Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật Xây dựng công trình đặc biệt: Nghiên cứu bê tông có độ bền ăn mòn cao sử dụng muội silic cho kết cấu công trình ở môi trường biển Việt Nam

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƢỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

NGUYỄN LONG KHÁNH

NGHIÊN CỨU BÊ TÔNG CÓ ĐỘ BỀN ĂN MÕN CAO

SỬ DỤNG MUỘI SILIC CHO KẾT CẤU CÔNG TRÌNH

Ở MÔI TRƢỜNG BIỂN VIỆT NAM

NGÀNH: Kỹ thuật Xây dựng Công trình Đặc biệt

MÃ SỐ: 958.02.06

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

Ngƣời hƣớng dẫn khoa học:

1. PGS. TS. Nguyễn Thị Tuyết Trinh

2. GS. TS. Phạm Duy Hữu

Hà Nội, 02/2023

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ................................................................................................. i LỜI CẢM ƠN ...................................................................................................... ii DANH MỤC CÁC HÌNH .................................................................................. iii DANH MỤC CÁC BẢNG .................................................................................. v DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU, CÁC CHỮ VIẾT TẮT ................................. vii MỞ ĐẦU…… …………………………………………………………………...1 1. Tính cấp thiết của đề tài ......................................................................................... 1 2. Mục tiêu nghiên cứu ............................................................................................... 2 3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu ......................................................................... 3 3.1. Đối tượng nghiên cứu ....................................................................................... 3 3.2. Phạm vi nghiên cứu .......................................................................................... 3 4. Phƣơng pháp nghiên cứu ....................................................................................... 3 5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn ............................................................................... 4 5.1. Ý nghĩa khoa học ............................................................................................. 4 5.2. Ý nghĩa thực tiễn .............................................................................................. 4 6. Bố cục Luận án ........................................................................................................ 5 CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG CÓ ĐỘ BỀN ĂN MÕN CAO TRONG MÔI TRƢỜNG BIỂN ......................................................................... 6 1.1. Khái quát về ảnh hƣởng của môi trƣờng biển tới độ bền bê tông ..................... 7 1.1.1. Khái niệm về môi trường biển ..................................................................... 7 1.1.2. Các đặc trưng của môi trường biển trên thế giới và Việt Nam .................... 8 1.1.3. Ảnh hưởng của môi trường biển tới độ bền bê tông .................................. 11 1.1.4. Các biện pháp tăng cường độ bền bê tông sử dụng trong môi trường biển ... 14 1.2. Khái quát về độ bền của bê tông ......................................................................... 16 1.2.1. Độ bền bê tông ........................................................................................... 16 1.2.2. Nghiên cứu về cơ chế ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl- .................... 28 1.2.3. Nghiên cứu về ảnh hưởng của lỗ rỗng tới độ bền của bê tông .................. 31 1.3. Bê tông muội silic có độ bền ăn mòn cao ............................................................ 32 1.3.1. Khái niệm về bê tông có độ bền ăn mòn cao ............................................. 33 1.3.2. Nghiên cứu về bê tông muội silic .............................................................. 33 1.3.3. Tình hình nghiên cứu về bê tông muội silic có độ bền ăn mòn cao .......... 35 1.3.4. Tuổi thọ của công trình bê tông trong môi trường biển ............................. 40 1.4. Định hƣớng nghiên cứu của Luận án .................................................................. 42 1.5. Kết luận Chƣơng 1 ................................................................................................ 43 CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT ĐÁNH GIÁ ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG MUỘI SILIC ………………………………………………………………….44 2.1. Cơ sở lý thuyết đánh giá sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông ................. 44 2.1.1. Sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông................................................... 44 2.1.2. Các phương pháp thí nghiệm về sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông ... 49 2.2. Cơ sở lý thuyết đánh giá ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền bê tông.. 56

2.2.1. Ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông ............................. 56 2.2.2. Phương pháp xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông ................................... 57 2.3. Thiết kế thí nghiệm theo phƣơng pháp Taguchi ................................................ 60 2.3.1. Phương pháp Taguchi ................................................................................ 60 2.3.2. Xây dựng mô hình hồi quy ........................................................................ 63 2.4. Kết luận Chƣơng 2 ................................................................................................ 65 CHƢƠNG 3. NGHIÊN CỨU ẢNH HƢỞNG CỦA CÁC YẾU TỐ THÀNH PHẦN TỚI ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG MUỘI SILIC .................................... 66 3.1. Thiết kế chế tạo bê tông muội silic ...................................................................... 67 3.1.1. Tiêu chuẩn áp dụng và cơ sở khoa học lựa chọn thành phần thiết kế bê tông muội silic ........................................................................................... 67 3.1.2. Vật liệu chế tạo bê tông xi măng muội silic .............................................. 68 3.1.3. Tính toán thiết kế thành phần và chế tạo bê tông muội silic ..................... 73 3.2. Nghiên cứu ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới cƣờng độ chịu nén của bê tông muội silic................................................................................................. 82 3.2.1. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông muội silic ............... 82 3.2.2. Phân tích ảnh hưởng yếu tố thành phần đến cường độ chịu nén của bê tông muội silic .................................................................................................... 82 3.2.3. Xây dựng phương trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và cường độ chịu nén của bê tông muội silic bằng phương pháp Taguchi ................................................................................ 83 3.3. Nghiên cứu ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới khả năng chống thấm ion Cl- của bê tông muội silic ............................................................................. 91 3.3.1. Thí nghiệm xác định độ thấm ion Cl- ........................................................ 91 3.3.2. Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic ........................................................................................... 91 3.3.3. Xây dựng phương trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic bằng phương pháp Taguchi .............................................................................................. 92 3.3.4. Nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic .......................................................................... 95 3.4. Nghiên cứu ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông muội silic97 3.4.1. Xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic ....................................... 98 3.4.2. Phân tích ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ..................................................................................... 100 3.4.3. Phân tích tương quan ảnh hưởng lẫn nhau của các yếu tố thành phần tới độ bền và thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic ......................................... 107 3.5. Xây dựng phƣơng pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền ...................................................................................................................... 108 3.5.1. Phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền . 108 3.5.2. Phân bố xác suất của hàm mục tiêu thiết kế bê tông theo các yếu tố thành phần .......................................................................................................... 112 3.5.3. Thiết kế bê tông muội silic theo yêu cầu cường độ chịu nén đặc trưng (f’c = 60 MPa) ................................................................................................ 114

3.6. Kết luận Chƣơng 3 .............................................................................................. 116 CHƢƠNG 4. ỨNG DỤNG THIẾT KẾ BÊ TÔNG MUỘI SILIC CHO KẾT CẤU TRỤ CẦU Ở KHU VỰC BIỂN HẢI PHÒNG .......................... 118 4.1. Giới thiệu về kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng ................................ 118 4.1.1. Bệ trụ ........................................................................................................ 118 4.1.2. Vật liệu sử dụng ....................................................................................... 119 4.1.3. Đặc điểm khu vực biển Hải Phòng ........................................................... 119 4.2. Thiết kế thành phần bê tông muội silic cho kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng ...................................................................................................................... 121 4.3. Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng .................................................................................................................. 122 4.3.1. Cơ sở lý thuyết tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu công trình bằng phần mềm Life-365 ......................................................................... 122 4.3.2. Xác định thông số mô hình dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu ở biển Hải Phòng ......................................................................... 129 4.3.3. Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu sử dụng bê tông muội silic bằng phần mềm Life-365 ........................................................ 131 4.3.4. Tính toán chiều dày lớp bê tông bảo vệ của kết cấu trụ cầu sử dụng bê tông muội silic ......................................................................................... 133 4.4. Kết luận Chƣơng 4 .............................................................................................. 134 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ........................................................................ 136 1. Kết luận .................................................................................................................... 136 2. Những đóng góp mới của Luận án .......................................................................... 137 3. Kiến nghị và hướng nghiên cứu tiếp theo ............................................................... 138 DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ ................................................. a TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................. b

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan Luận án này là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi. Các kết

quả nghiên cứu nêu trong Luận án là trung thực và chưa từng được công bố trong các

công trình nghiên cứu khác.

Hà Nội, ngày tháng năm 2023

Tác giả

Nguyễn Long Khánh

LỜI CẢM ƠN

Để có thể có được thành quả như ngày hôm nay, tôi không thể không nhắc tới

tới PGS.TS. Nguyễn Thị Tuyết Trinh và GS.TS. Phạm Duy Hữu đã hướng dẫn, dạy

bảo tận tình và giúp đỡ tôi trong suốt quãng thời gian qua. Bên cạnh những ý kiến về

khoa học còn là những ý kiến, góp ý về mặt phương pháp, tác phong làm việc của một

nghiên cứu sinh. Do đó, tôi xin được trân trọng bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc nhất tới các

thầy cô đã giúp đỡ tôi có được kết quả này.

Về phía Trường Đại học GTVT, nơi thực hiện luận án này, lời đầu tiên tôi xin

được gửi lời cảm ơn các quý thầy cô trong bộ môn Công trình Giao thông thành phố

và Công trình thủy, là đơn vị trực tiếp quản lý nghiên cứu sinh về mặt học thuật, đã tạo

điều kiện, giúp đỡ tôi thực hiện luận án. Tôi cũng xin được gửi lời cảm ơn tới Phòng

Đào tạo sau Đại học, Khoa Công trình, Trung tâm thí nghiệm Vật liệu xây dựng đã tạo

điều kiện thuận lợi, giúp đỡ tôi trong quá trình học tập, thí nghiệm và nghiên cứu.

Về phía cơ quan công tác, Trường Đại học Công nghệ GTVT, tôi xin trân trọng

cảm ơn các thầy trong Ban Giám hiệu Nhà trường; Viện Công nghệ GTVT, lãnh đạo

và các anh chị em trong Phòng KHCN – HTQT; Trung tâm Đào tạo và tư vấn du học,

việc làm quốc tế là đơn vị nơi tôi công tác đã tạo điều kiện về mặt thời gian, công việc,

giúp đỡ tôi trong quá trình học tập và nghiên cứu.

Cuối cùng tôi xin được gửi lời cảm ơn tới bố mẹ, vợ và các con, cùng toàn thể

người thân trong gia đình đã luôn ở bên cạnh, động viên, hỗ trợ tôi trong suốt quá trình

thực hiện luận án này và có được thành quả như ngày hôm nay.

Một lần nữa, tôi xin được gửi lời cảm ơn sâu sắc tới tất cả các quý thầy cô, các

cô, chú, anh, chị đồng nghiệp, người thân và bạn bè đã giúp đỡ tôi trong suốt thời gian

qua.

Hà Nội, ngày tháng năm 2023

Tác giả

Nguyễn Long Khánh

DANH MỤC CÁC HÌNH

Hình 1.1. Sơ đồ mô tả tác động phá hủy bê tông ở các vùng khác nhau ....................... 7 Hình 1.2: Tổng thời gian ướt bề mặt kết cấu công trình vùng ven biển Việt Nam ...... 11 Hình 1.3: Phân bố nồng độ ion Cl- trong không khí theo cự ly cách mép nước .......... 11 Hình 1.4: Thống kê nguyên nhân gây suy giảm tuổi thọ trên các cầu BTCT tại Nhật Bản ................................................................................................................................ 17 Hình 2.1: Ảnh hưởng của điều kiện môi trường tới hàm lượng tới hạn của ion Cl- trong bê tông ................................................................................................................. 44 Hình 2.2: Thí nghiệm cầu muối ..................................................................................... 50 Hình 2.3: Sơ đồ thí nghiệm khuếch tán khối ................................................................. 51 Hình 2.4: Sơ đồ thí nghiệm AASHTO T277 (ASTM C1202) ...................................... 52 Hình 2.5: Sơ đồ thí nghiệm kỹ thuật điện di ................................................................. 54 Hình 2.6: Sơ đồ thí nghiệm điện di của Tang và Nilson (NordTest NTBuild 492) ...... 55 Hình 2.7: Phân bố vùng độ rỗng ở cấp độ micro trong bê tông .................................... 57 Hình 2.8: Các dạng đường đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ theo phân loại của IUPAC ........................................................................................................................... 58 Hình 2.9: Đồ thị xác định các thông số của phương trình BET .................................... 59 Hình 3.1: Cốt liệu đá dăm sử dụng trong luận án .......................................................... 68 Hình 3.2: Xi măng PC40 Bút Sơn dùng để đúc mẫu bê tông thí nghiệm ..................... 70 Hình 3.3: Phụ gia khoáng gốc Silicafume Sikacrete PP1 hãng Sika ............................. 71 Hình 3.4: Phụ gia siêu dẻo Sika viscocrete 3000-20 dùng để trộn bê tông ................... 72 Hình 3.5: Một số hình ảnh trong quá trình thí nghiệm .................................................. 81 Hình 3.6: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và cường độ chịu nén .... 83 Hình 3.7: Thiết kế quy hoạch thực nghiệm Taguchi bằng phần mềm MINITAB ........ 84 Hình 3.8: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và cường độ chịu nén bằng phần mềm MINITAB .................................................................................................... 85 Hình 3.9: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và điện lượng truyền qua từ kết quả thí nghiệm ..................................................................................................... 92 Hình 3.10: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, MS và độ thấm ion Cl- xây dựng bằng phần mềm MINITAB ............................................................................................................. 93 Hình 3.11: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic ...................................... 96 Hình 3.12: Các mẫu bê tông muội silic được nghiền mịn và thiết bị đo TRI START 3000 ............................................................................................................................... 98 Hình 3.13: Phân bố tỷ lệ các thể tích lỗ rỗng của các loại bê tông và thời gian ......... 100 Hình 3.14: Một số hình ảnh xác định hệ số khuếch tán ion Cl- ................................... 103 Hình 3.15: Hệ số khuếch tán ion Cl- ở thời điểm 28 ngày và 6 tháng ........................ 106 Hình 3.16: Ma trận tương quan giữa các yếu tố thành phần và độ bền ion Cl-, thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic ..................................................................................... 107 Hình 3.17: Phân bố xác suất của độ thấm ion Cl- đối với các loại bê tông. ............... 113 Hình 3.18: Phân bố xác suất của cường độ đối với các loại bê tông. .......................... 113

iii

Hình 3.19: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cường độ chịu nén đặc trưng, điện lượng truyền qua bê tông khi sử dụng 8% muội silic ............................................................ 114 Hình 3.20: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cường độ chịu nén đặc trưng, điện lượng truyền qua bê tông khi sử dụng 10% muội silic .......................................................... 115 Hình 3.21: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cường độ chịu nén đặc trưng, điện lượng truyền qua bê tông khi sử dụng 12% muội silic .......................................................... 115 Hình 4.1: Khai báo thông tin chung về kết cấu ........................................................... 127 Hình 4.2: Khai báo thông tin về môi trường ion Cl-, nhiệt độ hàng tháng .................. 128 Hình 4.3: Khai báo thông tin về cấp phối bê tông ....................................................... 129 Hình 4.4: Tính toán kết quả ......................................................................................... 129 Hình 4.5: Quan hệ giữa thời gian khởi đầu ăn mòn và chiều dày ............................... 132

DANH MỤC CÁC BẢNG

Bảng 1.1: Thành phần hóa học của một số vùng biển trên thế giới .............................. 9 Bảng 1.2: Thành phần hóa học của nước biển vùng phía Bắc Việt Nam ....................... 9 Bảng 1.3: Yêu cầu tối thiểu về bê tông chống ăn mòn trong môi trường biển theo TCVN 12041:2017 ....................................................................................................... 14 Bảng 1.4: Giới hạn hàm lượng ion Cl- trong bê tông theo TCVN 12041:2017 ........... 14 Bảng 1.5: Quy định về lớp bê tông bảo vệ cốt thép theo TCVN 12041:2017 ............. 15 Bảng 1.6: So sánh tốc độ ăn mòn với các loại xi măng khác nhau .............................. 28 Bảng 2.1: Hàm lượng clorua tới hạn thêm vào so với khối lượng của xi măng trong bê tông không cacbonat hóa – Trường hợp ion Cl- thêm vào trong quá trình trộn vật liệu ....................................................................................................................................... 45 Bảng 2.2: Hàm lượng ion Cl- tới hạn so thẩu thấu vào so với khối lượng của xi măng trong bê tông không cacbonat hóa – Trường hợp ion Cl- thẩm thấu vào bê tông cứng ....................................................................................................................................... 45 Bảng 2.3: Mức độ thấm ion Cl- ................................................................................... 52 Bảng 3.1: Kết quả thí nghiệm cường độ nén của đá .................................................... 69 Bảng 3.2: Tính chất cơ lý và thành phần hạt của đá Dmax 12.5 ..................................... 69 Bảng 3.3: Tính chất cơ lý và thành phần hạt của cát vàng ............................................ 70 Bảng 3.4: Tính chất cơ lý và thành phần xi măng ......................................................... 71 Bảng 3.5: Chỉ tiêu kỹ thuật Sikacrete PP1 .................................................................... 72 Bảng 3.6: Chỉ tiêu kỹ thuật phụ gia Sika ViscoCrete 3000 – 20 ................................... 72 Bảng 3.7: Các yếu tố và các mức sử dụng khảo sát ...................................................... 76 Bảng 3.8: Bố trí thí nghiệm theo phương pháp Taguchi ............................................... 76 Bảng 3.9: Xác định độ sụt ban đầu cho hỗn hợp bê tông .............................................. 77 Bảng 3.10: Xác định kích thước Dmax của hạt cốt liệu lớn (f’c=60MPa) ...................... 77 Bảng 3.11: Xác định thể tích đá được đầm chặt trên một đơn vị thể tích bê tông m3/m3 (f’c=60MPa) .................................................................................................................. 77 Bảng 3.12: Xác định lượng nước ban đầu cho hỗn hợp bê tông ................................... 78 Bảng 3.13: Bảng tổng hợp thành phần BT muội silic sử dụng khảo sát nghiên cứu .... 79 Bảng 3.14: Tổng hợp số lượng mẫu thí nghiệm ............................................................ 80 Bảng 3.15: Kết quả thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông muội silic .... 82 Bảng 3.16: Bảng giá trị các nhân tố trong thực nhiệm .................................................. 84 Bảng 3.17: Bảng kết quả thực nghiệm và xử lý kết quả theo Taguchi ......................... 85 Bảng 3.18: Hệ số ảnh hưởng của các biến trong phương trình hồi quy ........................ 86 Bảng 3.19: Kết quả phân tích phương sai mô hình tương quan .................................... 87 Bảng 3.20: Hệ số tương quan của PTHQ cường độ chịu nén ....................................... 87 Bảng 3.21: So sánh cường độ chịu nén thí nghiệm và cường độ chịu nén dự đoán theo QHTN Taguchi .............................................................................................................. 88 Bảng 3.22: So sánh cường độ chịu nén theo QHTN Taguchi và kết quả của S.Kumar, B.Rai .............................................................................................................................. 89 Bảng 3.23: Kết quả thí nghiệm xác định độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic ......... 91

Bảng 3.24: Bảng kết quả thực nghiệm và xử lý kết quả theo Taguchi ......................... 92 Bảng 3.25: Hệ số ảnh hưởng của các biến trong phương trình hồi quy ........................ 93 Bảng 3.26: Hệ số tương quan của PTHQ độ thấm ion Cl- ............................................ 94 Bảng 3.27: Kết quả phân tích phương sai mô hình tương quan .................................... 94 Bảng 3.28: So sánh độ thấm ion Cl- thí nghiệm và độ thấm ion Cl- dự đoán theo QHTN Taguchi .......................................................................................................................... 94 Bảng 3.29: Kết quả xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ............. 96 Bảng 3.30: Kết quả thí nghiệm đo thể tích lỗ rỗng của bê tông .................................... 98 Bảng 3.31: Khối lượng thể tích và thể tích lỗ rỗng của bê tông .................................... 99 Bảng 3.32: Phân bố độ rỗng theo các cỡ khác nhau trong đá xi măng ....................... 100 Bảng 3.33: Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông sau 6 tháng .................................... 104 Bảng 3.34: Mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion Cl- và phân bố lỗ rỗng................ 104 Bảng 3.35: Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông sau 28 ngày và sau 6 tháng ........... 105 Bảng 3.36: Các yếu tố liên quan đến độ bền thấm ion Cl- và thể tích lỗ rỗng ............ 107 Bảng 3.37: Yêu cầu tối thiểu về bê tông chống ăn mòn trong môi trường biển ......... 109 Bảng 3.38: Yêu cầu độ thấm ion Cl- của bê tông trong vùng phơi nhiễm theo Tiêu chuẩn CSA A23.1/.2-2004 ......................................................................................... 110 Bảng 4.1: Các đặc trưng khí hậu chỉnh do tại các trạm khí tượng ............................. 119 Bảng 4.2: Thống kê đặc trung số liệu một số trạm khí tượng .................................... 120 Bảng 4.3: So sánh đặc tính cường độ chịu nén, độ bền thấm ion Cl- của bê tông muội silic với yêu cầu sử dụng của kết cấu ở vùng thủy triều ............................................. 121 Bảng 4.4: Kết quả tính hệ số khuếch tán ion Cl- (D28) ................................................ 130 Bảng 4.5: Yêu cầu chiều dày lớp bê tông bảo vệ tối thiểu theo TCVN 12041:2017 .. 130 Bảng 4.6: Nhiệt độ trung bình theo tháng trong năm ở khu vực Hải Phòng ............... 131 Bảng 4.7: Dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn của các loại bê tông muội silic theo .... 131 Bảng 4.8: Chiều dày lớp bê tông bảo vệ của các loại bê tông muội silic ứng với thiết kế thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm ........................................................................ 133 Bảng 4.9: Cấp phối bê tông muội silic đề xuất ứng với thiết kế thời gian khởi đầu ăn mòn đạt 100 năm ......................................................................................................... 134

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU, CÁC CHỮ VIẾT TẮT

Chữ viết tắt Tiếng Anh Tiếng Việt

American Association of State Hiệp hội xây dựng đường và vận AASHTO Highway and Transportation tải Mỹ Officials

ACI American Concrete Institute Viện bê tông Mỹ

Bình phương trung bình hiệu Adj MS Adjusted mean squares chỉnh

Adjusted sums of squares Tổng bình phương hiệu chỉnh Adj SS

BTCT Bê tông cốt thép

BT Bê tông

Cs Cát Nồng độ ion Cl- ban đầu trong bê tông Nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông

Nồng độ ion Cl- tại độ sâu Chất kết dính hiệu quả

CKDhq CKD

D28

Dt Chất kết dinh Hệ số khuếch tán ion Cl- Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông ở tuổi 28 ngày Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông tại thời điểm t

Đ Đá

F-Value Đại lượng thông kê F-Value

L Chiều dài mẫu thử

m Hệ số ảnh hưởng của thời gian

MS Hàm lượng muội silic

Hàm lượng muội silic hiệu quả

MShq N Lượng nước

N/X Tỷ lệ nước trên xi măng

N/CKD Tỷ lệ nước trên chất kết dính

p Độ rỗng

vii

P Áp suất

P-Value Đại lượng thống kê P-Value

PC Portland cement Xi măng Pooc lăng

PTHQ

QHTN

R-sq

R-sq(adj) Phương trình hồi quy Điện lượng thấm ion Cl- Quy hoạch thực nghiệm Hệ số tương quan R2 Hệ số tương quan R2 hiệu chỉnh

Rapid Chloride Permeability RCPT Thí nghiệm thấm nhanh ion Cl- Test

SF Silica fume Muội silic

Standard error of the SE-Coef Sai số chuẩn của hệ số coefficient

T Nhiệt độ

t Thời gian

Thời gian khởi đầu ăn mòn

Thời gian lan truyền ăn mòn

t1 t2 TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam

V Thể tích

X Xi măng

W/N Water/Binder Nước/Chất kết dính

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ

Khối lượng riêng xd

viii

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Độ bền của kết cấu bê tông trong môi trường biển là một vấn đề được quan tâm

trong nhiều thập kỷ qua, do nước biển có tính xâm thực không chỉ đối với cốt thép mà

còn cả đối với bê tông. Các cơ sở hạ tầng vùng ven biển như bến cảng, công trình cầu

và các công trình phòng thủ ven biển đều được thiết kế kết cấu với tuổi thọ lâu dài. Bề

mặt trái đất được bao phủ bởi khu vực nước tới hơn 71% diện tích, trong đó gần 96,5%

là nước biển. Do đó các công trình bê tông được xây dựng trong khu vực ven biển sẽ

luôn tiếp xúc trực tiếp hoặc gián tiếp với nước biển, dẫn đến quá trình hư hỏng vật lý

và hóa học. Các thành phần của nước biển phản ứng hóa học với các thành phần của

bê tông, làm phá hủy kết cấu bê tông. Ngoài ra, bê tông cũng bị hư hỏng do mài mòn,

nước biển mang theo cát và phù sa, đặc biệt là ở phần cạn của biển, tiếp xúc với kết

cấu và làm mài mòn bề mặt bê tông.

Do tầm quan trọng của ngành vận tải biển, khai thác cơ sở hạ tầng trên biển và

công nghiệp dầu mỏ, việc xây dựng các công trình như cầu, cảng, sân bay,… gia tăng

đáng kể trong những năm gần đây. Mặc dù bê tông là một vật liệu được cho là có độ

bền cao, nhưng vẫn có một số yếu tố làm hư hỏng kết cấu bê tông trong thời gian sử

dụng, làm ảnh hưởng đến tuổi thọ của công trình.

Trên thế giới trong những năm 1970, các công trình xây dựng ngành công nghiệp

dầu khí ngoài khơi ngày càng tăng đã khởi đầu cho các nghiên cứu về độ bền ăn mòn

kết cấu bê tông. Tuy nhiên mãi đến năm 2005, Hà Lan mới bắt đầu một chương trình

nghiên cứu tập thể, thực hiện dưới sự giám sát của Ủy ban B23 của CUR. Nghiên cứu

này đã thực hiện khảo sát sáu mươi kết cấu ở nhiều độ tuổi khác nhau và năm trong số

đó được xem xét ở mức độ chi tiết hơn. Nguyên nhân lớn nhất ảnh hưởng tới độ bền kết cấu bê tông được phát hiện là sự ăn mòn của cốt thép do xâm nhập ion Cl-, chủ yếu trong các kết cấu cũ với lớp bê tông bảo vệ tương đối thấp đối [Wiebenga 1980]. Vào

những năm 1990, một nhóm các nhà nghiên cứu Châu Âu đã phát triển một phương

pháp luận để thiết kế tuổi thọ định lượng của kết cấu bê tông, mang tên ―DuraCrete‖,

dựa trên cách tiếp cận được đề xuất vào những năm 1980 [Siemes và các cộng sự

1983]. Báo cáo cuối cùng của DuraCrete bao gồm các mô hình dự đoán sự bắt đầu ăn mòn do sự xâm nhập của ion Cl- và do quá trình cacbonat hóa cũng như các mô hình để lan truyền sự ăn mòn, nứt và bong tróc tiếp theo [DuraCrete R17, 2000]. Sử dụng

phương pháp DuraCrete có thể đo độ tin cậy của một cấu trúc đối với các trạng thái

giới hạn xác định trước liên quan đến độ bền [Vrouwenvelder & Schiessl 1999]. Cách

tiếp cận định lượng mới này và sự sẵn có của các kỹ thuật điều tra mới như phương

pháp điện hóa và sử dụng kính hiển vi điện tử quét cấu trúc của bê tông đã thúc đẩy

CUR và TNO bắt đầu điều tra độ bền trong môi trường biển vào năm 2000 với tiêu đề

―Độ bền của kết cấu bê tông biển‖ (DuMaCon). Mục tiêu của nó là đo độ bền của các

công trình biển ở Hà Lan, cung cấp các mô hình xuống cấp và xác suất hư hỏng liên

quan cho các công trình biển hiện có [113]. Nghiên cứu về độ bền bê tông thực tế

trong môi trường biển rất khó, đòi hỏi nhiều công cụ, thiết bị,…Tuy nhiên, điều kiện

môi trường biển có thể được mô phỏng trong phòng thí nghiệm để thực hiện thí

nghiệm trên các mẫu thử. Độ bền ăn mòn trong môi trường biển của một số mẫu bê

tông trong điều kiện thủy triều ở các bờ biển Nhật Bản đã được báo cáo vào cuối thế

kỷ 20 [123]. Ngoài ra, ở I.R.Iran độ bền của các mẫu bê tông trong các điều kiện khác

nhau ở Vịnh Ba Tư đã được Trung tâm Nghiên cứu Xây dựng và Nhà ở (BHRC)

nghiên cứu vào năm 2006 [109].

Việt Nam là quốc gia có hơn 3.200 km bờ biển. Trước yêu cầu cấp thiết của công

cuộc xây dựng và bảo vệ biển đảo, Đảng và Nhà nước đặc biệt quan tâm đến sự phát

triển kinh tế - xã hội các vùng ven biển, hải đảo với nhiều chính sách ưu tiên phát

triển, trong đó có cơ sở hạ tầng. Việc lựa chọn vật liệu, đặc biệt là vấn đề nâng cao

chất lượng và tuổi thọ cho các công trình xây dựng, ở vùng biển và khu vực ven biển

rất quan trọng và có ý nghĩa lớn. Sử dụng vật liệu phù hợp và chú trọng đến các biện

pháp bảo vệ thích hợp thì tuổi thọ của công trình sẽ được nâng lên đáng kể. Từ đó, có

thể giảm bớt các chi phí duy tu bảo dưỡng hàng năm, cho phép khai thác triệt để tính

năng sử dụng của vật liệu và đem lại hiệu quả kinh tế cao.

Thực tế cho thấy, vấn đề nâng cao chất lượng và tuổi thọ cho các công trình xây

dựng ở vùng biển hoặc ven biển chủ yếu là giải quyết bài toán nâng cao khả năng

chống ăn mòn cho bê tông trong các kết cấu xây dựng, thông qua việc sử dụng những

vật liệu mới, phụ gia mới góp phần tăng cường độ bền cho bê tông.

Từ những phân tích trên, Nghiên cứu sinh lựa chọn đề tài “Nghiên cứu bê tông có

độ bền ăn mòn cao sử dụng muội silic cho kết cấu công trình ở môi trường biển Việt

Nam” nhằm nghiên cứu, phân tích và thí nghiệm loại bê tông sử dụng phụ gia muội silic để tăng cường độ bền chống thấm ion Cl- cho kết cấu bê tông ở khu vực biển. 2. Mục tiêu nghiên cứu

- Thiết kế, chế tạo thành phần bê tông muội silic theo quy hoạch thực nghiệm,

qua đó xác định mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic với cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl-. Từ đó xây dựng phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền chống thấm ion Cl-.

- Xác định sự thay đổi thể tích lỗ rỗng của bê tông theo thời gian và phân tích

ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông muội silic.

- Đánh giá thời gian khởi đầu ăn mòn đối với kết cấu bê tông muội silic và bê

tông xi măng Poóc lăng thường ở môi trường biển. Ứng dụng thiết kế cấp phối bê tông

muội silic cho kết cấu công trình ở môi trường biển Việt Nam nhằm đạt được thời gian

khởi đầu ăn mòn cao.

3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tƣợng nghiên cứu

Bê tông sử dụng phụ gia khoáng muội silic để xây dựng các công trình ở khu

vực biển (môi trường xâm thực mạnh).

3.2. Phạm vi nghiên cứu

- Bê tông sử dụng phụ gia muội silic đạt yêu cầu về cường độ cao (cường độ đặc trưng >60 MPa) và độ thấm ion Cl- thấp (<1000 Cu lông) sử dụng ở khu vực biển.. - Thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu công trình chịu tác động của hiện

tượng ăn mòn do ion Cl- gây ra ở khu vực thủy triều lên xuống. 4. Phƣơng pháp nghiên cứu

- Phương pháp nghiên cứu lý thuyết: Phân tích, tổng hợp các tài liệu trong và

ngoài nước về độ bền bê tông và ăn mòn bê tông; bê tông muội silic và ứng dụng trong

xây dựng các kết cấu, công trình trong khu vực biển. Phân tích các yếu tố của môi trường khu vực biển ảnh hưởng đến độ bền thấm ion Cl- của bê tông muội silic. Qua đó phân tích, đánh giá sự hiệu quả về vấn đề kinh tế, kỹ thuật, môi trường để lựa chọn

cấp phối phù hợp.

- Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm: Nghiên cứu đã tiến hành thiết kế, lập

kế hoạch thí nghiệm theo phương pháp quy hoạch thực nghiệm. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- và hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông. Qua đó phân tích kết quả và xác định được mối liên hệ giữa hệ số khuếch tán ion Cl-, cường độ chịu nén và các tham số (tỷ lệ N/CKD; hàm lượng muội silic thay thế) trong thành

phần bê tông muội silic. Xây dựng phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic

có xét đến độ bền thông qua phương trình xác định tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic từ độ thấm ion Cl-, cường độ chịu nén theo yêu cầu. Kết quả được sử dụng để thiết kế, đề xuất cấp phối bê tông muội silic tối ưu sử dụng trong khu vực biển Hải Phòng đáp ứng yêu cầu về cường độ và độ bền thấm ion Cl-. Thí nghiệm xác định hệ số khuếch tán ion Cl- bằng phương pháp điện di ở thời điểm 6 tháng, từ đó đánh giá sự thay đổi về hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông theo thời gian. Bên cạnh đó, luận án sử dụng phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ N2 (BET) và phân tích thể

tích, kích cỡ lỗ rỗng Barrett-Joyner-Halenda (BJH) để xác định thể tích lỗ rỗng của bê

tông ở dải kích thước nanomet. Từ đó đánh giá được sự ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng

đến độ bền của bê tông muội silic.

- Đề xuất 02 cấp phối bê tông muội silic đáp ứng thời gian khởi đầu ăn mòn là

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn 5.1. Ý nghĩa khoa học - Nghiên cứu được ảnh hưởng của các yếu tố thành phần (tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic) tới độ bền của bê tông muội silic (cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl-, hệ số khuếch tán ion Cl-). Thiết lập được mối quan hệ giữa các yếu tố thành phần và cường độ chịu nén, hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic. Qua đó đề xuất xây dựng phương pháp thiết kế bê tông muội silic có xét đến độ bền thấm ion Cl-. - Xác định được thể tích lỗ rỗng của bê tông tới kích cỡ nanomet bằng phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ N2 (BET) và phân tích thể tích, kích cỡ lỗ rỗng Barrett-Joyner-Halenda (BJH). Từ đó đánh giá được sự ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng đến độ bền của bê tông muội silic. - So sánh hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở thời điểm 28 ngày và 6 tháng tuổi. Từ đó phân tích được ảnh hưởng của thời gian và sự thay đổi của thể tích lỗ rỗng tới hệ số khuếch tán ion Cl-. 100 năm cho kết cấu công trình ở môi trường biển Việt Nam.

5.2. Ý nghĩa thực tiễn

- Kết quả nghiên cứu thực nghiệm về hệ số khuếch tán ion Cl-, cường độ chịu nén trong thiết kế thành phần bê tông muội silic có thể được sử dụng làm tài liệu tham khảo cho giảng dạy và nghiên cứu ứng dụng rộng rãi bê tông muội silic.

- Thí nghiệm đo hệ số khuếch tán ion Cl- được thực hiện bằng 02 phương pháp, trong đó có phương pháp điện di nhanh xác định trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl- và phương pháp xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông là những phương pháp ít được sử dụng đã được đưa vào nghiên cứu.

- Luận án đã đề xuất phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền (chống xâm nhập ion Cl-). Qua đó góp phần hoàn thiện phương pháp thiết kế thành phần bê tông trong môi trường biển.

- Luận án với nhiều số liệu thí nghiệm, phương pháp thí nghiệm, góp phần khẳng định hiệu quả trong việc tăng cường tính chất độ bền thấm ion Cl- và cường độ chịu nén của bê tông sử dụng muội silic.

- Với việc tận dụng nguồn vật liệu muội silic từ sản phẩm công nghiệp, việc nghiên cứu ứng dụng bê tông muội silic còn góp phần giảm ô nhiễm môi trường, tăng hiệu quả kinh tế kỹ thuật cho việc xây dựng các công trình hạ tầng giao thông khu vực

biển. Hơn nữa, góp phần giảm chi phí duy tu, sửa chữa, bảo trì các công trình bê tông cốt thép bị ăn mòn trong khu vực biển. 6. Bố cục Luận án Mở đầu Chƣơng 1: Tổng quan về bê tông có độ bền ăn mòn cao trong môi trường biển. Chƣơng 2: Cơ sở lý thuyết đánh giá độ bền của bê tông muội silic Chƣơng 3: Nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới độ bền của bê tông muội silic. Chƣơng 4: Ứng dụng thiết kế bê tông muội silic cho kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng. Kết luận – Kiến nghị Danh mục công trình của tác giả Tài liệu tham khảo

CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG CÓ ĐỘ BỀN ĂN MÕN CAO TRONG MÔI TRƢỜNG BIỂN

Việt Nam là quốc gia có hơn 3200 km bờ biển, trước yêu cầu cấp thiết của công cuộc xây dựng và bảo vệ biển đảo, Đảng và Nhà nước đặc biệt quan tâm đến sự phát triển kinh tế - xã hội các vùng ven biển, hải đảo với nhiều chính sách ưu tiên phát triển, trong đó có cơ sở hạ tầng. Việc lựa chọn vật liệu, vấn đề nâng cao chất lượng và tuổi thọ cho các công trình xây dựng ở vùng biển và khu vực ven biển rất quan trọng và có ý nghĩa lớn. Sử dụng vật liệu phù hợp có chú trọng đến các biện pháp bảo vệ thích hợp thì tuổi thọ của công trình sẽ được nâng lên đáng kể. Từ đó, có thể giảm bớt các chi phí tu bổ sửa chữa hàng năm, cho phép khai thác triệt để tính năng sử dụng của vật liệu và đem lại hiệu quả kinh tế cao.

Thực tế cho thấy, vấn đề nâng cao chất lượng và tuổi thọ cho các công trình xây dựng, nhất là các công trình vùng biển hoặc ven biển, chủ yếu là giải quyết bài toán nâng cao khả năng chống ăn mòn cho bê tông trong các kết cấu xây dựng. Để có thể làm được điều đó, trước hết phải nắm vững về các quá trình ăn mòn, lựa chọn vật liệu phù hợp (thành phần bê tông, phụ gia sử dụng). Ngoài ra trong quá trình tính toán, thiết kế phải xét đến yếu tố độ bền của công trình trong điều kiện thực tế của Việt Nam.

Trên thế giới cũng như ở nước ta đã có nhiều công trình nghiên cứu về ăn mòn bê tông và bê tông cốt thép trong môi trường biển. Tuy nhiên hiện tại vẫn tồn tại những ý kiến khác nhau về bản chất của quá trình ăn mòn. Điều này có thể hiểu được do quá trình này diễn ra chậm và theo những cơ chế khác nhau. Các kết quả thí nghiệm nhanh chưa diễn tả đúng bản chất của hiện tượng phá hủy kết cấu trong thực tế.

Theo K.Mehta , ăn mòn trong môi trường biển được chia làm ba vùng chính [99]: + Vùng thường xuyên ngập nước: bao gồm các bộ phận kết cấu ngập hoàn toàn

trong nước biển.

+ Vùng thủy triều lên xuống (gồm cả phần sóng đánh): bao gồm các bộ phận kết cấu làm việc ở vị trí giữa mực nước thuỷ triều lên xuống thấp nhất và cao nhất, tính cả phần bị sóng đánh vào.

+ Vùng khí quyển trên biển và ven biển: bao gồm các bộ phận kết cấu làm việc trong vùng không khí trên biển và ven biển vào sâu trong đất liền tới 20 km.

Ba vùng chính của môi trường biển có ảnh hưởng tới ăn mòn kết cấu bê tông cốt

thép được mô tả dưới Hình 1.1 dưới đây.

Có thể thấy rằng, để bảo vệ cả ―kết cấu bê tông cốt thép‖ thì chất lượng lớp bê tông bảo vệ có vai trò rất quan trọng. Trong điều kiện lý tưởng, nếu tạo ra được một lớp bê tông đặc tuyệt đối, không có lỗ rỗng, các thành phần gây hại không có cơ hội xâm nhập vào, thì quá trình ăn mòn sẽ gần như không xuất hiện. Trên thực tế, nếu lớp bê tông bảo vệ có độ đặc chắc càng cao, thì hiện tượng ăn mòn sẽ càng được hạn chế với cả bê tông và cốt thép.

Hình 1.1. Sơ đồ mô tả tác động phá hủy bê tông ở các vùng khác nhau [99]

Vì những lý do đó mà mục tiêu của Chương I là tập trung tìm hiểu về bản chất,

cơ chế ăn mòn bê tông cốt thép trong môi trường nước biển, tình hình nghiên cứu về

ăn mòn bê tông cốt thép trên thế giới. Từ đó, đề xuất giải pháp sử dụng vật liệu mới,

kết cấu mới để nâng cao tuổi thọ của các công trình sử dụng bê tông cốt thép trong môi

trường xâm thực mạnh bởi nước biển.

1.1. Khái quát về ảnh hƣởng của môi trƣờng biển tới độ bền bê tông 1.1.1. Khái niệm về môi trƣờng biển

Bê tông được xem là vật liệu đá nhân tạo, có tính bền vững cao, không bị phân

hủy hay cháy nổ. Các công trình bê tông, bê tông cốt thép trong những môi trường có

tính xâm thực cao, chịu tác động của các yếu tố môi trường (nắng, mưa, gió, bão, nhiệt

độ, axit, các chất hòa tan trong nước ngầm…). Theo thời gian xảy ra hiện tượng ăn

mòn, phá hủy bê tông, gây suy giảm khả năng làm việc, tuổi thọ của công trình sử

dụng vật liệu bê tông cốt thép. Môi trường biển có chứa rất nhiều các yếu tố gây tác động xấu đến chất lượng, độ bền của bê tông, gây suy giảm tuổi thọ của các công trình. Theo kết quả khảo sát của các cơ quan nghiên cứu trong nước như Viện KHCN

Xây dựng [24] [40], Viện Khoa học Thủy lợi [2][41], Viện KHCN GTVT [43]…tình

trạng suy giảm tuổi thọ công trình bê tông, bê tông cốt thép làm việc trong môi trường biển là rất đáng lo ngại. Thực tế có hơn 50% bộ phận kết cấu bê tông, bê tông cốt thép bị ăn mòn, hư hỏng nặng hoặc bị phá hủy chỉ sau 10-30 năm sử dụng. Hầu hết các kết cấu này trong quá trình làm việc đều tiếp xúc với môi trường không khí và nước biển [17]. Giữa vật liệu và môi trường luôn xảy ra các tác động qua lại. Tác động xâm thực

của môi trường biển tới độ bền công trình bê tông, bê tông cốt thép chủ yếu như sau:

- Quá trình cacbonat hóa làm giảm độ pH của bê tông theo thời gian, làm vỡ màng thụ động có tác dụng bảo vệ cốt thép, đẩy nhanh quá trình ăn mòn cốt thép dẫn

2- vào bê tông, tương tác với các sản phẩm thủy hóa

đến phá hủy kết cấu.

