ñộ ñặc trưng ngày 28 là 60 MPa và cường ñộ chịu kéo ngày 28 là 4,2 MPa ñược ñảm bảo.

Theo trường hợp 2 của tập 65, ta có:

R = 78 > Rn (=60) + 3 S (=6,75) = 68,8 MPa

Rmin = 65,5 > Rn (=60) - 3 S (=6,75) = 57 MPa

121

Rt = 5,07 > 4,2 MPa

Chú ý rằng xi măng sử dụng ñể ñổ dầm có cường ñộ ngày 28 là 62,8 MPa và lượng nước hơi tăng lên.

Cường ñộ ñạt ñược theo mẫu khoan lấy ở ngày 28 trên cùng một khối lớn hơn

10 MPa hay 12%. Rõ ràng là trên công trường các vấn ñề phương pháp kiểm tra BT CðC cần ñược giải quyết.

Chắc chắn rằng bê tông thi công dầm của cầu Joigny vượt qua rất nhiều các ñặc

trưng yêu cầu, do nó gần như ñạt ñược một mác 70.

3.6.3. Sự thay ñổi nhiệt ñộ khi ninh kết

Ta có thể chú thích rằng sự tăng nhiệt ñộ khi ninh kết bê tông là muộn dù rất

lớn, so với dự báo (nghĩa là một bê tông ninh kết rất chậm. Nhiệt ñộ lớn nhất quan sát ñược là 570C ở trong dầm và 730C ở giữa khối ñầu dầm.

3.6.4. Dự ứng lực

Ban ñầu các phép ño này còn rất gần ñể có thể ñề xuất một phân tích thực tế. Tuy nhiên ta có thể nói rằng các phép ño ñược thực hiện trên cáp dự ứng lực

cho các giá trị khá ñồng ñều từ cáp này ñến cáp khác ứng với lực (5200 kN ở nhịp

giữa).

Cũng có thể kiểm tra phương pháp rung ñộng sử dụng trên các cáp không bơm vữa, ñiều này cho phép ño trên các cáp sau cùng, ngay sau khi kéo ñể ñánh giá tốt

hơn sự chùng ứng suất của chúng.

3.7. Kết luận

Việc xây dựng cầu Joigny bằng BT CðC, thực hiện với tinh thần trách nhiệm

cao của nhóm và một sự tương hỗ hoàn toàn giữa tất cả các thành viên của dự án quốc gia “Con ñường mới của vật liệu bê tông” – là một thành công lớn.

ðiều này chứng tỏ rằng có thể thực hiện các công trình với bê tông mác 60 (thậm chí lớn hơn), gần như khắp nước Pháp, từ hệ thống BPE trong các ñiều kiện kinh tế tốt.

Các hiểu biết lý thuyết, thực nghiệm và thực tế của chúng ta trong lĩnh vực BT CðC sẽ ñược làm giàu ñáng kể bằng việc phân tích chi tiết tập hợp các phép ño ñã làm hoặc còn ñang làm tại công trường này.

Trong khi người Mĩ phát triển ñặc biệt việc sử dụng BT CðC trong nhà có chiều cao lớn và người Na uy trong kết cấu thăm dò khai thác dầu khí lớn, nước

122

Pháp với “cầu Joigny” mở ra một lĩnh vực ứng dụng mới, trên các công trình

truyền thống. Tiến bộ ñòi hỏi trong sử dụng vật liệu mới như BT CðC ñược xem xét. Do ñó ñiều quan trọng là phần lớn các nhà thầu, theo mẫu của DDE vùng Yonne, ñưa các công trình lợi dụng ñộ bền và cường ñộ của loại bê tông này. ðó là

một trong các ñiều kiện cho phép BT CðC của Pháp khẳng ñịnh ñược vị trí của nó trên thế giới.

Ứng dụng bờ tụng cường ñộ cao tại Mỹ, Nhật Bản và chõu Âu.

Bờ tụng cường ñộ cao ñựơc dựng chủ yếu ở Mỹ cho cỏc nhà cao tầng bắt ñầu từ

năm 1975 ñến nay. Cỏc ngụi nhà từ 43- 76 tầng vào năm 1975- 1976 ñều dựng bờ tụng 62MPa. Cỏc ngụi nhà ở Chicago 1976 - 1990, số tầng 50 - 70 cường ñộ bê tông ñến 80 MPa. Các ngôi nhà ở Tôkiô, Cleveland vào năm 88 - 90 - 95 cường ñộ

bê tông ñến 97 MPa. Sự phân phối cường ñộ bê tông theo tầng như sau: Tầng 0

ñến tÇng 25 bê tông 75 - 90 MPa, kích thước cột 48 x 48 in, 18 x 54 in. Tầng 25 - 40 bê tông 60MPa. Tầng 60 - 75 bê tông 40, kích thước cột 18 x 24in. Các ngôi

nhà ở Pháp, ðức khoảng 40 tầng ñều dùng bê tông M70 - M90 ở những tầng từ 0 ñến 20. Trong xây dựng cầu từ năm 1970 - nay ñã áp dụng bê tông cường ñộ cao:

Năm 1970 ở Nhật, mác bê tông phổ biến là 60 MPa. Ở Pháp năm 1989 mác bê tông là 60 MPa. Các ñường cao tốc ñến Akkăgawa, Octanabe ở Nhật Bản dùng bê tông 70MPa. Các cầu của ðức , Hà Lan vào năm 1992 - 1995 ñã dùng bê tông 60 -

80MPa. Về mặt khả năng chịu lực và ứng dụng bê tông cường ñộ cao cần tránh khuynh hướng dùng bê tông cường ñộ cao cho các dạng kết cấu cũ. Việc ñó không

mang lại hiệu quả rõ ràng do mô hình làm việc của kết cấu không thoả ñáng. Xu thế sử dụng bê tông cường ñộ cao trong cầu là sử dụng các kết cấu dạng hộp mỏng kết cấu dàn bê tông cốt thép dự ứng lực , dạng dầm chữ T có khẩu ñộ lớn hơn.

Theo kết quả nghiên cứu cho thấy có thể tiết kiệm ñược 30% khối lượng bê tông, giảm 30% trong lượng kết cấu, giảm 10 - 15% tổng giá trị công trình. Các kết cấu bản BTCT dự ứng lực có thể giảm 30% chiều cao, có thể giảm khối lượng xây lắp ñến 40 % ( Thụy Sỹ, Bỉ, ðức ...). Cầu bản với cường ñộ bê tông 35 MPa, h= 0,5. Khi Rb = 50MPa, H = 0,34m, như vậy có thể giảm chiều cao kết cấu ñến 30%. Các dạng kết cấu hầm có thể xem ở hình sau.

123

Hỡnh 6.6. Hầm qua eo biển Măng-sơ

1.3. Công thức thành phần bê tông cường ñộ cao

Do các phương pháp thiết kế khác nhau và sử dụng các phụ gia hoá học khác

nhau nên thành phần bê tông cường ñộ cao ñã ñược sử dụng rất ña dạng.

5.1. Công thức bê tông cường ñộ cao trước năm 2000. ðiển hình cho loại bê tông cường ñộ cao trước năm 2000 là các công trình ở

Pháp, Mỹ, Canaña có thể tham khảo ở bảng sau:

Bảng 6.3. Công thức bê tông cường ñộ cao ở Pháp

STT ChØ tiªu No1 No2

1 N−íc kg/m3 165 122 2 Xi m¨ng lo¹i I (kg /m3) 451 421 3 Tro bay lo¹i C (kg/ m3) 0 4 Silika fume kg/ m3 42,1 5 Cèt liÖu lín kg / m3 1030 1265 6 Cèt liÖu nhá kg/ m3 745 652 7 ChÊt lµm chËm 4.5 0 8 Phô gia siªu dÎo L/ m3 11.25 4,21 9 TØ lÖ N/X 0.37 0,26 10 R28 ngµy – MPa 80 70 11 R56 ngµy – MPa 85 91.5

124

i. B¶ng 6.4. C«ng thøc bª t«ng c−êng ®é cao ë Mü

TT ChØ tiªu No1

70 MPa

No2

110MPa

N03

80MPa

No4

1 N−íc kg/m3 166 144 148 130 2 Xi m¨ng lo¹i I (kg /m3) 360 564 357 513 3 Tro bay lo¹i C (kg/ m3) 150 0 149 4 Silika fume kg/ m3 0 89 0 43 5 Cèt liÖu lín kg / m3 1052 1068 1183 1080 6 Cèt liÖu nhá kg/ m3 683 593 604 685 7 ChÊt lµm chËm 1,01 1.47 1,01 8 Phô gia siªu dÎo L/ m3 2.54 20.12 2.55 15.7 9 TØ lÖ N/X 0.33 0.22 0.29 0.25

10 R28 ngµy – MPa 79.5 118 85.8 119 11 R56 ngµy – MPa 89.0 121 92.4 125

5.2. Công thức bê tông cường ñộ cao chế tạo tại Việt Nam

Bảng 6.5 – Công thức bê tông cường ñộ cao tại Việt Nam

TT Chỉ tiêu 70MPa 80MPa

1 Nước kg/ m3 147 163

2 Xi măng loại I (kg/ m3) PC 50 MPa 525 575

3 Tro bay loại C (kg/ m3 ) 0 0

4 Silika fume kg/ m3 42,0 57,5

5 Cốt liệu lớn kg/ m3 1180 1160

6 Cốt liệu nhỏ kg/ m3 630 640

7 Lượng nước ñiều chỉnh 0 0

8 Phụ gia siêu dẻo L/ m3 6,50 6,65

9 Tỉ lệ N/X 0,28 0.26

10 R 28ngày – MPa 78,0 86

11 R56 ngày – MPa 90,0 93,0

125

Nghiên cứu thực nghiệm xác ñịnh hàm cường ñộ của bê tông cường ñộ cao tại trường ñại học Giao thông Vận tải.

6.1. Mục ñích nghiên cứu

Các nghiên cứu lý thuyết về bê tông cường ñộ cao cho thấy có nhiều công thức

biểu diễn ảnh hưởng của tỷ lệ nước/xi măng, ảnh hưởng của ñộ rỗng ñến cường ñộ chịu nén của bê tông nhưng chưa có công thức nào xét ñến ảnh hưởng hàm lượng muội. Các quan hệ giữa cường ñộ chịu kéo uốn và mô ñun ñàn hồi với cường ñộ

chịu nén của bê tông theo kiến nghị của ACI và của nhiều tác giả khác ñều xác ñịnh theo mẫu hình trụ 6x12in (~150x300mm) trong khi ở Việt Nam thường sử dụng mẫu hình lập phương 150x150x150mm.

Do ñó cần tiến hành xác ñịnh các thông số thực nghiệm của bê tông cường ñộ cao sử dụng muội si líc về: ảnh hưởng của tỷ lệ nước/chất kết dính và tỷ lệ muội silíc/chất kết dính ñến cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao, quan hệ giữa

cường ñộ chịu kéo của bê tông với cường ñộ chịu nén của bê tông cường ñộ cao trong các ñiều kiện ở Việt Nam.

6.2. Phương pháp nghiên cứu.

Phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với thực nghiệm. Trên cơ sở lý

thuyết về bê tông, bê tông chất lượng cao sử dụng muội silíc tiến hành chế tạo các mẫu thử và xác ñịnh cường ñộ chịu nén, cường ñộ chịu kéo của bê tông cường ñộ cao.

ðể giảm bớt số lượng thí nghiệm, việc tiến hành thực nghiệm ñược kế hoạch hoá theo lý thuyết Quy hoạch thực nghiệm.

* Cơ sở lý thuyết Quy hoạch thực nghiệm:

Việc nghiêm cứu thực nghiệm mức ñộ ảnh hưởng của các yếu tố như: tỷ lệ nước/xi măng, hàm lượng muội silíc… ñến các tính chất cơ học của bê tông nếu tiến hành thí nghiệm theo những phương pháp bị ñộng thì số lượng thí nghiệm rất

lớn : N = pk (trong ñó p là mức thí nghiệm, k là số yếu tố ảnh hưởng) và số lượng thí nghiệm sẽ tăng nhanh nếu số yếu tố ảnh hưởng tăng.

Theo lý thuyết quy hoạch thực nghiệm, các thí nghiệm ñược mã hoá ở các mức

trên, mức dưới và mức cơ bản. Sau khi có bảng ma trận kế hoạch hoá thực nghiệm tiến hành các thí nghiệm tương ứng. Từ kết quả thu ñược xây dựng mô hình toán học biểu thị quan hệ giữa ñối tượng nghiêm cứu và các yếu tố ảnh hưởng.

Mô hình có dạng: Y = Y(X1, X2, X3,…., Xk) Trong ñó: Y là hàm mô tả hệ (hàm mục tiêu) X1, X2, X3,…., Xk là các biến số (yếu tố ảnh hưởng)

126

Hàm mô tả hệ là hàm nhiều biến có thể phân tích thành dãy Taylo, tức là hàm

mục tiêu lý thuyết:

∑ ∑∑< ==

+β+β+β+β=k

ju

k

1j

2jjjujju

k

1jjj0 ...X.X.X.X.Y (6-1)

Muốn xác ñịnh các hệ số hồi quy lý thuyết β cần phải có vô số thực nghiệm.

Nhưng trong thực tế chỉ có số liệu nhất ñịnh của các giá trị X1, X2, X3,…., Xk và

qua ñó xác ñịnh ñược giá trị b1, b2, b3,…, bn của các hệ số hồi quy βo, β1, β2,…, βn.

Vì vậy bề mặt tương ứng của khoảng lân cận ñiểm M sẽ không biểu diễn theo ña

thức lý thuyết mà bằng giá trị phương trình thống kê:

∑ ∑∑< ==

++++=k

ju

k

1j

2jjjujju

k

1jjj0 ...X.bX.X.bX.bbY (6-2)

ðây là dạng tổng quát của mô hình thống kê mô tả ñối tượng nghiên cứu

(phương trình 6-2). Sau khi ñã chọn ñược mô hình tiến hành xác ñịnh các thông số của mô hình

thống kê:

k0j;x

X.Xb

k

1i

2ji

k

1iiii

j ÷=∀=

∑

∑

=

=

uj,k0u,j;x

Y.X.Xb

n

1i

2jui

k

1iiuiji

ju ≠÷=∀=

∑

∑

=

=

ðể ñơn giản, hàm phụ thuộc có thể viết dưới dạng thay thế:

Y = bo + ∑=

n

1jk21jj )X,...,X,X(f.b

Khi ñó các hệ số của hàm thay thế ñược xác ñịnh dưới dạng ma trận: [bj] = (FT.F)-1.FT.[Y] Trong ñó:

[bj] - là ma trận các hệ số của hàm thay thế. F - là ma trận thay thế.

=

)X(f.)X(f1

....

)X(f.)X(f1

)X(f.)X(f1

F

knkn

2k22

1k11

127

[Y] – là ma trận kết quả thực nghiệm. * ðánh giá kết quả nhận ñược bằng phương pháp bình phương nhỏ nhất:

− Kiểm tra sự bằng nhau của phương sai:

∑=

=n

1i

2i

2i

t

S

SmaxC < C(r-1,n,1-α)

Trong ñó: Si2 – phương sai của r lần lặp lại thực nghiệm i.

( )1r

YY

S

r

1j

2iij

2i −

−=∑=

Yij = giá trị thực nghiệm của hàm mục tiêu tại thực nghiệm i, lần lặp j.

iY - giá trị trung bình thực nghiệm của hàm mục tiêu tại thực nghiệm i.

r – số lần lặp lại thực nghiệm.