- Quá trình thấm ion SO4

của xi măng tạo ra khoáng ettringit trương nở thể tích gây phá hủy kết cấu.

- Quá trình khuếch tán oxi, ion clo và hơi ẩm vào bê tông trong điều kiện nhiệt

độ không khí cao gây ăn mòn cốt thép.

- Quá trình ăn mòn vi sinh vật, ăn mòn cơ học do sóng, ăn mòn rửa trôi.

 Phân loại môi trƣờng biển

Tùy thuộc vào hướng tiếp cận mà chúng ta có thể phân loại môi trường biển theo

nhiều cách khác nhau. Trong định hướng của luận án này, môi trường biển có thể được

phân loại theo sự tương tác của chúng đối với các kết cấu bê tông. Theo đó, môi

trường biển có thể được phân loại thành ba loại như sau: khu vực ngập trong

nước biển; khu vực chịu sóng, thủy triều; khu vực trên mực nước biển.

 Khu vực ngập trong nước biển: Đây là khu vực mà kết cấu ngập dưới mực nước thủy triều, luôn chìm trong nước 2- trong nước biển, chủ yếu dễ bị xâm hại hóa học bởi các thành phần Mg2+ và SO4 biển. Ở khu vực này thiếu oxi hòa tan, dẫn đến sự hạn chế của quá trình khuếch tán ion Cl-, vì vậy mức độ ăn mòn của kết cấu tại khu vực này thường ít hơn so với các khu vực khác. Tuy nhiên, các kết cấu trong khu vực này phải chịu ảnh hưởng bởi áp suất

thủy tĩnh của nước, sự phá hoại của vi sinh vật và đặc biệt là sự xâm thực của nước

biển.

 Khu vực chịu sóng, thủy triều: Đây là khu vực giữa mực nước thủy triều thấp và cao. Tại khu vực này, kết cấu

bê tông liên tục trải qua các chu kỳ ướt và khô, kết hợp với lực hút mao dẫn làm gia

tăng việc khuếch tán ion clo vào kết cấu, từ đó gây ra sự ăn mòn với cốt thép trong kết

cấu. Khu vực này cũng chịu ảnh hưởng mạnh mẽ bởi tác động của băng giá, sự mài

mòn cơ học từ môi trường (sóng đánh, tác động của cát, đá, sỏi …) dẫn đến sự nứt vỡ,

ăn mòn và giảm khả năng làm việc của kết cấu.

 Khu vực trên mực nước biển: Khu vực tiếp xúc với không khí trên mức thủy triều. Ở khu vực này, bê tông cốt thép rất dễ bị ăn mòn cốt thép do ion Cl- gây ra dẫn đến sự xuất hiện của các vết nứt và gây ra sự suy giảm khả năng làm việc của kết cấu. Các công trình, kết cấu bê tông cốt thép trong khu vực này chiếm 70% trong các kết cấu vùng biển đã xây dựng ở nước ta.

1.1.2. Các đặc trƣng của môi trƣờng biển trên thế giới và Việt Nam

 Trên thế giới

71% bề mặt trái đất được bao phủ bởi các vùng nước và trong đó gần 96,5% được bao phủ bởi nước biển. Vì vậy, số lượng các kết cấu bê tông chịu tác động của bê tông hoặc tiếp xúc trực tiếp hoặc gián tiếp bởi gió mang theo nước biển là rất lớn.

Nói chung, nước biển chứa 3,5% các thành phần hòa tan theo khối lượng. Hàm lượng ion của Na+ và Cl- chiếm nhiều nhất trong nước biển, thông thường lần lượt là 11.000 và 20.000 mg/lít. Nước biển cũng chứa Mg2+ và SO4 2- tương ứng 1400 và 2700 mg/lít. Độ pH của nước biển dao động trong khoảng 7,5 đến 8,4; độ pH trung bình khoảng 8,2. Nước biển cũng chứa một lượng CO2. Nếu nồng độ CO2 hòa tan trong nước biển cao hơn thì độ pH có thể giảm xuống dưới 7,5 [154]. Nồng độ các ion chính ở một số vùng biển nổi tiếng trên thế giới được tổng hợp trong bảng dưới đây:

Bảng 1.1: Thành phần hóa học của một số vùng biển trên thế giới [154]

Tên vùng biển/Tên loại ion Na+ Mg2+ Nồng độ ion (mg/l) Cl-

2-

SO4

Tổng nồng độ hòa tan 17085 26409 Tỷ lệ hòa tan 3,90 2,52 4900 8100 640 1035 9500 14390 1362 2034

12400 1500 21270 2596 38795 1,72 Biển đen Biển Marmara Biển Mediterranean

12200 1110 16550 2220 33060 2,02 Biển Bắc

11100 1210 20000 2180 35370 1,88 Biển Atlantic

260 2300 1200 1867 3960 36900 18200 22660 580 5120 2600 3050 7110 66650 32540 40960 9,37 1,00 2,05 1,63 2190 Biển Baltic Biển Arabian Gulf 20700 9740 Cơ sở nghiên cứu 11350 Biển Đỏ

 Ở nƣớc ta Việt Nam có đường bờ biển dài hơn 3200 km từ 8o37’ đến 21o32’ Bắc với điều

kiện nóng ẩm mang tính đặc thù của khí hậu Việt Nam [41]:

*Thành phần của nước biển: Nước biển Việt Nam có thành phần hoá học, độ mặn và tính xâm thực tương đương các đại dương khác trên thế giới, riêng vùng gần bờ có suy giảm chút ít do ảnh hưởng của các con sông chảy ra biển [27] . Được trình bày ở Bảng 1.2.

Bảng 1.2: Thành phần hóa học của nƣớc biển vùng phía Bắc Việt Nam [27]

Đơn vị Vùng biển Hòn Gai Vùng biển Hải phòng

Chỉ tiêu pH Cl- Na+ 2- SO4 Mg2+ - mg/l mg/l mg/l mg/l 7,8 - 8,4 6500 – 18000 - 1400 – 2500 200 - 1200 7,5 - 8,3 9000 - 18000 - 2 - 2200 2 - 1100

* Bức xạ mặt trời: Việt Nam nằm trong vành đai nội chí tuyến nên bức xạ mặt trời nhận được trên vùng ven biển khá lớn từ 100¸150 kcal/cm2. Lượng nhiệt bức xạ tăng dần từ Bắc vào

Nam và đạt cao nhất ở cực Nam Trung bộ. Với lượng bức xạ cao như vậy đã thúc đẩy quá trình bốc hơi nước biển đem theo ion Cl- vào trong khí quyển [41].

* Nhiệt độ không khí: Vùng biển nước ta có nhiệt độ không khí tương đối cao, trung bình từ 22,5 - 22,7oC, tăng dần từ Bắc vào Nam. Miền Bắc có 2, 3 tháng mùa đông, nhiệt độ dưới 20oC. Miền Nam nhiệt độ cao đều quanh năm, biên độ dao động 3-7oC [41].

* Độ ẩm không khí: Độ ẩm tương đối của không khí ở mức cao so với các vùng biển khác trên thế

giới, dao động trung bình từ 75% - 80%. Cụ thể:

Vùng ven biển Bắc bộ và Bắc Trung bộ: 83% - 86%; Vùng ven biển Trung và Nam Trung bộ: 75% - 82%; Vùng ven biển Nam bộ: 80% - 84%. Theo TCVN 3994:1985, với độ ẩm tương đối cao như vậy, môi trường không khí trên biển và ven biển Việt Nam có ảnh hưởng mạnh tới quá trình ăn mòn thép trong bê tông cốt thép.

* Thời gian ẩm ướt bề mặt ở ven biển: Đây là đặc điểm riêng của khí hậu ven biển Việt Nam có ảnh hưởng rất lớn tới quá trình ăn mòn thép trong bê tông cốt thép. Tổng thời gian ẩm ướt bề mặt kết cấu ở một số địa phương vùng ven biển Việt Nam được xác định theo công thức (1.1):

(1.1) Tướt = Tmưa + Tsương mù + Tnồm + Tkéo dài ẩm

Trong đó: Tướt : Tổng thời gian ẩm ướt bề mặt, h Tmưa : Thời gian mưa, h Tsương mù : Thời gian sương mù, h Tnồm : Thời gian nồm, h Tkéo dài ẩm : Thời gian kéo dài ẩm tính từ sau khi mưa hoặc sương mù cho đến khi

màng nước còn đọng lại bay hơi hoàn toàn, h.

Thời gian gây ướt bề mặt kết cấu ở vùng ven biển các tỉnh Miền Bắc tập trung vào mùa xuân, còn các tỉnh Miền Nam tập trung vào các tháng mưa mùa hạ và chỉ bằng khoảng 50% so với Miền Bắc (Hình 1.2) [27].

* Vận tốc gió: Vận tốc gió trung bình ở vùng biển không lớn nhưng hàng năm thường có các đợt gió lớn như bão, lốc, gió mùa Đông Bắc, gió mùa Tây Nam. Tốc độ cực đại có thể đạt tới 140 km/h. Hướng gió thịnh hành là Đông Bắc, Đông Nam và Tây Nam.

Các hướng gió này đều thổi từ biển vào mang theo các chất xâm thực và có thể gây ảnh hưởng sâu vào trong đất liền tới 20-30 km đối với vùng biển miền Bắc; 20-50 km đối với vùng biển miền Nam [27].

300

250

200

) ờ g ( n a g

150

ờ h T

100

6 Tháng

Quảng Ninh

Đà Nẵng

Thanh Hóa

Nha Trang

Hình 1.2: Tổng thời gian ƣớt bề mặt kết cấu công trình vùng ven biển Việt Nam [27]

* Hàm lượng ion Cl- trong không khí: Hàm lượng muối phân tán trong không khí sát mép nước tại các Trạm đo ở các tỉnh Miền Bắc dao động từ 0,4 - 1,3 mg/m3. Ở miền Nam, giá trị này là 1,3 - 2,0 mg/m3. Nồng độ ion Cl- giảm mạnh ở cự ly 200m - 250m tính từ mép nước biển, sau đó tiếp tục giảm dần khi đi sâu vào trong đất liền (Hình 1.3) [27].

1.6

1.2

) 3 m / g m

0.8

0.4

( - l C g n ợ ư

m à H

200

400

600

800

1000

1200

1400

Khoảng cách mép nước (m)

Đà Nẵng

Hải Phòng

Ảnh hưởng của khí quyển ven biển tới quá trình ăn mòn thép và bê tông cốt thép lên tới 20 – 30 km đối với vùng biển miền Bắc; 20-50 km đối với vùng biển miền Nam [27], [43].

Hình 1.3: Phân bố nồng độ ion Cl- trong không khí theo cự ly cách mép nƣớc [27] 1.1.3. Ảnh hƣởng của môi trƣờng biển tới độ bền bê tông

Kết cấu bê tông cốt thép có thể bị ảnh hưởng từ các thành phần trong nước biển và điều kiện tự nhiên dẫn đến các biến đổi về mặt lý học và hóa học và gây ra sự suy giảm khả năng làm việc của kết cấu. Bên cạnh những tác động vật lý như sói mòn, rửa trôi…những tác động của môi trường biển đến kết cấu BTCT có thể tóm lược như sau.

1.1.3.1. Hiện tƣợng ăn mòn cốt thép do ion Cl- gây ra

Trong môi trường biển Việt Nam, do đặc thù điều kiện khí hậu nóng ẩm chứa hàm lượng ion Cl- cao nên kết cấu BTCT thường bị ăn mòn và phá huỷ nhanh, đặc biệt nghiêm trọng ở khu vực chịu sóng và thủy triều, khu vực trên mực nước biển và khu

vực ven biển. Mức độ ăn mòn nhanh và mạnh nhất là vùng cách mặt nước biển khoảng

0,8 - 1,5 m. Kết quả khảo sát thực tế cho thấy các công trình BTCT sau một thời gian sử dụng đều có dấu hiệu gỉ cốt thép ở mức độ khác nhau, dẫn đến không đảm bảo về

tuổi thọ công trình [35], [40].

Có thể khái quát thực trạng ăn mòn BTCT ở vùng biển Việt Nam như sau [25]:

Tình trạng ăn mòn và hư hỏng các công trình BTCT nghiêm trọng và đã tới mức báo động. Tốc độ ăn mòn làm hư hỏng công trình diễn ra khá nhanh. Hiện nay bên

cạnh một số công trình có tuổi thọ trên 30 - 40 năm, có nhiều công trình đã bị ăn mòn

và hư hỏng nặng chỉ sau 20 - 25 năm sử dụng, thậm chí nhiều kết cấu bị phá huỷ nặng

nề chỉ sau 10 - 15 năm sử dụng.

Thiệt hại do ăn mòn gây ra là đáng kể và nghiêm trọng, chi phí cho sửa chữa

khắc phục hậu quả ăn mòn có thể chiếm tới 30% - 70% mức đầu tư xây dựng.

Dự báo trong giai đoạn tới, nhu cầu đầu tư xây mới và sửa chữa công trình ở

vùng biển sẽ rất lớn. Vì vậy, cần kịp thời triển khai công tác phổ biến các giải pháp kỹ

thuật chống ăn mòn nhằm đảm bảo chất lượng và tuổi thọ lâu dài cho công trình. Bên cạnh đó cần phải lựa chọn vật liệu phù hợp, tính toán thiết kế có xét đến yếu tố độ bền

để giảm hiện tượng ăn mòn, đảm bảo tuổi thọ lâu dài cho công trình.

1.1.3.2. Quá trình hydrat hóa

Các sản phẩm chính của quá trình hydrat hóa xi măng Pooc lăng dễ bị phân hủy bởi các thành phần của nước biển như CO2, MgCl2 và MgSO4. Các sản phẩm này được hình thành bằng cách hydrat hóa các hợp chất dicalcium silicate (C2S) và tricalcium silicate (C3S) của xi măng Pooc lăng, phần sẽ tạo ra hai hydrat canxi hydroxit tinh thể, Ca(OH)2 và tricalcium disilicate hydrate, 3CaO.2SiO2.3H2O hoặc C3S2H3.

Với sự có mặt của thạch cao, quá trình hydrat hóa hợp chất tricalcium aluminate (C3A) của xi măng Pooc lăng thông thường sẽ tạo ra một hydrat monosulphate tinh thể, 3CaO.Al2O3.CaSO4.18H2O. Hợp chất này sẽ dẫn đến phản ứng giãn nở liên quan đến sự hình thành ettringite khi xi măng Pooc lăng cứng tiếp xúc với nước có sulfat.

Dĩ nhiên, hydrat monosulphate không có trong các sản phẩm hydrat hóa của xi măng Pooc lăng chống sulfat do hàm lượng C3A thấp dưới 3,5% của các loại xi măng đó. Các loại xi măng chứa C3A hơn 10% trọng lượng sẽ rất dễ bị xâm hại bởi sulfat, chẳng hạn như xi măng Pooc lăng thông thường.

1.1.3.3. Hiện tƣợng cacbonat hóa

Độ pH của nước biển thường là 8 và chỉ có một lượng rất ít CO2 hòa tan từ không khí [98]. Tuy nhiên, khi có chất hữu cơ phân rã, nồng độ CO2 trở nên cao và nước biển trở thành axit có độ pH ≤ 7. Trong các điều kiện này, các phản ứng cacbon hóa với tất cả các sản phẩm xi măng ngậm nước có thể dẫn đến sự hư hỏng bê tông. Phản ứng cacbonat cũng có thể xảy ra khi bê tông tiếp xúc với nước ngầm hoặc nước thấm qua nước với nồng độ CO2 cao và độ pH thấp. Ca(HCO3)2 và thạch cao được tạo ra thông qua các phản ứng hóa học đều hòa tan trong nước và do đó có thể bị rửa trôi khỏi kết cấu bê tông. Từ đó dẫn đến sự thất thoát vật liệu và giảm độ bền của kết cấu. 1.1.3.4. Muối ma giê

Hàm lượng MgCl2 điển hình của nước biển là 3200 ppm, đủ để gây ra sự suy giảm khả năng làm việc của xi măng Pooc lăng do sự xâm hại của ion Mg2+. Canxi hydroxit sẽ theo phản ứng như sau tạo ra kết tủa đậm đặc của bruxit Mg(OH)2:

(1.2)

CaCl2 bị rửa trôi dẫn đến thất thoát vật liệu và giảm độ cứng của bê tông.

1.1.3.5. Xâm hại sulfat

Các nguồn nước ngầm tự nhiên, nước ô nhiễm và nước biển đều có thể có thể xuất hiện sự xâm hại sulfat cho cấu kiện bê tông. Các ion sulfat từ nước biển phản ứng với các sản phẩm hydrat của xi măng Pooc lăng [98], [125] và gây ra sự hư hỏng của cấu kiện bê tông. Nồng độ NaCl cao làm tăng khả năng hòa tan của thạch cao và cũng ngăn chặn sự kết tủa nhanh trong nước biển. Ngoài ra, sự xâm hại sulfat cũng làm tăng khả năng hòa tan của Ca(OH)2 và Mg(OH)2. Kết quả sẽ dẫn đến suy giảm khả năng làm việc của bê tông.

Sự hình thành của ettringite có thể gây ra sự giãn nở và nứt, đặc biệt là với bê tông trên đất liền và trong phòng thí nghiệm [125]. Tuy nhiên, trong môi trường biển, sự giãn nở và nứt thường được ngăn chặn do khả năng hòa tan của ettringite trong nước biển. Do đó, ettringite cùng với thạch cao có thể bị rửa trôi khỏi bê tông. Một sự khác biệt khác với sự xâm hại sulfat trên đất liền là sự hiện diện của magie sulfat trong nước biển sẽ phá vỡ cấu trúc của xi măng Pooc lăng bằng cách phản ứng với 3CaO.2SiO2.3H2O của xi măng [97]. Kết quả là sự xâm hại sulfat trong môi trường biển làm cho bê tông bị giảm cường độ và trở nên giòn hơn. Việc rửa trôi các hợp chất và sự sụt giảm cường độ của bê tông do quá trình xâm hại sulfat càng trở nên trầm trọng hơn vì có sự hiện diện của ion Cl- trong nước biển. Sự xâm hại sulfat trong vùng ngập nước của bê tông biển sẽ chậm hơn so với các khu vực cao hơn, vì những vị trí đó có chu kỳ làm ướt và khô xen kẽ liên tục sẽ làm tăng tốc quá trình xuống cấp.

Một số phản ứng hóa học có xu hướng làm suy yếu bê tông trong môi trường biển cũng đã được xem xét một cách thận trọng. Ion Mg2+ từ magie sulfat có thể thay thế ion Ca2+ từ 3CaO.2SiO2.3H2O, cuối cùng tạo thành magie silicate làm tăng độ xốp của bê tông. Một dạng ettringite biến đổi cũng đã được nhận thấy trong bê tông ở môi

trường biển có thể gây hư hỏng cho cấu kiện bê tông, loại ettringite này có chứa tới 5% SiO2 và 0,2% Cl- [151]. 1.1.4. Các biện pháp tăng cƣờng độ bền bê tông sử dụng trong môi trƣờng biển

Để đảm bảo độ bền lâu dài cho các công trình xây dựng trong môi trường biển Việt Nam cần thực hiện nghiêm ngặt các yêu cầu kỹ thuật sau đây đối với bê tông và bê tông cốt thép: yêu cầu về lựa chọn vật liệu đầu vào; yêu cầu về thiết kế; yêu cầu về thi công; yêu cầu áp dụng biện pháp chống ăn mòn bổ sung; yêu cầu về quản lý sử dụng và bảo trì công trình [19]. 1.1.4.1. Yêu cầu về lựa chọn vật liệu đầu vào

Vật liệu đầu vào để chế tạo bê tông bao gồm: xi măng, cốt liệu, nước trộn, phụ

gia, cốt thép cần tuân thủ các yêu cầu tiêu chuẩn. 1.1.4.2. Yêu cầu về thiết kế

Ngoài việc tuân thủ theo các tiêu chuẩn thiết kế TCVN hiện hành về kết cấu bê tông và bê tông cốt thép, đối với các công trình xây dựng trong vùng biển Việt Nam để đảm bảo độ bền lâu dài cần đáp ứng thêm một số yêu cầu đặc thù khác. Việc thiết kế cần phải tuân theo các tiêu chuẩn liên quan đến mỗi dạng kết cấu như: TCVN 5574:2018, TCVN 4116:1985, TCVN 12251:2020, TCVN 9139:2012. Ngoài ra các loại vật liệu sử dụng cho kết cấu bê tông trong môi trường xâm thực còn phải đáp ứng các yêu cầu chung về độ bền, tuổi thọ theo tiêu chuẩn TCVN 12041:2017. Các yêu cầu cụ thể đối với bê tông, bê tông cốt thép theo TCVN 12041:2017 được trình bày ở Bảng 1.3; 1.4; 1.5 dưới đây. Bảng 1.3: Yêu cầu tối thiểu về bê tông chống ăn mòn trong môi trƣờng biển theo TCVN 12041:2017 [12]

Tên chỉ tiêu

Loại môi trƣờng và mức độ xâm thực XS2 Vùng ngập nƣớc XS3 Vùng thủy triều/bắn tóe XS1 Vùng không khí

Tỷ lệ N/CKD lớn nhất 0,45 0,40 0,40

Cấp độ bền chịu nén nhỏ nhất B35 B45 B45

Mác theo cường độ nén nhỏ nhất, MPa 45 60 60

Hàm lượng xi măng tối thiểu (kg/m3) 320 340 360

Bảng 1.4: Giới hạn hàm lƣợng ion Cl- trong bê tông theo TCVN 12041:2017 [12]

Cấp hàm lƣợng ion Cl- Dạng kết cấu bê tông và bê tông cốt thép

Không có cốt thép

Có cốt thép thường

Có cốt thép dự ứng lực Cl 1,0 Cl 0,2 Cl 0,4 Cl 0,1 Hàm lƣợng ion clo cho phép, % so với khối lƣợng xi măng(2) 1,00 0,20 0,40 0,10

0,20 căng trước

Cl 0,2 - Hàm lượng ion Cl- trong bê tông được tính bằng tổng lượng ion Cl- có trong xi măng, cốt liệu, nước trộn và phụ gia hóa học. Trường hợp tổng giá trị theo tính toán vượt quá giới hạn cho phép thì phải xác định trên bê tông đã đóng rắn theo TCVN 7572-15:2006, hàm lượng không được vượt quá 0,6 kg/m3 đối với bê tông cốt thép thông thường và 0,3 kg/m3 đối với bê tông cốt thép dự ứng lực căng trước. - Trường hợp sử dụng một loại bê tông đặc biệt nào đó thì cấp hàm lượng ion Cl- được chọn dựa vào giá trị quy định trong thiết kế. - Khi sử dụng phụ gia thay thế xi măng và có tính đến hàm lượng xi măng, hàm lượng ion Cl- được tính theo tổng khối lượng xi măng và phụ gia; - Các cấp hàm lượng ion Cl- khác có thể được chấp nhận đối với bê tông sử dụng xi măng pha xỉ lò cao theo quy định trong thiết kế.

Bảng 1.5: Quy định về lớp bê tông bảo vệ cốt thép theo TCVN 12041:2017 [12]

Cấp cấu tạo độ bền lâu và tuổi thọ S1 S2 S3 S4 S5 S6 Chiều dày tối thiểu lớp bê tông bảo vệ theo từng loại môi trƣờng và mức độ xâm thực, mm XS2 25 30 35 40 45 50 XS3 30 35 40 45 50 55 XS1 20 25 30 35 40 45

Trong đó: XS1: Vùng khí quyển trên mặt nước biển (ứng với phần bê tông trên mặt nước biển). XS2: Vùng ngập trong nước biển (ứng với phần bê tông nhập hoàn toàn trong nước biển). XS3: Vùng thủy triều lên xuống và sóng táp (ứng với phần bê tông trong khu vực nước biển lên xuống bao gồm cả phần sóng táp). 1.1.4.3. Yêu cầu về công nghệ thi công [41]

Thi công chính là giai đoạn thể hiện các ý đồ thiết kế trên công trường. Đây là mắt xích rất quan trọng để đảm bảo chất lượng công trình. Do vậy phải tuân thủ nghiêm ngặt các qui phạm thi công, nghiệm thu và giám sát chất lượng công trình đã ban hành.

Thực tế đã chứng minh rằng, do trình độ công nghệ thi công chưa cao, tổ chức thi

công không chặt chẽ, tay nghề và ý thức công nhân kém, giám sát kỹ thuật lỏng lẻo là

những nguyên nhân dẫn đến chất lượng bê tông trên các công trình đã xây dựng ở

vùng biển Việt Nam không đồng đều, nhiều kết cấu không đạt sự đồng nhất cao về

cường độ bê tông và chiều dày lớp bảo vệ dẫn tới ăn mòn cục bộ.

Qui trình thi công bê tông trong môi trường ven biển nói chung tương tự như

trong vùng nội địa theo TCVN 4453:1995, chỉ ở vùng nước thuỷ triều lên xuống và

vùng ngập nước là cần áp dụng công nghệ thi công đặc biệt nhằm đảm bảo bê tông

không bị nhiễm mặn.

Khi thi công bê tông trong môi trường biển cần thực hiện tốt các yêu cầu sau:

+ Thiết kế thành phần bê tông theo chỉ dẫn kỹ thuật;

+ Khi ghép cốp pha và lắp đặt thép cần căn chỉnh bằng con kê để đảm bảo

chiều dày lớp bê tông bảo vệ theo đúng yêu cầu thiết kế;

+ Nên dùng hỗn hợp bê tông với độ sụt hợp lý.

+ Đảm bảo bê tông đồng nhất, hệ số dao động cường độ d < 0,1;

+ Đảm bảo chiều dày và độ đặc chắc của lớp bê tông bảo vệ;

+ Duy trì nghiêm ngặt chế độ bảo dưỡng dưỡng ẩm theo TCVN 5592:1991;

+ Giữ bê tông mới đổ không tiếp xúc nước biển trong vòng 5, 7 ngày;

+ Xử lý mạch ngừng thi công bằng hồ vữa ximăng chống thấm mác cao.

Các số liệu khảo sát thực tế cho thấy, hiện tượng ăn mòn và phá huỷ kết cấu cấu

thường xảy ra ở những vùng chịu tác động xâm thực mạnh của môi trường, đặc biệt ở

vùng nước thuỷ triều lên xuống, bề mặt ngoài công trình, khu phụ, khu dùng nước,

những chổ kết cấu thường xuyên bị khô ẩm. Còn ở những chỗ khô ráo, kết cấu ít bị ăn

mòn hơn. Vì vậy cần lựa chọn áp dụng biện pháp chống ăn mòn bổ sung thích hợp cho

kết cấu trong các điều kiện làm việc để đạt được hiệu quả chống ăn mòn và đảm bảo

được độ bền cho kết cấu trong môi trường biển.

Trong trường hợp không làm được kết cấu BTCT hoặc chiều dày lớp bảo vệ

tương đương như yêu cầu, có thể áp dụng các biện pháp chống thấm bổ sung như sau:

- Trát vữa chống thấm: vữa xi măng có pha nhũ tương polime M250, 300.

- Sơn chống ăn mòn cốt thép: sơn xi măng, sơn xi măng- polime, sơn hoá chất

cao phân tử, các loại sơn này phải đảm bảo khả năng dính kết giữa cốt thép

được sơn với bê tông.

- Sơn phủ mặt ngoài kết cấu: dùng các loại sơn epoxi và các hợp chất cao

phân tử có độ dính kết cao với bê tông và đàn hồi tốt.

- Tuân thủ chặt chẽ các yêu cầu về quản lý sử dụng và bảo trì công trình

1.2. Khái quát về độ bền của bê tông

1.2.1. Độ bền bê tông

1.2.1.1. Khái niệm [22]

Độ bền của công trình bê tông là một khái niệm đặc trưng cho khả năng duy trì

các tính chất của công trình đã được thiết kế về mặt kết cấu, độ an toàn, hiệu quả sử

dụng và cả về mặt thẩm mĩ dưới các tác động của môi trường với một chi phí bảo trì,

bảo dưỡng thấp nhất có thể (đã được tính toán trước).

Độ bền của công trình phụ thuộc vào các yếu tố như thiết kế, chất lượng vật

liệu, việc sử dụng công trình, điều kiện môi trường xung quanh như mưa, gió, nước

ngầm...Độ bền, tuổi thọ của một công trình bê tông có liên hệ trực tiếp tới khả năng

ngăn cản các yếu tố có hại từ môi trường ngoài xâm thực, thẩm thấu thông qua độ xốp,

hệ thống lỗ rỗng trong bê tông. Khả năng chống lại hiện tượng nói trên của bê tông

được đặc trưng bởi ba đại lượng vật lý: độ thấm, độ khuếch tán và độ hấp thụ. Ba đại

lượng này được coi là ―chỉ số độ bền‖ của bê tông. Trong đó, độ thấm mô tả dòng dịch

chuyển (không khí hoặc nước) gây ra bởi sự chênh lệch áp suất và phụ thuộc vào kích

thước các lỗ rỗng, mức độ liên kết giữa các lỗ rỗng mà dòng chất lỏng hoặc khí có thể

dịch chuyển qua. Độ khuếch tán đặc trưng cho khả năng dịch chuyển của các phân tử

hóa học do chênh lệch nồng độ các chất có trong bê tông. Đại lượng này không phụ

thuộc vào kích thước lỗ rỗng nhưng phụ thuộc vào mức độ liên kết giữa các lỗ rỗng.

Độ hấp thụ là kết quả của quá trình loại bỏ các ion tự do khỏi nước trong lỗ rỗng. Việc

vận chuyển các chất thông qua độ thấm hoặc độ khuếch tán, đặc trưng cho khả năng

làm việc của bê tông. Do vậy, khả năng chống lại việc vận chuyển các chất trong bê

tông càng cao thì độ bền của bê tông càng lớn.

Ngày nay, có thể coi việc định nghĩa độ bền của bê tông là việc lựa chọn, hoạch

định bê tông có những đặc tính phù hợp, đủ khả năng chống lại những tác động xấu từ

môi trường xung quanh nhằm kéo dài tuổi thọ và thời gian công tác. Những đặc tính

liên quan đến độ bền của bê tông bao gồm tỉ lệ xi măng tối thiểu, độ đầm chặt, tỷ lệ N/X (nước/xi măng), chiều dày tối thiểu lớp bảo vệ và hàm lượng ion Cl- tối đa trong bê tông [22].

GS. Mutsuyoshi (2001) đưa ra thống kê trên các cầu bê tông cốt thép ở Nhật Bản

100%

80%

66%

60%

40%

18%

20%

Mỏi Đóng, tan

băng

Xâm nhập clorua

Xây dựng kém

Thiếu vữa Các bon nát hóa

được mô tả ở Hình 1.4 cho thấy có đến 66% số lượng các công trình khảo sát bị hư hại do ăn mòn ion Cl- gây ra, trong khi đó hiện tượng cacbonat hóa chỉ chiếm 5%.

Hình 1.4: Thống kê nguyên nhân gây suy giảm tuổi thọ trên các cầu BTCT tại Nhật Bản [73]

Nghiên cứu đã cho thấy ăn mòn do ion Cl- gây ra là nguyên nhân chủ yếu ảnh

hưởng đến độ bền của bê tông. 1.2.1.2. Các nghiên cứu về độ bền cơ lý [22]

Các khuyết tật vật lý chính trong bê tông bị gây ra bởi các nguyên nhân chính sau: Đóng băng và tan băng, bị ảnh hưởng nghiêm trọng hơn khi có thêm tác động của muối trong môi trường biển; Nứt sớm do co ngót và nhiệt độ; Nứt do kết tinh muối trong bê tông; Nứt do co ngót khô; Nứt do xói mòn và mài mòn.

a. Đóng băng và tăn băng

Khi hiện tượng đóng băng xảy ra, nước trong bê tông làm cho khối lượng bê tông tăng lên 9% trong quá trình đóng băng. Do đó, cần có đủ không gian các lỗ rỗng không chứa nước để có thể chứa đủ lượng nước khi băng tan gây ra. Tuy nhiên khối lượng nước tăng lên sẽ làm phá vỡ sự toàn vẹn của bê tông tươi hoặc cấu trúc bê tông. Sau khi bị đông lạnh, rất khó làm bê tông có tính thống nhất lại. Cường độ bê tông sẽ giảm đáng kể đến 50% nếu bê tông bị đóng băng trong vòng một vài giờ sau khi đổ hoặc khi chưa đạt được cường độ nén là 3,5 MPa. Tổn thất về cường độ bê tông do hiện tượng này gây ra cần phải được tính toán trong quá trình thiết kế. Hạt cốt liệu về cơ bản đều không phải là loại vật liệu chống băng do vậy, theo nguyên tắc sau khi hấp thụ nước sẽ trương nở về thể tích và gây phá vỡ cấu trúc hồ xi măng, ảnh hưởng đến độ bền của bê tông.

b. Nứt sớm do co ngót và nhiệt độ

Vấn đề nứt do thay đổi nhiệt trong quá trình tuổi sớm có liên quan chặt chẽ đến quá trình hydrat hóa của xi măng. Khi quá trình hydrat hóa xảy ra, một lượng lớn nhiệt (khoảng 500 J/kg ~ 120 cal/g) có thể được giải phóng. Do độ dẫn nhiệt của bê tông thấp, nhiệt độ rất cao có thể được tạo ra từ bên trong của một khối lượng lớn bê tông. Đồng thời, nhiệt độ bên ngoài của khối bê tông thấp dẫn đến sự chênh lệch nhiệt độ lớn giữa trong và ngoài xảy ra. Nhiệt lượng tỏa ra trong quá trình hydrat hóa hình thành trạng thái tự cân bằng ứng suất giữa ứng suất kéo của lớp ngoài và ứng suất nén bên trong lõi bê tông. Nếu các ứng suất kéo vượt quá giới hạn độ bền kéo của bê tông sẽ xuất hiện các vết nứt gọi là nứt nhiệt. Các vết nứt thường xuất hiện trên bề mặt và hình thành một mạng lưới. Nguy hiểm hơn nữa, các vết nứt nhiệt này sẽ phát triển rộng ra do ứng suất kéo gây ra bởi sự chênh lệch nhiệt độ giữa các phần tiếp giáp của các lần đổ khác nhau khi đúc bê tông. Chiều rộng các vết nứt có thể dao động từ 1-3 mm và tiếp túc mở rộng theo thời gian làm việc.

c. Nứt do kết tinh muối trong bê tông

Trong bê tông, tác động mạnh mẽ của muối kết tinh gần bề mặt kết cấu có thể chỉ gây ra những vấn đề nhỏ và không làm cho bê tông trở nên xốp hoặc yếu đi. Tuy nhiên nghiêm trọng hơn là những tác động hóa học gây ra khi hàm lượng muối kết tinh tập trung tại một vị trí tăng lên. Nó trở thành yếu tố có hại gây ăn mòn bê tông.

d. Nứt do co ngót khô

Co ngót khô trong bê tông là một hiện tượng thường xuyên xảy ra trong bê tông. Co ngót là một trong những lý do cơ bản gây ra các vết nứt nhỏ. Cơ chế co ngót rất phức tạp và phụ thuộc vào tỷ lệ thành phần bê tông, độ ẩm không khí, nhiệt độ, hình dạng, kích thước của kết cấu. Trong điều kiện thực tế, tại một tỷ lệ N/X không

đổi, co ngót tăng lên cùng với sự gia tăng của hàm lượng xi măng. Nhưng nếu với một lượng nước không đổi, co ngót không bị ảnh hưởng bởi sự gia tăng hàm lượng xi măng, thậm chí còn giảm do tỷ lệ N/X giảm. Bê tông có tỷ lệ N/X thấp, thường có khả năng chống co ngót cao hơn. Co ngót là một biến dạng có tính áp đặt do đó nó tạo ra một lực lớn nếu bị ngăn cản và gây phá vỡ kết cấu bê tông. Những vết nứt do co ngót thường xuất hiện tại những kết cấu bản dài, tường chắn hoặc những dầm nằm ngoài biên của kết cấu cầu.

e. Nứt do xói mòn và mài mòn

Độ bền mài mòn của bê tông được định nghĩa là ―khả năng của một bề mặt để chống mòn đi bằng cách cọ xát và ma sát‖ (Viện bê tông Mỹ, 2008). Đó là một quá trình tác động vật lý gây ra giảm kích thước và thay đổi tính chất về mặt của kết cấu bê tông. Dưới tác động của máy móc bào mòn, xe chạy trên mặt đường, dòng chảy của nước có thể gây ra hiện tượng bào mòn bề mặt bê tông. Độ bền mài mòn của bê tông là một hiện tượng tích lũy và liên quan trực tiếp đến cường độ chịu nén của bê tông. Ngoài những yếu tố gây nứt kể trên, còn có nhiều yếu tố khác gây nứt trong bê tông như nứt do biến dạng các vết nứt đã có từ trước, nứt do dềnh nước, nứt do bảo dưỡng chậm, nứt do quá trình thi công, xây dựng, nứt do vật liệu yếu, nứt do mối nối giữa các kết cấu bê tông, mối nối dãn nở, mối nối co ngót.... 1.2.1.3. Các nghiên cứu về độ bền hóa học Bảo dưỡng tốt và đầm chặt bê tông có tỷ lệ N/X thấp hoặc trung bình thường có khả năng chống ăn mòn hóa học gây ra bởi các dung dịch có tính axit vì tốc độ tấn công thường là rất chậm. Tuy nhiên thực tế rằng, tất cả các hợp chất chính tạo ra sau khi hydrat hóa có thể được hòa tan bằng axit. Sự suy giảm độ bền của bê tông qua tiếp xúc với axit xảy ra do tan rã của hồ xi măng và các loại cốt liệu nhất định. Các hợp chất hồ xi măng bị ảnh hưởng bao gồm canxi hydrat silicat, hydroxit canxi, tricanxi aluminat hydrat và ettringit. Bê tông tiếp xúc với hóa chất ở trạng thái khô thường không bị ảnh hưởng nhưng tấn công axit xảy ra nếu hóa chất xâm thực ở dạng dung dịch và chứa các ion có tính axit trên một mức độ nồng độ giới hạn. Hiệu quả của việc hòa tan có thể được thể hiện thông qua sự xói mòn bề mặt hoặc sự tan rã hoàn toàn của bê tông. Bê tông tiếp xúc với axit trong các dòng chảy dễ bị ăn mòn hơn so với tiếp xúc với axit trong các dòng nước tĩnh. Quá trình ăn mòn này không chỉ là sự hòa tan của các sản phẩm đá xi măng, mà chủ yếu do tương tác của các axit hoặc muối trong môi trường với các sản phẩm thủy hóa của xi măng tạo ra các hợp chất tan mạnh hơn các sản phẩm thủy hóa ban đầu, không có cường độ. Mức độ phá họa mạnh của loại ăn mòn này là do sự tác động đồng thời của các quá trình hóa học dẫn đến sự phân hủy Ca(OH)2 làm tăng đáng kể mức độ phá hoại kết cấu bê tông. Trong số các tác nhân gây ăn mòn này thì axit là tác nhân phá hoại mạnh nhất, tiếp theo là các muối axit và các hợp chất có khả năng tương tác với các sản phẩm thủy hóa của xi măng có tính hoạt động hóa học mạnh.

Các tác động chính là:

- Ảnh hưởng của cacbon đioxit (CO2) làm giảm độ pH gây cacbonat hóa. - Tác động của axit, muối ammonimum, muối magie và nước mềm. - Tác động của sulfat với aluminat trong xi măng gây ăn mòn. - Các phản ứng kiềm cốt liệu làm mất ổn định thể tích tạo ra vết nứt. - Ảnh hưởng của các tác động sinh học.

a. Cacbonat hóa bê tông

Do ảnh hưởng của các khu công nghiệp, bãi đỗ xe, đặc biệt hệ thống đường xá, cầu cống mà hàm lượng CO2 trong không khí có thể tăng lên gấp 3 hoặc 4 lần so với mức trung bình và đạt ngưỡng 0,1%. Do đó gây ra nhiều ảnh hưởng có hại đến độ bền của các công trình bê tông trong môi trường này. Hiện tượng cacbonat hóa xảy ra sẽ làm biến đổi cấu trúc vật liệu một cách đáng kể, khiến cho các tính chất cơ học và cơ chế vận chuyển trong bê tông cũng bị thay đổi. Cường độ chịu nén của bê tông tăng lên và biến bê tông trở thành một loại vật liệu có tính dễ vỡ [60]. Hơn thế nữa, hiện tượng cacbonat hóa có thể gây ra ăn mòn cốt thép sau khi bê tông bị phá hủy. Cốt thép trong bê tông được đặt trong dung dịch kiềm. Cốt thép sẽ không bị ăn mòn nếu được bảo vệ bởi màng thụ động – một lớp oxit kết tủa mỏng trên thép. Lớp oxit không tan này ngăn ngừa oxi phản ứng với thép và ngăn cản ăn mòn. Cốt thép được cho là thụ động khi nó đang ở trạng thái này. Tuy nhiên ăn mòn cốt thép có thể bắt đầu khi màng oxit thụ động bảo vệ bị phá hủy. Khí CO2 sau khi thẩm thấu vào trong bê tông sẽ phản ứng với thành phần Poóc lăng Ca(OH)2 và silicat canxi hydrat. Thành phần pordlandit trong bê tông có vai trò giữ cho độ pH luôn cao và bảo vệ cốt thép. Do vậy khi CO2 thẩm thấu vào trong bê tông tác dụng hóa học với thành phần pordlandit làm độ pH giảm xuống, thông thường từ 12,6 sẽ giảm xuống khoảng 8,3. Kết quả của sự giảm độ pH này trong phần cacbonat hóa bề mặt phân chia thành hai vùng: vùng cacbonat hóa và không cacbonat hóa. Đối với kết cấu bê tông kể cả bê tông dự ứng lực hay bê tông cốt thép, quá trình cacbonat hóa là một hiện tượng gây nguy hại nhiều đến độ bền bê tông. Quá trình diễn ra từ bên ngoài vào trong, thông qua lớp bê tông bảo vệ cốt thép. Thông qua các đặc tính vật lý – hóa học, khí CO2 thâm nhập vào trong các lỗ rỗng và gây ra các phản ứng hóa học với thành phần trong bê tông gây giảm độ pH, khiến phá hủy lớp oxit hoặc hydroxit sắt bảo vệ bên ngoài, gây mất ổn định. Sau đó hiện tượng ăn mòn cốt thép sẽ xảy ra rất nhanh trên toàn bộ bề mặt cốt thép, lan rộng, gây gỉ, gây nứt khiến cho tiết diện cốt thép trên mặt cắt bê tông giảm, ảnh hưởng đến tuổi thọ và chất lượng công trình. Cơ chế phản ứng hóa học của cacbonat hóa bê tông CO2 khuếch tán qua bề mặt của bê tông do sự khác biệt nồng độ giữa khí quyển và các cấu trúc lỗ rỗng trong bê tông. Sau đó xuất hiện một lớp bê tông mỏng bị cacbonat hóa và có chiều dày có thể ít hơn 1mm. CO2 tiếp tục thâm nhập tự do thông qua các lớp cacbonat hóa và phản ứng với lớp canxi hydroxit tiếp theo. Quá trình này có thể xâm nhập sâu hơn vào bê tông theo thời gian và cuối cùng là một phần mặt

trước cacbonat hóa có thể đạt đến bề mặt cốt thép và gây ra khử màng thụ động bảo vệ cốt thép, khiến cho cốt thép bắt đầu bị ăn mòn.