C(r-1,n,1-α) – là phân vị Cochran với bậc tự do f1 = r – 1, f2 = n và ñộ tin

cậy 1 - α ( hay có mức ý nghĩa α)

− Kiểm tra tính tương thích của mô hình theo tiêu chuẩn Fisher:

Ft ≤ F(f1,f2,1-α)

trong ñó:

F(f1,f2,1-α) – các giá trị của chuẩn số Fisher ở mức có nghĩa α và bậc tự do

lặp f2=n.(r-1), bậc tự do dư: f1 = n – m - 1 Ft – chuẩn số Fisher ñược xác ñịnh theo công thức:

2

s.t

2−d

t S

SF =

S2dư – phương sai dư, ñược tính theo công thức:

( )

mn

YYS

n

1i

ii2

−d −

−=∑=

S2t.s – phương sai tái sinh của hàm mục tiêu với số lần lặp lại là r :

( )∑∑∑= ==

−−

==n

1i

r

1j

iij

n

1i

2i

2s.t YY

)1r(n

1S

n

1S

m – số hệ số cần xác ñịnh trong phương trình hồi quy. Yi – giá trị tính toán của hàm mục tiêu.

− Kiểm tra tính tương thích của các hệ số hồi quy theo tiêu chuẩn Student:

tbj < t(f2,1- α/2)

trong ñó:

128

tbj – chuẩn số Student của hệ số bj ñược xác ñịnh theo công thức:

s.t

j

bj S

bt =

t(f2,1- α/2) – là phân vị của phân bố Student ở mức có nghĩa α và bậc tự do

f2 = n – m.

6.3. Vật liệu thí nghiệm:

Nghiên cứu thực nghiệm về bê tông cường ñộ cao xây dựng Cầu ñược tiến hành tại phòng thí nghiệm Vật liệu Xây dựng – Khoa Công trình - Trường ñại học Giao thông Vận tải với các vật liệu thí nghiệm hiện có ở Việt Nam:

6.3.1. Xi măng: Xi măng sử dụng loại xi măng Poóc-lăng PC40 do nhà máy xi măng Nghi Sơn

sản xuất.

6.3.2. Cốt liệu nhỏ - Cát: Cát vàng lấy từ Sông Lô, có các chỉ tiêu kỹ thuật như sau:

− Khối lượng riêng: ρ = 2.602 (g/cm3)

− Khối lượng thể tích: γ = 1.58 (g/cm3)

− ðộ ẩm: W = 5.48 %.

− Mô ñun ñộ lớn: MK = 2.65 Cát có cấp phối hạt phù hợp với yêu cầu kỹ thuật ñối với cát ñể chế tạo bê tông

theo TCVN 177-86. 6.3.3. Cốt liệu lớn - ðá dăm:

ðá dăm sử dụng ñá Kiện Khê, Phủ Lý, ñược rửa sạch. Các chỉ tiêu kỹ thuật

của ñá dăm như sau:

− Khối lượng riêng: ρñ = 2.77 (g/cm3)

− Khối lượng thể tích: γñ = 1.74 (g/cm3)

− ðộ ẩm: W = 0.5 %.

− Dmax = 12.5mm.

− Thành phần hạt: ðá dăm thí nghiệm có thành phần hạt phù hợp với yêu cầu kỹ thuật ñối với ñá dăm ñể chế tạo bê tông xi măng.

6.3.4. Phụ gia siêu dẻo: Phụ gia siêu dẻo Sikament R4 của hãng Sika sản xuất.

− Gốc Linosulfonatte, phù hợp với tiêu chuẩn ASTM C494 loại D và G. 6.3.5. Muội silíc:

129

Muội silíc loại ñậm ñặc PP1 của hãng Sika sản xuất.

− Khối lượng riêng: ρ = 2.2 (g/cm3)

− Hàm lượng SiO2 tối thiểu là 85%

6.4. Kế hoạch thực nghiệm và lựa chọn thành phần bê tông thực nghiệm theo kế hoạch.

Nghiên cứu thực nghiệm xác ñịnh hàm cường ñộ chịu nén của bê tông ñược quy hoạch theo phương pháp kế hoạch hoá thực nghiệm tâm trực giao với hai yếu tố

ảnh hưởng X1 và X2, trong ñó: Hàm mục tiêu là cường ñộ chịu nén bê tông tuổi 3 ngày, 7 ngày và 28 ngày. Các yếu tố ảnh hưởng:

X1 – là tỷ lệ nước/chất kết dính (CKD/N) X2 – là tỷ lệ muội silíc/chất kết dính (MS/CKD).

ðối với bê tông cường ñộ cao thì tỷ lệ N/CKD ñược khống chế ≤ 0.35. Theo kết

quả nghiên cứu của nước ngoài thì tỷ lệ MS/CKD cho bê tông cường ñộ cao nhất

trong kho¶ng 8 ÷ 10%. Kế hoạch thực nghiệm ñược lấy theo kế hoạch thực nghiệm

tâm trực giao 2 yếu tố

Căn cứ vào tỷ lệ CKD/N và MS/CKD ñược chọn theo kế hoạch, thành phần bê

tông ñược tính toán theo 22TCN GTVT và ACI 363-R:

Kết quả thành phần bê tông theo cho trong bảng sau: Bảng 6.6. Ma trận thành phần bê tông thực nghiệm

Số TN CKD/N MS/CKD ð

(kg)

N

(lít)

X

(kg)

MS

(kg)

R4

(lít)

C

(kg)

1 4.00 0.06 1050 164 619 37.14 9.84 569

2 2.86 0.06 1050 164 443 26.58 5.63 738

3 4.00 0.10 1050 164 597 59.70 13.13 552

4 2.86 0.10 1050 164 426 42.60 6.56 731

5 4.00 0.08 1050 164 608 48.64 11.82 559

6 2.86 0.08 1050 164 434 34.72 6.09 734

7 3.33 0.10 1050 164 497 49.70 8.75 658

8 3.33 0.06 1050 164 516 30.96 6.56 670

9 3.33 0.08 1050 164 507 40.56 7.67 663

10 2.86 0.00 1050 164 469 0.00 3.75 753

11 3.33 0.00 1050 164 547 0.00 4.92 686

130

12 4.00 0.00 1050 164 656 0.00 6.56 591

6.5. Kết quả thực nghiệm theo quy hoạch.

6.5.1. Ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và MS/CKD ñến cường ñộ chịu nén tuổi 3 ngày:

Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và MS/CKD ñược thực hiện theo quy hoạch trên mẫu thử hình hộp lập phương kích thước 150x150x150mm, bảo dưỡng ẩm 3 ngày và nén trên máy nén tự ñộng ELE

AutoTest 3000, với tốc ñộ tăng tải: 9 kN/s. Kết quả thí nghiệm cường ñộ nén tuổi 3 ngày cho trong bảng 6.7.

* Kiểm tra sự ñồng nhất của phương sai các giá trị thí nghiệm theo tiêu chuẩn

Kochren:

==

∑=

9

1i

2i

2i

t

S

SmaxC 0.257

Tra bảng phân vị Kochren với bậc tự do: r–1 =3-1 = 2, n–1 = 9–1 =

8

với mức ý nghĩa α = 0.05 => C(2,8,0.95) = 0.48 > Ct = 0.289

Vậy các thí nghiệm có cùng phương sai hay kết quả thí nghiệm là ñáng tin cậy.