Hình 1.5: Vùng xâm nhập cacbonat hóa đến cốt thép

CO2 có thể phản ứng với cả thành phần của xi măng thủy hóa và chưa thủy hóa là canxi hydroxit Ca(OH)2 và silicat canxi hydrat để tạo ra canxi cacbonat. Sự phá hủy bê tông gây ra do tác động với thành phần pooc lăng [152], [129] theo sơ đồ sau:

( 1. ) 3

Trên đây là phương trình tổng quát, nhưng quá trình cacbonat hóa diễn ra qua nhiều bước. Quá trình trên xảy ra trong môi trường chất lỏng, dung dịch nước nhưng có kể đến cả khí và thành phần rắn. Phản ứng cacbonat hóa xảy ra khi CO2 thẩm thấu vào trong bê tông và tiếp xúc với nước (1.4), sau đó các phản ứng kiềm hóa tạo ra các ion cacbonat (1.5, 1.6), phản ứng hòa tan thành phần pooclăngite (1.7; 1.8) và kết tủa cacbonat canxi (1.9):

(1.4)

(1.5)

(1.6)

(1.7)

(1.8)

(1.9)

Các phản ứng liên quan đến thành phần không thủy hóa và canxi hydrat silicat có thể theo CaO trong hợp chất này kết hợp với CO2 để tạo thành canxi cacbonat và silicat hydrat:

(1.10)

(1.11)

Các dạng khoáng cacbonat canxi là canxit, aragonit và vaterite. Canxit ổn định

nhất và là dạng khoáng cuối cùng được tìm thấy trong bê tông cacbonat hóa [71], [114] Nhiều nghiên cứu cho rằng quá trình cacbonat hóa tạo ra một số vaterite trước nhưng dần dần chuyển đổi thành canxit bền vững hơn. Điều này có thể bị ảnh hưởng mới mức độ hydrat hóa. Kondo và cộng sự [82] cho rằng, cacbonat hóa C3S ngậm nước tạo ra canxit trong khi C3S không ngậm nước tạo ra vaterite. Mức độ vaterite

giảm nếu độ ẩm có sẵn để duy trì quá trình hydrat hóa. Còn theo Cole và Kroone [63] vaterite được hình thành đầu tiên và sau đó chuyển đổi thành aragonit, cuối cùng

chuyển hóa sang canxit kém kết tinh theo định luật phản ứng liên tiếp của Ostwold.

Yếu tố ảnh hƣởng đến quá trình cacbonat hóa Hiện nay, có rất nhiều mô hình mô phỏng quá trình cacbonat hóa trong bê tông

thể hiện độ bền vật lý-hóa học của bê tông chống lại độ thấm bề mặt của quá trình cacbonat hóa. Tốc độ cacbonat hóa ảnh hưởng đáng kể bởi một số yếu tố tương tác và

hiệu ứng kết hợp của chúng có thể làm trầm trọng hơn hoặc cải thiện quá trình này.

Các yếu tố chính ảnh hưởng đến quá trình này bao gồm: Độ rỗng của bê tông (đại lượng vật lý có tác động đến khả năng khuếch tán/ độ thấm của khí CO2); Độ dự trữ kiềm; Nồng độ khí CO2 trong môi trường và độ ẩm.

Độ rỗng của bê tông

Hiện tượng cacbonat hóa được chi phối bởi quá trình khuếch tán, theo đó vật

liệu di chuyển từ một khu vực có nồng độ cao đến khu vực có nồng độ thấp hơn. Mặt

khác, tính thấm thường được đặc trưng bởi dòng chảy dưới ảnh hưởng của một áp lực

khác nhau. Tuy nhiên, các thuộc tính độ thấm của bê tông thường được sử dụng để chỉ

chất lượng của nó đối với khả năng chống lại hiện tượng cacbonat hóa.

Tại một độ ẩm nhất định, tính thấm của bê tông tỉ lệ nghịch với độ khuếch tán của khí CO2 vào trong bê tông. Để đạt được bê tông có độ thấm thấp cần có: tỷ lệ nước/xi măng thấp, độ lu lèn thích hợp, bảo dưỡng tốt.

Hàm lượng Nước/xi măng (N/X)

Nhiều nghiên cứu trên thế giới đã chỉ ra rằng, tỷ lệ N/X có ảnh hưởng lớn tới tốc độ quá trình cacbonat hóa [51], [93]. Tỷ lệ N/X là một đại lượng quan trọng quyết định đến mức độ liên kết của mạng lưới lỗ rỗng và khả năng khuếch tán của không gian lỗ rỗng. Tỷ lệ này cho phép xác định khả năng thấm, hàm lượng nước và bậc hydrat hóa của vật liệu. Tỷ lệ N/X ảnh hưởng lớn tới các lỗ rỗng trong hồ xi măng do thể tích lỗ rỗng giữa các hạt xi măng phụ thuộc chính vào tỷ lệ N/X. Nếu tỷ lệ N/X nhỏ, số lượng các hạt xi măng trên một đơn vị thể tích rất lớn và khoảng cách giữa các hạt cũng rất nhỏ, do vậy mà không gian lỗ rỗng giữa các hạt không lớn. Khi tỷ lệ N/X giảm, không chỉ có thể tích lỗ rỗng mao dẫn giảm mà đường kính lỗ rỗng cũng giảm. Do vậy mà tỷ lệ N/X thấp sẽ khiến cho mạng lưới lỗ rỗng giảm đi và mất tính liên tục. Trong trường hợp này, khí CO2 sẽ khó có thể thâm nhập vào hồ xi măng.

Độ dự trữ kiềm

Khả năng của bê tông chống lại tốc độ cacbonat hóa trên bê mặt bê tông có liên quan chặt chẽ tới hàm lượng Ca(OH)2. Dự trữ độ kiềm có thể xem như một vùng đệm với Ca(OH)2 đóng vai trò là một hệ thống bảo vệ thay thế. Hàm lượng Ca(OH)2 càng nhiều thì càng có khả năng chống lại sự thấm qua và khuếch tán của khí CO2. Khối lượng Ca(OH)2 tỷ lệ thuận với hàm lượng canxi oxit của các chất kết dính xi măng.

Dự trữ độ kiềm của các loại bê tông có sử dụng phụ gia thêm vào chất kết dính như muội silic, tro bay thấp hơn so với bê tông sử dụng xi măng thông thường. Tuy nhiên những loại bê tông sử dụng phụ gia kết dính lại có độ chống thấm tốt hơn bê tông thông thường nên khả năng ngăn cản quá trình cacbonat hóa được cải thiện hơn.

Nồng độ CO2 trong môi trường

Độ ẩm không khí là một yếu tố ảnh hưởng quan trọng tới quá trình cacbonat hóa và tỷ lệ nghịch với tốc độ cacbonat hóa. Khi độ ẩm môi trường tăng cao, khả năng khuếch tán khí CO2 giảm do tốc độ khuếch tán trong môi trường có hơi nước gần như bằng không nếu các lỗ rỗng của bê tông ở trạng thái bão hòa. Ngược lại trong môi trường quá khô, khả năng hòa tan của CO2 và Ca(OH)2 không diễn ra do độ ẩm không đủ cũng sẽ làm giảm tốc độ phản ứng. Do vậy quá trình cacbonat hóa diễn ra mạnh mẽ nhất khi độ ẩm trong không khí dao động trong khoảng từ 50% - 75%. Khi độ ẩm trên 75% có thể khiến các lỗ rỗng lấp đầy nước và mức độ độ ẩm tương đối quyết định đến ăn mòn bê tông là trên 80%.

Độ ẩm tương đối

Độ ẩm tương đối của môi trường quyết định đến hàm lượng nước chứa trong bê tông và là một yếu tố chính ảnh hưởng đến quá trình cacbonat hóa. Hiện tượng này xảy ra khi lượng khí CO2 ở trạng thái tươi. Tốc độ khuếch tán khí CO2 trong không khí nhanh hơn 10.000 lần so với trong nước. Do vậy độ ẩm tương đối của môi trường phải đủ nhỏ để khả năng khuếch tán khí CO2 có thể xảy ra nhanh nhưng cũng phải đủ lớn để phản ứng cacbonat hóa có thể xảy ra, vì phản ứng này chỉ có thể xảy ra trong môi trường nước. Quá trình cacbonat hóa diễn ra mạnh nhất tại nhiệt độ khoảng 20oC với bê tông thường là khi độ ẩm tương đối nằm trong khoảng từ 50 – 70%. b. Ăn mòn sulfat Bê tông có thể bị hư hỏng theo một số cách thông qua tiếp xúc với muối. Các vấn đề về ăn mòn cốt thép liên quan đến NaCl được ghi nhận, nhưng sự thoái hóa của bản thân bê tông cũng có thể phát sinh thông qua tiếp xúc với các muối sulfat. Muối sulfat được hình thành từ nhiều nguồn khác nhau. Chúng có mặt cả trong đất, nước ngầm và nước biển. Chúng cũng có thể có trong sản phẩm của các quá trình phân hủy sinh học hoặc rác thải công nghiệp. Các tác động của chúng lên bê tông có thể thông qua tiếp xúc trực tiếp với môi trường hoặc sự có mặt của sulfat trong thành phần bê tông. Các loại muối sulfat có mặt trong đất chủ yếu là các loại Na2SO4, K2SO4, CaSO4 và MgSO4. Các hợp chất này không gây hại cho bê tông nếu nồng độ thấp. Tuy nhiên, tại một số nơi có đất sét, đất bồi giàu hàm lượng thạch cao và nhất là pyrit sắt (FeS2), có thể tạo axit sunfuric khi xuất hiện sự có mặt của nước và độ ẩm làm cho hàm lượng muối sulfat cao hơn 5%, gây ảnh hưởng xấu đến độ bền của bê tông [22]. Mức độ ô nhiễm nguồn nước cũng ảnh hưởng lớn tới hàm lượng muối sulfat trong nước. Nồng độ ion sulfat do ô nhiễm nguồn nước ngầm gây ra có thể tăng cao tới 7000mg/l thay vì 30-400mg/l đối với nước tự nhiên. Trong nước sông, hồ hàm

2- thường không vượt quá 100mg/l. Trong nước ngầm, hàm lượng này tăng lượng SO4 -2 thường là 2,5- lên rất lớn. Đặc biệt trong nước biển với độ mặn 33-35g/l, lượng SO4 2,7g/l. Một số ngành sản xuất hóa chất có dùng axit sunfuric và nhiều ngành công nghiệp khác cũng gặp dạng ăn mòn này. Tuy nhiên sự ăn mòn chỉ đáng kể khi nồng độ 2- lớn hơn 250mg/l [145]. SO4 Quá trình ăn mòn do các sản phẩm của muối sulfat phản ứng với Ca(OH)2 và hình thành CaSO4.2H2O. Sản phẩm này tăng thể tích 2,34 lần so với Ca(OH)2. Sau khi được tạo ra, CaSO4.2H2O lại tương tác với canxi aluminat để tạo ra muối ettringit. Kết quả là ettringit kết tinh được tạo ra và nằm lại trong các lỗ rỗng của đá xi măng và bê tông, tăng thể tích gấp khoảng 4,8 lần so với thể tích của các hợp chất sinh ra nó. Sự trương nở thể tích này gây phá vỡ cấu trúc bê tông và giảm độ bền của bê tông. Phá hủy bê tông dƣới tác động của sulfat Tác động bên ngoài và bên trong

Như ở trên đã nói, sản phẩm của các muối sulfat đến từ nhiều nguồn khác nhau, do đó tác động hóa học của muối sulfat lên bê tông có thể chia thành 2 dạng khác nhau là tác động bên trong tương ứng với các chu trình ―đóng‖ và tác động bên ngoài tương ứng với các chu trình ―mở‖. Sự xuất hiện của muối sulfat trong quá trình trộn bê tông được hình thành từ các thành phần có trong xi măng được coi là tác động bên trong và tác động của muối sulfat từ môi trường bên ngoài lên các kết cấu bê tông (nước biển, nước ngầm chứa sulfat, đất...) gọi là tác động bên ngoài. Tác động hóa học của muối sulfat từ bên ngoài môi trường lên các kết cấu bê tông diễn ra theo ba giai đoạn. Giai đoạn 1 là quá trình vận chuyển, thâm nhập của các ion sulfat vào các lỗ rỗng trong vật liệu thông qua đặc tính thấm của vật liệu; giai đoạn 2 là quá trình tương tác hóa học giữa các thành phần khác nhau của xi măng với ion -2; giai đoạn 3 là hệ quả của hai quá trình trước, là sự trương nở của các sản phẩm SO4 tạo thành và sự xuất hiện của các sản phẩm mới ở dạng tinh thể. Ngược lại, đối với quá trình tác động bên trong, các ion sulfat (cốt liệu, thạch cao, rác thải sulfat...) đã có sẵn trong hệ thống trước quá trình hydrat hóa xi măng. Các hợp chất sulfat này có thể tác động với C3A của xi măng khi trộn bê tông. Sự khác biệt chính của hai hình thức tác động sulfat lên bê tông là số lượng ion sulfat tham gia và thời gian tương tác giữa các hợp chất. Trong trường hợp tác động từ bên ngoài, ion sulfat phải thâm nhập vào mạng lưới lỗ rỗng, tương tác hóa học với các thành phần có trong xi măng và gây phá hủy bê tông bởi sự trương nở về thể tích của các sản phẩm tạo ra sau quá trình phản ứng. Các vết nứt có sẵn trên bề mặt bê tông cũng làm tăng nhanh tốc độ ảnh hưởng của quá trình ăn mòn sulfat. Trái lại, đối với trường hợp tác động bên trong, hàm lượng ion sulfat phụ thuộc vào thành phần các loại vật liệu chế tạo bê tông và giảm xuống trong quá trình tương tác hóa học [145].

 Các hình thức ăn mòn sulfat phổ biến

Ảnh hưởng của sulfat lên độ bền của các công trình bê tông có thể diễn ra theo

nhiều cách, tuy nhiên có 3 hình thức chính gây ảnh hưởng nhiều nhất:

Chi tiết các quá trình ăn mòn và tương tác hóa-lý của các hình thức trên được

- Ăn mòn sulfat “cổ điển” do các ion sulfat từ bên ngoài thẩm thấu vào các lỗ rỗng bên trong bê tông và tương tác với các thành phần tricanxi aluminat hydrat và hydroxit canxi. Kết quả tạo ra các tinh thể ettringit gây trương nở thể tích và phá vỡ cấu trúc bê tông - Ăn mòn thaumasite sulfat do sulfat từ bên ngoài thẩm thấu vào trong bê tông và tương tác với các thành phần cacbonat có trong cốt liệu (đá vôi), bột đá vôi trong xi măng hoặc thẩm thấu từ nước ngầm và tạo ra thaumasite sulfat gây hư hỏng các công trình bê tông. - Chậm hình thành ettringit là một dạng của tác động sulfat từ bên trong gây ra do tác động giữa tricanxi aluminat và ion sulfat có sẵn trong xi măng gây ra mất liên kết giữa cốt liệu và hồ xi măng. trình bày dưới đây.

Ăn mòn sulfat “cổ điển”.

Nguồn gốc của ion sulfat trong trường hợp này thường xuất phát từ các muối natri sulfat, canxi sulfat, magie sulfat hoặc sulfat kali. Ammonium sulfat cũng có thể gặp phải. Những sulfat này có thể được xuất hiện tự nhiên trong đất, đặc biệt là đất sét và nước ngầm. Nếu cốt liệu chứa thạch cao thì hiện tượng ăn mòn sulfat cũng dễ dàng xảy ra trong bê tông. Ngoài ra tập san BRE 363 (Viện nghiên cứu xây dựng năm 1996) cũng chỉ ra rằng sự xáo trộn của đất sét mang pyrit (FeS2) có thể tăng sulfat và nồng độ axit trong nước ngầm thông qua quá trình oxi hóa:

( 1.12)

ettringit như và

Các ion sulfat giữ một vị trí quan trọng trong quá trình ăn mòn, tuy nhiên ion magie cũng đóng một vai trò trong trường hợp ăn mòn magie sulfat. Canxi hydroxit và hydrat aluminat canxi là những sản phẩm nhạy cảm nhất của quá trình hydrat hóa nhưng canxi hydrat silicat cũng có thể bị ảnh hưởng nếu hydroxit canxi bị cạn kiệt. Các ion sulfat phản ứng với hydroxit canxi để tạo thạch cao (CaSO4) trong khi phản ứng với canxi aluminat hydrat hình thành hydrat sulfualuminat canxi. Hydrat sulfualuminat canxi được hình thành ở giai đoạn hydrat hóa và được tìm thấy monosulfat (3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O) (3CaO.Al2O3.CaSO4.12H2O). Sự hình thành của ettringit có thể được mô tả bằng phản ứng:

(1.13)

Ettringit hình thành có thể không tinh khiết và các pha của nó có thể được gọi là ―AFT‖ hoặc ―alumino-ferrite-tri‖. Sự hình thành của các monosulfat xảy ra thông qua phản ứng với ettringit nếu aluminat tricanxi nhiều hơn sulfat. Như vậy:

(1.14)

Monosulfat được gọi là ―AFM‖ hoặc ―alumino-ferrite-mono‖. Cơ chế suy thoái

của bê tông thường được coi là liên quan đến việc tạo ra các lực phá hoại. Đầu tiên do

các sản phẩm phản ứng chiếm một thể tích lớn hơn so với các thành phần gây ra phản ứng và do hấp phụ nước. Sản phẩm phản ứng tăng thể tích cao hơn 2-5 lần kết hợp với

hiệu ứng hình thành ettringit. Tuy nhiên Marchand và Skalny (1999) đã chỉ ra rằng cơ

chế này là một chuỗi phức tạp các quá trình vật lý – hóa học. Tỷ lệ hình thành ettringit

có thể không liên quan đến quá trình giãn nở. Sự tăng trưởng tinh thể ettringit và thạch

cao đã được quan sát trong các vết nứt của bê tông bị hư hỏng do sulfat.

Ăn mòn thaumasite sulfat

Thaumasite có công thức hóa học là Ca6[Si(OH)6.12H2O]2(SO4)2(CO3)2 được tạo thành từ một phản ứng giữa sulfat, silicat canxi trong xi măng và canxi cacbonat trong điều kiện ẩm ướt, lạnh (nhiệt độ dưới 15oC). Thaumasite có thể được tạo thành trong bê tông hoặc vữa.

Quá trình tạo thành thaumasite diễn ra dễ dàng hơn khi có sự xuất hiện của

magie sulfat [72] nhưng ít có khả năng hình thành trong các dung dịch canxi sulfat.

Các mẫu bê tông bị suy thoái có thể hiển thị rõ ràng vành trắng của thaumasite xung

quanh các hạt cốt liệu bị ảnh hưởng [131]. Theo Hobbs và Taylor [75], thaumasit được

tạo thành tại các cây cầu trên tuyến đường M5 (Vương quốc Anh) là kết quả của quá

trình oxi hóa pirit trong đất dẫn đến giảm độ pH trong nước ngầm thông qua việc hình

thành axit sulfuric. Axit sunfuric có thể trở nên cạn kiệt do trung hòa trong đất đắp, khi

tiếp xúc với bê tông và rửa trôi. Tuy nhiên các ion sulfat của axit có thể còn lại trong dung dịch tại các lỗ rỗng của đất sét, trừ khi cacbonat có mặt đủ để trung hòa axit và

kết tủa sulfat của nó:

(1.15)

Hill và các đồng nghiệp (2003) chỉ ra rằng, khi bê tông chứa cacbonat bị tác

động của mạnh của axit sulfuric, việc phá hủy bê tông sẽ do các sản phẩm thạch cao

gây nên chứ không phải thaumasite. Theo Gaze và Crammond [70], thaumasite chỉ

được tạo ra khi độ pH trong bê tông cao hơn 10,5.

Chậm hình thành ettringit

Sự hình thành ettringit chậm là một trường hợp đặc biệt của ăn mòn sulfat trong lên bê tông. Hiện nay, hình thành ettringit chậm xảy ra trong bê tông được dưỡng hộ ở nhiệt độ cao, ví dụ như các trường hợp bê tông được dưỡng hộ bằng hơi nước. Hiện tượng này cũng có thể xảy ra trong các mẻ trộn bê tông lớn, nơi mà nhiệt độ hydrat

hóa dẫn đến lượng nhiệt tỏa ra rất cao trong bê tông. Sự hình thành ettringit chậm gây ra sự giãn nở của bê tông do quá trình này diễn ra trong lớp hồ xi măng và có thể gây tổn hại nghiêm trọng đến kết cấu bê tông.

Hình 1.6 bên dưới cho thấy quá trình phả hủy bê tông của hiện tượng chậm hình thành ettringit. Hồ xi măng được lan rộng và tạo một khoảng trống giữa cốt liệu và hồ

xi măng.

Hình 1.6: Minh họa quá trình chậm hình thành ettringite [74]

Do vậy, các cốt liệu dần mất đi sự liên kết và ảnh hưởng đến khả năng chịu lực cho bê tông. Sau đó, các khe hở sẽ dần hình thành do cốt liệu tách rời khỏi hồ xi măng và các kẻ hở này được lấp đầy bởi ettringit. Trong những trường hợp cụ thể, ettringit không hình thành. Sulfat thay vì hấp thụ canxi silicat hydrat sẽ hình thành một lượng nhỏ monosulfat và một số có thể thâm nhập vào trong dung dịch tại các lỗ rỗng. Hàm lượng oxit nhôm của canxi silicat hydrat cũng trở nên tăng cao. Các pha này không ổn định ở nhiệt độ môi trường xung quanh. Vì vậy, khi bê tông được làm mát trong quá trình sử dụng, tinh thể ettringit có thể bắt đầu hình thành trong cấu trúc hồ. Điều này chỉ xảy ra trong bê tông ướt. Sự giãn nở hồ xi măng có thể dẫn đến kết hợp nứt sau đó. Hobbs [74] đã báo cáo rằng các vết nứt thường có chiều rộng đồng nhất và tỷ lệ theo chiều rộng với các hạt cốt liệu xung quanh. Tại các khu vực khí hậu nhiệt đới, hiện tượng ăn mòn sulfat trong hay chậm hình thành ettringit là một vấn đề đặc biệt khi đổ móng, cột, trụ có kích thước lớn. Hiện tượng này xuất hiện kèm với quá trình bảo dưỡng bằng hơi và có thể xuất hiện khi sử dụng các loại xi măng hỗn hợp. Khi đó, quá trình hình thành ettringit giữa tricanxi aluminat và thạch cao có trong xi măng có thể bị chậm ở nhiệt độ cao. Hiện tượng chậm hình thành ettringit gây ra mất liên kết giữa hồ xi măng và cốt liệu (đặc biệt là trong những vùng mà nước bị giữ lại). Một số khác tin rằng, quá trình hình thành ettringit diễn ra trong hồ xi măng giữa vùng chuyển tiếp. Nhưng dù là cách giải thích nào thì quá trình chậm hình thành ettringit cũng gây xuất hiện các vết nứt và gây mất liên kết giữa cốt liệu và hồ xi măng, làm cường độ bê tông bị sụt giảm.

c. Ăn mòn do các axit khác [31]

Theo khả năng phản ứng của các axit, phân ra ba nhóm theo mức độ giảm dần

Trong số các axit vô cơ thường gặp (trừ axit cacbonic) tác dụng lên đá xi măng và bê tông như axit clohydric, axit sulfuric, axit nitrơric và các axit hữu cơ như axit axetic, axit lactic...khi bị tác dụng bởi các axit này, đá xi măng sẽ bị phá hủy. như sau: - Nhóm các axit mà sau khi phản ứng với các sản phẩm thủy hóa của xi măng hình thành các sản phẩm dạng gel như đioxit silic, hydroxit sắt, hydroxit nhôm và một lượng không đáng kể các chất trong suốt như muối canxi. Các axit này là axit

clohydric, axit sulfuric và axit nitrơric. Phản ứng của các axit này với các sản phẩm thủy hóa của xi măng diễn ra như sau:

(1.16)

(1.17)

Ca(OH)2 + H2SO4 (hoặc HCl hoặc HNO3) → CaSO4 (hoặc CaCl2; hoặc Ca(NO3)2 + nH2O) nCaO.SiO2 + pH2SO4 + nH2O → nCaSO4 + mSi(OH)4 + nH2O - Nhóm các axit với độ tan của sản phẩm tạo thành nhỏ hơn 1g/l và có nồng độ thấp. Các sản phẩm thuộc nhóm này là H2SiO4, Fe(OH)3, Al(OH)3... Khi có mặt của muối canxi, những axit này sẽ làm cho độ ăn mòn đá xi măng giảm đi. - Nhóm bao gồm các axit chứa gốc muối canxi mà độ hòa tan nhỏ hơn 0,002 g/l như axit oxalic, hydrofluoric và fluoxilixic. Các axit ngày, khi tương tác với các hợp chất của đá xi măng, sinh ra sản phẩm dạng gel, có tác dụng ngăn cản sự xâm nhập của tác nhân gây ăn mòn làm chậm đáng kể tốc độ hư hỏng công trình. Tốc độ ăn mòn thay đổi tùy thuộc vào độ hòa tan của các sản phẩm tạo thành. Độ hòa tan của các sản phẩm này càng mạnh thì tốc độ phá hủy càng nhanh. Moskvin đã đưa ra kết quả thí nghiệm được giới thiệu ở bảng sau.

Bảng 1.6: So sánh tốc độ ăn mòn với các loại xi măng khác nhau [31]

Loại chất kết dính

Xi măng Pooc lăng Xi măng Pooc lăng puzơlan Xi măng aluminat Xi măng chịu axit Khi có tác dụng của loại axit H2SO4 1 0,94 0,68 0,08 HCl 1 1 0,81 0,12

Một yếu tố khác ảnh hưởng tới tốc độ ăn mòn của các axit vô cơ là nồng độ của

Từ bảng số liệu trên ta thấy, xi măng Pooc lăng có độ bền kém nhất, xi măng Pooc lăng puzơlan có độ bền cao hơn không đáng kể so với xi măng Pooc lăng thông thường, còn xi măng chịu axit có độ chống ăn mòn tốt nhất. axit và tốc độ dòng nước chảy qua bề mặt đá xi măng. Khi chịu tác động của axit có nồng độ đậm đặc (pH =1), bê tông dùng xi măng Pooc lăng puzolan có độ bền nhỏ hơn với bê tông dùng xi măng Pooc lăng. Ngược lại khi nồng độ của axit yếu (pH ≥ 4) độ bền của xi măng Pooc lăng puzơlan lại lớn hơn. Tốc độ dòng chảy càng nhanh thì sự ăn mòn diễn ra càng mạnh. 1.2.2. Nghiên cứu về cơ chế ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl- 1.2.2.1. Cơ chế ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl-

Ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl- được coi là đe dọa lớn nhất đối với công trình sử dụng bê tông cốt thép. Các kết cấu như cầu, đường bộ, bến cảng ở các khu vực biển và ven biển thường xuyên phải chịu tác động của hiện tượng ăn mòn do xâm nhập ion Cl-. Kết cấu trong đất liền gần khu vực ven biển cũng có thể bị suy thoái do xâm nhập ion Cl- bởi gió mang đến. Đối với kết cấu bê tông cốt thép thường xuyên ngập trong nước biển, có hàm lượng ion Cl- xâm nhập cao, nhưng hiện tượng ăn mòn lại không xảy ra do có hàm lượng oxi thấp. Ngoài ra, các kết cấu như đường hầm, đường bộ tiếp xúc với nước ngầm mặn hoặc các công trình bãi đỗ xe, sàn cầu tiếp xúc với

nước thải, muối chống đóng băng có thành phần ion Cl- cũng có thể bị ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl- như đối với các công trình bê tông cốt thép ở môi trường biển.

Nhiều nghiên cứu cho thấy, chỉ có ion ion Cl- ở dạng tự do mới gây ra ăn mòn cốt thép thông qua sự khuếch tán của chúng trong cấu trúc xốp của bê tông. Quá trình này được minh họa trong Hình 1.7. Đặc trưng của ăn mòn cốt thép do ion Cl- là tạo ra các ―lỗ‖ trên bề mặt kim loại (micropilc). Điều này dẫn đến giảm diện tích mặt cắt ngang và giảm khả năng chịu tải của các bộ phận bê tông cốt thép.

Hình 1.7: Cơ chế ăn mòn điện hóa thép trong bê tông khi có mặt ion Cl- [22]

Nồng độ ion Cl- đạt tới ngưỡng nồng độ gây ăn mòn sẽ làm thay đổi môi trường điện hóa và phá vỡ màng thụ động của cốt thép. Khi đó kèm theo sự xuất hiện của độ ẩm và oxi, cốt thép bắt đầu bị ăn mòn. Quá trình này là một quá trình điện hóa với các phản ứng điện hóa diễn ra trong hai vùng cực dương và cực âm. Điều này được Beeby [53] mô tả ở Hình 1.8. Khi đó, cực dương là vùng cốt thép đã bị phá vỡ màng thụ động và cực âm là vùng màng thụ động chưa bị phá vỡ. Kết quả của sự chênh lệch điện thế này sẽ làm xuất hiện dòng điện. Các điện tử sẽ dịch chuyển từ cực dương sang cực âm. Đồng thời sẽ có một dòng điện trong chất điện phân (dung dịch lỗ rỗng) từ cực âm để trung hòa các ion kim loại thoát ra từ cực dương. Điều này sẽ cho phép các ion kim loại thoát khỏi từ cực dương nhiều hơn. Kết quả là cực dương hòa tan làm giảm tiết diện của cốt thép.

Hình 1.8: Các phản ứng cực dƣơng và cực âm [53]

Mark G. Richardson [96] đã mô tả các phản ứng ở cực dương và cực âm như

Phản ứng tại cực dương (anot):

(1.18)

Phản ứng tại cực âm (catot):

(1.19)

(1.20)

(1.21)

(1.22)

Khi có mặt ion Cl-, các phản ứng sẽ xảy ra như sau:

(1.23)

(1.24)

(1.25)

(1.26)

Nghiên cứu cũng cho thấy, phải có mặt oxi và nước mới xảy ra các phản ứng tại cực âm. Nếu các phản ứng tại cực âm không thể diễn ra thì các điện tử tạo ra trong các phản ứng tại cực dương không được tiêu thụ. Do đó, quá trình ăn mòn không xảy ra.

Với sự có mặt của oxi và độ ẩm, Fe(OH)2 chuyển thành gỉ oxit sắt tức là Fe2O3.H2O. Số lượng gỉ tỷ lệ thuận với dòng điện ăn mòn và thời gian. Khi không ngậm nước Fe2O3 có thể tích khoảng gấp đôi so với thể tích của thép tương ứng. Nhưng khi ngậm nước nó trương nở và trở nên xốp, thể tích tăng từ 2-4 lần [92]. Điều này cho phép các gỉ màu đỏ nâu dễ bong trên thanh thép và có thể gây nứt (và vỡ) bê tông.

Theo Nielsen A. (1985), Fe2O3 có thể tích gấp 2 lần thép mà nó thay thế. Nhưng khi chuyển thành Fe(OH)3.3H2O, thể tích trương nở có thể gấp 6,5 lần so với thể tích thép thay thế như trong Hình 1.9.

Hình 1.9: Thể tích tƣơng đối của các sản phẩm ăn mòn sắt [19]

Thể tích của gỉ tăng tác động lực đẩy vào lớp bê tông bảo vệ. Kết quả là bê tông sẽ xuất hiện các vết nứt, vỡ hoặc tách lớp bê tông, bê tông sẽ mất đi tính toàn khối của nó, độ dính bám giữa bê tông và cốt thép bị suy giảm. Các mặt cắt ngang của cốt thép giảm dần và kết cấu dần dần sụp đổ (Hình 1.10).

Hình 1.10: Biểu đồ thể hiện các hƣ hại do ăn mòn gây ra nứt, vỡ, tách lớp [139]

Ion Cl- có thể có mặt trong ba trạng thái: ion Cl- tự do trong dung dịch lỗ rỗng, ion Cl- liên kết bền vững và ion Cl- liên kết yếu. Trong đó chỉ có ion Cl- tự do mới có thể gây ra hiện tượng ăn mòn. Giá trị ngưỡng ion Cl- gây ra ăn mòn trong bê tông cốt thép là giá trị mà tại đó lớp thụ động bị mất và ăn mòn bắt đầu xảy ra [140]. 1.2.2.2. Nguồn gốc của ion Cl- trong bê tông

Ion Cl- có thể có mặt trong các thành phần vật liệu cấu thành bê tông đặc biệt là cát và nước. Theo Tiêu chuẩn EN 206-1 (2001) [146] của Châu Âu, hàm lượng ion Cl- so với khối lượng của xi măng không được vượt quá 0,4% đối với bê tông cốt thép

hoặc bê tông có lõi thép, 0,2% đối với bê tông dự ứng lực và 1% đối với bê tông

không cốt thép. Tiêu chuẩn này cũng không cho phép sử dụng các loại phụ gia có nguồn gốc từ ion Cl- khi sử dụng bê tông cốt thép hoặc bê tông lõi thép [144].

Ion Cl- có thể có mặt trong bê tông ở dạng ion trong pha lỏng, không giống như hiện tượng cacbonat hóa do khí CO2 gây ra xâm nhập vào bê tông trong pha khí. Hiện tượng này được quan sát chủ yếu tại các công trình xây dựng ở vùng gần biển, không

khí biển hoặc bê tông hoặc những công trình chịu tác động của môi trường trên bề mặt như cầu, đường, bãi đỗ xe… ion Cl- có thể thẩm thấu vào trong bê tông bởi quá trình mao dẫn (đối với những cấu kiện có bề mặt khô) hoặc bởi quá trình khuếch tán (đối với bê tông ở trạng thái bão hòa). Tốc độ thâm nhập của ion Cl- vào trong bê tông bởi quá trình mao dẫn nhanh hơn nhiều so với quá trình khuếch tán [144].

Trong bê tông tường, hiện tượng mao dẫn chỉ xảy ra trong khoảng cách từ 15-20

mm từ bề mặt. Nếu bê tông có chất lượng kém, độ sâu thẩm thấu có thể lên đến 30 mm từ bề mặt. Khi bê tông khô sau khi thẩm thấu các hợp chất từ bên ngoài thông qua quá trình mao dẫn, nước sẽ thoát ra bằng con đường bốc hơi và giải phóng ion Cl-. Mỗi chu trình khô/ướt xảy ra khiến cho hàm lượng ion Cl- tăng cao, khiến cho nồng độ ion Cl- trong bê tông tiến nhanh tới giá trị tới hạn [144].

1.2.3. Nghiên cứu về ảnh hƣởng của lỗ rỗng tới độ bền của bê tông

Kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) được sử dụng rộng rãi trong hầu hết các công trình xây dựng nhà ở và cơ sở hạ tầng hiện nay. Đặc biệt, độ bền của chúng trong môi trường ion Cl- được chú ý một cách đáng kể do ion Cl- là một trong những nguyên nhân gây ăn mòn chính đối với cốt thép trong kết cấu BTCT [91], [118]. Ion Cl- từ môi trường xâm nhập vào bê tông qua một số kênh truyền dẫn như hệ thống các lỗ rỗng và vết nứt vi mô. Tuy nhiên, mối quan hệ giữa các lỗ rỗng và vết nứt vi mô với độ bền của kết cấu bê tông vẫn chưa được xác định một cách rõ ràng. Vì vậy, độ thấm của bê tông có thể được sử dụng như một chỉ tiêu quan trọng để đánh giá độ bền của kết cấu. Bê tông là một vật liệu không đồng nhất, các đặc tính xốp liên quan trực tiếp đến tính thấm của bê tông [132], bao gồm cấu trúc lỗ rỗng, độ rỗng, cường độ, điều kiện đóng rắn và yếu tố môi trường [80] . Do đó, cấu trúc vi mô và ảnh hưởng của nó đến các đặc tính độ bền của bê tông là một vấn đề vô vùng quan trọng và cấp thiết trong quá trình nghiên cứu về độ bền của vật liệu [67].

Với sự phát triển của các công nghệ kiểm tra các cấu trúc vi mô, các nghiên cứu liên quan đến ảnh hưởng của kết cấu lỗ rỗng với khả năng thấm của bê tông đã được thực hiện và phân tích [101]. Nói chung, lỗ rỗng có thể được phân thành bốn loại dựa trên đường kính lỗ rỗng (d): vi lỗ rỗng (d <10 nm), lỗ rỗng trung bình (10 nm 1000 nm) [90], [135]. Kích thước của lỗ rỗng ảnh hưởng một cách rõ ràng đến tính thấm của bê tông, các lỗ rỗng có d > 100 nm có thể làm tăng đáng kể mức độ thấm của kết cấu bê tông [103]. Vì vậy, các nghiên cứu về mối quan hệ giữa độ rỗng và độ thấm của bê tông đã ngày càng được quan tâm. Lafhaj và cộng sự [86] đã đo độ rỗng và độ thấm khí của các mẫu vữa hoàn toàn khô và bão hòa một phần, họ cho rằng độ thấm phụ thuộc đáng kể vào độ rỗng và hàm lượng nước. Sinsiri và cộng sự [119] nhận thấy rằng độ thoáng khí của vữa xi măng trộn giảm theo độ xốp của chúng. Tuy nhiên, Kondraivendhan và Das [65] chỉ ra rằng độ xốp không phải là yếu tố ảnh hưởng duy nhất của tính thấm, vì sự phân bố kích thước lỗ rỗng cũng sẽ có ảnh hưởng quan trọng và thậm chí mang tính quyết định đến tính thấm. Zhang và Li [137] đã nghiên cứu mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion Cl- và cấu trúc lỗ rỗng của bê tông bằng phương pháp đo MIP và phương pháp Nernst – Einstein – Lu (NEL). Kết quả cho thấy đã xác nhận rằng độ thấm của bê tông có liên quan đáng kể đến độ rỗng, tuy nhiên, hệ số tương quan nhỏ hơn so với sự phân bố kích thước lỗ rỗng, khả năng chống thấm ion Cl- của bê tông bị ảnh hưởng mạnh bởi sự phân bố kích thước lỗ rỗng. Neithalath và cộng sự [102] đã khai thác các đặc điểm cấu trúc lỗ rỗng của một số hỗn hợp bê tông bằng cách sử dụng các cốt liệu với kích cỡ khác nhau và hỗn hợp của chúng. Từ đó, Neithalath và cộng sự đã chỉ ra sự cần thiết của việc phải sử dụng các đặc tính của cấu trúc lỗ rỗng thay vì độ rỗng đơn thuần trong các dự đoán về độ thấm.

Như vậy, các kết quả nghiên cứu hiện có đã chỉ ra rằng thể tích, kích thước, phân

bố lỗ rỗng có liên quan chặt chẽ đến tính thấm và độ bền của bê tông. 1.3. Bê tông muội silic có độ bền ăn mòn cao

1.3.1. Khái niệm về bê tông có độ bền ăn mòn cao

Bê tông có độ bền ăn mòn cao về bản chất là bê tông chất lượng cao. Bê tông không những có cường độ cao mà còn được đặc trưng bởi sự vượt trội so với bê tông thông dụng về các tính năng khác như độ lưu động cao hơn, mô đun đàn hồi lớn hơn, cường độ chịu uốn cao hơn, độ thấm nước thấp hơn, khả năng chịu mài mòn lớn hơn và độ bền cao hơn.

Có thể chế tạo bê tông chất lượng cao từ các nguyên vật liệu chế tạo bê tông thông dụng, tức là từ xi măng pooc lăng, cát, đá dăm và nước. Sự khác nhau ở chỗ bê tông chất lượng cao được chế tạo với tỷ lệ nước/xi măng (N/X) thấp hơn so với bê tông thông dụng [16]. Theo Mailer [95], chất lượng của bê tông phụ thuộc vào độ chắc của nó. Bê tông càng đặc chắc thì cường độ và khả năng chống thấm càng cao nên độ bền lâu càng lớn. Độ đặc chắc của bê tông phụ thuộc vào tỷ lệ N/X và khả năng đầm lèn. Do đó bê tông có tỷ lệ N/X càng thấp chất lượng càng cao, với điều kiện là khi tạo hình hỗn hợp bê tông phải được lèn chặt. So với bê tông thông thường, trong thành phần của bê tông chất lượng cao còn có một thành phần không thể thiếu là phụ gia siêu dẻo, được dùng để cải thiện tính công tác của hỗn hợp bê tông mà không cần tăng lượng nước nhào trộn. Theo Aitcin [106], tỷ lệ N/X = 0,4 là giá trị để phân biệt giữa bê tông thông thường và bê tông chất lượng cao. Với tỷ lệ N/X < 0,4 sẽ không thể chế tạo được hỗn hợp bê tông lưu động nếu không sử dụng phụ gia siêu dẻo. Hơn nữa tỷ lệ N/X này rất gần với tỷ lệ N/X lý thuyết cần thiết để xi măng Poóc lăng thủy hóa hoàn toàn. Một thành phần khác không thể thiếu, thường sử dụng trong bê tông chất lượng cao là phụ gia khoáng hoạt tính cao, có tác dụng giảm lượng dùng xi măng, cái thiện tính công tác của hỗn hợp, tăng độ đặc chắc và độ bền của bê tông. Có nhiều loại phụ gia khoáng có nguồn gốc tự nhiên hay nhân tạo (muội silic, tro bay, xỉ lò cao..) khác nhau. Tuy nhiên muội silic là một trong những loại pozơlan phổ biến nhất, việc bổ sung chúng vào hỗn hợp bê tông giúp độ xốp, tính thấm và mức độ tách nước thấp hơn vì các oxit của chúng (SiO2) phản ứng với Ca(OH)2, được tạo ra từ quá trình thủy hóa xi măng Pooc lăng thông thường. Kết quả chính của phản ứng là giải phóng nhiệt thấp hơn, gia tăng cường độ tốt hơn và kích thước lỗ rỗng nhỏ hơn, từ đó giúp vật liệu có cường độ và độ bền cao hơn so với bê tông thông thường. Trong bê tông xi măng muội silic sử dụng khái niệm chất kết dính (bao gồm xi măng và muội silic). 1.3.2. Nghiên cứu về bê tông muội silic 1.3.2.1. Vai trò của muội silic trong bê tông

Muội silic là một loại phụ gia khoáng puzơlan, có một số tính chất đặc trưng như cỡ hạt rất nhỏ (khoảng 0,1µm), dạng hình cầu, cấu trúc vô định hình và có hàm lượng SiO2 lớn. Khi sử dụng muội silic trong thành phần chế tạo bê tông, nó có tác dụng nâng cao tính công tác của hỗn hợp bê tông, tăng độ đặc chắc, cường độ của đá

xi măng, cải thiện cấu trúc vùng chuyển tiếp giữa đá xi măng và cốt liệu. Hơn thế nữa muội silic còn cải thiện đặc tính về cường độ và độ bền của bê tông.

Muội silic và phụ gia siêu dẻo là hai thành phần không thể thiếu để chế tạo bê tông chất lượng cao. Do tác động tương hỗ của 2 thành phần này nên lượng nước yêu cầu của hỗn hợp bê tông giảm đáng kể. Tỷ lệ N/CKD thấp là chìa khóa để chế tạo bê tông có cường độ cao. Theo Bache [50], sự cải thiện tính công tác của hỗn hợp bê tông khi có mặt muội silic là do hiệu ứng lấp đầy của thành phần muội silic. Nghiên cứu cho thấy, muội silic làm tăng độ đặc chắc của hồ xi măng. Do các hạt muội silic có kích thước siêu mịn, hình cầu đã lấp đầy một phần khoảng trống giữa các hạt xi măng có kích thước lớn hơn nhiều.

Các công trình nghiên cứu về muội silic [54], [61] cho thấy ảnh hưởng của muội silic tới các tính chất của bê tông được tạo nên bởi hai hiệu ứng hóa học và vật lý. Hiệu ứng hóa học liên quan đến khả năng phản ứng hóa học của muội silic với Ca(OH)2 tạo thành sản phẩm hydro silicat canxi CSH, là chất kết dính tạo cường độ cho bê tông. Do diện tích bề mặt lớn, hàm lượng SiO2 cao do đó khả năng này của muội silic lớn hơn nhiều so với các loại puzơlan khác. Nhờ phản ứng này mà hàm lượng Ca(OH)2 không có tính kết dính giảm, trong khi đó hàm lượng CSH tăng lên, làm cải thiện đặc tính cường độ và độ bền cho bê tông. Sự hình thành của hợp chất này được biểu diễn bằng sơ đồ sau:

(1.32)

Xi măng + Nước CSH + Ca(OH)2 (Phản ứng thủy hóa các khoáng silicat canxi) SiO2 + Ca(OH)2 + H2O CSH (phản ứng puzơlan) (1.33)

Mặt khác hiệu ứng vật lý của muội silic là hiệu ứng vi cốt liệu. Do kích thước của hạt muội silic rất nhỏ (nhở hơn khoảng 100 lần so với hạt xi măng) nên có khả năng lấp đầy khoảng trống giữa các hạt cốt liệu thô và các hạt xi măng. Đây là những ảnh hưởng chính của muội silic đến đặc tính cường độ và độ bền của bê tông. 1.3.2.2. Các nghiên cứu về đặc tính của bê tông muội silic

Theo nghiên cứu của Khedr và AbouZaid, muội silic là một loại phụ gia khoáng puzơlan có hiệu quả trong việc tăng cường đặc tính cơ học và cải thiện độ bền hóa học của bê tông. Ngày càng có nhiều nơi trên thế giới sử dụng muội silic nhằm chế tạo bê tông cường độ cao hoặc bê tông có khả năng kháng hóa chất và đạt được giá trị kinh tế cao. Ngoài ra, nhiều nghiên cứu cho thấy bê tông muội silic có điện trở và độ bền chống ăn mòn trong môi trường xâm thực cao hơn nhiều so với bê tông thông thường. Thành phần muội silic có tác động vật lý đạt hiệu quả đối với cường độ chịu nén của bê tông chỉ sau 7 ngày. Sau 28, muội silic đạt hiệu quả cả về mặt hóa học và vật lý học tới độ bền, cường độ của bê tông. Ảnh chụp dưới kính hiển vi (SEM) đối với bê tông muội silic sau 16 năm tuổi cho thấy, cấu trúc của bê tông muội silic đồng nhất và đặc hơn so với bê tông thông thường không sử dụng muội silic [68].

Nghiên cứu của Dotto, Abreu, Dal Molin và Muller [68] cho thấy, bê tông sử dụng hàm lượng muội silic thay thế xi măng là 6% làm tăng điện trở suất của bê tông

lên 2,5 lần so với bê tông thông thường. Khi hàm lượng muội silic thay thế là 12%, điện trở suất của bê tông tăng lên 5 lần. Nghiên cứu cũng chỉ ra thời gian khởi đầu ăn mòn cốt thép của bê tông muội silic lớn hơn so với bê tông không sử dụng muội silic. Thời gian khởi đầu ăn mòn phụ thuộc nhiều hơn vào các tính chất vật lý của bê tông muội silic như độ rỗng, điện trở suất…so với tính chất hóa học trong dung dịch lỗ rỗng.

Những nghiên cứu trước đây liên quan đến việc sử dụng muội silic trong bê tông hầu như chỉ giới hạn ở việc sử dụng chúng thay thế xi măng trong phạm vi khoảng 10% khối lượng để đạt được cường độ cần thiết [115]. Tuy nhiên, mức cường độ cao có thể đạt được khi tỷ lệ thay thế ở khoảng 30 - 40% [62]. Nhưng trong thực tế, hàm lượng muội silic thấp hơn nhiều so với tỷ lệ này do những vấn đề liên quan đến lượng nước cần thiết tăng lên. Các thử nghiệm, nghiên cứu chỉ ra rằng bằng cách sử dụng muội silic và phụ gia siêu dẻo, bê tông có thể tương đối dễ dàng đạt được cường độ nén ở mức 100 - 150 MPa trong phòng thí nghiệm [115]. Nghiên cứu của M.I. Khan, khảo sát cường độ chịu nén, khả năng chống thấm và lỗ rỗng của bê tông muội silic với các hàm lượng từ 0% tới 15% cho thấy bê tông sử dụng hàm lượng muội silic từ 8%-12% đạt được cường độ chịu nén cao nhất, độ thấm ít nhất và ít lỗ rỗng nhất. Trong đó bê tông sử dụng hàm lượng muội là 10% đạt giá trị tối ưu [79].

Bê tông có chứa muội silic cũng được nhận thấy là rất nhạy cảm với các điều kiện đóng rắn. Ngoài ra, tốc độ phát triển cường độ trong bê tông muội silic sẽ bị ảnh hưởng đáng kể bởi nhiệt độ đóng rắn. Hiệu ứng tăng tốc do nhiệt độ tăng cao trong thời gian đóng rắn ban đầu xảy ra trên bê tông muội silic nhiều hơn so với bê tông thường [115].

Các nghiên cứu mới đây cho thấy rằng việc bổ sung muội silic vào bê tông sẽ cải thiện độ bền của bê tông thông qua việc giảm độ thấm, cải thiện phân bố lỗ rỗng dẫn đến giảm sự khuếch tán của các ion có hại, giảm hàm lượng Ca(OH)2 dẫn đến khả năng chống ăn mòn sulphat cao hơn… Việc cải thiện độ bền cũng sẽ cải thiện khả năng bảo vệ cốt thép bên trong khỏi bị ăn mòn của bê tông muội silic [115].

Như vậy, có thể thấy, bê tông muội silic là một loại bê tông chất lượng cao. Khi sử dụng hàm lượng muội silic thay thế xi măng trong khoảng từ 8% - 12% đạt được hiệu quả nhất theo yêu cầu về cường độ, độ bền chống ăn mòn hóa học [79] [83].. Các nghiên cứu đã chỉ ra, nhờ vào đặc tính của thành phần muội silic mà cấu trúc bê tông trở nên đặc, chắc hơn, vùng chuyển tiếp quanh cốt liệu được cải thiện, độ rỗng của bê tông mịn hơn, điện trở suất lớn hơn từ 2,5 – 5 lần so với bê tông không sử dụng muội silic. Do đó mà bê tông muội silic đạt được các đặc tính về cường độ cao, khả năng chống thấm cũng như chống các ion có hại từ môi trường xâm thực xâm nhập vào. 1.3.3. Tình hình nghiên cứu về bê tông muội silic có độ bền ăn mòn cao 1.3.3.1. Các nghiên cứu về bê tông muội silic có độ bền ăn mòn cao trên thế giới

Trên thế giới, nghiên cứu ăn mòn, phá huỷ và biện pháp tăng độ bền các công trình BT - BTCT nói chung được các nước quan tâm rất sớm từ đầu thế kỷ 19. Ở những nước phát triển tại Châu Âu, Châu Mỹ, đặc biệt là các nước thuộc khu vực Bắc Âu có đường bờ biển dài đã hình thành các trung tâm nghiên cứu ăn mòn và bảo vệ công trình quy mô lớn. Có thể kể tên một số nhà khoa học nổi tiếng trong lĩnh vực liên quan đến ăn mòn phá huỷ các kết cấu BT – BTCT trong môi trường biển như P.K. Mehta, V.M. Malhotra, J. P. Olivier… [99], [94] với nhiều công bố khoa học, nhiều sách tham khảo, chuyên khảo về độ bền, chống ăn mòn bê tông.

Một số kết quả nghiên cứu về giải pháp sử dụng phụ gia để nâng cao độ bền cho

BT- BTCT công trình biển được tóm tắt như sau :

Thomas và các cộng sự [126] đã nghiên cứu về bê tông sử dụng phụ gia khoáng gồm xỉ hạt lò cao, tro bay, muội silic để so sánh đánh giá về tính chất phá hoại bề mặt của bê tông sau thời gian 20 năm đặt tại vùng thuỷ triều lên xuống ở bờ biển.

J.M.R. Dotto, A.VG. de Abreu, D.C.C. Dal Molin, I.L. Muller (2004) [68] nghiên cứu thí nghiệm các chỉ tiêu cường độ nén, độ rỗng, điện trở suất của bê tông với hàm lượng silica fume thay thế xi măng là 0%, 6% và 12% tương ứng với tỷ lệ N/CKD là 0,5; 0,65 và 0,8. Kết quả cho thấy có sự cải thiện đáng kể các đặc tính của bê tông, từ đó khuyến cáo sử dụng silica fume cho các môi trường có tác nhân ăn mòn. S. Bhanj, B. Sengupta (2005) [57] nghiên cứu bê tông thí nghiệm với lượng silica fume thay thế xi măng lần lượt là 0%; 5%; 10%; 15%; 20%; 25%; và 30% cùng với tỷ lệ N/CKD là 0,26; 0,3; 0,34; 0,38; 0,42. Thí nghiệm đo các chỉ tiêu cường độ nén, uốn, và kéo bửa tại thời điểm 28 ngày.

Tarun R. Naik, Shiw S. Singh và Mohammad M. Hossain [124] nghiên cứu bê tông thí nghiệm với lượng dùng tro bay loại C thay thế xi măng ở mức 15, 30, 40, 50, 70% và mẫu đối chứng không dùng tro bay. Các mẫu bê tông được thí nghiệm xác định chỉ tiêu cường độ và độ mài mòn theo tiêu chuẩn ASTM C944.

Nghiên cứu của M.I. Khan, khảo sát cường độ chịu nén, khả năng chống thấm và lỗ rỗng của bê tông muội silic với các hàm lượng từ 0% tới 15% cho thấy bê tông sử dụng hàm lượng muội silic từ 8%-12% đạt được cường độ chịu nén cao nhất, độ thấm ít nhất và ít lỗ rỗng nhất. Trong đó bê tông sử dụng hàm lượng muội là 10% đạt giá trị tối ưu [79].

Ngoài ra còn có những nghiên cứu về việc sử dụng kết hợp nhiều loại phụ gia khoáng gốc puzơlan như kết hợp tro bay, muội silic, xỉ lò cao và kiểm tra chất lượng bê tông qua các chỉ tiêu cường độ, tính thấm nước, khả năng khuếch tán ion Cl-. Kết quả thí nghiệm cho thấy việc sử dụng kết hợp các thành phần phụ gia khoáng cải thiện đáng kể chất lượng của bê tông so với bê tông thông thường [45], [116], [112].

Qua nghiên cứu tài liệu về các công trình đã công bố trên thế giới có thể thấy, việc nghiên cứu về ảnh hưởng của muội silic tới độ bền bê tông đã được nghiên cứu từ rất sớm. Hiện nay trên thế giới đã nghiên cứu ảnh hưởng của từng yếu tố thành phần, điều kiện bảo dưỡng, thi công, môi trường…tới đặc tính độ bền của bê tông. Các

nghiên cứu đã đưa ra giá trị tối ưu của từng yếu tố (hàm lượng muội silic, tỷ lệ N/CKD, tỷ lệ N/X…), thời gian bảo dưỡng, nhiệt độ bảo dưỡng…để chế tạo được bê tông có độ bền cao [57] [68] [79] [83].

Đã nghiên cứu về ảnh hưởng của muội silic tới các đặc tính về cường độ, độ thấm của bê tông theo thời gian. Nhưng chưa có nhiều công bố đưa ra mối quan hệ giữa độ thấm ion Cl-, cường độ với hàm lượng muội silic, tỷ lệ N/CKD của bê tông muội silic.

Đã nghiên cứu, đánh giá ảnh hưởng của muội silic tới độ bền chống lại các hiện tượng ăn mòn khác nhau đối với bê tông cốt thép như hiện tượng cacbonat hóa, ăn mòn sulfat, ăn mòn do xâm nhập ion Cl-…

Về phương pháp xác định hệ số khuếch tán ion Cl-, phần lớn các nghiên cứu trước đây đều sử dụng phương pháp thấm nhanh ion Cl- để xác định điện lượng truyền qua bê tông. Từ đó sử dụng các công thức thực nghiệm để tính toán hệ số khuếch tán ion Cl-. Chưa có nhiều nghiên cứu sử dụng các phương pháp khác như phương pháp điện di nhanh…để có thể xác định trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl-.

Bên cạnh đó, việc ứng dụng bê tông muội silic vào các công trình thực tế đã có nhiều tại các nước Bắc Âu, Mỹ, tuy nhiên hiện nay trên thế giới vẫn chưa ban hành tiêu chuẩn quy định phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic theo độ bền nói chung hoặc đối với hiện tượng ăn mòn do xâm nhập ion Cl- nói riêng. Do đó, đây vẫn đang là một hướng đi còn cần nghiên cứu thêm nữa trên thế giới. 1.3.3.2. Các nghiên cứu về bê tông có độ bền ăn mòn cao ở Việt Nam

Ở Việt Nam, vấn đề nghiên cứu về bê tông có độ bền chống ăn mòn cao và bảo vệ công trình biển đã được tiến hành từ những năm cuối của thế kỷ 19, tuy nhiên cho đến gần đây vấn đề này mới thực sự được quan tâm. Đã có nhiều hội thảo chuyên đề đã được tổ chức với các báo cáo nghiên cứu chuyên sâu có giá trị [13], [29], [18]. Nhiều đề tài thực hiện nghiên cứu về giải pháp nâng cao độ bền cho công trình BT- BTCT trong môi trường biển, hay nghiên cứu cải thiện tính năng của BT-BTCT thường thành loại bê tông chất lượng cao, siêu cao, cũng là loại bê tông có độ bền cao. Những giải pháp chiến lược chung nhằm hạn chế ăn mòn, phá huỷ kết cấu BT- BTCT trong môi trường biển được công bố trong các báo cáo và bài báo [41], [37], [39], [2], [17].

Những nghiên cứu giải pháp sử dụng phụ gia để hạn chế ăn mòn phá hủy, nâng

cao độ bền cho BT-BTCT trong môi trường biển ở Việt Nam có thể kể đến như:

Các nghiên cứu về việc chế tạo những loại phụ gia mới để thay thế một phần xi măng nhưng vẫn đảm bảo yêu cầu về cường độ bê tông, độ sụt và đặc biệt là cải thiện độ chống thấm nước, độ hút nước, độ bền thấm ion clo của bê tông [38].

Lương Đức Long (1995) [28] đưa ra hai phương pháp giúp thay đổi tính chất của bê tông nhằm cải thiện tính bền cho bê tông là dùng xi măng bền sulfat và dùng các loại phụ gia khác nhau để giúp tăng độ đặc chắc, hạn chế các thành phần gây xâm thực trong đá xi măng, ức chế ăn mòn cốt thép.

Nguyễn Mạnh Phát (1996) [30] thực hiện nghiên cứu theo hướng tăng độ đặc chắc để giảm thiểu lượng nước xâm nhập sâu vào bên trong kết cấu và pha trộn thành phần phụ gia để tạo khoáng ức chế quá trình ăn mòn cốt thép trong bê tông.

Trịnh Hồng Tùng (2003) [42] nghiên cứu về giải pháp chống ăn mòn cho BT- BTCT theo hướng sử dụng tro bay kết hợp với phụ gia siêu dẻo giảm nước. Các tỷ lệ tro bay được tiến hành trong nghiên cứu gồm 15, 20, 25, 30% (thay thế xi măng) và các tỷ lệ phụ gia siêu dẻo sử dụng là 0,6; 0,8; 1,0 và 1,2% (so với lượng chất kết dính). Trần Dương (2005) [15] nghiên cứu ứng dụng mô hình Tang Lupin – Olof Nilsson để khảo sát sự khuếch tán ion clo trong bê tông và nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia khoáng muội silic, phụ gia siêu dẻo tới cường độ chịu nén, chịu kéo, độ bền thấm ion clo của bê tông. Kết quả cho thấy hàm lượng muội silic tối ưu là 12% khối lượng xi măng để bê tông đạt được các đặc tính về cường độ, độ bền tốt nhất.

Dương Thị Lam (2006) [26] nghiên cứu giải pháp tăng độ bền cho kết cấu công trình biển bằng cách sử dụng loại xi măng bền sulfat kết hợp với phụ gia siêu dẻo và siêu mịn. Với tổ hợp vật liệu này có thể sản xuất bê tông mác M100 chất lượng cao dùng cho công trình biển.

Nguyễn Thị Thu Hương (2016) [21] nghiên cứu về giải pháp nâng cao độ bền cho bê tông – bê tông cốt thép của kết cấu bảo vệ mái đê và bở biển Việt Nam, theo đó nghiên cứu đã lựa chọn tổ hợp phụ gia gồm tro bay, muội silic và phụ gia hóa dẻo để chế tạo bê tông có độ bền cao.

Ở Trường Đại học Giao thông vận tải, đối với bê tông có độ bền ăn mòn cao trong môi trường biển cũng đã có nhiều nghiên cứu về việc sử dụng phụ gia khoáng nhằm chế tạo bê tông có độ bền cao. Có thể kế đến một số công trình sau:

Đào Văn Dinh (2014) [14] đã nghiên cứu, xây dựng công thức tính hệ số khuếch tán ion clo, đã xây dựng mô hình ―LifeConBridge‖ dự báo tuổi thọ sử dụng của các cầu bê tông cốt thép ven biển Việt Nam do xâm nhập clo và lập trình trên nền tảng phần mềm MathLab.

Hồ Văn Quân (2016) [33] nghiên cứu bê tông sử dụng cốt liệu ở Đà Nẵng với phụ gia muội silic và kết hợp giữa phụ gia muội silic, tro bay làm kết cấu mặt đường ở vùng duyên hải Nam Trung Bộ, đã dự báo tuổi thọ của kết cấu mặt đường sử dụng bê tông muội silic và tro bay do xâm nhập ion clo.

Hồ Xuân Ba (2020) [1] nghiên cứu đánh giá độ bền thấm nước và khuếch tán ion Cl- của bê tông có xét đến yếu tố ứng suất nén, ứng dụng trong kết cấu cầu. Luận án đã nghiên cứu thực nghiệm, phân tích tính thấm nước qua bê tông chịu ảnh hưởng của tải trọng với hai loại bê tông C30 và C40. Nghiên cứu thực nghiệm, phân tích tính thấm ion Cl- của bê tông chịu ảnh hưởng của tải trọng với hai loại bê tông C30, C40. Qua đó đề xuất công thức tính toán hệ số khuếch tán ion Cl- và hệ số thấm nước của bê tông có xét đến ảnh hưởng của ứng suất trong hai loại bê tông xem xét trên. Ngoài ra, luận án cũng áp dụng mô hình đề xuất, tính toán tuổi thọ của các kết cấu công trình bê tông cốt

thép trong điều kiện Việt Nam có xét đến ảnh hưởng của tải trọng thường xuyên và tải trọng khai thác.

Ngô Văn Thức (2020) [36] nghiên cứu bê tông chất lượng cao sử dụng nano silica phục vụ cho kết cấu công trình cầu ở điều kiện Việt Nam. Nghiên cứu đã xác định được các đặc tính cơ học (cường độ nén, cường độ kéo khi uống, mô đun đàn hồi) của bê tông sử dụng nano silica và xác định đặc điểm phá hủy của bê tông chất lượng cao sử dụng nano silica. Qua đó nghiên cứu sức kháng nứt và cường độ dự trữ sau nứt dầm bê tông chất lượng cao sử dụng nano silica dựa trên phương pháp cơ học phá hủy. Nguyễn Tấn Khoa (2021) [23] nghiên cứu bê tông cát sử dụng phụ gia khoáng tro bay, xỉ lò cao cho kết cấu công trình trong môi trường biển miền trung, đã đưa ra cấp phối bê tông cát sử dụng hỗn hợp tro bay, xỉ lò cao cấp B45 có độ thấm ion clo <1000 Cu lông ở 28 ngày.

Ngoài ra còn có một số nghiên cứu về việc sử dụng các loại phụ gia khoáng sẵn có trong nước như muội silic, nano silic, tro bay, bột đá vôi thay thế một phần xi măng nhằm tạo ra bê tông chất lượng cao và siêu cao để đạt được các đặc tính, độ bền cao trong môi trường xâm thực (biển, nhà máy hóa chất…), nghiên cứu độ thấm ion clo của bê tông chịu tải trọng [24], [34].

Trong quá trình thiết kế các công trình bê tông, bê tông cốt thép trong môi trường xâm thực (môi trường biển), Nhà nước cũng ban hành một số tiêu chuẩn quy định về cấp bê tông, cấp chịu thấm, chiều dày lớp bê tông bảo vệ và ban hành tiêu chuẩn hướng dẫn thiết kế bê tông cường độ cao như sau:

- Tiêu chuẩn TCVN 4116:1985 về Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép thủy công

– Tiêu chuẩn thiết kế [3].

- Tiêu chuẩn TCVN 9346:2012 về Kết cấu bê tông và Bê tông cốt thép – Yêu cầu

bảo vệ chống ăn mòn trong môi trường biển [10].

- Tiêu chuẩn TCVN 9139:2012 về Công trình thủy lợi – Kết cấu bê tông, bê tông

cốt thép vùng ven biển – Yêu cầu kỹ thuật [8].

- Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017 về Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Yêu

cầu chung về thiết kế độ bền lâu và tuổi thọ trong môi trường xâm thực [12].

- Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 về Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần

mẫu hình trụ [11].

Như vậy, hiện nay vấn đề nghiên cứu về độ bền bê tông nói chung, đặc tính độ bền của bê tông muội silic nói riêng ở Việt Nam đã được các trường Đại học, Viện nghiên cứu thực hiện sớm. Đối với bê tông có độ bền ăn mòn cao, các nghiên cứu trước đây đã đề xuất đưa ra việc sử dụng các loại phụ gia khoáng khác nhau như muội silic, tro bay, xỉ lò cao, nano silic…với các hàm lượng sử dụng tối ưu nhằm đạt được yêu cầu về cường độ, độ bền cao.

Đối với bê tông muội silic, các nghiên cứu đã đưa ra những hàm lượng muội silic sử dụng thay thế xi măng tối ưu, đánh giá tuổi thọ của các công trình sử dụng bê tông muội silic hay xét đến độ bền chống thấm của các kếu cấu bê tông dưới tác động của

tải trọng. Tuy nhiên, đối với các nghiên cứu về độ bền chống ăn mòn do xâm nhập ion Cl- gây ra đối với bê tông muội silic, các nghiên cứu mới chỉ đánh giá ảnh hưởng của thành phần muội silic tới cường độ, độ thấm ion Cl- chưa có đánh giá ảnh hưởng tới hệ số khuếch tán của ion Cl- và sự thay đổi của hệ số khuếch tán ion Cl- theo thời gian.

Về việc sử dụng bê tông muội silic, mới chỉ ban hành TCVN 10306:2014 về việc thiết kế bê tông cường độ cao, chưa có nghiên cứu đưa ra phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic theo độ bền chống xâm nhập ion Cl-. Hơn nữa, thành phần muội silic có đặc tính vật lý làm giảm thể tích lỗ rỗng trong bê tông, qua đó tăng khả năng chống thấm và tăng độ bền chống thấm cho bê tông. Tuy nhiên chưa có nghiên cứu nào xác định thể tích lỗ rỗng, phân bố lỗ rỗng của bê tông muội silic ở các kích thước nhỏ cấp nanomet. Do đó, chưa có những đánh giá về ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông.

Về phương pháp xác định hệ số khuếch tán ion Cl-, các nghiên cứu trong nước trước đây đều sử dụng phương pháp thấm nhanh clo để xác định điện lượng truyền qua bê tông, từ đó sử dụng công thức thực nghiệm để tính toán hệ số khuếch tán ion Cl-. Chưa có những nghiên cứu thực hiện đo trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl- để có cơ sở so sánh về tính chính xác của kết quả và ưu nhược điểm giữa các phương pháp.

Từ những phân tích trên cho thấy nghiên cứu về các yếu tố thành phần của bê tông (muội silic, tỷ lệ N/CKD) tới hệ số khuếch tán, thể tích lỗ rỗng theo thời gian là hướng đi cần thiết. 1.3.4. Tuổi thọ của công trình bê tông trong môi trƣờng biển Hiện nay tại các nước phát triển, ước tính chi phí cho sửa chữa các công trình hư hỏng chiếm từ khoảng 50% đến 100% so với chi phí xây dựng các công trình mới [22]. Tại Hoa Kỳ, chi phí dành cho sửa chữa các công trình hư hại do muối trong môi trường biển khoảng 400 tỉ USD vào năm 1991. Việt Nam đang trong thời kỳ phát triển, nhiều các công trình bê tông cốt thép hiện nay được thiết kế và xây mới. Để đảm bảo tính năng vận hành của công trình từ đó giảm thiểu chi phí bảo dưỡng và sửa chữa, thiết kế các công trình bê tông côt thép cần tuân thủ nghiêm ngặt theo các tiêu chuẩn hướng dẫn về thiết kế kết cấu bê tông cốt thép theo độ bền [22]. Theo kết quả thống kê của Hiroshi Mutsuyoshi báo cáo về độ bền của độ bền của các cây cầu tại Nhật Bản, 66% hư hại của các kết cấu bê tông cốt thép là do xâm nhập ion Cl- gây ra ăn mòn cốt thép, trong khi đó cacbonát hóa chỉ chiếm 5% [73]. 1.3.4.1. Khái niệm Theo ASTM E 632, độ bền « durability » được hiểu là khả năng duy trì khả năng sử dụng của một sản phẩm, cấu kiện, kết cấu trong một thời gian xác định. Khả năng sử dụng « service life » được xem là khả năng của các cấu kiện để thực hiện chức năng mà chúng được thiết kế và xây dựng. Theo Tuutti [127], tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép gồm hai giai đoạn kế tiếp nhau : giai đoạn khởi đầu ăn mòn và giai đoạn lan truyền ăn mòn (Hình 1.11).

Hình 1.11: Tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép [127]

Dự án Duracrete [89] chi tiết hóa giai đoạn lan truyền ăn mòn thành các giai

đoạn nhỏ (Hình 1.12).

Hình 1.12: Tình trạng công trình theo thời gian [89]

Để dự báo tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông, điểm kết thúc của tuổi thọ cần được xác định. Hiện nay điểm kết thúc của tuổi thọ sử dụng còn đang là vấn đề tranh luận của các nhà nghiên cứu. Có hai quan điểm lớn về vấn đề này: quan điểm thứ nhất xem điểm kết thúc của tuổi thọ sử dụng là khi ăn mòn gây nứt hoàn toàn bê tông bảo vệ, quan điểm thứ hai là khi ăn mòn làm giảm diện tích tiết diện cốt thép gây nguy hiểm cho trạng thái giới hạn chịu lực. Hiện nay tuổi thọ của công trình là t được biểu diễn theo phương trình sau [127]:

(1.34)

là giai đoạn khởi đầu ăn mòn là giai đoạn lan truyền ăn mòn

Trong đó: 1.3.4.2. Tuổi thọ của kết cấu bê tông trong môi trƣờng nƣớc biển Các kết cấu bê tông cốt thép làm việc trong môi trường biển sẽ bị các ion Cl- xâm nhập vào bê tông và tích tụ trên bề mặt cốt thép. Khi nồng độ ion Cl- tại bề mặt cốt thép đạt tới ngưỡng nồng độ tới hạn nó sẽ bắt đầu gây ăn mòn cốt thép. Điều này

làm giảm khả năng làm việc của kết cấu do tiết diện thép giảm, ngoài ra các sản phẩm của quá trình ăn mòn có thể tích lớn sẽ phá vỡ tính đồng nhất của lớp bê tông bảo vệ ban đầu, gây ra các vết nứt.

 Giai đoạn khởi đầu ăn mòn (t1)

Nhiều nghiên cứu đã chứng minh cơ chế khuếch tán chiếm vai trò quyết định

Giai đoạn khởi đầu ăn mòn là thời gian kể từ khi kết cấu bắt đầu tiếp xúc với ion Cl- cho đến khi ion Cl- xâm nhập vào bê tông tập trung trên bề mặt cốt thép đạt đến ngưỡng nồng độ gây ăn mòn. Độ dài của giai đoạn này phụ thuộc chủ yếu vào: Nồng độ ion Cl- trên bề mặt bê tông; Nhiệt độ, độ ẩm của môi trường; Chiều dày lớp bảo vệ; Chất lượng của bê tông bảo vệ thông qua hệ số khuếch tán ion Cl-; Ngưỡng nồng độ ion Cl- gây ăn mòn cốt thép. của sự xâm nhập ion Cl- vào bê tông [133], [120].

 Giai đoạn lan truyền ăn mòn (t2)

Do đó sự xuất hiện của vết nứt ăn mòn đầu tiên có thể là dấu hiệu quan trọng

Giai đoạn lan truyền ăn mòn là thời gian kể từ khi cốt thép bắt đầu bị ăn mòn tới khi ăn mòn gây nứt hoàn toàn bê tông bảo vệ hoặc tới khi diện tích tiết diện cốt thép bị giảm do ăn mòn dẫn đến kết cấu không còn thỏa mãn trạng thái giới hạn chiụ lực. Sản phẩm của ăn mòn cốt thép, là các oxit sắt và muối sắt có thể tích lớn hơn sắt từ 2-6 lần, tạo áp lực lên bê tông xung quanh và cuối cùng dẫn đến hư hỏng các kết cấu theo hình thức nứt, vỡ và tách lớp của bê tông bảo vệ và mất diện tích tiết diện cốt thép gây nguy hiểm cho kết cấu. Các vết nứt dẫn đến sự thâm nhập dễ dàng hơn các tác nhân ăn mòn. xác định điểm cuối của tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép. 1.4. Định hƣớng nghiên cứu của Luận án

Những phân tích ở trên cho thấy ăn mòn cốt thép do ion Cl- gây ra là nguyên nhân phổ biến nhất trong các nguyên nhân gây suy giảm tuổi thọ của các công trình, kết cấu khu vực biển. Do đó, định hướng của luận án tập trung nghiên cứu về ảnh hưởng của các thành phần bê tông muội silic (tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic) tới độ bền thấm ion Cl-. Cụ thể như sau:

- Chế tạo bê tông sử dụng muội silic thay thế một phần xi măng với tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic phù hợp nhằm cải thiện đặc tính về cường độ chịu nén, độ bền của bê tông. Nghiên cứu ảnh hưởng của yếu tố thành phần là tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic tới cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic. Qua đó xây dựng phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền.

- Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của các công trình khi sử dụng bê tông muội silic và bê tông thông thường trong môi trường biển. Từ đó đề xuất cấp phối bê

- Nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần muội silic tới thể tích lỗ rỗng của bê tông. Qua đó phân tích ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới đặc tính cường độ chịu nén và độ bền của kết cấu bê tông.

tông muội silic đáp ứng thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm đối với các công trình trong môi trường biển. 1.5. Kết luận Chƣơng 1

Đã nghiên cứu tổng quan về các đặc trưng của môi trường biển, tác động của môi trường biển tới độ bền và tuổi thọ các công trình bê tông cốt thép. Qua đó cho thấy môi trường biển là môi trường xâm thực mạnh, có tác động rất lớn gây suy giảm tuổi thọ của các công trình, kết cấu bê tông cốt thép. Đặc biệt với điều kiện khí hậu nhiệt đới gió mùa ẩm của nước ta, mức độ ăn mòn và suy giảm tuổi thọ của các công trình là rất lớn.

Từ nghiên cứu tổng quan về nguyên nhân phá hoại bê tông cốt thép, nhận thấy có nhiều nguyên nhân gây ra hiện tượng ăn mòn kết cấu bê tông cốt thép, tuy nhiên có hai nhóm nguyên nhân chính là nguyên nhân do tác động hóa học (xâm nhập ion Cl-, cacbonat hóa bê tông…) và nguyên nhân do tác động vật lý (sói mòn, sóng đánh, thủy triều lên xuống...). Trong đó, hiện tượng ăn mòn cốt thép do xâm nhập ion Cl- là đe dọa lớn nhất gây suy giảm tuổi thọ đối với các kết cấu bê tông cốt thép trong môi trường biển.

Từ tìm hiểu về việc sử dụng các phụ gia khoáng puzơlan nhằm nâng cao độ bền bê tông cho thấy, muội silic là loại phụ gia khoáng puzơlan có khả năng cải thiện độ bền bê tông tốt, hiệu quả cao và đang được sử dụng nhiều trên thế giới. Mặc dù vậy, những nghiên cứu trong nước về ảnh hưởng của hàm lượng muội silic, thể tích lỗ rỗng của bê tông tới độ bền, tuổi thọ của công trình bê tông cốt thép còn chưa nhiều. Từ những phân tích, nghiên cứu tổng quan, Luận án sẽ tập trung vào hướng nghiên là ảnh hưởng của các yếu tố thành phần như tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic, thể tích lỗ rỗng tới các đặc tính độ bền của bê tông như cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl-, hệ số khuếch tán ion Cl- theo thời gian. Đề xuất phương pháp thiết kế bê tông muội silic có xét đến độ bền chống xâm nhập ion Cl- và đánh giá thời gian khởi đầu ăn mòn của công trình bê tông cốt thép ở môi trường biển.

CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT ĐÁNH GIÁ ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG MUỘI SILIC 2.1. Cơ sở lý thuyết đánh giá sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông 2.1.1. Sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông 2.1.1.1. Ngƣỡng ion Cl- ăn mòn

Ngưỡng ion Cl- giới hạn là hàm lượng ion Cl- trong bê tông mà tại đó tính thụ động của lớp màng bảo vệ cốt thép bị mất và quá trình ăn mòn bắt đầu xảy ra. Tuy nhiên, thực tế rất khó để xác định chính xác giá trị giới hạn nồng độ ion Cl-. Giá trị này phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: Tính chất hóa học của chất kết dính, đặc biệt là hàm lượng C3A; Tỷ lệ ion Cl- tự do/tổng số ion Cl-; Tỷ số ion Cl-/ion hydroxil; Tỷ lệ Nước/chất kết dính; Nồng độ ion hydroxil; Nhiệt độ và độ ẩm tương đối; Điện thế của cốt thép.

Tiêu chuẩn hướng dẫn thi công công trình bằng bê tông của Bỉ [147], đã chỉ ra ảnh hưởng của các yếu tố môi trường, chất lượng bê tông tới hàm lượng clorua trong xi măng được biểu diễn trong hình vẽ sau:

Hình 2.1: Ảnh hƣởng của điều kiện môi trƣờng tới hàm lƣợng tới hạn của ion Cl- trong bê tông [147]

Biểu đồ trên cho thấy hàm lượng tới hạn của clorua so với khối lượng xi măng trong bê tông bị cacbonat hóa thấp hơn so với trong bê tông không bị cacbonat hóa. Điều này cho thấy, các ion Cl- có liên hết hóa học không trực tiếp góp phần vào quá trình ăn mòn cốt thép, nhưng nếu được giải phóng bởi hiện tượng cacbonat hóa sẽ làm tăng hàm lượng ion clorua tự do và gây nguy hại cho cốt thép. Các ion Cl- có thể thâm nhập vào bê tông theo 2 cách: - Các ion Cl- thâm nhập vào bê tông trong quá trình trộn vật liệu. - Các ion Cl- thẩm thấu vào bê tông đã đông cứng thông qua hình thức thẩm

thấu hoặc khuếch tán.

Theo tiêu chuẩn NBN ENV 13670-1 [147] về hướng dẫn thi công công trình bằng bê tông của Bỉ, mức độ ảnh hưởng của hàm lượng ion Cl- tới nguy cơ ăn mòn cốt thép được quy định như sau:

Nguy cơ gây ăn mòn

% Cl- so với khối lƣợng xi măng < 0,6 0,6 – 1,0 > 1,0 Yếu Trung bình Cao

Nguy cơ gây ăn mòn

Bảng 2.1: Hàm lƣợng clorua tới hạn thêm vào so với khối lƣợng của xi măng trong bê tông không cacbonat hóa – Trƣờng hợp ion Cl- thêm vào trong quá trình trộn vật liệu [147] % Cl- so với khối lƣợng bê tông < 0,075 0,075 – 0,125 > 0,125 Bảng 2.2: Hàm lƣợng ion Cl- tới hạn so thẩu thấu vào so với khối lƣợng của xi măng trong bê tông không cacbonat hóa – Trƣờng hợp ion Cl- thẩm thấu vào bê tông cứng [147] % Cl- thẩm thấu so với khối lƣợng bê tông < 0,05 0,05 – 0,125 > 0,125 % Cl- thẩm thấu so với khối lƣợng xi măng < 0,4 0,4 – 1,0 > 1,0 Yếu Trung bình Cao

Bảng số liệu trên cho thấy, ngưỡng tới hạn đạt giá trị lớn nhất khi clorua thêm vào trong quá trình trộn vật liệu, do một phần các ion Cl- tự hình thành liên kết hóa học với các thành phần trong xi măng.

Ngoài ra, hàm lượng tới hạn ion Cl- trong bê tông còn được định nghĩa là tỷ số giữa nồng độ ion Cl- [Cl-] so với nồng độ hydroxil [OH-]. Trong bê tông không bị cacbonat hóa, tỷ số [Cl-]/[OH-] = 0,6 tương ứng với hàm lượng ion Cl- là 0,4% (so với khối lượng xi măng). Giá trị này được ký hiệu là [Cl-]cr. Tuy nhiên trong thực tế, hàm lượng ion Cl- được xác định dựa vào khối lượng bột bê tông được lấy làm mẫu thí nghiệm từ các kết cấu bê tông tại nhiều vị trí, độ sâu khác nhau. Do đó có thể lập được biểu đồ mô tả hàm lượng ion Cl- trong bê tông theo độ sâu và cũng vì lý do đó mà hàm lượng ion Cl- thường được tính toán thông qua phần trăm tỷ lệ với khối lượng bê tông. Công thức quy đổi giữa hàm lượng ion Cl- so với khối lượng bê tông và so với

khối lượng xi măng như sau:

[Cl-]cr (% khối lượng bê tông) = x [Cl-]cr (% khối lượng xi măng) (2.1)

Trong đó: [C] là hàm lượng xi măng trong bê tông kg/m3 : khối lượng thể tích của bê tông kg/m3

Đối với bê tông có hàm lượng xi măng là 400 kg/m3 thì giá trị hàm lượng ion Cl- tới hạn 0,4% (so với khối lượng xi măng) tương đương với 0,064% (so với khối lượng bê tông).

Ngưỡng 0,4% (so với khối lượng xi măng) là hàm lượng ion Cl- tự do. Ion Cl- tự do là những ion Cl- có nguồn gốc từ nước biển, thẩm thấu qua lớp bê tông bảo vệ cốt

thép thông qua các kẽ hở của vật liệu (lỗ rỗng, vết nứt) để tiếp xúc với cốt thép. Ngược lại, ion Cl- liên kết là những ion Cl- chứa trong bê tông. Chúng có nguồn gốc từ những thành phần khác nhau trong bê tông: cốt liệu, cát, xi măng, nước, phụ gia. Những ion này không tham gia phản ứng hóa học gây ăn mòn cốt thép do chúng có liên kết chặt chẽ với thành phần khác của bê tông.