131

Bảng 6.7. Kết quả thí nghiệm cường ñộ nén tuổi 3 ngày

Lực nén (kN) Ứng suất max (MPa) Số

TN CKD/N MS/CKD

P1 P2 P3 Y1 Y2 Y3 Ytb

Phương

sai Si2

1 2.86 0.06 870 870 860 38.67 38.67 38.22 38.52 0.07

2 4.00 0.06 1210 1195 1200 53.78 53.11 53.33 53.41 0.12

3 2.86 0.10 850 900 960 37.78 40.00 42.67 40.15 5.99

4 4.00 0.10 1170 1250 1230 52.00 55.56 54.67 54.07 3.42

5 2.86 0.08 860 880 920 38.22 39.11 40.89 39.41 1.84

6 4.00 0.08 1120 1200 1180 49.78 53.33 52.44 51.85 3.42

7 3.33 0.10 1170 1200 1130 52.00 53.33 50.22 51.85 2.44

8 3.33 0.06 1070 1000 975 47.56 44.44 43.33 45.11 4.79

9 3.33 0.08 1060 1080 1110 47.11 48.00 49.33 48.15 1.25

10 2.86 0 975 960 950 43.33 42.67 42.22 42.74 0.31

11 3.33 0 1100 1020 1050 48.89 45.33 46.67 46.96 3.23

12 4.00 0 1210 1190 1220 53.78 52.89 54.22 53.63 0.46

Hình 6.7 – Thí nghiệm xác ñịnh cường ñộ chịu nén

* Xác ñịnh các hệ số của hàm mục tiêu: Chọn phương trình cơ bản của hàm mục tiêu dạng ña thức:

2

2212

2

1121o)3(

CKD

MS.b

CKD

MS.

N

CKD.b

N

CKDb

CKD

MSb

N

CKD.bbR

++

+++= h

ay: 22222112

2

1112211o)3( X.bX.X.bX.bX.bX.bbY +++++=

Ma trận hệ số của ña thức: [bi] = (FT.F)-1.FT.Y

132

Ma trận thay thế F và ma trận kết quả thực nghiệm Y: 1 2.86 0.06 8.16 0.171 0.0036 38.52 1 4.00 0.06 16.00 0.240 0.0036 53.41 1 2.86 0.10 8.16 0.286 0.01 40.15 1 4.00 0.10 16.00 0.400 0.01 54.07 F = 1 2.86 0.08 8.16 0.229 0.0064 ; Y = 39.41 1 4.00 0.08 16.00 0.320 0.0064 51.85 1 3.33 0.10 11.11 0.333 0.01 51.85 1 3.33 0.06 11.11 0.200 0.0036 45.11 1 3.33 0.08 11.11 0.267 0.0064 48.15

Kết quả tính ma trận hệ số của ña thức bậc 2:

-117.5 85.67 [bi] = -94.46 -10.34 -34.34 1790.1

* Kiểm tra tính tương thích của các hệ số hàm hồi quy theo tiêu chuẩn Student:

Tra bảng phân vị chuẩn số Student với bậc tự do: f2 = 9 – 6 = 3; và mức có nghĩa α

= 0.05 (ñộ tin cậy: 1 - α = 0.95), ta ñược: t(3,0.95) = 2.353

=> St.s×t(3,0.95) = 5935.2 ×2.353 = 5.56

Các hệ số của hàm hồi quy ñều lớn hơn 5.56, như vậy các hệ số ñều thực sự tồn tại. Vậy hàm hồi quy có dạng:

Y(3) = -117.5 + 85.67 X1 - 94.46 X2 - 10.34X12 - 34.34X1.X2 + 1790.1 X2

2

Thay số vào phương trình:

Số TN Xo X1 X2 X1.X2 X12 X2

2 CKD/N MS/X YTN YTT (YTN-

YTT)2

1 +1 +1 -1 -1 +1 +1 2.86 0.06 38.52 37.72 0.64

2 +1 -1 -1 +1 +1 +1 4.00 0.06 53.41 52.26 1.32

3 +1 +1 +1 +1 +1 +1 2.86 0.10 40.15 41.47 1.76

4 +1 -1 +1 -1 +1 +1 4.00 0.10 54.07 54.44 0.14

5 +1 +1 0 0 +1 0 2.86 0.08 39.41 38.88 0.28

6 +1 -1 0 0 +1 0 4.00 0.08 51.85 52.63 0.61

133

3

3.25

3.5

3.75

40.06

0.07

0.08

0.09

0.1

40

45

50

3

3.25

3.5

3.75

4

7 +1 0 +1 0 0 +1 3.33 0.10 51.85 50.16 2.87

8 +1 0 -1 0 0 +1 3.33 0.06 45.11 47.06 3.80

9 +1 0 0 0 0 0 3.33 0.08 48.15 47.89 0.07

S2dư = 3.82

* Kiểm nghiệm mô hình toán theo tiêu chuẩn Fisher:

2s.t

2−d

t S

SF = = 1.4738

Tra bảng chuẩn số Fisher với bậc tự do: f1 = 9 – 6 = 7; f2 = 9*(3 – 1) =

18,

với mức ý nghĩa α = 0.05 => F(3, 18, 0.95) = 3.2

=> Ft = 1.47 < F(7,2,0.95) = 3.2 Vậy hàm hồi quy phù hợp với thực tế.

Hình 6.8 – Biểu ñồ quan hệ giữa cường ñộ nén 3 ngày với tỷ lệ CKD/N và tỷ lệ MS/CKD

* Kết luận: - ðối với bê tông cường ñộ cao sử dụng muội silíc, cốt liệu chất lượng tốt và

xi măng PC40, quan hệ giữa cường ñộ chịu nén tuổi 3 ngày với tỷ lệ CKD/N (X1) và hàm lượng muội si líc (X2 = MS/CKD) có thể ñược mô tả bằng hàm da thức bậc 2 như sau:

R(3) = -117.5 + 85.67 X1 - 94.46 X2 - 10.34X12 - 34.34X1.X2 + 1790.1 X2

2

134

- Khi sử dụng muội silíc, hàm lượng muội là 10% theo khối lượng CKD cho

kết quả cường ñộ chịu nén tuổi 3 ngày cao nhất. - Ảnh hưởng của tỷ lệ CKD/N ñến cường ñộ tuổi 3 ngày lớn hơn ảnh hưởng

của tỷ lệ MS/CKD.

135

Hình 6.9 – Biểu ñồ quan hệ giữa cường ñộ nén 3 ngày với tỷ lệ N/CKD và tỷ lệ MS/CKD

6.5.2. Ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và MS/CKD ñến cường ñộ chịu nén tuổi 7 ngày của bê tông:

Cường ñộ bê tông tuổi 7 ngày ñược tiến hành theo quy hoạch và thí nghiệm trên mẫu thử hình hộp lập phương kích thước 150x150x150mm, bảo dưỡng ẩm và nén

trên máy nén tự ñộng ELE AutoTest 3000, với tốc ñộ tăng tải: 9 kN/s. Kết quả thí nghiệm cường ñộ nén tuổi 7 ngày cho trong bảng 6.8.

B¶ng 6.8. KÕt qu¶ thÝ nghiÖm c−êng ®é nÐn tuæi 7 ngµy

136

* Kiểm tra sự ñồng nhất của phương sai các giá trị thí nghiệm theo tiêu chuẩn

Kochren:

==

∑=

9

1i

2i

2i

t

S

SmaxC 0.305

Tra bảng phân vị Kochren với bậc tự do: r–1 =3-1 = 2, n–1 = 9–1 = 8

với mức ý nghĩa α = 0.05 => C(2,8,0.95) = 0.48 > Ct = 0.305

Vậy các thí nghiệm có cùng phương sai hay kết quả thí nghiệm là tin cậy. * Xác ñịnh các hệ số của hàm mục tiêu: Chọn phương trình cơ bản của hàm cường ñộ bê tông tuổi 7 ngày:

Lực nén (kN) Ứng suất max (MPa)

Số TN CKD/N MS/X

P1 P2 P3 Y1 Y2 Y3 Ytb

Phương

sai Si2

1 4.00 0.06 1380 1345 1305 61.33 59.78 58.00 59.70 2.78

2 2.86 0.06 1050 1090 970 46.67 48.44 43.11 46.07 7.37

3 4.00 0.10 1330 1380 1410 63.56 65.78 62.67 64.00 2.57

4 2.86 0.10 1230 1210 1150 54.67 53.78 48.89 52.44 9.68

5 4.00 0.08 1330 1390 1330 63.56 64.00 59.11 62.22 7.31

6 2.86 0.08 1055 1070 1070 49.11 49.78 49.78 49.56 0.15

7 3.33 0.10 1300 1320 1350 57.78 58.67 60.00 58.81 1.25

8 3.33 0.06 1210 1250 1230 53.78 55.56 54.67 54.67 0.79

9 3.33 0.08 1240 1300 1310 55.11 57.78 58.22 57.04 2.83

10 2.86 0 1005 1010 1050 44.67 44.89 46.67 45.41 1.20

11 3.33 0 1100 1070 1090 48.89 47.56 48.44 48.30 0.46

12 4.00 0 1230 1070 1100 54.67 47.56 48.89 50.37 14.29

137

2

2212

2

1121o)7(

CKD

MS.b

CKD

MS.

N

CKD.b

N

CKDb

CKD

MSb

N

CKD.bbR

++

+++=

viết dưới dạng hàm – biến: 22222112

2

1112211o)7( X.bX.X.bX.bX.bX.bbY +++++=

Ma trận hệ số của ña thức: [bi] = (FT.F)-1.FT.Y Ma trận thay thế F và ma trận kết quả thực nghiệm Y:

1 4.00 0.06 16.00 0.240 0.0036 59.70 1 2.86 0.06 8.16 0.171 0.0036 46.07 1 4.00 0.10 16.00 0.400 0.0100 64.00 1 2.86 0.10 8.16 0.286 0.0100 52.44 F = 1 4.00 0.08 16.00 0.320 0.0064 ; Y = 62.22 1 2.86 0.08 8.16 0.229 0.0064 49.56 1 3.33 0.10 11.11 0.333 0.0100 58.81 1 3.33 0.06 11.11 0.200 0.0036 54.67 1 3.33 0.08 11.11 0.267 0.0064 57.04

KÕt qu¶ ma trËn hÖ sè cña ®a thøc:

-88.50

62.45

[bi] = (FT.F)-1.FT.Y = 394.86

-7.01

-42.10

-802.47

* Kiểm tra tính tương thích của các hệ số hàm hồi quy theo tiêu chuẩn Student:

Tra bảng phân vị của chuẩn số Student với bậc tự do: f2 = 9 – 3 = 6, với mức có

nghĩa α = 0.05 ta ñược: t(6,0.95) = 1.943

Tính phương sai tái sinh: ∑=9

1

2i

2s.t SS = 2.689

=> St.s×t(,0.95) = 689.2 ×1.943 = 3.219

Các hệ số của của hàm mục tiêu ñều lớn hơn 3.219, như vậy chúng thực sự tồn

tại. ða thức có dạng:

Y(7) = -88.50 + 62.45 X1 + 394.86 X2 - 7.01X12 - 42.10X1.X2 -802.47 X2

2 Thay sè vµo ph−¬ng tr×nh håi quy ta ®−îc kÕt qu¶ nh− sau:

138

* Kiểm nghiệm mô hình toán theo tiêu chuẩn Fisher:

2s.t

2−d

t S

SF = = 0.018

Tra bảng chuẩn số Fisher với bậc tự do: f1 = 9 – 6 = 3; f2 = 9*(3 – 1) =

18,

với mức ý nghĩa α = 0.05 => F(6, 18, 0.95) = 3.2

=> Ft = 0.018 < F(6,18,0.95) = 3.2 Như vậy hàm hồi quy phù hợp với thực tế. * Kết luận: * ðối với bê tông cường ñộ cao sử dụng muội silic, cốt liệu chất lượng cao, xi

măng mác PC40, có tỷ lệ CKD/N = 2.86 ÷ 4.00, MS/CKD = 6 ÷ 10%, thì

cường ñộ chịu nén tuổi 7 ngày có thể ñược mô tả theo tỷ lệ CKD/N và MS/CKD bằng hàm ña thức bậc hai:

Rb(7) = -88.50 + 62.45

N

CKD + 394.86

CKD

MS - 7.01

2

N

CKD

- 42.10N

CKD.CKD

MS -802.47

2

CKD

MS

* Việc sử dụng muội si líc ñã tăng ñáng kể cường ñộ tuổi 7 ngày của bê tông.

Khi hàm lượng muội tăng trong khoảng thí nghiệm: 6 ÷ 10% thì cường ñộ bê

tông cũng tăng từ 10 ÷ 18% và hàm lượng muội 10% cho kết quả cường ñộ

cao nhất.

Số TN Xo X1 X2 CKD/N MS/X YTN YTT (YTN-

YTT)2

1 +1 +1 -1 4.00 0.06 59.70 59.91 0.041

2 +1 -1 -1 2.86 0.06 46.07 46.33 0.064

3 +1 +1 +1 4.00 0.10 64.00 63.83 0.029

4 +1 -1 +1 2.86 0.10 52.44 52.17 0.073

5 +1 +1 0 4.00 0.08 62.22 62.19 0.001

6 +1 -1 0 2.86 0.08 49.56 49.57 0.000

7 +1 0 +1 3.33 0.10 58.81 59.26 0.194

8 +1 0 -1 3.33 0.06 54.67 54.21 0.209

9 +1 0 0 3.33 0.08 57.04 57.05 0.000

S2dư = 0.07

139

* Khi tỷ lệ CKD/N tăng hoặc tỷ lệ MS/CKD tăng thì cường ñộ chịu nén tuổi 7

ngày của bê tông cũng tăng, nhưng ảnh hưởng của tỷ lệ CKD/N ñến cường ñộ chịu nén tuổi 7 ngày lớn hơn ảnh hưởng của tỷ lệ MS/CKD.

Hình 6.10 – Biểu ñồ quan hệ giữa cường ñộ tuổi 7 ngày với tỷ lệ CKD/N và hàm lượng muội silíc

Hình 6.11 – Biểu ñồ quan hệ giữa cường ñộ bê tông tuổi 7 ngày với tỷ lệ CKD/N với hàm lượng muội khácnhau: 0%, 6%, 8% và 10%.

3 3.25

3.5 3.75

4 0.06

0.07

0.08

0.09

0.1

50 55 60

3 3.25

3.5 3.75

4

140

Hình 6.12 – Biểu ñồ quan hệ giữa cường ñộ bê tông tuổi 7 ngày với tỷ lệ MS/ CKD với tỷ lệCKD/N khácnhau:2.86, 3.33 và 4.00.

6.5.3. Ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và MS/CKD ñến cường ñộ chịu nén tuổi 28 ngày của bê tông:

Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và MS/CKD ñược tiến hành theo quy hoạch và thí nghiệm trên mẫu thử hình hộp lập phương kích

thước 150x150x150mm, bảo dưỡng ẩm 28 ngày và nén trên máy nén tự ñộng ELE AutoTest 3000, với tốc ñộ tăng tải: 9 kN/s.

Kết quả thí nghiệm cường ñộ nén tuổi 7 ngày cho trong bảng 6.9.