Trên thế giới, các quy chuẩn chị định tổng mức ion Cl- không được vượt quá trong bê tông tươi đều được đưa ra dựa trên sự hư hỏng bề mặt của các công trình, kết cấu dự ứng lực bởi sự ăn mòn ion Cl-. Theo tiêu chuẩn EN 206-1 [146], giá trị hàm lượng ion Cl- thay đổi trong khoảng 0,1-0,4% theo khối lượng chất kết dính, như sau: 0,4% cho bê tông dự ứng lực và bảo dưỡng nhiệt, 0,2% cho xi măng Pooc lăng chống sulfat, 0,1% cho bê tông dự ứng lực và bảo dưỡng nhiệt. Tuy nhiên cần lưu ý rằng, đây chỉ là giới hạn về hàm lượng tổng số ion Cl- trong bê tông không phải là hàm lượng ion Cl- tự do, do đó không phải là ngưỡng tới hạn gây ăn mòn bê tông. 2.1.1.2. Các yếu tố chính ảnh hƣởng đến sự xâm nhập ion Cl-

Ngoài những yếu tố kể trên, các yếu tố thời gian, độ ẩm, độ đặc của bê tông

Tốc độ xâm nhập ion Cl- thông qua lớp bê tông bảo vệ cốt thép phụ thuộc chủ yếu vào vật liệu và các yếu tố môi trường sau đây: Độ thấm ion Cl- trong bê tông; Độ khuếch tán ion Cl- của bê tông; Độ hấp thụ; Nhiệt độ; Mức tiếp xúc với nguồn ion Cl- cũng ảnh hưởng tới sự xâm nhập ion Cl- vào trong bê tông [22]. 2.1.1.3. Độ thấm ion Cl- trong bê tông

Như đã nói ở trên, trong điều kiện bê tông khô hoặc có một phần bão hòa, ion Cl- sẽ thâm nhập vào bê tông thông qua hiện tượng mao dẫn. Bản chất của hiện tượng này là các mao mạch hút nước có chứa ion Cl- vào các lỗ rỗng chứa đầy không khí hoặc có một phần là không khí ở gần khu vực bề mặt. Hiệu quả của sự thâm nhập của ion Cl- vào trong bê tông là rất lớn. Bê tông nằm trong khu vực chịu chu kỳ khô/ướt có thể xuất hiện cả hiện tượng mao dẫn, lượng ion Cl- xâm nhập vào bê tông lớn hơn nhiều so với trường hợp chỉ có hiện tượng khuếch tán gây ra. Nước chứa muối có thể được hút bởi các lỗ rỗng khô ban đầu. Các lỗ rỗng gần bề mặt bê tông có thể trở thành bão hòa sau khi đã lấp đầy dung dịch chứa ion Cl-. Sau khi hơi nước bay đi, các ion Cl- trong lỗ rỗng lại tiếp tục khuếch tán vào bên trong bê tông do chênh lệch nồng độ clorua so với bên trong bê tông. Các lỗ rỗng lúc này lại có thể tiếp tục hút nước chứa ion Cl- thông qua mao dẫn. Do vậy mà bê tông cốt thép trong khu vực chịu chu kỳ khô/ướt liên tục có nguy cơ ăn mòn do ion Cl- gây ra. 2.1.1.4. Quá trình khuếch tán ion Cl- trong bê tông

Khuếch tán là kết quả của sự chênh lệch nồng độ ion Cl- giữa bề mặt bên ngoài và bên trong bê tông. Hiện tượng này xảy ra trong môi trường bão hòa. Độ bền của bê tông thường được đặc trưng bởi hệ số khuếch tán (D) hoặc hệ số khuếch tán hữu hiệu. Độ khuếch tán của ion Cl- C của Crank [64], trong đó sử dụng dữ liệu về nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông. Phương trình mô tả quá trình khuếch tán ion Cl- trong bê tông theo định luật Fick thứ 2:

(2.2)

Trong đó:

D: Hệ số khuếch tán ion Cl- (m2/s) C: Nồng độ ion Cl- (%) t: thời gian (s) x: độ sâu trong bê tông (m) Định luật thứ hai của Fick cho biết tốc độ thay đổi nồng độ theo thời gian của quá trình khuếch tán các ion phân tử. Tuy nhiên tác động của môi trường biển đến bê tông trong các khu vực khác nhau cũng khác nhau, người ta chia ra làm 2 khu vực chính: khu vực mà công trình chìm trong nước biển và khu vực mà công trình chịu sự chu kì khô/ướt liên tục do sóng biển, thủy triều.  Khu vực mà bê tông chìm trong nước biển Nồng độ clorua bên ngoài bê tông coi được coi như không đổi và bê tông luôn luôn ở trạng thái bão hòa. Trong trường hợp này, độ xâm nhập ion Cl- vào trong bê tông thông qua con đường khuếch tán và được mô tả bằng định luật 2 của Fick. Nghiệm của phương trình trên có dạng như sau:

(2.3)

Co: nồng độ ion Cl- ban đầu trong bê tông (%) Cs: nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông (%) t: thời gian (s) x: độ sâu trong bê tông (m) erfc: hàm sai số Crank

Hàm sai số Crank:

(2.4)

(2.5)

Nếu giả thiết ―D‖ không phụ thuộc vào thời gian. Thời gian đầu, bê tông không chứa ion Cl- thì giá trị Co=0 và hàm lượng ion Cl- trong nước biển là một giá trị không đổi thì công thức ( 2.18) được viết lại là:

(2.6)

 Khu vực mà bê tông chịu sự tác động của thủy triều, sóng Quá trình ion Cl- thâm nhập vào trong bê tông trong giai đoạn này phức tạp hơn do hàm lượng ion Cl- bên ngoài thay đổi theo thời gian và bê tông chịu chu kỳ khô/ướt thay đổi liên tục. Do đó lớp bê tông bề mặt không bị bão hòa và quá trình xâm nhập

ion Cl- vào trong bê tông thông qua hai cách: đối lưu và khuếch tán. Tuy nhiên nhiều nghiên cứu cho thấy, quá trình đối lưu chỉ diễn ra trong một thời gian ngắn và tới một độ sâu nhất định. Sau đó, quá trình thẩm thấu ion Cl- vào trong bê tông chỉ còn là khuếch tán.

Nồng độ ion Cl- trong bê tông được biểu diễn theo công thức sau:

(2.7)

(2.8)

Trong đó: W: Hàm lượng ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông theo đơn vị thời gian. Công thức ở trên rất khó sử dụng do sự xuất hiện của tham số ―W‖. Trong thực tế, hàm lượng ion Cl- xâm nhập vào trong bê tông thông qua đối lưu không quá quan trọng nhất là với quá trình ăn mòn cốt thép. Do các ion Cl- chỉ thâm nhập vào trong bê tông thông qua đối lưu khoảng 1 – 2 cm tính từ bề mặt lớp bê tông và diễn ra trong thời gian rất ngắn. Do vậy, nhiều nghiên cứu đã đưa ra các cách biểu diễn hàm lượng ion Cl- trong bê tông thông qua khuếch tán tại khu vực này, ví dụ như sau:

(2.9)

Trong đó: : chiều sâu của vùng ion Cl- thâm nhập do đối lưu

: Nồng độ ion Cl- tại độ sâu (%)

Bê tông xi măng là một hỗn hợp chất lượng tốt tuy nhiên nhiều nghiên cứu cho thấy, hệ số khuếch tán hiệu quả trong bê tông xi măng Pooc lăng thông thường có thể không đủ khả năng bảo vệ cốt thép trong một số điều kiện thực tế. Hiện nay trên thế giới đã có rất nhiều nghiên cứu sử dụng các loại phụ gia như muội silic, tro bay, xỉ lò cao, metakaolin...hoặc giảm tỷ lệ N/X nhằm tăng độ chống thấm, giảm bớt khả năng khuếch tán của ion Cl- trong bê tông. 2.1.1.5. Khả năng hấp thụ ion Cl- của bê tông

Khả năng giữ ion Cl- của bê tông phụ thuộc vào nhiều yếu tố như hàm lượng C3A, C4AF của xi măng và hàm lượng C-S-H tạo thành [66]. Thực tế, một phần ion Cl- có thể liên kết hóa học với anhydrit dạng C3A trong quá trình hydrat hóa xi măng để tạo thành canxi hydrat aluminat clorua 3CaO.Al2O3.3CaCl2.32H2O hoặc 3CaO. Al2O3. CaCl2.10H2O (muối Friedel) [105], [136] theo các phản ứng sau:

(2.10)

(2.11)

(2.12)

Nhiều mô hình về độ thẩm thấu clorua vào bê tông đã chỉ ra rằng các tương tác

hóa học để giữ clorua diễn ra nhanh hơn nhiều so với các cơ chế vận chuyển (khuếch

tán, mao dẫn).

Mặt khác, ion Cl- còn bị hấp phụ trên bề mặt C-S-H, ký hiệu bởi liên kết

vật lý [130]:

(2.13)

Một vài nghiên cứu cho rằng, hàm lượng ion Cl- liên kết vật lý với thành phần C- S-H còn quan trọng hơn hàm lượng ion Cl- liên kết hóa học với C3A và C4AF [52]. Một trong những tham số đó là tỷ lệ CaO/SiO2 (C/S): tỷ lệ C/S giảm làm tăng điện tích âm trên bề mặt C-S-H, tạo ra lực đẩy các anion và do vậy làm giảm khả năng liên kết vật lý của các ion Cl- với [130]. 2.1.1.6. Mức độ tiếp xúc với nguồn ion Cl-

Lượng ion Cl- có hại có thể thâm nhập vào trong bê tông chất lượng cao nếu điều kiện tiếp xúc với môi trường chứa ion Cl- là liên tục. Các cây cầu có xu hướng bị ăn mòn cốt thép khi được đặt tại các vị trí kênh mương có nước chứa muối chống đóng

băng hoặc chảy qua.

Hình dạng cấu kiện cũng có thể ảnh hưởng đến khả năng bị ăn mòn cốt thép. Cột

ít bền hơn so với tường, dầm ít bền hơn so với tấm. Nguyên nhân điều này là do sự

khác biệt giữa hiệu quả của sự thâm nhập hai trục so với một trục.

Tại cùng một kết cấu của cầu, bề mặt nào chịu tác động trực tiếp của gió sẽ ít có

nguy cơ xảy ra ăn mòn hơn bề mặt đối diện khuất gió [136]. Nguyên nhân được đưa ra

là khi xuất hiện mưa, bề mặt chịu sự tác động trực tiếp của gió sẽ bị nước mưa rửa trôi các ion Cl- trên bề mặt. Ngược lại tại bề mặt khuất gió, lượng muối chứa ion Cl- sẽ tích tụ trên bề mặt dẫn đến nồng độ ion Cl- trong bê tông cao và tăng nguy cơ bị ăn mòn. 2.1.1.7. Nhiệt độ

Sức kháng của bê tông đối với sự xâm nhập ion Cl- có liên quan đến nhiệt độ. Sức kháng của bê tông xi măng Poóc lăng ở 45oC ít hơn so với ở 5oC [66]. Hệ số khuếch tán ion Cl- ảnh hưởng bởi nhiệt độ và có thể tăng gấp đôi khi nhiệt độ trung bình tăng từ 10oC đến 20oC. Ngoài ra sự thay đổi nhiệt độ theo mùa cũng có thể dẫn đến giải phóng liên kết ion Cl- từ dạng liên kết sang tự do. 2.1.2. Các phƣơng pháp thí nghiệm về sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông 2.1.2.1. Thí nghiệm dài hạn

a) Thí nghiệm cầu muối (Salt Ponding Test) [121]

Thí nghiệm AASHTO T259 (thường được gọi là thí nghiệm cầu muối) là một thí nghiệm dài hạn để đo sự xâm nhập ion Cl- vào bê tông. Thí nghiệm yêu cầu ba tấm bê tông dày ít nhất 75 mm và có một diện tích bề mặt là 300 mm2. Các tấm trên được

dưỡng ẩm trong vòng 14 ngày sau đó được lưu trữ trong một phòng làm khô độ ẩm

tương đối là 50% trong 28 ngày. Các cạnh bên của tấm được làm kín. Sau đó cho một

dung dịch 3% NaCl trên mặt trên trong 90 ngày, trong khi mặt phía dưới tiếp xúc với môi trường khô (Hình 2.2). Sau đó các tấm được lấy ra và xác định nồng độ ion Cl- của từng lát dày 15mm, ta có được hàm lượng ion Cl- theo chiều sâu của tấm (theo tiêu chuẩn AASHTO T259).

Hình 2.2: Thí nghiệm cầu muối [121]

Tuy nhiên, đối với những bê tông chất lượng cao, phương pháp này gặp khó khăn trong việc xác định hàm lượng ion Cl- theo chiều sâu tấm do thời gian 90 ngày không đủ để ion Cl- có thể thấm qua bê tông nên cần phải thực hiện trong thời gian dài hơn. b) Thí nghiệm khuếch tán khối – Bulk Diffusion Test (Nord Test NT Build 443)

Thí nghiệm khuếch tán khối đã được phát triển nhằm giải quyết một số thiếu sót

của thử nghiệm cầu muối để đo độ khuếch tán. Mặc dù không phải thí nghiệm tương

tự đầu tiên được phát triển, NordTest là phiên bản tiêu chuẩn đầu tiên của thí nghiệm

khuếch tán khối. Sự khác biệt đầu tiên so với thí nghiệm cầu muối là điều kiện ban đầu

về độ ẩm của mẫu thí nghiệm. Thay vì được sấy khô trong 28 ngày như trong thí

nghiệm cầu muối, mẫu thí nghiệm bằng phương pháp này phải được bão hòa trong

môi trường nước vôi. Điều này ngăn chặn quá trình thấm hút xảy ra khi dung dịch ion Cl- có mặt. Ngoài ra, thay vì chỉ phủ hai mặt của mẫu và để lại một mặt tiếp xúc với không khí và một mặt tiếp xúc với dung dịch như trong thí nghiệm cầu muối, thì trong

thí nghiệm này chỉ để lại một mặt duy nhất tiếp xúc với dung dịch NaCl 2,8 M (Hình

2.3). Quy trình này được thực hiện ít nhất 35 ngày trước thực hiện các phép đo

[NordTest, NTBuild 443-94] [121].

Thông số về hàm lượng ion Cl- trong bê tông được xác định bằng cách gắn mẫu thử vào trong máy xay hoặc máy tiện với một mũi kim cương. Mũi kim cương được

đặt vuông góc với bề mặt của mẫu. Quá trình khoét hoặc cắt được thực hiện tại mỗi độ

sâu theo yêu cầu để nghiền mẫu bê tông thành bụi, sau đó thu gom lại. Điều này được

lặp đi lặp lại ở các độ sâu khác nhau, theo cấp số 0,5 mm. Hàm lượng ion Cl- trong bê tông được xác định theo tiêu chuẩn AASHTO T260.

Hình 2.3: Sơ đồ thí nghiệm khuếch tán khối [121]

Mặc dù phương pháp thí nghiệm khuếch tán khối có thể mô phỏng được quá trình thấm ion Cl- trong bê tông, nhưng đây vẫn là một phương pháp dài hạn. Đối với bê tông chất lượng thấp thời gian tối thiểu để thực hiện thí nghiệm là 35 ngày. Đối với

bê tông chất lượng cao, thời gian thí nghiệm có thể kéo dài tới 90 ngày hoặc dài hơn

giống như thí nghiệm cầu muối.

2.1.2.2. Thí nghiệm ngắn hạn [121]

a. Thí nghiệm thấm nhanh clo (Rapid Chloride Permeability Test – ASTM

C1202)

Trong thí nghiệm này một mẫu bê tông có đường kính 100 mm dài 50 mm, bão

hòa nước chịu dòng điện có điện áp một chiều 60 V trong 6 giờ bằng cách sử dụng

thiết bị như trong Hình 2.4. Trong một bể chứa là một dung dịch 3.0% NaCl và trong

bể chứa khác là dung dịch NaOH nồng độ 0,3 N (1,2% NaOH). Tổng điện tích thông

qua được xác định và điều này được sử dụng để đánh giá mức độ bê tông theo các tiêu

chí như trong Bảng 2.3.

Thử nghiệm này, ban đầu được phát triển bởi Whiting, thường được gọi là "Thí

nghiệm thấm nhanh clo" (RCPT). Tên này là không chính xác vì nó không phải là tính

thấm mà là đo chuyển động của ion. Ngoài ra, sự chuyển động của tất cả các ion,

không chỉ các ion Cl-, ảnh hưởng đến kết quả xét nghiệm (tổng điện tích thông qua).

Đặc biệt là đối với bê tông chất lượng thấp, cần tăng điện áp chạy qua [47], [138]. Bê

tông chất lượng thấp nóng hơn do nhiệt độ tăng khi tạo ra dòng điện và điện áp. Chất

lượng của bê tông càng thấp thì dòng điện và điện áp cần thiết để thí nghiệm càng cao

và do đó nhiệt lượng tao ra càng lớn.

Hình 2.4: Sơ đồ thí nghiệm AASHTO T277 (ASTM C1202) [121] Bảng 2.3: Mức độ thấm ion Cl- [9]

Điện lƣợng truyền qua mẫu (Cu lông) > 4000 > 2000 – 4000 > 1000 – 2000 100 – 1000 < 100 Mức độ thấm ion Cl- Cao Trung bình Thấp Rất thấp Không thấm

Những hạn chế này dẫn đến giảm độ tin cậy trong kỹ thuật này khi sử dụng đo độ thấm của ion Cl-. Ngoài ra, chúng cũng dẫn đến mất độ chính xác. Theo tiêu chuẩn ASTM C1202 về độ chính xác, nghiên cứu của Mobasher và Mitchell [100] chỉ ra rằng hệ số điều biến của biến thể duy nhất đã được tìm thấy là 12,3% và vì vậy kết quả của hai lần thí nghiệm tiến hành đúng cách nên thay đổi không quá 35% nếu được thực hiện bởi một người. Giá trị đo giữa các phòng thí nghiệm khác nhau có một hệ số sai lệch là 18,0%. Để giảm thiểu sự thay đổi, người ta thường tiến hành thí nghiệm trên 3 mẫu và lấy kết quả là giá trị trung bình của 3 lần đo. Tuy nhiên, một nghiên cứu về độ chính xác của phương pháp đo này đưa ra là giá trị trung bình của ba mẫu được thực hiện tại 2 phòng thí nghiệm khác nhau không nên khác nhiều hơn 29% theo ASTM C1202.

Một khó khăn khác của phương pháp này là nó phụ thuộc vào độ dẫn của bê tông theo một cách nào đó liên quan đến độ thấm của ion Cl-. Do đó, bất kỳ vật liệu dẫn điện nào có trong mẫu bê tông sẽ làm lệch kết quả, khiến cho kết quả cao hơn so với thực tế. Điều này xảy ra đối với bê tông cốt thép, hoặc bê tông sử dụng các sợi dẫn (ví dụ carbon hoặc thép), hoặc có một dung dịch ion dẫn điện cao có mặt [ASTM C1202]. Hiệu quả dung dịch này có thể nhận thấy nếu canxi nitrite được thêm vào như một phụ gia ức chế ăn mòn và các chất phụ gia khác cũng có thể có tác dụng này [ASTM C1202]. Bởi vì các chất dẫn này đều ảnh hưởng đến kết quả theo chiều hướng khiến cho giá trị điện lượng cao hơn so với nếu không có chất dẫn, do vậy phương pháp này vẫn có thể dùng làm kiểm định chất lượng bê tông.

b. Kỹ thuật điện di [121]

Thường thì sự di chuyển của ion Cl- được tăng tốc thông qua việc sử dụng một điện trường có cường độ thấp hơn so với sử dụng trong RCPT. Các dữ liệu cũng có thể được thu thập khác nhau để đánh giá tốt hơn các chuyển động thực tế của các ion Cl- (như trái ngược với chỉ đơn giản là đo điện tích thông qua). Sự chuyển động của các ion trong dung dịch dưới một điện trường bị chi phối bởi phương trình Nernst - Planck – Andrade [99]:

(2.14)

Trong đó: Ji là dòng của ion i Di là hệ số khuếch tán của ion i, Ci (x) là nồng độ của ion i là một hàm của vị trí x, zi là hóa trị của ion i, F là hằng số Faraday, R là hằng số khí,

T là nhiệt độ (K),

E (x) là điện thế áp dụng là một hàm của x và vi (x) là vận tốc đối lưu của i. Dòng = khuếch tán thuần túy + Di trú điện + Đối lưu

Trong thí nghiệm di trú điện không có sự chênh lệch hơi ẩm nên không có đối lưu và

khuếch tán trong chất rắn là một quá trình rất chậm nên với khoảng thời gian ngắn

khuếch tán thuần túy là không đáng kể so với tác động của di trú điện, điều này là hợp

lý cho một điện áp đủ mạnh (ít nhất là 10-15 V) [100], phương trình (26) trở thành:

(2.15)

Một phương pháp xác định D là để áp dụng các phương trình Nernst – Einstein

[100]:

(2.16)

Trong đó là độ dẫn điện, khi biết ta sẽ tính được hệ số khuếch tán D.

Độ dẫn điện được tính như sau:

(2.17)

Ở đây là tổng độ dẫn điện:

(2.18)

được gọi là tỉ phần chuyển dịch của ion i. Người ta đã đề xuất giá trị của bằng 1 như một cách tiếp cận đơn giản và thích hợp, mặc dù nhiều nghiên cứu đã cho

thấy đây không phải là giá trị chính xác.

Việc kiểm tra di trú điện được thực hiện trong một bình hai ngăn có mẫu bê tông

phân chia giữa hai ngăn, như thể hiện trong Hình 2.5. Các mẫu bê tông có thể có kích

cỡ bất kỳ, mà thường là một đĩa đường kính 100 mm và chiều dày khoảng 15 đến 50

mm. Độ dày của đĩa sẽ ảnh hưởng đến thời gian thử nghiệm, Để tránh sai khác giữa

mẫu thử và kết cấu thực, độ dày của mẫu phải lớn hơn kích thước cốt liệu lớn nhất.

Các dung dịch chính thường là nước cất hoặc nước vôi. Một điện áp sau đó được áp dụng để đưa ion Cl- qua bê tông và nồng độ ion Cl- của dung dịch ở ngăn cực dương được theo dõi. Sự thay đổi của nồng độ ion Cl- với thời gian cho phép tính toán hệ số khuếch tán.

Hình 2.5: Sơ đồ thí nghiệm kỹ thuật điện di

Mặc dù kỹ thuật điện di có khả năng giải quyết những nhược điểm của phương

pháp thấm nhanh clo về sự gia tăng nhiệt độ và những khiếm khuyết có thể xảy ra trong quá trình lan truyền ion Cl-. Nhưng phương pháp này vẫn còn một nhược điểm liên quan đến việc sử dụng các loại vật liệu dẫn điện như kim loại hoặc cacbon..có thể

gây đoản mạch. Trong trường hợp này dòng điện sẽ mang theo cả các ion canxi nitơrit thay vì ion Cl- do các ion nitorit có tính di động cao hơn. Việc này sẽ dẫn đến kết quả đo không chính xác.

c. Thí nghiệm điện di nhanh (The Rapid Clorua Migration Test) (AASHTO

TP63-03)- (NordTest NTBuild 492) [121]

Tang và Nilsson đề xuất một sự biến đổi của pin di trú truyền thống. Một pin di

trú được thiết lập với một mẫu cao 50 mm, đường kính 100 mm, và một điện áp 30 V,

như thể hiện trong hình 2.6. Thí nghiệm tiến hành như bình thường như một thí nghiệm di trú điện, ngoại trừ nồng độ ion Cl- của dung dịch hạ nguồn là không được theo dõi. Thay vào đó, sau một thời gian xác định các mẫu được lấy ra, tách đôi và xác

định độ sâu của sự xâm nhập ion Cl- trong mẫu (Tang và Nilsson đã tiến hành tách mẫu sau 8 giờ). Sử dụng kỹ thuật đo màu bằng dung dịch nitrat bạc. Khi dung dịch nitrat bạc được phun trên mặt bê tông có chứa ion Cl-, một phản ứng hóa học xảy ra. Các ion Cl- liên kết với bạc để tạo ra clorua bạc kết tủa trắng. Trong trường hợp không có ion Cl-, bạc dính bám với các hydroxit hiện diện trong bê tông, tạo ra một màu nâu.

Hình 2.6: Sơ đồ thí nghiệm điện di của Tang và Nilson (NordTest NTBuild 492)

Chiều sâu xâm nhập có thể được sử dụng để xác định hệ số khuếch tán ion Cl-. Bằng cách sử dụng phương trình có nguồn gốc từ phương trình Nernst-Einstein (1991):

(2.19)

Trong đó:

(2.20)

(2.21)

xd là chiều sâu xâm nhập ion Cl- (m) R là hằng số khí lý tưởng (8,314 J/mol.K) T là nhiệt độ trung bình trong dung dịch điện phân (oC) U là điện áp (V); z là điện tích của ion Cl- (z=1) F là hằng số Faraday, (9,6485x104 c/mol) L là chiều dài mẫu thử (m); t là thời gian thí nghiệm (s) C0 là nồng độ ion Cl- mà tại đó thay đổi màu sắc (0.07N) Cd là nồng độ ion Cl- trong dung dịch điện phân cực âm (2N) Thay vào ta được:

(2.22)

Phương pháp thí nghiệm điện di nhanh cũng giống như phương pháp kỹ thuật điện di. Phương pháp này khắc phục được những khiếm khuyết của phương pháp thấm nhanh clo liên quan đến tăng nhiệt độ và chuyển động của ion Cl-. Nhưng phương pháp này vẫn còn một nhược điểm liên quan đến việc sử dụng các loại vật liệu dẫn điện như kim loại hoặc cacbon..có thể gây đoản mạch. Trong trường hợp này dòng điện sẽ mang theo cả các ion canxi nitơrit thay vì ion Cl- do các ion nitorit có tính di động cao hơn. Tuy nhiên trong thực tế, phương pháp này sử dụng một tấm thép làm điện cực âm đặt song song với bề mặt bê tông nên ít có khả năng xảy ra đoản mạch. Tuy nhiên thời gian thực hiện thí nghiệm này diễn ra từ 06h – 96h tùy thuộc vào cường độ dòng điện ban đầu. 2.2. Cơ sở lý thuyết đánh giá ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền bê tông 2.2.1. Ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông

Các mao dẫn vi mô biểu diễn khoảng không gian rỗng giữa các thành phần rắn của bê tông muội silic. Do đó, thể tích và kích thước của các lỗ mao dẫn vi mô phụ thuộc vào khoảng cách giữa các phân tử xi măng không bị thủy hóa ở trong hỗn hợp hồ xi măng tươi và độ thủy hóa. Không giống như lỗ rỗng còn lại sau thủy hóa, các lỗ mao dẫn vi mô này có ảnh hưởng lớn đến quá trình vận chuyển, nhưng chỉ ảnh hưởng nhỏ đến tốc độ thủy hóa. Trong trường hợp thủy hóa tốt và tỉ lệ N/X thấp, kích thước các lỗ mao dẫn vi mô có thể thay đổi trong phạm vi từ 100 đến 500Å (10 nm-50 nm), trong khi đối với tỉ lệ N/X cao, tại thời gian đầu của quá trình thủy hóa, kích thước các lỗ mao dẫn vi mô có thể đạt tới 3000 đến 5000Å (3 µm – 5 µm) [46]. Theo các nghiên cứu về cấu trúc lỗ rỗng [142], [143], [150] thì có thể phân định ra 4 loại cấu trúc lỗ rỗng:

+ Loại A 1-25 nm: là lỗ rỗng Gel ở cấp độ meso, được định nghĩa là lỗ rỗng giữa các sợi C-S-H trong matrix (hỗn hợp nền). Nó có mật độ cao hơn khi có càng nhiều phần thể tích hỗn hợp nền (đá xi măng);

+ Loại B 25-50 nm: là độ rỗng mao dẫn ở cấp độ micro và meso, giữa các nhóm

sợi C-S-H;

+ Loại C 50 nm -1 µm: là độ rỗng mao dẫn ở cấp độ macro, giữa các cấu trúc

nhóm sợi C-S-H dài;

+ Loại D 1 µm -10 µm: là độ rỗng macro, được ngăn cách bởi các vách thủy

tinh.

Trong quy định của IUPAC [78] về độ rỗng ở các cấp độ khác nhau cũng như lượng nước có trong các lỗ rồng được trình bày ở Hình 2.7 là các loại thể tồn tại của nước trong lỗ rỗng, các pha rắn chủ yếu của đá xi măng, cho đến các pha rắn là các cốt liệu. Lỗ rỗng các cấp độ có thể chia ra như sau:

Microporous ≤ 2 nm; Mesoporous ≤ 2 ~50 nm;

+ Kích thước cấp độ Micro: + Kích thước cấp độ Meso: + Kích thước cấp độ Macro: Macroporous ≥ 50 nm.

Hình 2.7: Phân bố vùng độ rỗng ở cấp độ micro trong bê tông [78]

Căn cứ vào Hình 2.7 cho thấy có sự tương quan mật thiết giữa các pha trong bê tông cở cấp độ micro trở lên. Với cấp độ micro là những lỗ rỗng có kích thước nhỏ hơn 2 nm, lượng nước cũng có thể nằm trong các lớp C-S-H được gọi là Gel nước (Water Gel). Lỗ mao dẫn vi mô thường có cả cấp độ meso và macro kích cỡ thường từ 10 nm~5 µm và lượng nước chứa trong mao dẫn thì gọi là nước mao dẫn (Cappillary Water) lượng nước này thường ở các cơ chế thấm bám, mao dẫn do sức căng bề mặt và di chuyển trong mao dẫn do chênh áp lực, hoặc nhiệt độ. Các pha rắn của đá xi măng phần chính là C-S-H và Ca(OH)2, các khoáng trong xi măng ở dạng xi măng chưa thủy hóa, ngoài ra là cốt liệu và độ rỗng không khí cuốn vào. Pha rắn dạng cụm rắn C-S-H có kích thước từ 1µm~5µm (là dạng cụm tổ hợp của nhiều khoáng C-S-H khác nhau, cũng như pha rắn các tinh thể lục giác Ca(OH)2 cũng có kích thước tương tự 1µm~5µm, như vậy các pha rắn này sẽ nằm trong chiếm chỗ được trong lỗ rỗng cấp độ macro. Pha rắn là các xi măng chưa thủy hóa có biên kích thước khá rộng từ 500nm~500µm nó sẽ nằm trong cả lỗ rỗng mao dẫn cấp độ macro và thể tích rỗng do không khí cuốn vào (Air Voids), do đó việc nghiên cứu cấu trúc lỗ rỗng của bê tông rất quan trọng, qua đó ảnh hưởng tới độ hút nước và đặc tính độ bền thấm ion Cl- của bê tông muội silic. 2.2.2. Phƣơng pháp xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông 2.2.2.1. Phƣơng pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ N2 (phƣơng pháp

Brunauer – Emmett – Teller)

Nguyên tắc : Hấp phụ khí thường được sử dụng để đặc trưng một số tính chất của vật liệu mao quản như : diện tích bề mặt riêng, thể tích mao quản, phân bố kích thước mao quản cũng như tính chất bề mặt. Có rất nhiều phương pháp hấp phụ để đặc trưng cho vật liệu mao quản, nhưng phổ biến hơn cả là dùng đẳng nhiệt hấp phụ - khử

hấp phụ Nitơ ở 77K. Lượng khí bị hấp phụ V được biểu diễn dưới dạng thể tích là đại lượng đặc trưng cho số phân tử bị hấp phụ, nó phụ thuộc vào áp suất cân bằng P, nhiệt độ T, bản chất của khí và bản chất của vật liệu rắn. V là một hàm đồng biến với áp suất cân bằng. Khi áp suất tăng đến áp suất bão hòa Po, người ta đo các giá trị thể tích khí hấp phụ ở các áp suất tương đối (P/Po) thì thu được đường "đẳng nhiệt hấp phụ", còn khi đo V với P/Po giảm dần thì nhận được đường "đẳng nhiệt khử hấp phụ" [111].

Trong thực tế, đối với vật liệu mao quản trung bình đường đẳng nhiệt hấp phụ và khử hấp phụ không trùng nhau, mà thường thấy một vòng khuyết (hiện tượng trễ) đặc trưng cho hiện tượng ngưng tụ mao quản của vật liệu mao quản trung bình. Hình dạng của đường đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ và vòng trễ thể hiện những đặc điểm về bản chất và hình dáng mao quản. Theo phân loại của IUPAC, có các loại đường đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ biểu diễn trên Hình 2.8

Hình 2.8: Các dạng đƣờng đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ theo phân loại của IUPAC [111]

Đường đẳng nhiệt kiểu I trong hình tương ứng với vật liệu vi mao quản hoặc không có mao quản. Kiểu II và kiểu III là của vật liệu mao quản có mao quản lớn (d > 50 nm). Đường đẳng nhiệt kiểu IV và V tương ứng với vật liệu có mao quản trung bình. Kiểu bậc thang VI ít khi gặp [111].

Diện tích bề mặt riêng thường được tính theo phương pháp Brunauer – Emmett – Teller (BET). Theo phương pháp này, diện tích bề mặt được tính dựa trên diện tích bề mặt bị chiếm giữ bởi các phân tử khí hấp phụ đơn lớp trên bề mặt vật liệu. Phân bố kích thước mao quản cũng có thể được tính bởi nhiều phương pháp khác nhau, nhưng thông dụng nhất là phương pháp Barret, Joyner và Halenda (BJH).

Áp dụng phương pháp BET để đo bề mặt riêng: nếu Vm là thể tích chất bị hấp phụ tương ứng với một lớp hấp phụ đơn phân tử đặc sít trên bề mặt rắn (cm3/g), thừa nhận tiết diện ngang của một phân tử N2 là A = 0,162 nm2, ta có biểu thức tính SBET theo m2/g như sau : [111].

Trong đó : M – là khối lượng phân tử Nitơ m – là khối lượng mẫu thử

N – là hằng số Avogadro

Như vậy để xác định được SBET cần phải biết được Vm. Đại lượng này thường

được tính toán dựa vào phương trình BET ở dạng:

(2.23)

Po – là áp suất hơi bão hòa của khí Nitơ hấp phụ

Trong đó : P – là áp suất hơi tại thời điểm đo của Nitơ V – là thể tích hấp phụ cân bằng tại P/Po

C – là hằng số đặc trưng cho năng lượng hấp phụ của lớp đầu tiên

Hình 2.9: Đồ thị xác định các thông số của phƣơng trình BET [111]

Tiến hành xây dựng đồ thị P/[V(Po-P)] phụ thuộc vào P/Po sẽ nhận được một đoạn thẳng trong khoảng giá trị P/Po từ 0,05 – 0,3. Khi ấy thông số của phương trình trên được xác định qua các biểu thức: và

Trên đây là phương pháp đo bề mặt riêng theo phương pháp BET.

2.2.2.2. Phƣơng pháp phân tích thể tích và kích cỡ lỗ rỗng Barrett-Joyner- Halenda (BJH) [111]

Từ kết quả đường hấp phụ - khử hấp phụ ở bê tông được xác định từ phương pháp BET, áp dụng phương pháp Barret – Joyner – Halenda (BJH) để xác định phân bố thể tích lỗ rỗng và kích cỡ lỗ rỗng qua đó xác định phân bố lỗ rỗng trong bê tông.

Phương pháp BJH được áp dụng cho vật liệu có kích thước lỗ rỗng trung bình,

do đó tổng thể tích lỗ rỗng được tính theo công thức sau:

- Vpore: Thể tích lỗ rỗng theo BJH/BET - Vmeso: Thể tích lỗ rỗng ở cấp độ meso - Vmic: Thể tích lỗ rỗng ở cấp độ micro

Trong đó: (2.24)

Kích thước lỗ rỗng trung bình D (nm) được xác định bởi phương pháp BJH từ

số liệu của nhánh giải hấp phụ:

(2.25) Trong đó:

- D: Đường kính lỗ rỗng trung bình - Vpore: Thể tích lỗ rỗng theo BJH/BET

- Smeso: Diện tích bề mặt của lỗ rỗng ở cấp độ meso Bằng cách xác định tỷ số dV/dD hoặc dV/dlgD và thiết lập đồ thị với thể tích lỗ

rỗng, ta thu được đồ thị phân bố thể tích lỗ rỗng. Nhận xét: Phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ kết hợp với phương pháp phân tích BET/BJH có thể xác định được thể tích lỗ rỗng, phân bố lỗ rỗng trong vật liệu xốp nói chung và bê tông nói riêng ở các cấp độ nanomet (từ 2-200 nm). Ưu điểm của phương pháp là dễ sử dụng, thiết bị được thương mại hóa nên dễ dàng tìm kiếm, sử dụng. Tuy nhiên phương pháp này cũng gặp khó khăn khi phải sử dụng khí Nitơ ở nhiệt độ thấp (77K) và thực hiện các phép đo tại áp suất tương đối rất thấp hoặc cao. 2.3. Thiết kế thí nghiệm theo phƣơng pháp Taguchi 2.3.1. Phƣơng pháp Taguchi 2.3.1.1. Giới thiệu về phƣơng pháp Taguchi

Phương pháp Taguchi được phát triển bởi Genichi Taguchi [104] vào cuối những năm 40 của thế kỷ 20 với mục tiêu khắc phục hàm tổn thất giữa khoảng sai lệch giữa các giá trị thực tế với giá trị mục tiêu cho một đại lượng. Phương pháp Taguchi là công cụ thiết kế ma trận thí nghiệm đơn giản, ứng dụng trong nhiều lĩnh vực kỹ thuật, cho hiệu quả cao. Các ma trận thí nghiệm được thiết kế dựa vào các ma trận trực giao cố định. Các thông số công nghệ đưa vào ma trận thí nghiệm với số lượng lớn (từ 3 – 50) và các mức có thể khác nhau (cả trị số và số lượng). Thay vì phải kiểm tra tất cả các sự kết hợp của chúng, phương pháp Taguchi tiến hành kiểm tra các cặp của các kết hợp. Điều này cho phép xác định được ảnh hưởng của hầu hết các thông số đến giá trị trung bình của kết quả đầu ra với số lượng thí nghiệm nhỏ nhất, thời gian và chi phí ít nhất [122]. Quá trình thiết kế thí nghiệm và thực hiện quy hoạch Taguchi được mô tả như sơ đồ dưới đây:

Xác định các thông số Xác định các mức của mỗi thông số Lựa chọn mảng trực giao OA phù hợp Gán các thông số vào các cột của mảng trực giao Tiến hành thí nghiệm Phân tích dữ liệu

Taguchi đã đưa ra dạng hàm tổn thất là hàm bậc 2 có dạng:

(2.26)

Với k, y, y0 lần lượt là hệ số tổn thất, giá trị đo và giá trị mục tiêu. Phương pháp Taguchi dựa trên sự kết hợp của các yếu tố ảnh hưởng tới hàm mục tiêu qua các mảng trực giao (OAs) được kí hiệu tổng quát là Ln(xz). Trong đó: n là số hàng trong mảng tương ý với số thí nghiệm; x là số mức trong cột; z là số cột trong mảng. Trong luận án này, tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic là các thông số được nghiên cứu và được chia làm 3 mức giá trị. Mảng trực giao L9 theo thiết kế thí nghiệm Taguchi là phù hợp để được xây dựng mô hình thực nghiệm cho quá trình thí nghiệm. Từ đó tiến hành phân tích các kết quả nghiên cứu. Theo phương pháp Taguchi, các cột của các mảng là trực giao hoặc cân bằng nghĩa là trong một cột có số lượng các mức là tương đương và giữa 2 cột bất kì cũng phải cân bằng, các mức kết hợp tồn tại với số lượng bằng nhau. Các kết quả thử nghiệm được phân tích bằng phương pháp thống kê dựa trên tỷ lệ tín hiệu trên nhiễu (S/N) được dùng để đánh giá ảnh hưởng của các thông số đầu vào đến hàm mục tiêu. Thông qua việc tối đa hóa tỷ lệ S/N thì hàm tổn thất sẽ là tối thiểu, khi đó chất lượng của yếu tố đầu ra nghiên cứu sẽ được cải thiện. Trong đó, các tỷ số S/N được tính toán dựa trên ba đặc trưng chất lượng bao gồm:

+ Lớn hơn thì tốt hơn:

(2.27)

+ Bình thường thì tốt hơn:

(2.28)

+ Nhỏ hơn thì tốt hơn:

, D, n lần lượt là giá trị đo của thí nghiệm lần thứ i, giá trị trung

(2.29)

Trong đó: yi,

bình của tất cả các lần đo, phương sai và tổng số thử nghiệm cần thực hiện.

+ Dự đoán giá trị tối ưu theo công thức:

(2.30)

Trong đó: : Giá trị trung bình kết quả đo của thông số J cho mức tối ưu j;

J : là các yếu tổ ảnh hưởng; j : là mức tối ưu dự đoán lấy từ biểu đồ ảnh hưởng trung bình của các yếu tố.

(2.31)

Trong đó:

mji : là trung bình của các tỉ số nhiễu ứng với từng mức i;

J : là các tham số ảnh hưởng.

Trung bình của các tỷ số S/N ứng với mỗi mức của thông số mji. Từ đó xây dựng biểu đồ phân mức các yếu tố thể hiện tác động trung bình của các yếu tố, trên cơ sở mức thông số tối ưu được lựa chọn là mức có tỷ số S/N cao nhất luôn là tốt nhất. Để đánh giá ý nghĩa của kết quả thực nghiệm cũng như ảnh hưởng của các thông số nghiên cứu. Phân tích phương sai được thực hiện sau khi thực hiện các bước tìm giá trị thông số ảnh hưởng tối ưu đến chất lượng đầu ra theo Taguchi [122]. 2.3.1.2. Phân tích phƣơng sai

Quá trình phân tích phương sai gồm các trình tự thực hiện như sau: + Tính tổng các kết quả thí nghiệm:

(2.32)

Với: Yi là kết quả đo của thí nghiệm thứ i + Tính hệ số điều chỉnh CF:

(2.33)

Với n là tổng số thí nghiệm + Tính tổng bình phương các yếu tố:

(2.34)

Với là tổng kết quả của J ở mức j; nj là số thí nghiệm của thông số J ở mức j;

k là số mức của j trong thí nghiệm.

+ Tính bậc tự do của thí nghiệm và bậc tự do các yếu tố : fT = n-1; fj = k-1; Với k là số mức của yếu tố J; n là số thí nghiệm + Tính bình phương trung bình (phương sai của các yếu tố)

(2.35)

+ Tính tổng bình phương làm cơ sở để so sánh sự biến thiên xung quanh giá trị

trung bình:

(2.36)

+ Tính phần trăm phân bố ảnh hưởng của các yếu tố tới hàm mục tiêu:

(2.37)

+ Sau khi có các kết quả phân tích phương sai, tiến hành tổng hợp các kết quả

và đánh giá

Trong luận án, để kết quả tính toán có độ chính xác và tin cậy cao, quá trình tối ưu Taguchi và phân tích phương sai được thực hiện trên phần mềm thương mại MINITAB. Đây là phần mềm thương mại có tích hợp mô đun tính toán cho phương pháp Taguchi cũng như phân tích phương sai. Được nhiều nhà nghiên cứu sử dụng trong lĩnh vực thống kê và có độ tin cậy cao [122]. 2.3.2. Xây dựng mô hình hồi quy

Để xây dựng quan hệ giữa hàm mục tiêu và các yếu tố đầu vào, việc phân tích phương sai mô hình, xem xét hệ số tương quan của mô hình và xác định các số hạng trong mô hình bằng phần mềm MINITAB [23].

Phương trình hồi quy tổng thể có dạng như sau [23]:

(2.38)

Trong đó: y là hàm giả định xj, xu là các biến giả thuyết bju: là các hệ số ước lượng sự thay đổi của hàm giả định đối với mỗi

đơn vị thay đổi của các biến giả thuyết.

Trong quá trình xây dựng phương trình hồi quy và phân tích phương sai, phần mềm MINITAB có sử dụng những hệ số và dữ liệu như sau để đánh giá mức độ phù hợp của mô hình với số liệu đầu vào. Phân tích phương sai  Adj SS: Tổng bình phương hiệu chỉnh là đặc trưng cho sự thay đổi của các thành phần khác nhau của mô hình tính toán. Thứ tự của các yếu tố dự đoán trong mô hình không ảnh hưởng đến việc tính toán tổng bình phương hiệu chỉnh. Trong bảng phân tích phương sai, MINITAB tách các tổng bình phương hiệu chỉnh thành các thành phần khác nhau để mô tả sự thay đổi do các yếu tố khác nhau. MINITAB sử dụng tổng bình phương điều chỉnh để tính giá trị P cho một số hạng. MINITAB cũng sử dụng tổng bình phương hiệu chỉnh để tính toán hệ số tương quan R2.  Adj MS:

Bình phương trung bình hiệu chỉnh đặc trưng cho mức độ biến thiên mà một số hạng hoặc một mô hình với giả thiết tính tất cả các số hạng khác trong mô hình không phụ thuộc vào thứ tự nhập. Không giống như tổng bình phương hiệu chỉnh, bình phương trung bình hiệu chỉnh có xét đến bậc tự do. MINITAB sử dụng tổng bình phương điều chỉnh để tính giá trị P cho một số hạng. MINITAB cũng sử dụng tổng bình phương hiệu chỉnh để tính toán hệ số tương quan R2.  F-Value: Giá trị F xuất hiện cho từng số hạng trong bảng Phân tích phương sai:

+ Giá trị F cho mô hình hoặc các số hạng Giá trị F thống kê thử nghiệm được sử dụng để xác định xem số hạng đó có đáp

ứng được không.

+ Giá trị F cho thử nghiệm thiếu phù hợp Giá trị F thống kê các thử nghiệm được sử dụng để xác định xem mô hình có thiếu các yếu tố dự đoán ở mức độ cao hơn trong mô hình hiện tạ hay không. MINITAB sử dụng tổng bình phương điều chỉnh để tính giá trị P cho mô hình hoặc cho một số hạng.

 P-Value:

Giá trị P là một xác suất đo lường nhằm chống lại giả thuyết vô hiệu. Xác suất

thấp hơn cung cấp bằng chứng mạnh mẽ hơn chống lại giả thuyết vô hiệu. Xây dựng mô hình hồi quy  R-sq (R2):

Hệ số tương quan R2 được sử dụng để xác định mức độ phù hợp của mô hình tính toán với dữ liệu đầu vào. Giá trị R2 càng cao cho thấy mô hình càng phù hợp với hệ thống dữ liệu. Giá trị R2 luôn nằm trong khoảng từ 0% đến 100%.  R-sq(adj) (R2 hiệu chỉnh):

Hệ số tương quan R2 hiệu chỉnh là tỷ lệ phần trăm của sự thay đổi trong phản hồi được giải thích bởi mô hình, được hiệu chỉnh cho số lượng yếu tố dự đoán trong mô hình so với số lượng quan sát. R2 hiệu chỉnh được tính bằng 1 trừ đi tỷ lệ của sai số bình phương trung bình (MSE) trên tổng bình phương trung bình (MS Total).  R-sq(pred) (R2 dự đoán):

Giá trị R2 dự đoán được tính toán với một công thức dựa trên việc loại bỏ một cách có hệ thống từng sự đối chiếu khỏi tập dữ liệu, ước tính của phương trình hồi quy và xác định mức độ chính xác khi sự đối chiếu bị loại bỏ. Giá trị R2 dự đoán nằm trong khoảng từ 0% đến 100%.

 SE-Coef:

Sai số chuẩn của hệ số đặc trưng cho độ chính xác của hệ số. Sai số chuẩn càng nhỏ thì ướng tính càng chính xác. Tỷ số giữa hệ số và sai số chuẩn là giá trị T (T- Value). Sử dụng giá trị T – Value và giá trị P để đưa ra kết luận về tính có ý nghĩa thống kê của hệ số.

 T-Value: Giá trị T thể hiện tỷ số giữa hệ số với sai số chuẩn của nó.

 P-Value:

Giá trị P thể hiện một xác suất đo lường để chống lại giả thuyết không. Giá trị

xác suất càng thấp càng chứng chứng tỏ sự vô hiệu của giả thuyết không. Để xác định xem mô hình có phù hợp hay không, so sánh giá trị p của mô hình với mức ý nghĩa của được chọn để đánh giá giả thuyết không. Thông thường, mức ý nghĩa

Nếu giá trị P nhỏ hơn hoặc bằng mức ý nghĩa, có thể kết luận rằng mô hình là

Nếu giá trị P lớn hơn mức ý nghĩa, không thể kết luận rằng mô hình phù hợp và

(ký hiệu là α hoặc alpha) là 0,05. Mức ý nghĩa 0,05 nghĩa là khả năng kết quả quan sát được nhìn thấy trên số liệu là ngẫu nhiên phù hợp và chấp nhận được. phải xem lại để tìm mô hình mới. Trong Luận án sử dụng phương pháp Taguchi để thiết kế thí nghiệm theo quy hoạch thực nghiệm và xây dựng mối quan hệ giữa hàm mục tiêu (cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl-) và các yếu tố đầu vào (tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic). Qua đó đánh giá tính phù hợp của mô hình xây dựng được và số liệu đầu vào. 2.4. Kết luận Chƣơng 2

Đã phân tích cơ sở lý thuyết về sức kháng xâm nhập ion Cl- và ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông, nghiên cứu các phương pháp xác định độ thấm, hệ số khuếch tán ion Cl- và thể tích lỗ rỗng của bê tông.

Dựa trên những phân tích về ưu, nhược điểm của các phương pháp thí nghiệm sức kháng xâm nhập ion Cl- của bê tông và đảm bảo về thời gian thực hiện các thí nghiệm trong phạm vi nghiên cứu, Luận án lựa chọn sử dụng phương pháp thấm nhanh Clo để đo điện lượng truyền qua mẫu bê tông, từ đó tính toán hệ số khuếch tán ion Cl-. Luận án đề xuất sử dụng thêm phương pháp đo trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl- bằng phương pháp điện di nhanh nhằm khắc phục những ảnh hưởng do cốt thép có thể làm ảnh hưởng tới kết quả của thí nghiệm như đã phân tích [121]. Luận án lựa chọn sử dụng phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ Brunauer-Emmett-Teller (BET) và phương pháp phân tích thể tích, kích cỡ lỗ rỗng Barrett-Joyner-Halenda (BJH) nhằm xác định thể tích và phân bố lỗ rỗng của bê tông ở cấp độ nanomet ở điều kiện trong nước, đồng thời nghiên cứu ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền thấm ion Cl- của bê tông.

Trong phạm vi nghiên cứu, nhằm giảm thiểu số lượng thí nghiệm cần thực hiện, luận án lựa chọn sử dụng phương pháp Taguchi, đồng thời kết hợp với phần mềm MINITAB để phân tích số liệu, xây dựng mối tương quan giữa hàm mục tiêu (cường độ và độ thấm ion Cl-) và các biến đầu vào (tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic).

CHƢƠNG 3. NGHIÊN CỨU ẢNH HƢỞNG CỦA CÁC YẾU TỐ THÀNH PHẦN TỚI ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG MUỘI SILIC

Độ bền của bê tông có thể được định nghĩa là khả năng của bê tông chống lại tác động của thời tiết, hóa chất và mài mòn trong khi vẫn duy trì các đặc tính kỹ thuật mong muốn của nó. Các loại bê tông khác nhau yêu cầu độ bền khác nhau tùy thuộc vào môi trường tiếp xúc và đặc tính mong muốn.

Thành phần bê tông, tỷ lệ giữa các thành phần, tương tác giữa chúng, công tác chế tạo, môi trường bảo dưỡng sẽ quyết định độ bền và tuổi thọ của bê tông. Độ bền của bê tông có nhiều loại nhưng có hai loại chính là độ bền vật lý và độ bền hóa học.  Độ bền vật lý xét đến các tác động sau:

 Đóng băng/tan băng  Nứt do co ngót và nhiệt  Kết tinh muối trong bê tông  Xói mòn và mài mòn  Độ phân hủy / Độ thấm của nước  Độ bền hóa học xét đến các tác động sau:

 Phản ứng tổng hợp kiềm  Tấn công của sulphat  Xâm nhập ion Cl-  Trì hoãn sự hình thành Ettringite  Ăn mòn bê tông do cacbonat hóa

Tổng quan ở Chương 1 cho thấy, có khá nhiều nghiên cứu đã khảo sát đồng thời ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic (SF) tới cường độ nén của bê tông và độ xâm nhập ion Cl- theo thời gian. Đây cũng là 02 yếu tố thành phần ảnh hưởng nhất tới độ bền của bê tông.

Các kết quả nghiên cứu cho thấy, cấu trúc lỗ rỗng trong bê tông bao gồm thể tích lỗ rỗng, kích thước lỗ rỗng, phân bố lỗ rỗng là đặc tính quan trọng, ảnh hưởng tới cường độ chịu nén và khả năng chống lại sự xâm nhập của các chất hóa học có hại gây ăn mòn bê tông. Các nghiên cứu cũng chỉ ra rằng, muội silic với vai trò là chất độn mịn do có kích thước nhỏ hơn 100 lần so với hạt xi măng và khả năng hoạt tính với các thành phần khác có mặt trong xi măng diễn ra trong thời gian dài có tác động phân bố lại lỗ rỗng trong bê tông, qua đó ảnh hưởng trực tiếp tới độ bền của bê tông.

Từ những phân tích trên mục tiêu của Chương 3 bao gồm:

- Thiết kế, chế tạo bê tông muội silic - Thí nghiệm xác định các chỉ tiêu liên quan đến độ bền ăn mòn theo thời gian,

bao gồm:

(1) Cường độ chịu nén của bê tông (2) Độ xâm nhập ion Cl- (3) Hệ số khuếch tán Cl- (4) Thể tích lỗ rỗng trong bê tông

Từ những kết quả thu được, Chương 3 tập trung phân tích ảnh hưởng của các yếu tố thành phần bao gồm N/CKD và hàm lượng muội silic tới các chỉ tiêu thí nghiệm nêu trên. Quá trình phân tích sử dụng kết quả thí nghiệm, Luận án sử dụng đồng thời phần mềm phân tích MINITAB và phương pháp TAGUCHI để hỗ trợ xây dựng phương trình tương quan. 3.1. Thiết kế chế tạo bê tông muội silic 3.1.1. Tiêu chuẩn áp dụng và cơ sở khoa học lựa chọn thành phần thiết kế bê tông muội silic 3.1.1.1. Tiêu chuẩn áp dụng

- ACI 211.4R-08 Guide for Selecting Proportions for High-Strength Concrete Using Portland Cement and Other Cementitious Materials (tiêu chuẩn thiết kế bê tông cường độ cao) tham khảo Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 về Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần mẫu hình trụ [11].

- TCVN 7570:2006 Tiêu chuẩn quốc gia về Cốt liệu cho bê tông và vữa – Yêu

cầu kỹ thuật [4].

- TCVN 7572 – 2: 2006 Tiêu chuẩn quốc gia về Cốt liệu cho bê tông và vữa –

Phương pháp thử [5].

- TCVN 2682:2009 Tiêu chuẩn quốc gia về Xi măng Pooc lăng – Yêu cầu kỹ

thuật [6].

- TCVN 4506:2012 Tiêu chuẩn quốc gia về Nước cho bê tông và vữa – Yêu cầu

kỹ thuật [7].

- ASTM C1240-15 Standard Specification for Silica Fume Used in Cementitious

Mixtures [48]. 3.1.1.2. Cơ sở khoa học lựa chọn thành phần thiết kế bê tông xi măng muội silic

Các đặc tính cơ học và độ bền của vật liệu bê tông phụ thuộc rất lớn vào cấp phối của chúng, đặc biệt với các loại bê tông tính năng cao (High Performance Concrete – HPC). Theo Giáo trình Vật liệu xây dựng của GS. TS. Phạm Duy Hữu và các cộng sự, bê tông tính năng cao là bê tông có cường độ chịu nén ở 28 ngày lớn hơn 60 MPa (mẫu hình trụ) và có độ bền cao dưới tác dụng của môi trường khai thác, có độ thấm ion Cl- nhỏ hơn 1000 Cu lông. Các đặc tính cơ học và vật lý của bê tông tính năng cao được cải thiện so với bê tông thường. Khi sử dụng loại bê tông này, tuổi thọ khai thác của kết cấu được tăng lên đáng kể [20].

Thành phần của bê tông tính năng cao có thể sử dụng muội silic hoặc các chất phụ gia khoáng puzơlan (tro bay, xỉ lò cao, …). Ngoài ra trong thành phần có thêm các phụ gia siêu dẻo và làm chậm rắn chắc để điều chỉnh tính công tác hoặc tính tự đầm. Các loại nguyên vật liệu này cần được lựa chọn một cách cẩn thận và tối ưu hóa trong quá trình thiết kế cấp phối. Hiện nay thành phần bê tông tính năng cao đã được cải tiến nhiều. Để giảm bớt cấu trúc lỗ rỗng trong cấu trúc của đá xi măng và tạo phản ứng puzơlan hóa. Trong thành phần bê tông thường trộn thêm hạt silic cực nhỏ (muội silic), lượng muội silic so với xi măng khoảng 5% - 15%.

Cấu trúc bê tông lúc này đã chuyển sang cấu trúc đồng nhất hơn, không tồn tại vùng yếu. Các vết nứt của bê tông sẽ đi qua vùng cốt liệu. Vật liệu để chế tạo bê tông

chất lượng cao, có thể sử dụng các cốt liệu truyền thống, xi măng PC40 trở lên. Phụ

gia siêu dẻo do Việt Nam hoặc nước ngoài sản xuất tại Việt Nam. Quá trình tính toán

thiết kế thành phần bê tông chất lượng cao cần xét đến cường độ yêu cầu và tính toán

theo các tiêu chuẩn ngành GTVT hoặc theo ACI 363R-10.

3.1.2. Vật liệu chế tạo bê tông xi măng muội silic 3.1.2.1. Cốt liệu thô (đá dăm)

Đá được sử dụng cho bê tông thí nghiệm là đá dăm (nguồn gốc: mỏ đá Sunway –

Lương Sơn – Hòa Bình). Đá có dạng khối, không lẫn nhiều tạp chất và có ít thành phần hạt dẹt. Những hạt đá hình thoi dẹt (chiều rộng hoặc chiều dày nhỏ hơn 1/3 chiều

dài) và loại bỏ những hạt mềm yếu, hạt bị phong hóa có ảnh hưởng đến cường độ bê tông. Hàm lượng ion Cl- trong cốt liệu không được vượt quá 0,01% Khả năng phản ứng kiềm silic đối với cốt liệu lớn được quy định như với cốt liệu nhỏ.

Hình 3.1: Cốt liệu đá dăm sử dụng trong luận án

a) Thí nghiệm xác định cường độ của đá

Đá được lấy tại mỏ dạng đá tảng nguyên khối, được đưa về phòng thí nghiệm của

Trường Đại học Công nghệ GTVT khoan và gia công mẫu về kích thước xác định, tiến hành nén mẫu trên máy nén điện tử ADR-1500 (Ele-Anh) để xác định cường độ của đá. Kết quả được trình bày ở Bảng 3.1.

b) Xác định thành phần hạt và tính chất cơ lý của đá.

Theo Tiêu chuẩn TCVN 10306 :2014 về Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần mẫu hình trụ, lựa chọn thành phần cấp phối có Dmax=12.5mm để thiết kế bê tông có cường độ trên 62 MPa.

Thành phần cấp phối hạt: cấp phối được sàng ra theo từng khoảng và được phối

trộn lại thỏa mãn theo qui định của tiêu chuẩn 7570 :2006 – Cốt liệu cho bê tông và vữa, yêu cầu kỹ thuật. Đá có độ hao mòn Losangeles đạt 19,8% (< 50% theo quy định), hàm lượng bùn sét đạt 0,73% (< 1% theo quy định). Kết quả ở Bảng 3.1.

Bảng 3.1: Kết quả thí nghiệm cƣờng độ nén của đá

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM

CƢỜNG ĐỘ ĐÁ Ở TRẠNG THÁI KHÔ

CƢỜNG ĐỘ ĐÁ Ở TRẠNG THÁI BÃO HÒA

Đ kính (mm)

Chiều cao (mm)

Diện tích mẫu (mm2)

Cường độ (MPa)

Đ kính (mm)

Chiều cao (mm)

Cường độ (MPa)

Lực phá hủy (kN)

Diện tích mẫu (mm2)

Lực phá hủy (kN)

Cường độ trung bình (Mpa)

1384,74

184

132,9

141,47

178

122,6

1451,465

203

139,9

1384,74

182

131,4

1451,465

194

133,7

1384,74

181

130,7

135,6

126,5

1519,76

198

130,3

1384,74

180

130,0

1384,74

196

141,5

1519,76

179

117,8

Cường độ mẫu thử cao nhất (MPa)

141,5

Cường độ mẫu thử cao nhất (MPa)

131,4

Cường độ mẫu thử thấp nhất (MPa)

130,3

117,8

Cường độ mẫu thử thấp nhất (Mpa)

Hệ số hóa mềm - 0,93

Bảng 3.2: Tính chất cơ lý và thành phần hạt của đá Dmax 12.5

3.1.2.2. Cốt liệu nhỏ (cát vàng)

Cốt liệu nhỏ dùng để chế tạo các loại bê tông thí nghiệm là cát vàng thô, khai

thác trên sông Hồng (nguồn Việt Trì).

Cát được sàng phân tích thành phần hạt theo tiêu chuẩn TCVN 7572-2 : 2006.

Thành phần hạt của cát được đảm bảo theo tiêu chuẩn TCVN 7570 : 2006. Cát có mô

đun độ lớn Mk=2,7. Cát có độ hấp thụ nước là 1,05% ; khối lượng thể tích đầm chặt 1,735 g/cm3; hàm lượng bùn sét là 0,97% (< 1,5%). Các chỉ tiêu cơ lý của cát được thí nghiệm tại Phòng thí nghiệm của Trường Đại học

Công nghệ GTVT. Kết quả được trình bày trong Bảng 3.3 dưới đây.

Bảng 3.3: Tính chất cơ lý và thành phần hạt của cát vàng

3.1.2.3. Xi măng

Xi măng được dùng đúc mẫu bê tông thí nghiệm là loại xi măng Bút Sơn PC40 theo TCVN 2682: 2009; lô số 20.KA4.NĐ002 với các chỉ tiêu kỹ thuật theo giấy chứng nhận chất lượng được cung cấp bởi nhà sản xuất. Xi măng được thí nghiệm chỉ tiêu cơ lý tại Phòng thí nghiệm Vilas 544 của Công ty Cổ phần Xi măng Vicem Bút Sơn. Kết quả trình bày ở Bảng 3.4.

Hình 3.2: Xi măng PC40 Bút Sơn dùng để đúc mẫu bê tông thí nghiệm

Bảng 3.4: Tính chất cơ lý và thành phần xi măng

STT

Hạng mục thí nghiệm

Đơn vị

Phƣơng pháp thử

TCVN 4030:2003

Độ nghiền mịn - Phần còn lại trên sàng - Bề mặt riêng

% cm2/g

TC quy định ≤10 ≥2800

Kết quả 0,20 3350

Độ dẻo tiêu chuẩn

…

27,00

TCVN 6017:2015

Thời gian đông kết - Bắt đầu - Kết thúc

min phút phút

≥45 ≤375

125 225

Độ ổn định thể tích

≤10

1,00

TCVN 6017:2015

Cường độ nén

TCVN 6016:2011

- 3 ngày ± 45 phút - 28 ngày ± 8 giờ

MPa MPa % % % % %

≥21 ≤40 ≤5,0 ≤3,5 ≤3,0 ≤1,5 ≤0,6

33,4 … 1,80 2,14 1,55 0,57 …

Thành phần hóa - MgO - SO3 - MKN - CKT - Kiềm quy đổi Na2Oqd

3.1.2.4. Phụ gia khoáng (muội silic)

Muội silic là một sản phẩm phụ được lấy ra từ quá trình nung thạch anh với than đá trong các lò hồ quang điện của ngành sản xuất silicon và các hợp kim thép silicon, khói bay ra có hàm lượng SiO2 vô định hình cao và chứa các tinh thể hình cầu rất mịn. Sự phân bố bề mặt kích thước hạt của một loại muội silic điển hình cho thấy hầu hết các hạt đều nhỏ hơn 0,1 µm nhỏ hơn kích thước của hạt xi măng gấp 100 lần.

Muội silic sử dụng trong luận án là sản phẩm gốc silicafume Sikacrete PP1 của hãng Sika (Hình 3.3), phù hợp với tiêu chuẩn ASTM C1240-15. Các chỉ tiêu kỹ thuật Sika crete PP1 được trình bày trong Bảng 3.5.

(b) (a)

Hình 3.3: Phụ gia khoáng gốc Silicafume Sikacrete PP1 hãng Sika

Bảng 3.5: Chỉ tiêu kỹ thuật Sikacrete PP1

Chỉ tiêu kỹ thuật Dạng/màu

Gốc

Khối lượng riêng Kích thức hạt Hàm lượng SiO2 Liều lượng Sikacrete PP1 Bột/Màu xám Silica fume pozzolanic với độ chính xác về kích thước được kiểm soát chặt chẽ. 2,2 g/cm3 0,1 µm – 0,2 µm 96,2% 5%-10% theo trọng lượng chất kết dính

3.1.2.5. Phụ gia siêu dẻo

Đối với bê tông trong nghiên cứu được thiết kế thành phần theo bê tông chất lượng cao, đòi hỏi phải sử dụng các loại phụ gia siêu dẻo nhằm kiểm soát tỷ lệ N/CKD. Các hạt muội silic làm giảm độ sụt của bê tông do diện tích bề mặt đặc trưng lớn. Do đó cần thiết phải sử dụng chất giảm nước cao nhằm mục đích đảm bảo tính công tác cho bê tông.

Phụ gia siêu dẻo dùng trong bê tông là loại Sika Viscocrete 3000-20 của Hãng Sika (Hình 3.4). Sika Viscocrete 3000-20 là phụ gia siêu dẻo loại G, đáp ứng tiêu chuẩn ASTM C494. Sika Viscocrete 3000-20 là loại phụ gia giảm nước cao cấp cho bê tông trên cơ sở phối trộn của PCE Polymer thế hệ thứ 3 để sản xuất bê tông cường độ cao. Các chỉ tiêu kỹ thuật của phụ gia Sika ViscoCrete 3000 – 20 được trình bày ở Bảng 3.6.

(b) (a)

Hình 3.4: Phụ gia siêu dẻo Sika viscocrete 3000-20 dùng để trộn bê tông

Bảng 3.6: Chỉ tiêu kỹ thuật phụ gia Sika ViscoCrete 3000 – 20 ViscoCrete 3000 - 20 Polycarboxylat cải tiến trong nước Chất lỏng Chỉ tiêu kỹ thuật Gốc Dạng

Khối lượng thể tích Độ pH Liệu lượng khuyến nghị 1,065 – 1,085 kg/l 4,5 – 6,5 0,7 – 2,5 lít/100kg hỗn hợp chất kết dính

3.1.2.6. Nƣớc dùng đổ bê tông

Nước để chế tạo bê tông (rửa cốt liệu, nhào trộn và bảo dưỡng bê tông) được lấy từ nguồn nước máy của hệ thống cấp nước sinh hoạt của Hà Nội đạt chất lượng theo TCVN 4506 : 2012 – Nước cho bê tông và vữa. Nước đảm bảo chất lượng không lẫn các tạp chất làm ảnh hưởng đến các tính chất của bê tông, và không có phản ứng phụ với loại phụ gia. 3.1.3. Tính toán thiết kế thành phần và chế tạo bê tông muội silic 3.1.3.1. Lựa chọn thông số đầu vào

Khi xác định số lượng thông số đầu vào và mức giá trị của các thông số đó thì chi phí thực nghiệm cũng phải được xem xét khi thiết kế thí nghiệm. Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến chất lượng của bê tông như xi măng, cốt liệu, các loại phụ gia, tỷ lệ N/CKD…Trong khuôn khổ của Luận án, NCS không xem xét đến vấn đề ảnh hưởng của cốt liệu mà chỉ tập trung nghiên cứu về thành phần cấu tạo nên hồ xi măng trong bê tông muội silic gồm: thành phần cấu tạo nên chất kết dính và lượng nước sử dụng. Đây là những yếu tố khác biệt giữa bê tông muội silic và bê tông thông thường. Từ đó phân tích ảnh hưởng của các yếu tố này tới tính công tác, tính chất cơ học và độ bền của bê tông muội silic.

Các vật liệu được lựa chọn sử dụng khảo sát gồm: Xi măng Bút Sơn PC40, muội

silic (sản phẩm Sikacrete PP1 của hãng Sika), nước.

Trong các thành phần trên, muội silic vừa đóng vai trò hình thành nên chất kết dính cùng xi măng, vừa đóng vai trò lấp đầy các lỗ rỗng siêu nhỏ mà các hạt xi măng không lọt tới được, làm cho khối bê tông được chắc hơn, đặc hơn, qua đó làm tăng tính chống thấm nước, giảm hệ số khuếch tán ion Cl- trong bê tông. Nghiên cứu của Văn phòng nghiên cứu và phát triển công trình trực thuộc Hiệp hội đường cao tốc Mỹ [128] chỉ ra rằng tỷ lệ muội silic sử dụng thay thế xi măng trong bê tông muội silic đạt hiệu quả dưới 15%. Yogendran và Langan đã khảo sát bê tông cường độ cao sử dụng muội silic với tỷ lệ N/CKD là 0,34 và tỷ lệ thay thế muội silic từ 0% - 25% với phụ gia siêu dẻo. Kết quả nghiên cứu cho thấy lượng thay thế muội silic tối đa là 15% là hợp lý nhất [134]. Bên cạnh đó theo Knutsen và Obuchowicz [81] chỉ ra hàm lượng muội silic thay thế xi măng bằng 10% sẽ tạo thành bê tông có độ bền cao nhất. Nghiên cứu của M.I. Khan, khảo sát cường độ chịu nén, khả năng chống thấm và lỗ rỗng của bê tông muội silic với các hàm lượng từ 0% tới 15% cho thấy bê tông sử dụng hàm lượng muội silic từ 8%-12% đạt được cường độ chịu nén cao nhất, độ thấm ít nhất và ít lỗ rỗng nhất. Trong đó bê tông sử dụng hàm lượng muội là 10% đạt giá trị tối ưu [79]. Nghiên cứu của A. Kumar, R. Gupta, A. Raza và P. Rai (2021) nghiên cứu ảnh hưởng của muội silic tới độ bền của bê tông ở 7 ngày tuổi; 28 ngày tuổi với bê tông sử dụng hàm lượng muội silic từ 0%-20% cho thấy khi sử dụng hàm lượng muội silic từ 8% - 12% là hiệu quả nhất [83]. Từ những phân tích trên Luận án lựa chọn khoảng khảo sát hàm lượng muội silic từ 8%-12%.

Mặt khác, H.F.Campos, N.S. Klein, J. Marques Filho, M. Bianchini [59] và H.F. Campos cùng các cộng sự [58] đã đưa ra lý thuyết sử dụng mô hình đầm chặt ―parking density model‖ để nghiên cứu xác định hàm lượng muội silic thay thế xi măng trong việc thiết kế cấp phối các loại bê tông tính năng cao. Nguyên lý của phương pháp là xác định khả năng điền đầy các lỗ rỗng giữa các hạt cốt liệu của các hạt phụ gia khoáng như muội silic thông qua kích thước hạt, qua đó đánh giá ảnh hưởng của hệ số này tới độ bền của bê tông muội. Nghiên cứu đã chỉ ra khi khảo sát bê tông sử dụng hàm lượng muội silic dưới 12%, nên lựa chọn khoảng khảo sát là 2% [59]. Bởi vì, với bê tông sử dụng hàm lượng muội silic thay thế xi măng dưới 12%, với khoảng khảo sát thay đổi là 2% thì hệ số đầm chặt “parking density” mới có sự thay đổi rõ ràng. Qua đó có thể phản ánh được sự thay đổi của các đặc tính của bê tông muội silic để phân tích. Nghiên cứu cũng đã thực hiện với khoảng khảo sát là 1%, tuy nhiên với khoảng khảo sát này không có nhiều sự thay đổi về khả năng đầm chặt của bê tông, do đó các mẫu bê tông với các cấp phối sử dụng hàm lượng muội silic khác nhau không có nhiều sự thay đổi về đặc tính. Vì những lý do đó, nghiên cứu sinh lựa chọn các giá trị hàm lượng muội silic thay thế xi măng để khảo sát là 8% - 10% - 12%.

Ngoài ra, lượng nước sử dụng là yếu tố quan trọng quyết định đến chất lượng của bê tông, do lượng nước ảnh hưởng đến tỷ lệ N/CKD. Hiện nay, bê tông tính năng cao thường sử dụng tỷ lệ nước trên xi măng N/CKD thấp, trong khoảng từ 0,25 tới 0,45. Tỷ lệ N/CKD sử dụng càng thấp thì độ rỗng của bê tông càng nhỏ và mịn hơn, tăng khả năng chống chấm, giảm tốc độ khuếch tán các ion có hại từ môi trường bên ngoài vào trong bê tông. Kết hợp với việc đầm lèn chặt nhằm giảm bớt lỗ rỗng trong bê tông, qua đó tăng độ bền và cường độ của bê tông. Nghiên cứu của L. Lam, Y.L. Wong, C.S. Poon cho thấy hàm lượng N/CKD tối thiểu để xi măng có thể thủy hóa trong bê tông tính năng cao phải > 0,23 [87]. Bên cạnh đó, nghiên cứu J. Olivier về độ bền của bê tông đã chỉ ra, đối với bê tông chất lượng cao sử dụng 8% muội silic, tỷ lệ N/CKD sử dụng là 0,25 thì hệ số khoảng cách giữa các hạt cốt liệu mới đạt giá trị ngưỡng đảm bảo bê tông có độ bền tốt nhất [149]. Ngoải ra, Marchand và các cộng sự (1996) đã thực hiện nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD đối với độ bền của bê tông sử dụng và không sử dụng muội silic với tỷ lệ N/CKD thay đổi lần lượt là 0,25; 0,30; 0,35; 0,40; 0,45; 0,50; 0,55. Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra, bê tông sử dụng tỷ lệ N/CKD ≤ 0,35 đạt độ bền cao nhất, nhất là độ bền kháng nứt bên trong bê tông và với tỷ lệ N/CKD này, bê tông có khả năng chống lại hiện tượng nứt do hiện tượng đóng bang/tan băng gây ra [148]. Hooton (Hooton, 1993) đã tiến hành các thí nghiệm bằng việc thay thế xi măng bằng muội silic nhằm nghiên cứu cải thiện độ bền của bê tông. Khi thay thế muội silic với hàm lượng dưới 15%, tỷ lệ N/CKD = 0,35 thì cường độ độ nén ở 28 ngày tuổi là cao nhất, đạt được các yêu cầu về tính bền đặt ra [76]. Do vậy, nghiên cứu sinh lựa chọn các giá trị tỷ lệ N/CKD để nghiên cứu trong khuôn khổ luận án là 0,25 – 0,30 – 0,35 nhằm đảm bảo lượng nước tối thiểu để xi măng có thể thủy hóa và đạt độ bền cao.

Tiêu chuẩn 22TCN – 272 – 05 quy định ―Cường độ chịu nén đặc trưng của bê tông dự ứng lực và bản mặt cầu không được thấp hơn 28 MPa‖. Trong thiết kế và thi công thường dùng bê tông có cường độ từ 30 MPa đến 50 MPa.

- Với dầm cầu, bê tông có cường độ 30 MPa với kết cấu bê tông cốt thép

thường và khoảng 40 MPa trở lên với kết cấu bê tông dự ứng lực.

- Với trụ cầu, bê tông có cường độ từ 25 – 30 MPa - Với kết cấu nhịp cầu, bê tông có cường độ từ 30 – 50 MPa.

Từ những phân tích trên, nghiên cứu sinh lựa chọn sử dụng thông số đầu vào

Như vậy ở nước ta hiện nay đang dùng bê tông có cường độ thấp để xây dựng các công trình lớn. Trong khi nếu áp dụng các bê tông có cường độ cao có thể làm cho kết cấu được giảm nhẹ mà vẫn có khả năng chịu lực đạt yêu cầu thiết kế và khai thác. Bê tông cường độ cao là bê tông có cường độ nén ở 28 ngày đạt từ 60 MPa đến 100 MPa. Loại bê tông này có thể được chế tạo dựa trên nguyên lý cải thiện chất kết dính bằng cách dùng một vài sản phẩm tốt như chất siêu dẻo và muội silic. Do đó, trong khuôn khổ nghiên cứu của luận án, NCS lựa chọn thiết kế thành phần bê tông xi măng muội silic với cường độ chịu nén sau 28 ngày đạt cấp 60 MPa để khảo sát. trong khảo sát như sau:

 Hàm lượng muội silic thay thế: 8% - 10 % - 12%  Tỷ lệ nước/chất kết dính (N/CKD): 0,25 – 0,30 – 0,35

3.1.3.2. Thiết kế thí nghiệm theo phƣơng pháp Taguchi Phương pháp Taguchi là phương pháp thiết kế quá trình ít chịu ảnh hưởng bởi những nhân tố gây ra sự sai lệch về chất lượng. Mục đích là điều chỉnh các thông số đến mức tối ưu để quá trình thí nghiệm ổn định ở mức chất lượng tốt nhất. Phương pháp Taguchi sử dụng các dãy trực giao trong quy hoạch thực nghiệm. Do đó phương pháp này cho phép sử dụng tối thiểu các thí nghiệm cần thiết để nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số lên các chỉ tiêu thí nghiệm. a. Lựa chọn hàm mục tiêu

Luận án áp dụng bài toán quy hoạch thực nghiệm để tính toán dựa trên kế hoạch thực nghiệm có khoa học nhằm lựa chọn thành phần bê tông muội silic thỏa mãn 02 hàm mục tiêu là Cường độ chịu nén và Hệ số khuếch tán ion Cl-. b. Lựa chọn thông số đầu vào

Theo như phân tích từ mục 3.1.2, thông số đầu vào được lựa chọn làm cơ sở xây

dựng kế hoạch thí nghiệm như sau:

 Hàm lượng muội silic thay thế: 8% - 10 % - 12% (< 15%)  Tỷ lệ nước/chất kết dính (N/CKD): 0,25 – 0,30 – 0,35 (<0,35)

c. Bố trí thí nghiệm theo phƣơng pháp Taguchi

Như đã phân tích ở trên, các yếu tố ảnh hưởng đến Cường độ chịu nén và Hệ số khuếch tán ion Cl- trong bê tông bao gồm nhiều yếu tố, nhưng để giảm thiểu số tuy nhiên do điều kiện hạn chế của thí nghiệm, cần thiết phải giả thiết một số yếu tố giữ nguyên không thay đổi như: hàm lượng nước, cốt liệu (đá) đã tính toán sơ bộ ban đầu.

Như vậy, ảnh hưởng rõ rệt đến 2 hàm mục tiêu trên gồm 2 yếu tố là tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic. Các yếu tố và các mức khảo sát được tổng hợp trong Bảng 3.7: Bảng 3.7: Các yếu tố và các mức sử dụng khảo sát

Mức và trị số Yếu tố 1 2 3

N/CKD 0,25 0,30 0,35 1

MS 8% 10% 12% 2

Theo tài liệu sổ tay kỹ thuật chất lượng Taguchi [122], với việc khảo sát 2 yếu tố, mỗi yếu tố 3 mức, lựa chọn quy hoạch loại L9 với 9 cấp phối thí nghiệm, tổ hợp các thí nghiệm được bố trí trực giao. Chi tiết bố trí các thí nghiệm và kết quả đối với từng tổ hợp được trình bày ở Bảng 3.8.

Bảng 3.8: Bố trí thí nghiệm theo phƣơng pháp Taguchi

Bố trí trực giao các mức của yếu tố N/CKD MS (%) Tên cấp phối N/CKD Hàm lượng muội silic, %

1 8 1 T01

1 0,25 10 2 T02

1 12 3 T03

2 8 1 T04

2 0,30 10 2 T05

2 12 3 T06

3 8 1 T07

3 0,35 10 2 T08

3 12 3 T09

3.1.3.3. Thiết kế cấp phối thành phần bê tông xi măng muội silic

Các bước thiết kế thành phần bê tông được tiến hành theo hướng dẫn của ACI 211.1-91 đối với bê tông thường và theo ACI 211.4R-08 đối với bê tông cường độ cao. Tiêu chuẩn áp dụng dùng để thiết kế thành phần cấp phối cho bê tông cường độ cao có cường độ nén yêu cầu từ 50MPa – 80MPa. Ở nước ta, với bê tông cường độ cao được thiết kế theo TCVN 10306-2014, về cơ bản tương tự như ACI211.4R-08. Hàm lượng phụ gia siêu dẻo xác định theo hướng dẫn của nhà sản xuất và điều chỉnh thực tế để đảm bảo độ sụt yêu cầu của hỗn hợp bê tông.

Vật liệu sử dụng chế tạo bê tông muội silic là những vật liệu đã nói ở trên. Số liệu đầu vào cơ bản: Tính toán thành phần bê tông xi măng muội silic:

- Đá dăm: khối lượng riêng bằng 2,74 g/cm3; khối lượng thể tích đầm chặt ở trạng

thái khô bằng 1,615g/cm3; độ hấp thụ nước 0,71% độ ẩm tự nhiên 0.4%

- Cát vàng: Khối lượng riêng bằng 2,66 g/cm3 khối lượng thể tích đầm chặt ở trạng thái khô bằng 1,735g/cm3; mô đun độ lớn 2,7; độ hấp thụ nước 1.05%; độ ẩm cát tự nhiên 2%.

- Xi măng PC40 Bút Sơn, có khối lượng riêng 3,1 g/cm3 - Phụ gia khoáng gốc Silicafume Sikaconcrete PP1 (muội silic), khối lượng riêng 2,2

g/cm3.

- Phụ gia siêu dẻo hãng Sika loại Viscocrete 3000-20 phù hợp ASTM C494 loại G

Vấn đề được đặt ra trong Chương 2 là thiết kế thành phần bê tông muội silic với các tỷ lệ N/CKD lần lượt bằng 0,25; 0,30 và 0,35. Tương ứng với mỗi mức tỷ lệ N/CKD là tỷ lệ hàm lượng muội silic thay thế xi măng là 8%; 10% và 12%. Do đó, nội dung của phần này sẽ trình bày chung từ Bước 1 tới Bước 4. Từ Bước 5 (Chọn tỷ lệ N/CKD) sẽ được tách riêng với từng trường hợp cụ thể.

Tính toán thành phần: Bƣớc 1: Lựa chọn độ sụt và cƣờng độ bê tông yêu cầu Ta chọn độ sụt gốc trước khi cho phụ gia siêu dẻo vào hỗn hợp bê tông là 2,5 – 5

cm (theo Bảng 3.9 với bê tông có sử dụng phụ gia siêu dẻo) Cường độ yêu cầu của bê tông trong phòng thí nghiệm.

= 78,7 (MPa) f’crc =

Bảng 3.9: Xác định độ sụt ban đầu cho hỗn hợp bê tông

Bê tông có dùng chất phụ gia siêu dẻo

Độ sụt trước khi thêm phụ gia siêu dẻo 2,5 – 5cm

Bê tông không dùng phụ gia siêu dẻo

Độ sụt 5 – 10cm

Bƣớc 2: Chọn kích thước Dmax của hạt cốt liệu lớn Cường độ yêu cầu f’crc = 78,7 (MPa) tra Bảng 3.10 bên dưới ta chọn Dmax = 12,5

(mm) Các đặc tính của loại vật liệu này như sau:

Bảng 3.10: Xác định kích thƣớc Dmax của hạt cốt liệu lớn (f’c=60MPa)

Cƣờng độ bê tông yêu cầu, MPa Kích thƣớc tối đa của cốt liệu thô, mm

< 62,5 > 62,5 Từ 19 đến 25,4 Từ 9,5 đến 12,5

Bƣớc 3: Chọn hàm lƣợng cốt liệu thô tối ƣu Hàm lượng cốt liệu thô tối ưu được lựa chọn từ Bảng 3.11 bên dưới là 0.68 trên

một đơn vị thể tích bê tông.

Bảng 3.11: Xác định thể tích đá đƣợc đầm chặt trên một đơn vị thể tích bê tông m3/m3 (f’c=60MPa) Thể tích đá tối ưu cho cỡ hạt danh định lớn nhất với cát sử dụng có mô đun độ mịn 2,5 – 3,2

Cỡ hạt danh định lớn nhất (mm) 9,5 12,5 19 25

0,68 0,65 0,72 0,75

Thể tích của đá dăm trên 1 m3 bê tông (m3)  Khối lượng cốt liệu khô = 0,68 x 1615 = 1098,2 (kg/m3 bê tông)

≈ 1100 (kg/m3 bê tông) Bƣớc 4: Xác định lƣợng nƣớc và hàm lƣợng không khí Khối lượng nước trên một đơn vị thể tích bê tông cần thiết để tạo ra một độ sụt xác định phụ thuộc vào lượng xi măng và loại phụ gia giảm nước được áp dụng. Lượng nước dự tính ban đầu được lấy như Bảng 3.12 sau:

Bảng 3.12: Xác định lƣợng nƣớc ban đầu cho hỗn hợp bê tông

Lƣợng nƣớc trộn (l/m3) Kích thước lớn nhất của đá (mm) Độ sụt (cm)

2,5 - 5 5 – 7,5 7,5 - 10 Hàm lượng không khí lọt vào (%) 9,5 183 189 195 3 (2,5)+ 12,5 174 183 189 2,5 (2,0)+ 19 168 174 180 2 (1,5)+ 25 165 171 177 1,5 (1,0)+

Giá trị trong bảng phải được điều chỉnh đối với cát có lỗ rỗng khác 35% theo

công thức Nđc = (rc – 35) x 4,72 lít/m3 Lượng nước được lựa chọn sơ bộ theo bảng trên là: 174 lít

Hàm lượng không khí có trong hỗn hợp có sử dụng phụ gia siêu dẻo là 2% Lỗ rỗng của cát được sử dụng là:

Vậy lượng điều chỉnh nước trộn = (34,78 – 35) x 4,72 = -1,04 (l/m3) Do vậy tổng lượng nước trộn cần thiết cho một m3 bê tông là: N = 174 – 1,04 = 172,96 (l/m3) ≈ 173 (l/m3)

Do sử dụng phụ gia siêu dẻo nên độ sụt của hỗn hợp bê tông chọn bằng 12 cm. Lượng phụ gia siêu dẻo sử dụng tương đương 1,5l/100 kg xi măng. Theo hướng dẫn của Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 về Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần mẫu hình trụ, khi sử dụng các chất phụ gia siêu dẻo, lượng nước của bê tông có thể giảm từ 12% đến 30% so với lượng nước (Bảng 3.10). Trong luận án, nghiên cứu sinh lựa chọn giảm 15%, nên lượng nước thiết kế trong mẻ trộn là: N = 173 x 85% = 147 lít ≈ 150 lít.

Bƣớc 5: Chọn tỷ lệ N/CKD Bƣớc 6: Tính toán hàm lƣợng chất kết dính Bƣớc 7: Xác định tỷ lệ hỗn hợp cơ sở với chất kết dính là xi măng Bƣớc 8: Thành phần hỗn hợp cho 1m3 bê tông

(Các bước 5; 6; 7; 8 được trình bày chi tiết trong Phụ lục 01)

Ngoài những cấp phối sử dụng muội silic, luận án lựa chọn thêm 01 cấp phối

Bảng 3.13 tổng hợp cấp phối các mẫu bê tông sử dụng để khảo sát nghiên cứu

STT Kí hiệu BT N/CKD %MS

0,25

0,30

0,35

Đ C (kg) (kg) 612 1100 612 1100 612 1100 692 1100 692 1100 692 1100 745 1100 745 1100 745 1100 692 1100 N X (lít) (kg) 552 150 540 150 528 150 460 150 450 150 440 150 395 150 386 150 377 150 500 150 MS (kg) 48 60 72 40 50 60 34 43 52 00 8 10 12 8 10 12 8 10 12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0,30

không sử dụng muội silic với tỷ lệ N/CKD = 0,30 làm mẫu đối chứng. như sau: Bảng 3.13: Bảng tổng hợp thành phần BT muội silic sử dụng khảo sát nghiên cứu PG (lít) 8,3 8MS 0,25N/CKD 8,1 10MS 0,25N/CKD 7,9 12MS 0,25N/CKD 6,9 8MS 0,30N/CKD 6,8 10MS 0,30N/CKD 6,6 12MS 0,30N/CKD 5,9 8MS 0,35N/CKD 5,8 10MS 0,35N/CKD 5,7 12MS 0,35N/CKD 6,8 0MS 0,30N/CKD Ghi chú: X: Xi măng; N: Nước; MS: Muội silic; C: Cát; Đ: Đá dăm; N/CKD: Tỉ

lệ Nước/Chất kết dính; PG: Phụ gia siêu dẻo

3.1.3.4. Chế tạo bê tông muội silic a. Công tác chuẩn bị mẫu

Tiến hành chuẩn bị vật liệu trộn cho 9 cấp phối bê tông sử dụng muội silic và 01 cấp phối đối chứng không sử dụng muội silic theo thành phần chi tiết như ở Bảng 3.35. Các cấp phối được đúc theo Tiêu chuẩn TCVN 3105:1993 về Hỗn hợp bê tông nặng và bê tông nặng – Lấy mẫu, chế tạo và bảo dưỡng mẫu thử.