Bảng 6.9. Kết quả thí nghiệm cường ñộ nén tuổi 28 ngày

Lực nén (kN) Ứng suất max (MPa) Số TN CKD/N MS/X

P1 P2 P3 Y1 Y2 Y3 Ytb

Phương sai Si

2

1 4.00 0.06 1670 1690 1630 76.89 78.67 75.56 77.04 2.44

2 2.86 0.06 1385 1330 1380 61.56 59.11 61.33 60.67 1.83

3 4.00 0.10 1780 1880 1870 79.11 83.56 83.11 81.93 5.99

4 2.86 0.10 1480 1490 1410 68.44 67.11 64.44 66.67 4.15

5 4.00 0.08 1780 1810 1800 79.11 80.44 80.00 79.85 0.46

6 2.86 0.08 1430 1470 1360 66.67 64.89 62.22 64.59 5.00

7 3.33 0.10 1650 1680 1710 73.33 74.67 76.00 74.67 1.78

8 3.33 0.06 1580 1540 1520 70.67 69.33 68.00 69.33 1.78

9 3.33 0.08 1630 1610 1730 74.22 71.56 72.44 72.74 1.84

10 2.86 0 1280 1160 1280 56.89 51.56 56.89 55.11 9.48

141

11 3.33 0 1350 1270 1340 60.00 56.44 59.56 58.67 3.75

12 4.00 0 1430 1370 1350 63.56 60.89 60.00 61.48 3.42

* Kiểm tra sự ñồng nhất của phương sai các giá trị thí nghiệm theo tiêu chuẩn

Kochren:

==

∑=

9

1i

2i

2i

t

S

SmaxC 0.256 (i=1 ÷9)

Tra bảng phân vị Kochren với bậc tự do: r–1 =3-1 = 2, n–1 = 9–1 =

8

với mức ý nghĩa α = 0.05 => C(2,8,0.95) = 0.48 > Ct = 0.186

Vậy các thí nghiệm có cùng phương sai hay kết quả thí nghiệm là ñáng tin cậy. * Xác ñịnh các hệ số của hàm mục tiêu dạng ña thức bậc nhất:

Chọn phương trình cơ bản của hàm cường ñộ bê tông tuổi 28 ngày: 2

2212

2

1121o)28(

CKD

MS.b

CKD

MS.

N

CKD.b

N

CKDb

CKD

MSb

N

CKD.bbR

++

+++=

viết dưới dạng hàm – biến: 22222112

2

1112211o)28( X.bX.X.bX.bX.bX.bbY +++++=

Ma trận hệ số của ña thức: [bi] = (FT.F)-1.FT.Y Ma trËn thay thÕ F vµ ma trËn kÕt qu¶ thùc nghiÖm Y:

1 4.00 0.06 16.00 0.240 0.0036 77.04 1 2.86 0.06 8.16 0.171 0.0036 60.67 1 4.00 0.10 16.00 0.400 0.0100 81.93 1 2.86 0.10 8.16 0.286 0.0100 66.67 F = 1 4.00 0.08 16.00 0.320 0.0064 ; Y = 79.85 1 2.86 0.08 8.16 0.229 0.0064 64.59 1 3.33 0.10 11.11 0.333 0.0100 74.67 1 3.33 0.06 11.11 0.200 0.0036 69.33 1 3.33 0.08 11.11 0.267 0.0064 72.74

KÕt qu¶ ma trËn hÖ sè cña ®a thøc bËc nhÊt:

-66.13

53.581

[bi] = (FT.F)-1.FT.Y = 487.69

-5.542

142

-23.81

-1698

* Kiểm tra tính tương thích của các hệ số theo tiêu chuẩn Student:

Tra bảng phân vị của chuẩn số Student với bậc tự do: f2 = 9 – 3 = 6, với mức có

nghĩa α = 0.05 ta ñược: t(6,0.95) = 1.943

Tính phương sai tái sinh: ∑=9

1

2i

2s.t SS = 2.81

=> St.s×t(,0.95) = 81.2 ×1.943 = 3.25

Các hệ số của của hàm mục tiêu ñều có trị số lớn hơn 3.25, như vậy chúng thực sự tồn tại.

Hàm hồi quy có dạng: Y(28) = -66.13 + 53.58 X1 + 487.69 X2 – 5.54X1

2 – 23.81X1.X2 - 1698 X22

Thay sè vµo ph−¬ng tr×nh håi quy:

Số TN Xo X1 X2 CKD/N MS/X YTN YTT (YTN-

YTT)2

1 +1 +1 -1 2.86 0.06 77.04 76.96 0.006

2 +1 -1 -1 4.00 0.06 60.67 60.79 0.015

3 +1 +1 +1 2.86 0.10 81.93 81.80 0.017

4 +1 -1 +1 4.00 0.10 66.67 66.71 0.002

5 +1 +1 0 2.86 0.08 79.85 80.06 0.042

6 +1 -1 0 4.00 0.08 64.59 64.43 0.027

7 +1 0 +1 3.33 0.10 74.67 74.75 0.008

8 +1 0 -1 3.33 0.06 69.33 69.29 0.002

9 +1 0 0 3.33 0.08 72.74 72.70 0.002

S2dư = 0.013

* Kiểm nghiệm mô hình toán theo tiêu chuẩn Fisher:

2s.t

2−d

t S

SF = = 0.0048

Tra bảng chuẩn số Fisher với bậc tự do: f1 = 9 – 6 = 3; f2 = 9*(3 – 1) = 18,

với mức ý nghĩa α = 0.05 => F(3, 18, 0.95) = 3.2

=> Ft = 0.0048 < F(6,18,0.95) = 3.2 Vậy hàm hồi quy phù hợp với thực tế.

143

H×nh 6.13 – BiÓu ®å quan hÖ gi÷a c−êng ®é bª t«ng tuæi 28 ngµy víi tû lÖ CKD/Nvµ MS/CKD

H×nh 6.14 – BiÓu ®å quan hÖ gi÷a c−êng ®é bª t«ng tuæi 28 ngµy víi tû lÖ CKD/N

víi hµm l−îng muéi kh¸cnhau: 0%, 6%, 8% vµ 10%.

3 3.25

3.5 3.75

4 0.06

0.07

0.08

0.09

0.1

65 70 75 80

3 3.25

3.5 3.75

4

144

H×nh 6.15 – BiÓu ®å quan hÖ gi÷a c−êng ®é bª t«ng tuæi 28 ngµy víi tû lÖ CKD/N

víi tû lÖCKD/N kh¸cnhau:2.86, 3.33 vµ 4.00.

* Kết luận:

− Trong khoảng thí nghiệm, ảnh hưởng của tỷ lệ CKD/N và MS/X (trong

khoảng: CKD/N = 2.86 ÷ 4.00 và MS/CKD = 6 ÷ 10%) ñến cường ñộ tuổi 28

ngày của bê tông với cốt liệu chất lượng tốt và dùng xi măng mác PC40 có thể ñược mô tả bằng hàm ña thức dạng:

Rb(28) = -66.13 + 53.58

N

CKD + 487.69

CKD

MS - 5.54

2

N

CKD

- 23.81N

CKD.CKD

MS -1698

2

CKD

MS

− Ảnh hưởng của tỷ lệ CKD/N ñến cường ñộ chịu nén tuổi 28 ngày lớn hơn ảnh hưởng của tỷ lệ MS/CKD.

− Việc sử dụng muội si líc ñã tăng ñáng kể cường ñộ tuổi 28 ngày của bê tông.

Khi hàm lượng muội tăng trong khoảng thí nghiệm: 6 ÷ 10% thì cường ñộ R28

của bê tông cũng tăng từ 20 ÷ 30%.

− Hàm lượng muội silíc 10% cho kết quả cường ñộ tuổi 28 ngày là cao nhất,

nhưng chênh lệch so với việc sử dụng muội silíc 8% không nhiều (từ 2 ÷

145

3.5%) trong khi yêu cầu lượng dùng phụ gia siêu dẻo và muội silíc lớn hơn

nên lượng dùng muội silíc ~ 8% sẽ hợp lý hơn.