 Khuôn sử dụng đúc mẫu

- Thí nghiệm đo cường độ chịu nén của bê tông: Sử dụng khuôn hình trụ, có kích thước 150 mm x 300 mm. - Thí nghiệm thấm ion Cl-: Sử dụng hình trụ có kích thước 100 mm x 50 mm. - Thí nghiệm đo hệ số khuếch tán ion Cl-: Sử dụng khuôn hình trụ có kích thước 100 mm x 50 mm.

 Quy trình trộn và đổ bê tông - Quá trình trộn sử dụng máy trộn cưỡng bức tại Trung tâm thí nghiệm & Kiểm

định chất lượng đường bộ Trường Đại học Công nghệ GTVT.

- Thời gian trộn bê tông là 10 phút theo thứ tự sau:

+ Trộn hỗn hợp cốt liệu thô và chất kết dính (xi măng, muội silic) trong vòng 3 phút cho đến khi thấy các loại vật liệu được đều. + Đổ nước từ từ vào hỗn hợp (đổ 2/3 lượng nước theo thiết kế cấp phối) trong vòng 2 phút. + Đổ tiếp lượng nước còn lại và phụ gia siêu dẻo trong vòng 3 phút tiếp theo.

+ Trộn tiếp hỗn hợp bê tông với tốc độ nhanh trong 30 giây và trộn từ từ trong 30 giây tiếp cho cho đến khi thấy hỗn hợp hồ bê tông quánh lại.

- Chuẩn bị sẵn khuôn đổ bê tông là các khuôn hình trụ có kích thước đã nói ở

trên. Trước khi đỗ bê tông dùng chổi quét một lớp dầu lên bề mặt khuôn.

- Bê tông được đổ vào khuôn thành 3 lớp, mỗi lớp đầm cho đến khi nổi hết bọt

khí rồi mới đổ lớp tiếp theo.

 Bảo dưỡng mẫu:

Sau khi đổ bê tông 24h, tiến hành tháo khuôn và đặt trong nước dưỡng hộ ở nhiệt độ thường trong vòng 28 ngày trước khi đem ra thí nghiệm.

b. Số lƣợng mẫu sử dụng thí nghiệm

- Thí nghiệm đo cường độ chịu nén của bê tông: Mỗi cấp phối chế tạo 09 mẫu

hình trụ, có kích thước 150 mm x 300 mm.

- Thí nghiệm thấm ion Cl-: Mỗi cấp phối chế tạo 09 mẫu hình trụ có kích thước (100 ± 2) mm x (50 ± 3) mm. Các mẫu được cắt ra từ mẫu hình trụ kích thước 100 mm x 200 mm. Mỗi mẫu 100 mm x 200 mm cắt làm 3 mẫu kích thước 100 mm x 50 mm.

- Thí nghiệm đo hệ số khuếch tán ion clo: Mỗi cấp phối chế tạo 03 mẫu hình trụ có kích thước (100 ± 2) mm x (50 ± 3) mm. Tương tự như với thí nghiệm thấm ion clo, các mẫu được cắt ra từ mẫu hình trụ kích thước 100 mm x 200 mm.

Bảng 3.14: Tổng hợp số lƣợng mẫu thí nghiệm

STT N/CKD %MS Số lƣợng mẫu trụ kích thƣớc 150 x 300 (mm) Số lƣợng mẫu trụ kích thƣớc 100 x 50 (mm)

1 8 9 12

2 10 9 12 0,25

3 12 9 12

4 8 9 12

5 0,30 10 9 12

6 12 9 12

7 8 9 12

8 10 9 12 0,35

9 12 9 12

10 0,30 0 9 12

90 120 Tổng số

 Một số hình ảnh trong quá trình thí nghiệm đƣợc trình bày ở hình 3.5

Quá trình đổ bê tông

Bảo dưỡng và cắt mẫu

Đo cường độ nén và độ thấm ion clo

Hình 3.5: Một số hình ảnh trong quá trình thí nghiệm

3.2. Nghiên cứu ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới cƣờng độ chịu nén của

bê tông muội silic

3.2.1. Thí nghiệm xác định cƣờng độ chịu nén của bê tông muội silic Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông muội silic được thực hiện theo Tiêu chuẩn ASTM C39/C39M-16a [49]. Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Las-72, Viện Công nghệ Giao thông, Trường Đại học Công nghệ GTVT. Kết quả xác định cường độ chịu nén của bê tông được tính trung bình từ kết quả đo 9 mẫu thử đối với mỗi cấp phối ở 28 ngày tuổi (kết quả đo được trình bày chi tiết ở Phụ lục 02).

Bảng 3.15: Kết quả thí nghiệm xác định cƣờng độ chịu nén của bê tông muội silic

TT

N/CKD MS (%)

Kí hiệu bê tông xi măng muội silic

Cƣờng độ chịu nén trung bình ở 28 ngày tuổi (MPa)

8MS 0,25N/CKD

10MS 0,25N/CKD

8 80,2

12MS 0,25N/CKD

8MS 0,30N/CKD

10 84,5 0,25 12 83,2

10MS 0,30N/CKD

8 68,5

12MS 0,30N/CKD

10 72,4 0,30

8MS 0,35N/CKD

12 71,1

10MS 0,35N/CKD

8 61,2

12MS 0,35N/CKD

10 65,3 0,35

0MS 0,30N/CKD

12 63,2

0,30 0 55,5

3.2.2. Phân tích ảnh hƣởng yếu tố thành phần đến cƣờng độ chịu nén của bê tông

muội silic Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.15 cho thấy, cường độ chịu nén của bê tông muội silic đạt từ 62 Mpa - 83 MPa và lớn hơn cường độ chịu nén của bê tông không sử dụng muội silic, đáp ứng yêu cầu về cường độ của bê tông cường độ cao theo Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 [11]. Từ kết quả thí nghiệm, xây dựng được biểu đồ quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic với cường độ chịu nén của bê tông muội silic trình bày ở Hình 3.6 sau đây. Kết quả ở Bảng 3.15 cho thấy, bê tông muội silic có cường độ chịu nén được cải thiện rõ rệt so với bê tông thông thường. Ở cùng tỷ lệ N/CKD = 0,30; tương ứng với các tỷ lệ muội silic 8%; 10%; 12%, cường độ chịu nén của bê tông muội silic thí

84.5

80.2

72.4

71.1

nghiệm lần lượt là 68,5 MPa; 72,4 MPa; 71,1 MPa, cao hơn so với giá trị cường độ chịu nén của bê tông không sử dụng muội silic là 55,5 MPa.

) a P M

N/CKD=0,25

68.5

(

N/CKD=0,3

N/CKD=0,35

65.3

63.2

ộ đ g n ờ ƣ C

61.2

12 10 8 Hàm lƣợng muội silic (%)

Hình 3.6: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và cƣờng độ chịu nén Hàm lượng muội silic có vai trò quan trọng, ảnh hưởng tới cường độ chịu nén

của bê tông. Tuy nhiên biểu đồ ở Hình 3.6 cho thấy, cường độ chịu nén tỷ lệ thuận với

hàm lượng muội silic trong khoảng từ 8%-10% và tỷ lệ nghịch với hàm lượng muội

silic trong khoảng từ 10%-12%. Có thể thấy, giá trị 10% là phù hợp để bê tông muội

silic đạt được cường độ lớn nhất. Trong phạm vi nghiên cứu, kết quả cho thấy cường

độ chịu nén của bê tông muội silic đạt giá trị lớn nhất là 84,5 MPa khi sử dụng tỷ lệ

N/CKD = 0,25 và hàm lượng muội silic là 10%.

Biểu đồ Hình 3.6 cho thấy, cường độ chịu nén của bê tông muội silic tăng khi tỷ

lệ N/CKD giảm. Cường độ chịu nén của bê tông muội silic đạt giá trị lớn hơn 80 MPa

khi sử dụng tỷ lệ N/CKD = 0,25.

Như vậy kết quả thí nghiệm cho thấy, bê tông muội silic đáp ứng yêu cầu về bê

tông cường độ cao, cường độ chịu nén của các cấp phối thí nghiệm đều đạt trên 62

MPa. Cường độ chịu nén của bê tông muội silic tỷ lệ nghịch với hàm lượng N/CKD,

đạt giá trị lớn nhất khi tỷ lệ N/CKD = 0,25. Tương tự, cường độ chịu nén tỷ lệ thuận với hàm lượng muội silic trong khoảng từ 8% - 10% và tỷ lệ nghịch với hàm lượng muội silic trong khoảng từ 10% - 12%, đạt giá trị lớn nhất khi sử dụng hàm lượng muội silic là 10%.

3.2.3. Xây dựng phƣơng trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và cƣờng độ chịu nén của bê tông muội silic bằng phƣơng pháp Taguchi

3.2.3.1. Xây dựng phƣơng trình hồi quy

Quá trình xây dựng phương trình hồi quy được thực hiện theo các bước sau:

1. Trên menu Stat ta chọn lần lượt DOE > Taguchi > Crete Taguchi Design (Hình 3.7) để tạo ma trận quy hoạch (trực giao). Trên Taguchi tab chọn số mức giá trị và các số nhân tố.

Hình 3.7: Thiết kế quy hoạch thực nghiệm Taguchi bằng phần mềm MINITAB

2. Sau khi tạo ma trận quy hoạch thực nghiệm, có thể hiệu chỉnh ma trận quy

hoạch như sau:

- Trên menu Stat DOE> Display Design để thay đổi đơn vị (coded hoặc

uncoded) mà MINITAB hiển trị giá trị các nhân tố trên worksheet.

- Trên menu Stat DOE>Modify Design thay đổi tên nhân tố, thay đổi mức giá trị các nhân tố, bỏ qua nhân tố signal hiện có và thêm mức độ mới cho nhân tố signal hiện có.

3. Nhập dữ liệu thu được từ các thí nghiệm vào ma trận.

4. Trên Stat menu chọn DOE>Taguchi> Analyze Taguchi Design để phân tích

kết quả.

5. Trên Stat menu chọn DOE> Taguchi >Predict Taguchi Results để dự đoán tỉ

số tín hiệu trên nhiễu và đặc tính đáp ứng cho các thiết lập nhân tố đã chọn.

Bảng 3.16: Bảng giá trị các nhân tố trong thực nhiệm

Ký hiệu nhân tố Mức độ thông số

TT Thông số thiết kế Khoảng thay đổi Tự nhiên Mã hóa Thấp Cao Trung bình

1 Tỷ lệ N/CKD N/CKD 0,25 0,35 0,05 0,30 x1

2 MS 10 12 2 8 x2

Hàm lượng muội silic Lựa chọn bảng quy hoạch trực giao L9 với N = 33-1 = 9 thí nghiệm. Mỗi thí

nghiệm được lặp lại 9 lần đo cường độ chịu nén.

Bảng 3.17: Bảng kết quả thực nghiệm và xử lý kết quả theo Taguchi

TT (MPa) N/CKD

0,25

0,30

0,35

1 2 3 4 5 6 7 8 9 Các yếu tố thành phần bê tông Nhân tố mã hóa Cƣờng độ chịu nén x1 1 1 1 2 2 2 3 3 3 MS (%) 8 10 12 8 10 12 8 10 12 80,2 84,5 83,2 68,5 72,4 71,1 61,2 65,3 63,2 x2 1 2 3 1 2 3 1 2 3

Sử dụng kết quả thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của bê tông muội silic (Bảng 3.15), ứng dụng phần mềm phân tích MINITAB cho phương pháp Taguchi theo bố trí thí nghiệm ở Bảng 3.8. Xây dựng được đồ thị mô tả ảnh hưởng của thành phần bê tông xi măng muội silic (tỷ lệ N/CKD và MS) đến đặc tính cường độ chịu nén của bê tông muội silic (Hình 3.8).

Hình 3.8: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và cƣờng độ chịu nén bằng phần mềm MINITAB

Từ biểu đồ quan hệ Hình 3.8 có thể đưa ra nhận xét sau:

 Cường độ chịu nén của bê tông muội silic giảm khi tăng tỷ lệ N/CKD. Điều này có thể do lượng nước dư thừa làm ảnh hưởng đến cấu trúc lỗ rỗng và phân bố lỗ rỗng trong bê tông.

 Cường độ chịu nén của bê tông muội silic tăng khi hàm lượng muội silic tăng từ 8%-10%, đạt giá trị lớn nhất là khi MS là 10%, sau đó giảm khi hàm lượng muội silic tăng từ 10%-12%.  Phương trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và cường độ chịu nén của bê tông muội silic.

Theo hướng dẫn sử dụng phương pháp Taguchi [104], từ các kết quả thí nghiệm

xác định cường độ chịu nén của bê tông muội silic thu được ở Bảng 3.17, Luận án sử

dụng phần mềm hỗ trợ thống kê MINITAB để xây dựng phương trình hồi quy cường

độ chịu nén của bê tông muội silic.

Phần mềm MINITAB cung cấp 05 loại thiết kế thí nghiệm (thiết kế sàng lọc,

thiết kế giai thừa, thiết kế bề mặt, thiết kế hỗn hợp và thiết kế Taguchi). Chức năng

thiết kế thí nghiệm ―DOE‖ của MINITAB giúp người sử dụng nghiên cứu ảnh hưởng

đồng thời của thông số đầu vào tới các kết quả đầu ra. Các thử nghiệm này bao gồm

nhiều lần chạy, thử nghiệm với nhiều thay đổi có mục đích được thực hiện với các

thông số đầu vào. Dữ liệu được thu thập sau mỗi lần chạy. Tính năng thiết kế thí

nghiệm của MINITAB nhằm xác định các điều kiện của quy trình và ảnh hưởng của

thông số đầu vào tới kết quả thí nghiệm, sau đó xác định các giá trị để đạt được kết

quả tối ưu. Sau khi nhập dữ liệu là các thông số đầu vào và kết quả thí nghiệm,

MINITAB cung cấp các công cụ phân tích, tự động tính toán, đưa ra các hệ số để có

thể phân tích ảnh hưởng giữa các yếu tố đầu vào và kết quả đầu ra [155].

Tính năng thiết kế thí nghiệm của MINITAB bao gồm các chức năng sau:

 Danh mục các thí nghiệm để giúp người sử dụng tao một thiết kế thí nghiệm

 Tự động tạo và lưu trữ thiết kế sau khi người sử dụng khai báo các thuộc tính

của thí nghiệm (yếu tố đầu vào, kết quả đầu ra).

 Hiển thị và lưu trữ số liệu thống kê để giúp người sử dụng phân tích kết quả

 Hiển thị đồ thị giúp người sử dụng phân tích kết quả [155].

Mô hình hồi quy được phần mềm MINITAB đưa ra được coi là có ý nghĩa khi

thông số P-Value (giá trị xác suất) của mô hình hồi quy có giá trị ≤ 0,05. PTHQ thể

hiện hệ số tương quan và các hệ số ảnh hưởng của mô hình hồi quy giữa thành phần bê

tông xi măng muội silic và cường độ chịu nén được phần mềm MINITAB đưa ra và

trình bảy ở Bảng 3.18.

Bảng 3.18: Hệ số ảnh hƣởng của các biến trong phƣơng trình hồi quy

SE Coef T-Value P-Value Term Coef

8,86 15,25 0,0001 135,19 Hằng số

49,40 -14,95 0,0001 -738,0 N/CKD

1,03 14,38 0,0001 14,80

82,20 11,03 0,0004 906,7

0,0514 -13,79 0,0002 -0,7083 MS (N/CKD)2 MS2

Ghi chú:

Coef: Hệ số trong PTHQ

SE Coef: Sai số chuẩn

T-Value: là tỷ số giữa hệ số và sai số chuẩn

P- Value: Giá trị xác suất

Phương trình hồi quy mô tả mối quan hệ giữa đặc tính cường độ chịu nén và

thành phần bê tông muội silic như sau:

(3.1)

Kết quả cho thấy, cường độ chịu nén của bê tông muội silic phụ thuộc vào cả hai

yếu tố là tỷ lệ N/CKD và MS ở dạng phương trình bậc 2.

3.2.3.2. Đánh giá sự phù hợp của Phƣơng trình hồi quy

a. Đánh giá sự phù hợp của bằng phƣơng trình hồi quy phần mềm MINITAB

Kết quả phân tích các hệ số tương quan và phương sai của phương trình hồi quy

trình bày ở Bảng 3.19:

Bảng 3.19: Kết quả phân tích phƣơng sai mô hình tƣơng quan

Source DF Adj SS Adj MS F-Value P-Value

Regression 600,498 150,124 1777,79 0,00000 4

1 N/CKD 18,868 18,868 223,43 0,00012

1 17,465 17,465 206,82 0,00014

1 10,276 10,276 121,68 0,00038

MShq (N/CKD)2 MS2 0,00016 16,056 190,13 1

16,056 Giá trị P-Value của các yếu tố N/CKD; MS; (N/CKD)2; MS2 đều nhỏ hơn 0,05. Điều này cho thấy các yếu tố này đều có ảnh hưởng không thể bỏ qua trong mô hình

hồi quy.

Bảng 3.20: Hệ số tƣơng quan của PTHQ cƣờng độ chịu nén

S R-sq R-sq(adj) R-sq(pred)

(độ lệch (Hệ số xác (Hệ số tương quan điều (Hệ số tương quan dự

chuẩn) định) chỉnh) đoán)

0,290593 99,94% 99,89% 99,72%

Sự phù hợp của hàm hồi quy được xác định thông qua chỉ số R-sq (hệ số tương

quan của hàm), R-sq(adj) (hệ số tương quan hiệu chỉnh của hàm), R-sq(pred) (hệ số

tương quan hiệu chỉnh của hàm). Các giá trị này có giá trị từ 0% tới 100%, nếu càng

gần 100% thì cho thấy mô hình hồi quy càng phù hợp với số liệu được đưa vào và đạt

độ tin cậy càng cao. Do đó, các hệ số hồi quy R-sq = 99,94%, R-sq(adj) = 99,89%, R-

sq(pred) = 99,72% (Bảng 3.44) cho thấy phương trình hồi quy có sự tương quan chặt

chẽ với số liệu thí nghiệm và có thể sử dụng phương trình để dự đoán cường độ chịu

nén của bê tông muội silic.

b. Đánh giá sự phù hợp của phƣơng trình hồi quy thông qua kết quả thí nghiệm

Dự đoán cường độ chịu nén của bê tông là công thức quan trọng, được sử

dụng để tính toán thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền. Kết quả

cường độ chịu nén theo thí nghiệm và tính toán từ công thức rút ra sau khi thực hiện

QHTN Taguchi được trình bày trong Bảng 3.21 dưới đây.

N/CKD STT Tên cấp phối MS (%)

28 theo QHTN Rn Taguchi (MPa) (2)

Sai lệch giữa (1) và (2) Bảng 3.21: So sánh cƣờng độ chịu nén thí nghiệm và cƣờng độ chịu nén dự đoán theo QHTN Taguchi 28 thí Rn nghiệm (MPa) (1)

1 T01 8 80,2 80,43 +0,29%

0,25 2 T02 10 84,5 84,53 +0,04%

3 T03 12 83,2 82,96 -0,29%

4 T04 8 68,5 68,46 -0,06%

0,30 5 T05 10 72,4 72,56 +0,22%

6 T06 12 71,1 71,00 -0,14%

7 T07 8 61,2 61,03 -0,28%

0,35 8 T08 10 65,3 65,13 -0,26%

9 T09 12 63,2 63,57

+0,58% % So sánh giữa kết quả thí nghiệm cường độ chịu nén và tính theo công thức rút ra

từ QHTN Taguchi để đánh giá quan hệ tương quan giữa 2 số liệu. Kết quả tính từ

phương trình hồi quy thu được tương đồng với kết quả thí nghiệm, sai lệch trong

khoảng từ -0,29% tới +0,58% (Bảng 3.21).

c. Đánh giá sự phù hợp của phƣơng trình hồi quy thông qua các nghiên cứu khác

 So sánh với nghiên cứu của Sanjay Kumar, Baboo Rai (2020) [85]

Sanjay Kumar, Baboo Rai đã tiến hành thí nghiệm, phân tích ảnh hưởng của tỷ

lệ N/CKD, hàm lượng muội silic tới cường độ chịu nén, hệ số thấm nước của bê tông

tính năng cao sử dụng muội silic. Nghiên cứu đã tiến hành khảo sát, thí nghiệm các

loại bê tông muội silic với tỷ lệ N/CKD là 0,32; 0,36; 0,38; 0,40 và hàm lượng muội

silic thay đổi là 0%, 2%, 4%, 6%, 8%, 10% và đã đưa ra phương trình tương quan như

Bảng 3.22: So sánh cƣờng độ chịu nén theo QHTN Taguchi và kết quả của S.Kumar, B.Rai

STT N/CKD MS (%) Sai lệch giữa (1) và (2)

28 theo QHTN Rn Taguchi (MPa) (1)

0,25

0,30

0,35

1 2 3 4 5 6 7 8 9 8 10 12 8 10 12 8 10 12 80,43 84,53 82,96 68,46 72,56 71,00 61,03 65,13 63,57

28 theo S.Kumar, B.Rai (MPa) (2) 79,47 79,47 79,47 74,76 74,76 74,76 70,05 70,05 70,05

+1,20% +5,99% +4,21% -9,20% -3,03% -5,30% -14,77% -7,56% -10,21%

Kết quả từ Bảng 3.22 cho thấy giá trị tính theo phương trình hồi quy của Luận án

đưa ra có sự tương đồng với phương trình của S. Kumar, B.Rai đưa ra, kết quả tính

toán cường độ chịu nén của bê tông muội silic không có sự khác biệt lớn.

So sánh với nghiên cứu của M. Shafieyzadeh (2013) [117]

M. Shafieyzadeh đã tiến hành thí nghiệm, phân tích đưa ra mối quan hệ giữa

cường độ chịu nén và các yếu tố thành phần trong bê tông sử dụng muội silic và cao su

styren-butadien. Nghiên cứu đã thí nghiệm, khảo sát 32 mẫu bê tông sử dụng 02 tỷ lệ

N/CKD (0,35; 0,45), 04 hàm lượng muội silic (0; 5; 7,5; 10%) và 04 hàm lượng cao su

styren-butadien (0, 5, 10, 15%).

Nghiên cứu đã đưa ra mối quan hệ giữa cường độ chịu nén và các yếu tố thành

phần (tỷ lệ N/CKD; hàm lượng muội silic; hàm lượng cao su styren-butadien) như sau:

Trong đó: - w/b: tỷ lệ N/CKD

- t: thời gian dưỡng hộ (ngày)

- s: hàm lượng muội silic

- p: hàm lượng cao su styren-butadien

Trong trường hợp thời gian dưỡng hộ là 28 ngày (t=28) và không sử dụng hàm

lượng cao su styren-butadien (p=0) thì phương trình có dạng như sau:

Kết quả nghiên cứu của M. Shafieyzadeh cho thấy, phương trình mô tả quan hệ

giữa cường độ chịu nén và và yếu tố thành phần (tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic)

của bê tông sư dụng muội silic, cao su styren-butadien trong trường hợp không sử

dụng thành phần cao su, thời gian bảo dưỡng là 28 ngày có dạng tương tự như phương

trình (3.1).

Từ những phân tích về sự phù hợp của phương trình hồi quy như trên có thể kết

luận phương trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và

cường độ chịu nén của bê tông muội silic bằng phương pháp Taguchi là hoàn toàn hợp

lý.

Nhận xét về ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới cường độ chịu nén của bê

tông muội silic:

Từ các kết quả thí nghiệm và thông qua phân tích ảnh hưởng của các yếu tố

thành phần (tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic) tới cường độ chịu nén của bê tông

muội silic có thể rút ra những kết luận sau:

- Cường độ chịu nén của bê tông muội silic đạt từ 62 MPa-83 MPa và lớn hơn

cường độ chịu nén của bê tông thông thường không sử dụng muội silic, đáp ứng yêu

cầu về cường độ của bê tông cường độ cao theo Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014.

- Cường độ chịu nén của bê tông muội silic tỷ lệ nghịch với lượng N/CKD và đạt

giá trị lớn nhất khi sử dụng N/CKD = 0,25. Cường độ chịu nén của bê tông muội silic

tỷ lệ thuận với hàm lượng muội silic từ 8% - 10% và tỷ lệ nghịch với hàm lượng muội

silic từ 10% - 12%. Bê tông có cường độ chịu nén lớn nhất khi sử dụng hàm lượng

muội silic là 10%.

trong muội silic và thành phần Ca(OH)2 trong xi măng tạo ra nhiều hợp chất C-S-H là thành phần chính có tác dụng liên kết các cốt liệu với nhau. Do đó, bê tông muội silic có cường độ

Khi sử dụng thành phần muội silic sẽ diễn ra phản ứng giữa SiO2

lớn hơn so với bê tông không sử dụng muội silic.

So sánh cường độ chịu nén của bê tông muội silic với các tỷ lệ N/CKD khác

nhau trong nghiên cứu cho thấy. Khi tỷ lệ N/CKD càng giảm, các hạt xi măng sẽ xích

lại gần nhau hơn, các khoảng trống tự do giảm nên còn ít chỗ cho các tinh thể của sản

phẩm thủy hóa ngoài phát triển. Do đó, các sản phẩm thủy hóa ngoài dễ dàng đan xen

với nhau tạo thành cầu nối liên kết giữa các hạt xi măng và cốt liệu. Do đó bê tông có

tỷ lệ N/CKD càng giảm thì tốc độ phát triển cường độ nhanh. Ngoài ra khi giảm tỷ lệ

N/CKD kết hợp với sử dụng phụ gia khoáng muội silic siêu mịn sẽ cải thiện cấu trúc

vùng chuyển tiếp, giảm chiều dày dẫn đến gia tăng cường độ cho bê tông.

3.3. Nghiên cứu ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới khả năng chống thấm

ion Cl- của bê tông muội silic

3.3.1. Thí nghiệm xác định độ thấm ion Cl- Thí nghiệm được thực hiện theo Tiêu chuẩn TCVN 9337:2012 về Bê tông nặng – Xác định độ thấm ion Cl- bằng phương pháp đo điện lượng [9]. Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Las-72, Viện Công nghệ giao thông, Trường Đại học

Công nghệ GTVT.và Phòng thí nghiệm Vật liệu xây dựng Đại học GTVT.

Kết quả thấm ion Cl- được tính trung bình từ kết quả đo 9 mẫu thử đối với mỗi

cấp phối ở 28 ngày tuổi (kết quả đo được trình bày chi tiết ở Phụ lục 03).

Bảng 3.23: Kết quả thí nghiệm xác định độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic

TT

N/CKD

MS (%)

Điện lƣợng trung bình (Cu lông) 107,11

Kí hiệu bê tông xi măng 8MS 0,25N/CKD

10MS 0,25N/CKD

90,00

12MS 0,25N/CKD

82,22

8MS 0,30N/CKD

211,44

10 0,25 12

10MS 0,30N/CKD

151,11

12MS 0,30N/CKD

110,22

10 0,30

8MS 0,35N/CKD

250,00

10MS 0,35N/CKD

196,67

12MS 0,35N/CKD

140,00

10 0,35

0MS 0,30N/CKD

1070,00

0,30 0

10 3.3.2. Phân tích ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới độ thấm ion Cl- của bê

tông muội silic

Kết quả ở Bảng 3.23 cho thấy, khi thêm muội silic vào thành phần, độ thấm ion Cl- của bê tông được cải thiện rõ rệt so với bê tông thông thường. Ở cùng tỷ lệ N/CKD = 0,30, tương ứng với các tỷ lệ muội silic 8%; 12%; 10%, điện lượng truyền qua đo được lần lượt là 211,44; 151,11; 110,22 (Culông). Mức độ thấm ion Cl- đều được xếp ở mức độ thấm rất thấp, thậm chí với tỷ lệ N/CKD = 0,25 điện lượng truyền qua mẫu

nhỏ hơn 100 Cu lông và được xếp ở mức độ không đáng kể. Trong khi đó, điện lượng

truyền qua bê tông không sử dụng muội silic là 1070 Cu lông.

Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic tới độ thấm ion Cl- của

bê tông muội silic ở Hình 3.9.

- Biểu đồ Hình 3.9 cho thấy, độ thấm của ion Cl- tỷ lệ nghịch với hàm lượng muội silic. Với cùng một tỷ lệ N/CKD, độ thấm của ion Cl- giảm khi hàm lượng muội silic

tăng từ 8% - 12%. Với hàm lượng muội silic 12%, bê tông có mức độ thấm ion Cl- thấp nhất.

290

250

)

C

250

196.67

210

211.44

170

140

( a u q n ề y u r t

130

N/CKD=0,25 N/CKD=0,3 N/CKD=0,35

151.11

g n ợ ƣ

110.22

l

107.11

82.22

n ệ i Đ

10 Hàm lƣợng muội silic (%)

Hình 3.9: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và điện lƣợng truyền qua từ kết quả thí nghiệm - Với cùng hàm lượng muội silic, độ thấm ion Cl- tăng khi tỷ lệ N/CKD tăng lên. Khi sử dụng tỷ lệ N/CKD = 0,25, độ thấm ion Cl- đạt giá trị thấp nhất, sự chênh lệch về giá trị điện lượng truyền qua bê tông khi thay đổi tỷ lệ hàm lượng muội silic không

đáng kể. Điều này cho thấy khi sử dụng tỷ lệ N/CKD = 0,25 bê tông muội silic đạt được chất lượng tốt nhất dẫn đến độ thấm ion Cl- ở mức không đáng kể. 3.3.3. Xây dựng phƣơng trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic bằng phƣơng pháp Taguchi

3.3.3.1. Xây dựng phƣơng trình hồi quy

Thực hiện nhập dữ liệu và phân tích kết quả bằng phần mềm MINITAB như ở mục 3.3.3.1. Sử dụng kết quả đo độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic ở Bảng 3.23, ứng dụng phần mềm phân tích MINITAB cho phương pháp Taguchi theo bố trí thí

nghiệm ở Bảng 3.8, xây dựng được kết quả thực nghiệm và xử lý kết quả theo phương

pháp Taguchi ở Bảng 3.24 dưới đây.

TT N/CKD

0,25

0,30 Bảng 3.24: Kết quả thực nghiệm và xử lý kết quả theo phƣơng pháp Taguchi Độ thấm ion Cl- (Cu lông) 107,11 90,00 82,22 211,44 151,11 Các yếu tố thành phần bê tông Nhân tố mã hóa MS (%) 8 10 12 8 10 x2 1 2 3 1 2 x1 1 1 1 2 2 1 2 3 4 5

110,22 250,00 196,67 140,00

0,35

6 7 8 9 12 8 10 12 2 3 3 3 3 1 2 3

Kết quả xây dựng được đồ thị mô tả ảnh hưởng của thành phần bê tông xi măng muội silic (tỷ lệ N/CKD và MS) đến độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic bằng phần mềm MINITAB (Hình 3.10).

Hình 3.10: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, MS và độ thấm ion Cl- xây dựng bằng phần mềm MINITAB

Từ biểu đồ ở Hình 3.10 có thể đưa ra một số nhận xét: - Khi thêm muội silic vào bê tông, độ thấm ion Cl- của bê tông đều đạt mức rất thấp (từ 100 – 1000 Cu lông), đạt mức không đáng kể (<100 Cu lông) khi tỷ lệ N/CKD là 0,25 theo tiêu chuẩn TCVN 9337:2012 [9].

- Độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic tăng khi tỷ lệ N/CKD tăng từ 0,25 tới

0,35 và giảm khi hàm lượng muội silic tăng từ 8% đến 12%.  Phương trình hồi quy ảnh hưởng của tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic tới độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic.

Các thông số đầu vào được phân tích tương tự như đối với việc PTHQ cường độ chịu nén được trình bày ở mục 3.3.3.2. Kết quả PTHQ được thể hiện qua hệ số các hệ số ảnh hưởng của mô hình hồi quy giữa độ thấm ion Cl- và các yếu tố đầu vào được trình bảy ở Bảng 3.25.

Bảng 3.25: Hệ số ảnh hƣởng của các biến trong phƣơng trình hồi quy

Term Coef SE Coef T-Value P-Value

-600 3152 44,2 195 645 19,3 -3,07 4,89 2,29 0,028 0,005 0,071 Hằng số N/CKD MS

-212,8 0,021 -3,34 (N/CKD).MS

63,7 Phương trình hồi quy điện lượng truyền qua bê tông với các yếu tố đầu vào

được biểu diễn như sau:

(3.2)

3.3.3.2. Đánh giá sự phù hợp của Phƣơng trình hồi quy a. Đánh giá sự phù hợp của PTHQ thông qua phần mềm MINITAB

Kết quả phân tích các hệ số tương quan và phương sai của PTHQ được tổng

hợp ở bảng 3.26 và 3.27 như sau:

Bảng 3.26: Hệ số tƣơng quan của PTHQ độ thấm ion Cl-

S (độ lệch chuẩn) 12,7364 R-sq (Hệ số xác định) 97,07% R-sq(adj) (Hệ số tương quan điều chỉnh) 95,31% R-sq(pred) (Hệ số tương quan dự đoán) 88,26%

Bảng 3.27: Kết quả phân tích phƣơng sai mô hình tƣơng quan

Source DF Adj SS Adj MS F-Value P-Value

Regression 3 26845,2 8948,4 55,16 0,00030

N/CKD 1 3871,4 3871,4 23,87 0,00453

1 850,8 850,8 5,25 0,05063 MShq

(N/CKD).MS 1 1810,9 1810,9 11,16 0,02053

Kết quả phương trình (3.2) cho thấy tỷ lệ N/CKD và MS đều ảnh hưởng tới độ thấm ion Cl- thông qua điện lượng truyền qua mẫu bê tông. Các hệ số tương quan R-sq = 97,07%; R-sq(adj)= 95,31%; R-sq(pred) = 88,26% (Bảng 3.26) cho thấy mối quan hệ giữa phương trình hồi quy có sự tương quan chặt chẽ với số liệu thí nghiệm và có thể sử dụng phương trình để dự đoán độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic. b. Đánh giá sự phù hợp của phƣơng trình hồi quy thông qua kết quả thí nghiệm PTHQ giữa độ thấm ion Cl- và các yếu tố thành phần của bê tông muội silic là phương trình quan trọng, được sử dụng để tính toán thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền. Kết quả độ thấm ion Cl- theo thí nghiệm và tính toán từ công thức rút ra sau khi thực hiện phương pháp Taguchi được trình bày trong Bảng 3.28 dưới đây. Bảng 3.28: So sánh độ thấm ion Cl- thí nghiệm và độ thấm ion Cl- dự đoán theo phƣơng pháp Taguchi

STT N/CKD MS (%)

0,25

0,30 1 2 3 4 5 8 10 12 8 10 Q28 thí nghiệm (Cu lông) (1) 107,11 90,00 82,22 211,44 151,11 Q28 theo phƣơng pháp Taguchi (Cu lông) (2) 116,00 98,00 80,00 198,48 149,20 Sai lệch giữa (1) và (2) +7,66% +8,16% -2,78% -6,52% -1,28%

0,35

6 7 8 9 12 8 10 12 110,22 250,00 196,67 140,00 109,82 260,96 200,40 139,84 -0,27% +4,20% +1,86% -0,84%

So sánh giữa kết quả thí nghiệm đo điện lượng truyền qua bê tông và tính theo công thức rút ra từ phương pháp Taguchi để đánh giá tương quan giữa 2 số liệu. Kết

quả tính từ phương trình hồi quy thu được tương đồng với kết quả thí nghiệm (sai lệch trong khoảng từ -6,52% tới +8,16%).

Nhận xét về ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới điện lượng của bê tông muội silic Từ các kết quả thí nghiệm và ứng dụng phương pháp Taguchi nghiên cứu ảnh

hưởng của các yếu tố thành phần (tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic) tới độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic cho thấy:

- Bê tông muội silic có độ thấm ion Cl- nhỏ hơn rất nhiều so với bê tông không

sử dụng muội silic.

- Độ thấm ion Cl- tỷ lệ nghịch với tỷ lệ N/CKD và tỷ lệ thuận với hàm lượng muội silic. Độ thấm ion Cl- thấp nhất khi sử dụng tỷ lệ N/CKD là 0,25 và hàm lượng muội silic là 12%.

Các nghiên cứu trước đây cho thấy, thành phần muội silic không ảnh hưởng tới độ rỗng của bê tông xi măng, tuy nhiên lại ảnh hưởng tới độ thấm ion Cl- do tác động làm giảm kích thước lỗ rỗng trong bê tông. Theo Powers và các cộng sự, thành phần

muội silic gây giảm kích thước lỗ rỗng và các mao dẫn từ đó làm mất tính liên tục của

hệ thống mao dẫn trong bê tông, khiến cho độ thẩm thấu của chất lỏng hoặc khí vào bê

tông giảm xuống đáng kể [107]. Về mặt hóa học, do phản ứng muội silic với canxi

hydroxit (CH) tạo thành canxi silicat ngậm nước (CSH) làm tăng pha rắn trong đá xi măng hơn diễn ra nhanh hơn khi có mặt tinh thể silic. Do đó, kết hợp với khả năng

điền đầy của hạt muội silic đóng vai trò là chất độn mịn, dẫn đến làm giảm hệ thống lỗ

rỗng, các lỗ rỗng lớn được chia làm các lỗ rỗng nhỏ hơn và do đó làm thay đổi vi cấu

trúc của hồ xi măng, làm tăng độ đặc và cải thiện cấu trúc vùng tiếp giáp cốt liệu - đá xi măng, bê tông trở nên ít thấm nước và cải thiện khả năng chống xâm nhập ion Cl- của bê tông [108], [110], [77].

3.3.4. Nghiên cứu ảnh hƣởng của các yếu tố thành phần tới hệ số khuếch tán ion

Cl- của bê tông muội silic

3.3.4.1. Xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic

Giá trị hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic (D28) có thể được xác định thông qua thử nghiệm xác định độ thấm ion Cl- bằng phương pháp điện lượng (Q28). Theo Berke và Hicks [56], mối tương quan giữa D28 và Q28 được xác định theo công thức thực nghiệm sau:

(3.3) D28 = 1,03 x 10-14(Q28)0,84 (m2/s)

Kết quả tính toán hệ số khuếch tán ion Cl- (D28) của bê tông muội silic theo công

thức (3.3) được tổng hợp trong Bảng 3.29 dưới đây:

Bảng 3.29: Kết quả xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic

TT

N/CKD MS (%) D28 (m2/s)

Kí hiệu bê tông xi măng

Q28 (Cu lông)

8MS 0,25N/CKD

107,11

10MS 0,25N/CKD

90,00

8 5,22E-13

12MS 0,25N/CKD

82,22

8MS 0,30N/CKD

211,44

10 4,51E-13 0,25 12 4,18E-13

10MS 0,30N/CKD

151,11

8 9,25E-13

12MS 0,30N/CKD

110,22

8MS 0,35N/CKD

250,00

10 6,97E-13 0,30 12 5,35E-13

10MS 0,35N/CKD

196,67

8 1,06E-12

12MS 0,35N/CKD

140,00

0MS 0,30N/CKD

1070,00

10 8,70E-13 0,35 12 6,54E-13

3,61E-12 0,30 0

10 3.3.4.2. Phân tích ảnh hƣởng của yếu tố thành phần tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic

1.1E-12

1.06E-12

1E-12

) s / 2

8.70E-13

9E-13

(

9.25E-13

n á t

8E-13

6.54E-13

7E-13

0.25 0.3 0.35

6.97E-13

6E-13

5.22E-13

5.35E-13

4.51E-13

h c ế u h k ố s ệ H

5E-13

4.18E-13

4E-13

12MS

8MS

10MS Hàm lượng muội silic (%)

Theo Định luật khuếch tán thứ 2 của Fick quá trình thấm ion Cl- vào trong bê tông được đặc trưng bởi hệ số khuếch tán ―D‖ khi xét đến độ bền thấm ion Cl-. Từ kết quả thí nghiệm, thống kê, xây dựng biểu đồ quan hệ giữa N/CKD và hàm lượng muội silic tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở Hình 3.11 sau đây.

Hình 3.11: Quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lƣợng muội silic và hệ số khuếch tán ion Cl-

- Biểu đồ Hình 3.11 cho thấy, hệ số khuếch tán ion Cl- tăng khi hàm lượng

N/CKD tăng. Khi sử dụng tỷ lệ N/CKD = 0,25 bê tông muội silic có giá trị hệ số khuếch tán ion Cl- thấp nhất và đạt giá trị D28 = 4,18.10-13 (m2/s) với hàm lượng muội silic là 12%. Điều này cho thấy, độ bền chống ăn mòn cốt thép do ion Cl- gây ra của bê

tông hiệu quả nhất khi sử dụng hàm lượng N/CKD = 0,25.

- Với cùng một tỷ lệ N/CKD, hệ số khuếch tán ion Cl- giảm khi tăng hàm lượng muội silic trong bê tông. Hệ số khuếch tán ion Cl- đạt giá trị nhỏ nhất khi hàm lượng muội silic sử dụng là 12%. Kết quả từ Bảng 3.29 cho thấy hệ số khuếch tán ion Cl-

trong bê tông sử dụng muội silic thấp hơn nhiều so với bê tông thông thường. Với

cùng một tỷ lệ N/CKD = 0,3 bê tông thông thường không sử dụng muội silic có hệ số khuếch tán ion Cl- đo được là 3,61.10-12 (m2/s), cao hơn so với bê tông muội silic. Điều

này cho thấy, muội silic đóng vai trò quan trọng trong việc cải thiện độ bền chống ăn mòn cốt thép do ion Cl- gây ra. Nhận xét về ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới hệ số khuếch tán ion Cl- của

bê tông muội silic

Thành phần muội silic và tỷ lệ N/CKD có ảnh hưởng trực tiếp tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic. Hệ số khuếch tán ion Cl- tỷ lệ thuận với tỷ lệ

N/CKD và tỷ lệ nghịch với hàm lượng muội silic. Bê tông sử dụng muội silic có hệ số khuếch tán ion Cl- nhỏ hơn nhiều so với bê tông không sử dụng muội silic. Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông xi măng Poóc lăng không sử dụng phụ gia muội silic trong nghiên cứu ở thời điểm 28 ngày là 3,61.10-12 (m2/s) (phù hợp với nghiên cứu của

Kumar và Roy [84]).