− Khi tỷ lệ CKD/N tăng thì cường ñộ bê tông tăng ñáng kể nhưng mức ñộ tăng cường ñộ chậm dần trong khi yêu cầu lượng dùng phụ gia siêu dẻo tăng lên nhiều ñể ñảm bảo tính công tác. Do ñó tỷ lệ CKD/N nên dùng khoảng 3.33 (tỷ

lệ N/CKD = 0.30). 6.5.4. Quan hệ giữa cường ñộ chịu kéo uốn với cường ñộ chịu nén của bê tông

cường ñộ cao:

Nghiên cứu thực nghiệm về cường ñộ chịu kéo uốn của bê tông cường ñộ cao ñược thí nghiệm trên các mẫu kích thước 150x150x600, bảo dưỡng ẩm 7

ngày và 28 ngày. Mẫu thí nghiệm ñược uốn trên máy ELE test 1500, tốc ñộ tăng tải 5kN/s.

B¶ng 6.10. KÕt qu¶ thÝ nghiÖm c−êng ®é kÐo uèn mÉu tuæi 28 ngµy

C−êng ®é kÐo uèn Rke (MPa) Sè TN CKD/N MS/X

Rn (*) (MPa) Y1 Y2 Y3 Ytb

Ph−¬ng sai Si

2

1 2.86 0.06 60.67 6.23 6.29 6.58 6.37 0.04

2 4.00 0.06 77.04 8.10 7.90 8.26 8.09 0.03

3 2.86 0.10 66.67 7.15 6.85 7.65 7.22 0.16

4 4.00 0.10 81.93 7.73 8.19 8.58 8.17 0.18

9 3.33 0.08 72.74 7.87 7.55 8.42 7.95 0.19

S2t.s =

0.07

(*) – Rn lấy từ kết quả thí nghiệm xác ñịnh cường ñộ chịu nén của bê tông với thành phần tương ứng

* Kiểm tra sự ñồng nhất của phương sai các giá trị thí nghiệm theo tiêu chuẩn Kochren:

==

∑=

9

1i

2i

2i)t(

t

S

SmaxC 0.228 (i=1 ÷9)

Tra bảng phân vị Kochren với bậc tự do: r–1 =3-1 = 2, n–1 = 5–1 = 4

với mức ý nghĩa α = 0.05 => C(2,4,0.95) = 0.7679 > Ct = 0.228

Vậy các thí nghiệm có cùng phương sai hay kết quả thí nghiệm là ñáng tin cậy.

146

Hình 6.16 – Thí nghiệm xác ñịnh cường ñộ kéo uốn của bê tông

* Xác ñịnh các hệ số của hàm mục tiêu: Chọn phương trình cơ bản của quan hệ giữa cường ñộ kéo uốn và cường ñộ

chịu nén của bê tông dạng: Rku = A.(Rn)b

hay hàm mục tiêu có dạng: Y = A.Xb trong ñó: Y – mô ñun ñàn hồi của bê tông,

X - là cường ñộ lăng trụ của bê tông tuổi 28 ngày. ðể xác ñịnh tham số của hàm mục tiêu ta xác ñịnh tham số của hàm tuyến tính

sau: y = a1 + b.x

trong ñó: y = lgY ; a1 = lgA và x = lgX VËy kÕt qu¶ thùc nghiÖm chuyÓn sang hµm tuyÕn tÝnh lµ:

Số TN x y xy x2 y2

1 1.78 0.804 1.43 3.18 0.647 2 1.89 0.908 1.71 3.56 0.824 3 1.82 0.858 1.57 3.33 0.737 4 1.91 0.912 1.75 3.66 0.832 9 1.86 0.900 1.68 3.47 0.810

TB 1.85 0.876 1.63 3.44 0.770

147

Kết quả tính các hệ số của hàm tuyến tính:

a1 = - 0.695 ; b = 0.848 => A = 10-0.695 = 0.201 Hàm mục tiêu có dạng: Y = 0.201.X0.848 Thay sè vµo hµm håi quy:

Cường ñộ kéo uốn Rke (MPa) Số TN CKD/N MS/X

Rn (*)

(MPa) Y1 Y2 Y3 Ytb Rku

TT Phương sai

Si2

1 2.86 0.06 60.67 6.23 6.29 6.58 6.37 6.55 0.033

2 4.00 0.06 77.04 8.10 7.90 8.26 8.09 8.02 0.004

3 2.86 0.10 66.67 7.15 6.85 7.65 7.22 7.10 0.014

4 4.00 0.10 81.93 7.73 8.19 8.58 8.17 8.45 0.083

9 3.33 0.08 72.74 7.87 7.55 8.42 7.95 7.64 0.092

S2d− = 0.056

* Kiểm nghiệm mô hình toán theo tiêu chuẩn Fisher:

2s.t

2−d

t S

SF = = 0.90

Tra bảng chuẩn số Fisher với bậc tự do: f1 = 5 – 2 = 3; f2 = 5*(3 – 1) =

10,

với mức ý nghĩa α = 0.05 => F(3, 10, 0.95) = 3.7

=> Ft = 0.90 < F(3,10,0.95) = 3.7 Vậy hàm hồi quy phù hợp với thực tế.

148

Hình 6.18 – Quan hệ giữa cường ñộ kéo uốn và cường ñộ chịu nén

của bê tông cường ñộ cao theo kiến nghị của ACI, Shah and Ahmad và ñường thực

nghiệm của trường ñại học GTVT

− Khi cường ñộ chịu nén của bê tông tăng thì cường ñộ kéo uốn cũng tăng nhưng chậm hơn và có thể ñược biểu diễn theo công thức:

Rku = 0.201.(Rn)0.848

− Khi cường ñộ chịu nén của bê tông tăng (60 ÷ 80MPa) thì cường ñộ chịu kéo

uốn cũng tăng nhưng mức ñộ tăng cường ñộ kéo uốn chậm hơn.

CÂU HỎI ÔN TẬP 1. Các ñặc tính ñược cải tiến? 2. Các ứng dụng trong kết cấu cầu? 3. Hướng phát triển bê tông cường ñộ cao trong kết cấu mới?

149

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Phùng Văn Lự - Phạm Duy Hữu - Phan Khắc Trí - Vật liệu xây dựng- NXB

Giáo dục -1977.

2. Phạm Duy Hữu - Ngô Xuân Quảng -Vật liệu xây dựng- NXB GTVT 2001

3. Phạm Duy Hữu - V.I. XALOMATOB - Biện pháp tăng cường tuổi thọ và ñộ

tin cậy BTCT bằng con ñường sử dụng vật liệu Polyme (tiếng Nga) - MIIT

Maxcơva-1989.

4. Phạm Duy Hữu – Vật liệu xây dựng mới – NXB giao thông 2002

5. Phạm Duy Hữu- Nguyễn Viết Trung- Bê tông chất lượng cao. Báo cáo ñề tài

nghiên cứu khoa học Bộ GD&ðT- 2000

6. Tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam -1999

7. Tiêu chuẩn ACI (Mỹ), DoE (Anh), ACI 211, ACI 363. R . 88

8. V.I. XALOMATOB - Công nghệ mạnh bê tông (tiếng Nga) –

Maxcơva-1989.

150

9. A.M. NEVILL – Propertmes of concrete – London - 1991.

10. A.G. LAQUERBE –LEBETON- Rennes-1994

11. F.de Larrard – R. Le Roy - Materiau beton et armatures - Paris-1993

12. MALIER-LES BETONS A HAUTES PERFORMANCES -

Presses de l’e’conle nationale des Ponts et Chause’es Paris – 75007 - 2001

13. Quy phạm BS8110-77- Anh Quốc- Bê tông và bê tông cốt thép

14. M.S. SHETY- Concrete Tecnology - 2003 - London

15. K. Ozanma, M. Cuchi-Tokyo- Japan-2002- Self Compacting concrete. 16. Muller- Materials and Technology for the production of high performace

concrete- CzecP 11-1999. 17. J. BARON -Le beton hydraulique – Pari – 1988 18. Sử dụng bê tông cường ñộ cao (1987). Hội nghị Satvanger (ðan Mạch), Nxb

Tapir, Trondheim

19. DE LARRARD F., ACKER P., MAILER Y. (1987) Bê tông cường ñộ rất cao: phòng thí ngiệm công trường. Tạp chí Phòng nghiên cứu Cầu ñường, 149 tháng 5,6 trang 71 – 74

20. DE LARRARD F. (1988), Thiết kế và tính chất của bê tông cường ñộ rất cao. Luận án tiến sĩ trường Cầu ñường Paris và báo cáo nghiên cứu LPC 149 tháng 3, 340 trang

21. FARRIS J. (1968) Dự báo ñộ nhớt của huyền phù nhiều cốt liệu từ số liệu ñộ nhớt một cốt liệu. Trang 281 – 301

22. BARON J., LESAGE R. (1976). Thành phần bê tông trong thí nghiệm tại công trường, Báo cáo khoa học LPC, 64, 60 trang

23. BARON J., LESAGE R. (1973). ðề xuất ñịnh nghĩa tính công tác. Hội nghị Rilem; Bê tông tươi: các tính chất quan trọng và phương pháp ño, tập 1 Nxb Leeds

24. PENTALLA V. (1986), ðộ tương hợp của chất kết dính và phụ gia siêu dẻo trong bê tông cường ñộ cao, Nghiên cứu bê tông Nordic, 5 trang 117 – 128

25. DE LARRARD F. (1988), Các hạt siêu mịn ñể chế tạo bê tông cường ñộ rất cao. Phụ lục ITBTP, 466 tháng 7,8, 9 trang

26. Aitcin PC. and Neville A. High Performance Concrete Demgstidied, concrete

International, Jan.1993.

151

27. Richard P. and Chegrezy M.H., Reactive Powder Concretes with High

Ductility and 200-800 MPa Compressive Strengths, Proceeding of V.M.

Malhotra Symposium, Sp-144, ACI, 1994.

PHỤ LỤC

Bảng chuyển ñổi các ñơn vị liên quan

Chuyển từ hệ inch- pound Sang hệ SI (hệ một) Hệ số chuyển ñổi

inch(in .) mm 25,4

inch(in .) m 0,0254

foot (ft) m 0,3048

square inch(sq.in.) mm2 645,2

square inch(sq.in.) m2 0,0006452

square foot (sq.ft.) m2 0,0929

kip N 4448,0

kip kgf 453,6

pound (lb) N 4,448

pound(lb) kgf 0,4536

152

kip/ square inch(ksi) MPa 6,895

pound/ square foot (psf) kPa 0,04788

pound/ square inch(psi) kPa 6,895

pound kg 0,4536

ton(200lb) kg 907,2

tonne(t) kg 1.000

kip/ linear foot(klf) kg/m 1488

pound/ linear foot(plf) kg/m 1,488

pound/ linear foot(plf) N/m 14,593

inch – pound (in.-lb) N.m 0,1130

foot-pound(ft.-lb) N.m 1,356

foot – kip (ft.- k) N.m 1356

degree(deg F) Celsius (C) tc=(tF - 32)/1,8

Section modulus(in.3) mm3 16.387

Moment of innertia(in.4) mm4 416.231

Modulus of elasticity (psi) MPa 0,006895

Chịu trách nhiệm xuất bản: Bùi Hữu Hạnh In xong và nộp lưu chiểu 9/2004 nhà xuất bản xây dựng Giấy ñăng ký xuất bản 810XB-QLXB-20

Mục lục

Lêi nãi ®Çu…………………………………………………………….. Ch−¬ng 1 C¸c kh¸i qu¸t vÒ bª t«ng c−êng ®é cao…………………... 1. VÒ bª t«ng c−êng ®é cao vµ bª t«ng chÊt l−îng cao………………... 2. §Þnh nghÜa bª t«ng c−êng ®é cao…………………………..………... 3. Ph©n lo¹i bª t«ng c−êng ®é cao…………….……………………….. Ch−¬ng 2 CÊu tróc bª t«ng c−êng ®é cao….………………………... 1. Më ®Çu…..…………………………………………………………... 2. Nguyªn t¾c phèi hîp vµ c«ng thøc thµnh phÇn..…………...………... 3. CÊu tróc cña v÷a xi m¨ng.………………………………………….. 4. CÊu tróc cña bª t«ng c−êng ®é cao.………..……………………….. 5. CÊu tróc cña bª t«ng c−êng ®é rÊt cao……..……………………….. 6. C¸c kÕt qu¶ thùc nghiÖm vÒ c¶i tiÕn cÊu tróc bª t«ng .…………….. Ch−¬ng 3 C¸c tÝnh chÊt cña bª t«ng c−êng ®é cao.………………... 1. Më ®Çu…...…………………………………………………………... 2. C−êng ®é chÞu nÐn bª t«ng c−êng ®é cao..………………...………...

Trang 1 2 2 3 5 7 7 7 8

11 14 14 16 16 16 24

153

3. C−êng ®é chÞu kÐo………………………………….……………….. 4. M« ®un ®µn håi.……………..……………..……………………….. 5. HÖ sè Poisson………………………………………………………… 6. M« ®un gwy………………………………………………………… 7. C−êng ®é mái……………………………….……………………….. 8. Träng l−îng ®¬n vÞ……….…………………………………………. 9. C¸c ®Æc tÝnh vÒ nhiÖt…………………………………………………. 10. Co ngãt.……………………………………………………………. 11. Tõ biÕn..……………………………………………………………. 12. Sù dÝnh kÕt víi thÐp thô ®éng………………………………………. 13. C¸c tÝnh chÊt kh¸c…………………………………………………. 14. M« h×nh ho¸ ®Ó ¸p dông cho ng−êi thiÕt kÕ c¸c kÕt cÊu……………. 15. Ho¹t ®éng ë tr¹ng th¸i cßn −ít……………………………………. Ch−¬ng 4 ThiÕt kÕ thµnh phÇn bª t«ng c−êng ®é cao……………... 1. Më ®Çu……………………………………………………………... 2. Lùa chän vËt liÖu..……………………….………………...………... 3. ThiÕt kÕ thµnh phÇn bª t«ng c−êng ®é cao theo ph−¬ng ph¸p viÖn bª t«ng Hoa Kú- tiªu chuÈn 22TCN GTVT……………………………….. 4. Ph−¬ng ph¸p thiÕt kÕ thµnh phÇn bª t«ng C§C tõ v÷a xi m¨ng láng.. Ch−¬ng 5 BiÕn d¹ng tù do vµ tõ biÕn cña bª t«ng C§C…………... 1. Më ®Çu…………………….………………………………………... 2. Co ngãt vµ në cña bª t«ng C§C..................………………...………... 3. Tõ biÕn cña bª t«ng C§C vµ C§RC………………...……………….. Ch−¬ng 6 Nghiªn cøu øng dông bª t«ng c−êng ®é cao……………... 1. Mét sè ®Æc tÝnh ®−îc c¶i tiÕn cña bª t«ng C§C….………………... 2. øng dông bª t«ng c−êng ®é cao………….………………...………... 3. Nghiªn cøuøng dông bª t«ng c−êng ®é cao cÇu Joigny-Ph¸p………. 4. øng dông bª t«ng c−êng ®é cao t¹i Mü, NhËt B¶n vµ ch©u ¢u…….. 5. C«ng thøc thµnh phÇn bª t«ng c−êng ®é cao.………………………. 6. Nghiªn cøu thùc nghiÖm x¸c ®Þnh hµm l−îng vµ m« ®un ®µn håi cña bª t«ng C§C t¹i tr−êng ®¹i häc GTVT…………………………………. Tµi liÖu tham kh¶o…………………………………………………….. Mục lục………………………………………………………………….

26 29 29 29 30 30 30 31 32 33 34 40 44 44 46

53 64 78 78 78 88

105 105 106 109 119 121

122 144 146