Có thể giải thích sự ảnh hưởng của các yếu tố thành phần tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic như sau. Sự có mặt của thành phần muội silic làm giảm kích thước lỗ rỗng qua đó làm giảm khả năng khuếch tán của ion Cl- trong bê tông.

Muội silic có kích thước nhỏ nên có khả năng điền đầy vào khoảng trống giữa các hạt

xi măng và lấp đầy hệ thống các lỗ rỗng. Hơn nữa khi tỷ lệ N/CKD giảm, kéo các hạt

xi măng xích lại gần nhau. Khi đó, độ mịn của các lỗ rỗng tăng lên, hệ thống mao dẫn mất tính liên tục. Do đó làm giảm khả năng khuếch tán của ion Cl- trong bê tông. Hỡn

nữa, sự có mặt của muội silic làm thay đổi thành phần hóa học trong nước lỗ rỗng và khả năng liên kết của các ion Cl-, điều đó cũng làm thay đổi tới khả năng trao đổi của hệ thống lỗ rỗng và khuếch tán ion Cl-.

3.4. Nghiên cứu ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông muội silic

3.4.1. Xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic

3.4.1.1. Thí nghiệm xác định thể tích lỗ rỗng

Trong nghiên cứu, phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ (BET/BJH)

bằng khí Nitơ ở nhiệt độ 77K để xác định thể tích lỗ rỗng (diện tích bề mặt, kích thước

và phân bố lỗ rỗng) được đo trên thiết bị TRI START 3000 Micromeritics tại Khoa

Hóa học, Trường Đại học Sư phạm Hà Nội.

Trước mỗi phép đo, các mẫu bê tông muội silic được làm sạch bề mặt (degas) ở

250oC trong dòng khí N2 trong 5 giờ. Các mẫu bê tông muội silic đem thí nghiệm là những mẫu được sử dụng cho thí nghiệm xác định cường độ chịu nén và độ thấm ion Cl- ở trên theo các ngày tuổi khác nhau (bao gồm 05 mẫu ở 28 ngày tuổi và 05 mẫu ở 6 tháng tuổi) ở Hình 3.12.

Hình 3.12: Các mẫu bê tông muội silic đƣợc nghiền mịn và thiết bị đo TRI START 3000

Kết quả thí nghiệm BET/BJH xác định thể tích lỗ rỗng trong bê tông muội silic

3.4.1.2. Kết quả thí nghiệm xác định thể tích lỗ rỗng được trình bày ở Bảng 3.30.

Bảng 3.30: Kết quả thí nghiệm đo thể tích lỗ rỗng của bê tông

Thể tích lỗ rỗng BET/BJH (cm3/g)

Loại bê tông

Tuổi bê tông

<10 nm

10 – 50 nm 50 – 200 nm

Tổng thể tích lỗ rỗng BET/BJH (cm3/g)

0MS 0,30N/CKD

0,0012

0,0063

0,0134

0,0209

8MS 0,30N/CKD

0,0007

0,0039

0,0085

28 ngày

10MS 0,25N/CKD

0,0010

0,0058

0,0075

0,0144

12MS 0,30N/CKD

0,0014

0,0055

0,0046

0,0115

10MS 0,35N/CKD

0,0016

0,0055

0,0051

0,0122

0MS 0,30N/CKD

0,0005

0,0032

0,0095

0,0132

8MS 0,30N/CKD

0,0006

0,0047

0,0055

0,0108

06 tháng

10MS 0,25N/CKD

0,0010

0,0048

0,0069

0,0127

12MS 0,30N/CKD

0,0015

0,0053

0,0055

0,0122

10MS 0,35N/CKD

0,0014

0,0057

0,0120

0,0049 - Phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ (BET/BJH) phù hợp với việc

đo thể tích các lỗ rỗng mao quan có kích thước trung bình (có đường kính lỗ rỗng nhỏ

hơn 200 nm). Do đó, để có thể tính toán đánh giá phân bổ thể tích lỗ rỗng của bê tông

một cách toàn diện thì cần kết hợp với thí nghiệm đo độ rỗng theo tiêu chuẩn ASTM

C642 (Phương pháp thí nghiệm đo tỷ trọng, độ hút nước và độ rỗng của bê tông) để có

thể đo được thể tích lỗ rỗng có kích thước lớn hơn trong bê tông.

- Tiến hành thí nghiệm đo các chỉ tiêu : Khối lượng tự nhiên, thể tích mẫu, độ ẩm

tự nhiên theo hướng dẫn của Tiêu chuẩn ASTM C642. Từ đó tính toán ra các các chỉ

tiêu khối lượng thể tích, thể tích rỗng của bê tông (Bảng 3.31).

Bảng 3.31: Khối lƣợng thể tích và thể tích lỗ rỗng của bê tông

Thể tích lỗ rỗng theo BET/BJH (%)

Loại bê tông

Tuổi bê tông

Khối lƣợng thể tích (kg/m3)

Tổng thể tích lỗ rỗng của bê tông (%)

<10 nm

10 – 50 nm

50 – 200 nm

Thể tích rỗng theo C642 (%)

2533

0,30

1,60

3,39

5,6

8,80

0MS 0,30N/CKD

2530

0,18

0,99

3,25

4,55

8MS 0,30N/CKD

2528

0,27

1,48

1,89

4,71

6,90

10MS 0,25N/CKD

28 ngày

2531

0,35

1,39

1,16

3,74

5,49

12MS 0,30N/CKD

2534

0,42

1,39

1,28

3,69

5,56

10MS 0,35N/CKD

2530

0,13

0,81

2,40

3,32

5,34

0MS 0,30N/CKD

2535

0,38

1,34

1,38

2,28

4,15

8MS 0,30N/CKD

2532

0,16

1,18

1,39

2,39

4,04

10MS 0,25N/CKD

06 tháng

2524

0,24

1,22

1,74

2,41

4,35

12MS 0,30N/CKD

2532

0,35

1,24

1,44

2,18

4,01

10MS 0,35N/CKD

- Từ kết quả thí nghiệm hấp phụ - khử hấp phụ (BET/BJH) và thí nghiệm đo độ

rỗng của bê tông theo tiêu chuẩn ASTM C642, nghiên cứu đã xác định được phân bố

độ rỗng trong bê tông muội silic và mẫu đối chứng (Bảng 3.32).

Bảng 3.32: Phân bố thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic

Tỷ lệ thể tích lỗ rỗng (%)

Loại bê tông

Tuổi bê tông

<10 nm 10~50 nm 50~200 nm >200 nm Tổng thể tích lỗ rỗng %

0MS 0,30N/CKD

3 18 39 40 100

8MS 0,30N/CKD

4 22 22 53 100

28 ngày

10MS 0,25N/CKD

4 21 27 47 100

12MS 0,30N/CKD

6 25 21 47 100

10MS 0,35N/CKD

7 25 23 44 100

0MS 0,30N/CKD

2 15 45 38 100

8MS 0,30N/CKD

9 32 33 25 100

06 tháng

10MS 0,25N/CKD

4 29 34 32 100

12MS 0,30N/CKD

6 28 40 26 100

10MS 0,35N/CKD

9 31 36 25 100

3.4.2. Phân tích ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic 3.4.2.1. Ảnh hƣởng của thời gian tới thể tích lỗ rỗng

Phân bố lỗ rỗng trong bê tông được tổng hợp trong Bảng 3.32 được mô tả dưới

dạng đồ thị ở Hình 3.13 như sau:

Hình 3.13: Phân bố tỷ lệ các thể tích lỗ rỗng của các loại bê tông và thời gian

100

Trong biểu đồ Hình 3.13 cho thấy tỷ lệ thể tích lỗ rỗng trong 05 mẫu bê tông

tương ứng với 5 cấp phối khác nhau được đo ở thời điểm 28 ngày và 6 tháng tuổi.

So sánh thể tích lỗ rỗng giữa mẫu bê tông đối chứng không sử dụng muội silic

(0MS 0,30 N/CKD) với các mẫu bê tông sử dụng muội silic cho thấy:

 Ở thời điểm 28 ngày tuổi, tỷ lệ lỗ rỗng có kích thước micro và meso (50 nm) ít hơn so với các loại bê tông sử dụng muội silic. Trong khi tỷ lệ lỗ rỗng có kích thước

>50 nm nhiều hơn so với các loại bê tông sử dụng muội silic.

 Ở thời điểm 6 tháng tuổi, so sánh tỷ lệ lỗ rỗng giữa bê tông không sử dụng muội silic và bê tông sử dụng muội silic tương tự như nhận xét trên. Tuy nhiên, tỷ lệ phân bố thể tích lỗ rỗng có sự giảm đi ở cấp độ micro, meso và tăng lên ở cấp độ lỗ rỗng macro.

So sánh phân bố thể tích lỗ rỗng giữa bê tông xi măng muội silic tại các thời

điểm 28 ngày và 6 tháng tuổi cho thấy:

- Thể tích độ rỗng từ 10~50 nm tăng từ 12% (đối với bê tông 12MS 0,30

N/CKD) đến 45% (đối với bê tông 8MS 0,30 N/CKD).

- Thể tích độ rỗng từ 50~200 nm tăng từ 50% (đối với bê tông 8MS 0,30

N/CKD) đến 90% (đối với bê tông 12MS 0,30 N/CKD).

- Tuy nhiên độ rỗng >200 nm bao gồm có cả độ rỗng mao dẫn cấp độ macro

(loại C) và độ rỗng macro (loại D) thì giảm đáng kể sau 6 tháng, cụ thể là giảm từ

1,47-2,12 lần.

Nhận xét:

Thể tích độ rỗng cấp độ macro của bê tông muội silic giảm đi so với bê tông

không sử dụng muội silic. Và ngược lại, độ rỗng ở cấp độ meso, micro của bê tông

muội silic tăng lên so với bê tông không sử dụng muội silic. Kết quả này phù hợp với

kết quả nghiên cứu của Hooton (1993): muội silic có tác dụng làm giảm kích thước lỗ

rỗng của bê tông thông qua cơ chế điền đầy các lỗ rỗng giữa các hạt xi măng và giữa

các hạt xi măng với cốt liệu trong bê tông.

Kết quả thí nghiệm còn cho thấy, thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic phụ

thuộc vào thời gian. Độ rỗng mao dẫn cấp độ macro giảm từ 1,47 – 2,12 lần sau 6

tháng. Trong đó thể tích lỗ rỗng mao dẫn đều tăng lên theo thời gian ở đồng đều các

cấp độ meso, micro. Đối với độ rỗng mao dẫn ở cấp độ macro giảm đi chứng tỏ ngày

càng phát sinh nhiều nhóm sợi dài C-S-H và mật độ C-S-H ngày càng nhiều kể từ sau

28 ngày cho đến 6 tháng tuổi. Điều đó cho thấy, thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic

được phân bố lại theo thời gian theo hướng mịn đi, giảm thể tích lỗ rỗng có đường

kính macro và tăng thể tích lỗ rỗng có đường kính meso, micro. Điều này có thể được

giải thích do việc lấp đầy các lỗ rỗng giữa các hạt xi măng của hạt muội silic và do

phản ứng puzơlan giữa muội silic và xi măng vẫn tiếp tục diễn ra trong thời gian sau

101

28 ngày, khiến cho thể tích lỗ rỗng của bê tông mịn đi, hệ thống mao dẫn giảm tính

liên tục do đó hệ thống lỗ rỗng mao dẫn mịn đi. 3.4.2.2. Ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic a. Thí nghiệm xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic sau 6 tháng Thí nghiệm xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic được thực hiện theo NT Build 492 về Bê tông, vữa và vật liệu xi măng sửa chữa – Xác định hệ số khuếch tán ion Cl- bằng phương pháp điện di. Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Vật liệu xây dựng – Trường Đại học GTVT.

Phương pháp điện di sử dụng để xác định hệ số khuếch tán ion Cl-. Phương pháp này được áp dụng dựa trên nguyên tắc sử dụng điện năng để thúc đẩy sự khuếch tán ion Cl- vào trong vật liệu bê tông. Hai đầu điện thế được sẽ đặt ở 2 đầu của mẫu thí nghiệm, và sau một khoảng thời gian tác dụng, mẫu thí nghiệm sẽ được tách ra theo

đường trục giữa. Tiếp theo đó, dung dịch bạc nitrat được sử dụng để phủ lên phần mặt

tách ra của mẫu thử. Dựa trên sự phân bố của lượng bạc clorua kết tủa trên bề mặt tách ra, có thể phân tích và đánh giá độ sâu mà ion Cl- khuếch tán tới trong vật liệu bê tông. Qua đó tính toán ra hệ số khuếch tán ion Cl-.

 Công tác chuẩn bị thí nghiệm

- Hóa chất: nước cất và các dung dịch Ca(OH)2, NaOH, NaCl, AgNO3. - Các thiết bị thí nghiệm: Hệ thống cưa mẫu, hộp đựng, bơm chân không, bình

chứa mẫu, nguồn điện (có khả năng cung cấp điện áp quy định 0 ~ 60 V DC với độ

chính xác ± 0.1 V), Ampe kế (có khả năng hiển thị dòng điện đến ± 1 mA), nhiệt kế,

thước cặp trượt.

- Chuẩn bị mẫu thử: Mẫu thí nghiệm được cắt từ mẫu hình trụ kích thước 100 ×

200 mm, trước tiên cắt hình trụ thành hai nửa (tức là thành hai hình trụ kích thước 100

× 100 mm), sau đó cắt một lát dày 50 ± 2 mm từ một phần đó. Phần bề mặt dưới ở lần

cắt thứ nhất (phần bề mặt giữa) sẽ là bề mặt tiếp xúc với dung dịch clorua.

 Quy trình thí nghiệm

Trước thử nghiệm:

- Chà sạch các gờ của bề mặt mẫu, xử lý chân không và ngâm trong trong dung

dịch Ca(OH)2 trong khoảng 18 tiếng.

- Chuẩn bị dung dịch catot là NaCl 10% (100g NaCl trong 900g nước cất) và

dung dịch anot là NaOH 0,3N (12g NaOH trong 1 lít nước cất) . Bảo quản các dung

dịch ở nhiệt độ 20–25°C.

Tiến hành thử nghiệm:

102

- Lắp mẫu thử vào bình chứa, kiểm tra độ kín khít của hệ bình chứa. Đổ dung

dịch NaCl 10% vào bình chứa catốt và dung dịch NaOH 0,3M vào anot.

- Nối các cực âm dương, bật nguồn với điện áp đặt trước là 30 V. Điều chỉnh

điện áp khi cần. Căn cứ vào cường độ dòng điện ban đầu khi đặt lên mẫu để xác định

thời gian thực hiện thí nghiệm

- Ghi lại giá trị dòng điện và nhiệt độ trong suốt quá trình thí nghiệm.

 Ghi kết quả đo chiều sâu xâm nhập ion Cl-

- Tháo rời mẫu thử khỏi hệ bình chứa, rửa sạch và lau hết nước thừa trên bề mặt

vật mẫu

- Tách mẫu theo trục thành hai phần. Phun dung dịch bạc nitrat 0,1 M lên phần

có mặt cắt vuông góc hơn với mặt đáy

- Khi thấy rõ kết tủa bạc clorua trắng trên bề mặt phân chia (sau khoảng 15 phút),

tiến hành đo độ sâu thâm nhập bằng thước cặp trượt, đo từ bề mặt ở 7 vị trí, mỗi vị trí

cách nhau 10 mm, 2 vị trí ngoài cùng cách mép vật mẫu ít nhất 10mm. Đo với độ

chính xác đến 0,1 mm. Giá trị trung bình của các lần đo (xd) được sử dụng để tính hệ số khuếch tán ion Cl-.

Hình 3.14: Một số hình ảnh xác định hệ số khuếch tán ion Cl- bằng phƣơng pháp điện di

 Tính toán hệ số khuếch tán ion Cl-

Sử dụng các công thức từ (2.19) đến (2.22) ở mục 2.1.2.2 để tính toán hệ số

khuếch tán ion Cl-. b. Kết quả thí nghiệm

103

Kết quả xác định hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic sau 6 tháng

được tổng hợp trong Bảng 3.57 sau:

Bảng 3.33: Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông sau 6 tháng

TT

Kí hiệu bê tông xi măng

Chiều sâu xâm nhập xd (mm) 15,50

0MS 0,30N/CKD

5,65

Hệ số khuếch tán ion Cl- D6 tháng (m2/s) 1,87E-12

8MS 0,30N/CKD

3,83

3,10E-13

8,20

4,03E-13

10MS 0,25N/CKD 12MS 0,30N/CKD

8,66

4,84E-13

10MS 0,35N/CKD

5,13E-13

c. Phân tích ảnh hƣởng của thể tích lỗ rỗng tới hệ số khuếch tán ion Cl-

Độ bền thấm ion Cl- của bê tông muội silic khi lấy theo tỷ lệ muội silic phổ biến cho loại bê tông chất lượng cao ở đây từ 8% - 12% tức là ở vùng tối ưu và được đo

bằng phương pháp điện lượng đều cho kết quả ở mức ―rất thấp‖ (≤1000 Cu lông). Vậy

có thể nói rằng đo thấm nhanh bằng phương pháp điện lượng không đánh giá được ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng đối với độ bền thấm ion Cl- cụ thể ở tuổi 28 ngày của các loại bê tông có độ thấm ion Cl- từ 90 - 211 Cu lông, cường độ từ 65,3MPa - 84,5 MPa. Do vậy phải sử dụng lỗ rỗng và phân bố lỗ rỗng mới có thể đánh giá được (Bảng 3.58). Bảng 3.34: Mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion Cl- và phân bố thể tích lỗ rỗng

Phân bố thể tích lỗ rỗng (%) Tuổi Loại bê tông D (m2/s) Q (Culông)

0MS 0,30N/CKD

S10-50 S50-200 S200

8MS 0,30N/CKD

1070,00 3,61E-12 18 39 40

10MS 0,25N/CKD

211,44 9,25E-13 22 22 53

12MS 0,30N/CKD

90,00 4,51E-13 21 27 47 28 ngày

10MS 0,35N/CKD

110,22 5,35E-13 25 21 47

0MS 0,30N/CKD

196,67 8,70E-13 25 23 44

8MS 0,30N/CKD

- 1,87E-12 15 45 38

10MS 0,25N/CKD

- 3,10E-13 31 36 25

12MS 0,30N/CKD

10MS 0,35N/CKD

- 4,03E-13 32 33 25 6 tháng - 4,84E-13 29 34 32

- 5,13E-13 28 40 26

104

Thể tích lỗ rỗng ở cấp độ macro ảnh hưởng đáng kể đến hệ số khuếch tán ion

Cl- của bê tông cụ thể:

- So sánh bê tông muội silic sử dụng tỷ lệ N/CKD là 0,30 và hàm lượng muội

silic 8% ở 28 ngày tuổi có thể tích lỗ rỗng macro là 53% và ở 6 tháng tuổi có thể tích lỗ rỗng macro là 25% thì hệ số khuếch tán ion Cl- tương ứng là 9,25x10-13 (m2/s) và 3,10x10-13 (m2/s), tức là giảm là 66,5%.

- So sánh bê tông muội silic sử dụng tỷ lệ N/CKD là 0,25, hàm lượng muội silic

10% ở 28 ngày tuổi có thể tích lỗ rỗng macro là 47% và ở 6 tháng tuổi có thể tích lỗ rỗng macro là 25% thì thì hệ số khuếch tán ion Cl- tương ứng là 4,51x10-13 (m2/s) và 4,03x10-13 (m2/s), tức là giảm 10,6%.

Như vậy có thể nói rằng thể tích lỗ rỗng macro ảnh hưởng nhiều đến sự dịch chuyển ion Cl- trong đá xi măng trên cơ sở hệ số khuếch tán giảm và độ bền thấm ion Cl- tăng. d. So sánh hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở thời điểm 28 ngày và

6 tháng tuổi.

- Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở thời điểm 28 ngày được tính bằng công thức thực nghiệm của Berke và Hisk thông qua điện lượng truyền qua mẫu

bê tông đo được từ thí nghiệm thấm nhanh bằng phương pháp điện lượng.

- Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở thời điểm 6 tháng được đo

trực tiếp bằng phương pháp điện di.

Tổng hợp kết quả và so sánh hệ số khuếch tán ion Cl- ở thời điểm 28 ngày và 6

tháng được mô tả ở Hình 3.15 dưới đây.

Bảng 3.35: Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông sau 28 ngày và sau 6 tháng

0MS 0,30N/CKD

TT Kí hiệu bê tông xi măng D28 (m2/s) D6 tháng (m2/s)

8MS 0,30N/CKD

1 3,61E-12 1,87E-12

10MS 0,25N/CKD

2 9,25E-13 3,10E-13

12MS 0,30N/CKD

3 4,51E-13 4,03E-13

10MS 0,35N/CKD

4 5,35E-13 4,84E-13

5 8,70E-13 5,13E-13

105

4.0E-12

3.5E-12

3.0E-12

) s / 2 m

2.5E-12

2.0E-12

1.5E-12

1.0E-12

5.0E-13

( n á t h c ế u h k ố s ệ H

0.0E+00

0MS 0.30N/CKD 8MS 0.30N/CKD

10MS 0.25N/CKD

12MS 0.30N/CKD

10MS 0.35N/CKD

Loại bê tông xi măng D28

Hình 3.15: Hệ số khuếch tán ion Cl- ở thời điểm 28 ngày và 6 tháng

Kết quả cho thấy, hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic ở thời điểm 6

tháng giảm so với thời điểm 28 ngày, cụ thể:

- Đối với bê tông sử dụng hàm lượng muội silic là 8%, tỷ lệ N/CKD là 0,30 có tỷ lệ giảm nhiều nhất. Hệ số khuếch tán ion Cl- ở thời điểm 6 tháng giảm 66,5% so với thời điểm 28 ngày.

- Đối với bê tông sử dụng hàm lượng muội silic là 12%, tỷ lệ N/CKD là 0,30 có tỷ lệ giảm ít nhất. Hệ số khuếch tán ở thời điểm 6 tháng giảm 9,5% so với thời điểm 28

ngày.

Kết quả này phù hợp với nhận xét ở trên về ảnh hưởng của thể tích lỗ rỗng trong

bê tông muội silic. Như vậy có thể rút ra nhận xét:

- Sau 06 tháng tuổi, thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic trở nên ổn định hơn so

với thởi điểm 28 ngày tuổi.

- Thể tích lỗ rỗng macro giảm, dẫn đến hệ số khuếch tán ion Cl- giảm, không có

sự biến đổi so với thời điểm 28 ngày tuổi.

- Vì những lý do trên, sử dụng bê tông ở 6 tháng tuổi để thực hiện thí nghiệm đo các chỉ tiêu độ bền của bê tông để xác định tuổi thọ của kết cấu sẽ cho kết quả ổn định, chính xác hơn. Nhận xét:

Từ các kết quả thí nghiệm cho thấy, hệ số khuếch tán của bê tông giảm theo thời gian do thể tích lỗ rỗng theo thời gian thay đổi theo hướng mịn đi. Thể tích lỗ

rỗng mao dẫn cấp độ macro của các bê tông sử dụng trong nghiên cứu giảm sau 6 tháng. Do vậy làm mất đi tính liên tục của hệ thống lỗ rỗng của bê tông làm giảm khả năng khuếch tán của ion Cl- trong bê tông. Kết quả này phù hợp với kết luận của (Kwon và các cộng sự, 2009; Thomas và Bamforth, 1999): sự khuếch tán và thẩm thấu

106

ion Cl- giảm theo thời gian. Nguyên nhân chính được chỉ ra là do độ xốp của bê tông hay độ rỗng của bê tông giảm dẫn đến tăng khả năng ngăn chặn sự xâm nhập của ion Cl-. 3.4.3. Phân tích tƣơng quan ảnh hƣởng lẫn nhau của các yếu tố thành phần tới

độ bền và thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic Từ số liệu thực nghiệm ở trên, luận án xây dựng ma trận tương quan giữa các yếu tố thành phần và các đại lượng đặc trưng cho độ bền thấm ion Cl- (điện lượng Q, hệ số khuếch tán ion Cl-), thể tích lỗ rỗng, cường độ chịu nén của bê tông muội silic. Qua đây có thể có được cái nhìn tổng quát về ảnh hưởng qua lại lẫn nhau giữa các yếu

tố thành phần cũng như các đặc tính của bê tông.

Ma trận tương quan sử dụng hằng số tương quan từ 0-1 và có các mức đánh giá

như sau:

Bảng 3.36: Các yếu tố liên quan đến độ bền thấm ion Cl- và thể tích lỗ rỗng

Hệ số tƣơng quan (r) 0 ± (0,01÷0,1) ± (0,1÷0,3) ± (0,3÷0,5) ± (0,5÷0,7) ± (0,7÷0,9) ± (0,9÷0,99) 1 Ý nghĩa Không có tương quan Tương quan không đáng kể Tương quan thấp (yếu) Tương quan trung bình Tương quan đáng kể (rõ nét) Tương quan chặt chẽ Tương quan rất chặt chẽ Tương quan hàm số

Hình 3.16: Ma trận tƣơng quan giữa các yếu tố thành phần và độ bền ion Cl-, thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic

107

Ma trận tương quan sử dụng hằng số tương quan từ 0-1 và có các mức đánh giá

như sau:

Từ Hình 3.16 và Bảng 3.36 có thể đưa ra một số phân tích như sau: - Hệ số khuếch tán ion Cl- (D) và điện lượng truyền qua bê tông (Q) có hệ số tương quan là 1 ứng với mức tương quan hàm số. Điều này phù hợp với các công thức thực nghiệm đã chứng minh trên thế giới.

- Hệ số khuếch tán ion Cl-, điện lượng truyền qua bê tông có hệ số tương quan với thành phần muội silic lần lượt là -0,95; -0,96 cho thấy các tương quan rất chặt chẽ với tỷ lệ nghịch. Khi muội silic tăng thì hệ số khuếch tán ion Cl- và điện lượng giảm và ngược lại. Hệ số tương quan giữa cường độ chịu nén và muội silic là 0,86 cho thấy tương quan chặt chẽ. Khi sử dụng nhiều muội silic thì cường độ chịu nén của bê tông tăng cao. Điều này phản ánh đúng vai trò của muội silic đối với đặc tính độ bền thấm ion Cl- của bê tông và đối với đặc tính cường độ chịu nén của bê tông.

- Tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic có hệ số tương quan là 0,006 cho thấy tương quan rất yếu. Có thể coi đây là hai yếu tố độc lập trong quá trình thiết kế, tính toán, phân tích ảnh hưởng giữa các yếu tố tới độ bền của bê tông.

Ma trận tương quan còn có thể sử dụng để đánh giá ảnh hưởng qua lại giữa các

đặc tính độ bền lẫn nhau:

Hệ số tương quan giữa cường độ chịu nén và hệ số khuếch tán ion Cl-, độ thấm ion Cl- lần lượt là -0,75 và -0,74 cho thấy các yếu tố này có sự tương quan ở mức độ chặt chẽ lẫn nhau nhưng tỷ lệ nghịch. Khi cường độ chịu nén tăng thì hệ số khuếch tán ion Cl-, độ thấm ion Cl- giảm và ngược lại. Nhận xét này cũng phù hợp với đặc tính của bê tông chất lượng cao sử dụng muội silic. 3.5. Xây dựng phƣơng pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ

bền

3.5.1. Phƣơng pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền

Trên cơ sở phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic theo Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 về Bê tông cường độ cao – Thiết kế mẫu hình trụ, kết hợp với 02 phương trình hồi quy mô tả mối quan hệ giữa đặc tính cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- và các yếu tố thành phần (tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic), NCS đưa ra phương thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền như sau: Bƣớc 1: Lựa chọn độ sụt và cƣờng độ nén trung bình yêu cầu a. Cƣờng độ chịu nén trung bình yêu cầu

- Cường độ chịu nén trung bình yêu cầu của bê tông muội silic được xác định theo nội dung hướng dẫn của Tiêu chuẩn TCVN 10306 : 2014. Tiêu chuẩn ACI 318 cho phép lựa chọn thành phần hỗn hợp bê tông theo kinh nghiệm thực tế hoặc các mẻ trộn thử trong phòng thí nghiệm. Để đạt được cường độ chịu nén đặc trưng thì bê tông cần phải được tính toán tỉ lệ sao cho cường độ chịu nén trung bình ngoài thực tế lớn hơn cường độ chịu nén đặc trưng f’c bằng một giá trị đủ lớn để xác suất của các kết quả không đạt là nhỏ.

108

Khi lựa chọn thành phần hỗn hợp dựa vào kinh nghiệm thực tế thì giá trị cường

độ chịu nén trung bình yêu cầu f’cr được lấy giá trị lớn hơn trong 2 công thức sau :

(3.4)

(3.5)

Trong đó s là độ lệch tiêu chuẩn, đơn vị MPa. Bê tông muội silic sử dụng xác suất là 1 trong 100 các thí nghiệm cường độ nén riêng lẻ sẽ nhỏ hơn 90% so với cường độ đặc trưng. Độ lệch chuẩn có thể tự chọn trong khoảng 5 – 6 MPa.

Khi không xác định được độ lệch chuẩn thì cường độ chịu nén trung bình yêu cầu

được tính theo công thức sau:

(3.6)

- Việc xác định cấp cường độ bê tông sử dụng trong môi trường biển phụ thuộc vào vị trí xây dựng, mức độ xâm thực của môi trường. Do đó, cấp cường độ bê tông được xác định theo Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017 về Kết cấu bê tông và Bê tông cốt thép – Yêu cầu chung về thiết kế độ bền lâu và tuổi thọ trong môi trường xâm thực ở Bảng 3.61 như sau:

Bảng 3.37: Yêu cầu tối thiểu về bê tông chống ăn mòn trong môi trƣờng biển

Loại môi trƣờng và mức độ xâm thực Tên chỉ tiêu XS1 XS2 XS3

Tỷ lệ N/CKD lớn nhất 0,45 0,4 0,4

Cấp độ bền chịu nén nhỏ nhất B35 B45 B45

Mác theo cường độ chịu nén nhỏ nhất 45 60 60

Độ sụt được lựa chọn theo hướng dẫn của Bảng 3.9 theo hướng dẫn của Tiêu

Quy định trên mới chỉ đáp ứng yêu cầu tăng cường độ bền cho công trình nhưng chưa đáp ứng yêu cầu về tuổi thọ của kết cấu khi bị xâm thực do ion Cl- gây ra. Do đó cần sử dụng thêm Tiêu chuẩn CSA A23.1/.2-2004 của Canada để có thêm các tiêu chuẩn về độ thấm ion Cl- đáp ứng yêu cầu về độ bền (được trình bày ở Bước 5). b. Độ sụt chuẩn TCVN 10306:2014

Dựa vào cường độ yêu cầu xác định ở Bước 1, cỡ hạt danh định được kiến nghị

Độ sụt thi công của bê tông được lựa chọn tùy thuộc vào công nghệ thi công, kết cấu thi công. Do bê tông muội silic là loại bê tông sử dụng phụ gia hóa dẻo có tính giảm nước cao, lại sử dụng trong các công trình vùng khí hậu biển nên độ sụt thường lựa chọn từ 8 – 10 cm (sau khi trộn phụ gia). Bƣớc 2. Lựa chọn cỡ hạt danh định của cốt liệu sử dụng theo Bảng 3.10.

109

Căn cứ vào cường độ, đặc tính, kích thước hạt lớn nhất và mô đun độ lớn của

Bƣớc 3. Lựa chọn tối ƣu lƣợng cốt liệu thô cốt liệu nhỏ, lựa chọn thể tích của cốt liệu thô đã lèn chặt theo Bảng 3.11. Bƣớc 4. Tính toán lƣợng nƣớc và không khí Khối lượng nước trên một đơn vị thể tích bê tông cần thiết để tạo ra một độ sụt xác định phụ thuộc vào lượng xi măng và loại phụ gia giảm nước được áp dụng. Lượng nước dự tính ban đầu được lấy như Bảng 3.12. Bƣớc 5. Lựa chọn độ thấm ion Cl- Hiện nay, ở Việt Nam chưa có tiêu chuẩn quy định về độ thấm ion Cl-. Do đó, luận án đề xuất sử dụng Tiêu chuẩn CSA A23.1/.2-2004 của Canada làm cơ sở lựa chọn độ thấm ion Cl- và được quy định cụ thể dưới đây. Bảng 3.38: Yêu cầu độ thấm ion Cl- của bê tông trong vùng phơi nhiễm theo Tiêu

chuẩn CSA A23.1/.2-2004 [141]

Loại môi trƣờng và mức độ xâm thực

Tên chỉ tiêu C-2 C-1 C-XL

Độ thấm ion clo

theo ASTM C1202 Không yêu cầu < 1500 Cu lông < 1000 Cu lông

Dựa vào cường độ thiết kế và độ thấm được lựa chọn từ Bước 1 và 5, từ công

Từ kết quả tỷ lệ N/CKD và khối lượng nước ở Bước 4, khối lượng chất kết dính

C-2: Bê tông cốt thép không chịu lực phơi nhiễm ion Cl- C-1: Bê tông cốt thép chịu lực phơi nhiễm trong môi trường clo có các bộ phận của công trình biển nằm trong thủy triều và tóe nước; bê tông phơi nhiễm bụi nước, bể bơi nước muối. C-XL: Bê tông cốt thép chịu lực phơi nhiễm trong môi trường clo hoặc môi trường khắc nghiệt với mong đợi tính năng độ bền lâu cao hơn C-1. Bƣớc 6: Xác định tỷ lệ N/CKD và hàm lƣợng muội silic thức (3.1) và (3.2) ở trên, xác định được tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic. Bƣớc 7: Xác định lƣợng xi măng và muội silic được xác định theo công thức sau:

(3.7)

Biết rằng chất kết dính bao gồm xi măng và muội silic, do đó sau khi xác định

được khối lượng chất kết dính, lượng muội silic được tính theo công thức:

(3.8)

Khối lượng xi măng được tính theo công thức:

(3.9)

Bƣớc 8: Xác định khối lƣợng cốt liệu hạt nhỏ (cát)

110

Thể tích cốt liệu hạt nhỏ được xác định bằng 1 m3 trừ đi thể tích chất kết dính,

lượng nước, không khí và cốt liệu thô hạt lớn (đá) theo công thức sau:

(3.10)

Trong đó: Vc : thể tích của cát

Vn: thể tích nước Vkk: thể tích không khí

: khối lượng riêng của xi măng (3,1 g/cm3)

: khối lượng riêng của muội silic (2,2 g/cm3)

: khối lượng riêng của đá (2,74 g/cm3)

Thành phần hạt của cát thỏa mãn yêu cầu đối với cốt liệu thô nhỏ theo tiêu

chuẩn TCVN 7570 : 2006.

Bƣớc 9. Xác định khối lƣợng phụ gia siêu dẻo

Phụ gia siêu dẻo là thành phần không thể thiếu trong bê tông cường độ cao. Khi

sử dụng phụ gia siêu dẻo lượng nước có thể giảm từ 12% - 20%. Có thể sử dụng phụ

gia siêu dẻo vào hỗn hợp mà không cần điều chỉnh lại thành phần để cải thiện tính

công tác của bê tông. Lượng phụ gia sử dụng được lấy theo chỉ dẫn của nhà sản xuất

và các thí nghiệm xác định độ sụt. Theo khuyến cáo của nhà sản xuất, lượng phụ gia

có thể lấy trong khoảng 0,5 – 2,0 lít/100kg xi măng và có thể lấy nhiều hơn tùy theo

yêu cầu về độ sụt và đặc tính của kết cấu. Trong phạm vi nghiên cứu, luận án đưa ra

lượng phụ gia trong khoảng từ 1,5 – 2,0 lít/100 kg xi măng.

Bƣớc 10. Điều chỉnh lại thành phần các mẻ trộn

Nếu các tính chất mong muốn của bê tông không đạt được thì tỉ lệ thành phần

hỗn hợp thử ban đầu nên được điều chỉnh theo những hướng dẫn sau để đạt được đặc

tính mong muốn:

 Trường hợp không đảm bảo độ sụt: Nếu độ dụt ban đầu của hỗn hợp thử

không nằm trong phạm vi yêu cầu thì có thể điều chỉnh tăng hoặc thay đổi loại phụ gia

siêu dẻo nhằm tăng độ sụt cho hỗn hợp bê tông.

 Trường hợp không đảm bảo cường độ chịu nén: Kiểm tra lại hàm lượng nước

ở Bước 4 và tỷ lệ N/CKD ở Bước 6. Nếu vẫn không cải thiện thì xem xét lại mức độ

thích hợp của các loại vật liệu đã sử dụng.

 Trường hợp không đảm bảo độ thấm ion Cl-: Kiểm tra lại hàm lượng muội

silic và tính toán khối lượng muội silic ở các Bước 6, 7.

Bƣớc 11. Lựa chọn các tỉ lệ pha trộn tối ƣu

111

Khi các tỉ lệ trộn thử nghiệm đã được điều chỉnh để tạo ra tính công tác, các đặc tính về cường độ, độ thấm ion Cl- như mong muốn và giá thành phù hợp. Các thí nghiệm cường độ cần được chế tạo từ các mẻ trộn thử có điều kiện giống như ở hiện

trường theo các yêu cầu của ACI 318. Việc chuẩn bị các mẻ trộn và mẫu thử sẽ được

đánh giá tốt hơn khi mà kích cỡ mẻ trộn thử với thiết bị, quy trình như trong điều kiện thực tế áp dụng. Cường độ chịu nén trung bình, độ thấm ion Cl- trung bình của lô mẫu không nhỏ hơn cường độ chịu nén trung bình, độ thấm ion Cl- trung bình yêu cầu dùng lựa chọn thành phần.

 Phạm vi ứng dụng của phƣơng pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền (độ bền chống thấm ion Cl-) trong nghiên cứu:

- Cường độ chịu nén: 60 MPa - 85 MPa - Độ thấm ion Cl- : 100 Cu lông - 1000 Cu lông.

3.5.2. Phân bố xác suất của hàm mục tiêu thiết kế bê tông theo các yếu tố thành

phần

Khi thiết kế thành phần bê tông xi măng người ta thường quan tâm nhiều đến

phương pháp thiết kế thực nghiệm, và thường là các yếu tố bất định đến với quá trình

thiết kế, trong nghiên cứu này tính toán được xác suất để đạt được cần thiết trong quá

trình thiết kế cân bằng giữa yếu tố độ bền và cường độ.

Căn cứ vào kết quả thực nghiệm và phân bố của hàm thực nghiệm đối với yêu cầu kỹ thuật là độ thấm điện lượng ion Cl- theo phương pháp thấm nhanh, hàm phân phối xác suất của 3 loại bê tông sử dụng với hàm lượng muội silic khác nhau là 8%,

10% và 12% được trình bày trong Hình 3.12. Kết quả nghiên cứu cho thấy yếu tố điện

lượng, bê tông đạt được càng nhỏ càng tốt do đó ta lấy điểm phân vị xác xuất là 95%

tương ứng với 3 loại bê tông trên có kết quả thấm điện lượng lần lượt nhỏ hơn 220

Culông đối với bê tông muội silic mức 12%, nhỏ hơn 330 Culông đối với bê tông 10%

muội silic và nhỏ hơn 445 Culông đối với bê tông 8% muội silic. Mức này là tiêu chí

cơ bản có thể kết hợp với tính tuổi thọ của kết cấu bê tông cốt thép để đưa ra được tuổi

thọ tương ứng với mức xác suất được định trước.

Căn cứ vào kết quả thực nghiệm và phân bố của hàm thực nghiệm đối với yêu

cầu kỹ thuật là cường độ chịu nén, hàm phân phối xác suất của 3 loại bê tông sử dụng

với hàm lượng muội silic khác nhau là 8%, 10% và 12% thể hiện ở Hình 3.19. Kết quả

nghiên cứu cho thấy: với yếu tố cường độ chịu nén thì bê tông đạt được càng lớn càng

tốt, do đó ta lấy điểm phân vị xác xuất là 5% tương ứng với 3 loại bê tông trên có kết

quả cường độ lần lượt lớn hơn 46 MPa đối với bê tông muội silic mức 8%; lớn hơn

48,5 MPa đối với bê tông 12% muội silic và lớn hơn 50 MPa đối với bê tông 10%

muội silic.

112

Hình 3.17: Phân bố xác suất của độ thấm ion Cl- đối với các loại bê tông.

Hình 3.18: Phân bố xác suất của cƣờng độ đối với các loại bê tông.

Kết quả mức tương ứng để đạt được cường độ cao ở mức phân vị như nhau cho

thấy bê tông dùng 10% muội silic là tốt nhất, kết quả thí nghiệm trên một lần nữa cho

thấy rằng để đạt được yêu cầu về cường độ đặc trưng như đặt ra của bài toán thì cường

độ bê tông chỉ cần đạt từ 50MPa đã có thể đáp ứng được các yêu cầu thiết kế. Như vậy

có thể thấy căn cứ vào mức xác xuất cũng như yêu cầu điểm phân vị cho từng yếu tố

kỹ thuật để đưa ra yêu cầu kỹ thuật trước cho công tác thiết kế, đáp ứng được điều kiện

cân bằng. Và thiết kế theo phương pháp xác suất cho phép chúng ta đưa ra mức xác

suất tương ứng cho tính toán tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép.

Kết quả nghiên cứu ở trên cho thấy:

113

- Ứng với mức xác suất có độ tin cậy 90%, khi sử dụng hàm lượng muội silic là 8% thì độ thấm ion Cl- đạt giá trị nhỏ hơn 445 Cu lông và cường độ chịu nén lớn hơn 46 MPa.

- Ứng với mức xác suất có độ tin cậy 90%, khi sử dụng hàm lượng muội silic là 10% thì độ thấm ion Cl- đạt giá trị nhỏ hơn 330 Cu lông và cường độ chịu nén lớn hơn 50 MPa.

- Ứng với mức xác suất có độ tin cậy 90%, khi sử dụng hàm lượng muội silic là 8% thì độ thấm ion Cl- đạt giá trị nhỏ hơn 220 Cu lông và cường độ chịu nén lớn hơn 48,5 MPa. 3.5.3. Thiết kế bê tông muội silic theo yêu cầu cƣờng độ chịu nén đặc trƣng (f’c = 60 MPa)

Từ các phương trình (3.1), (3.2), Luận án tiến hành xác định khoảng giá trị của các yếu tố thành phần bao gồm tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic của bê tông để đạt được yêu cầu cường độ chịu nén đặc trưng (f’c) lớn hơn 60 MPa và có độ thấm ion Cl- nhỏ hơn 1000 Cu lông.

Do các loại bê tông muội silic khảo sát trong phạm vi của luận án đều có độ thấm ion Cl- đạt mức nhỏ hơn 1000 Cu lông nên thiết kế bê tông đạt yêu cầu như trên trở thành bài toán xác định khoảng giá trị tối ưu để đạt được cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa.

Theo Tiêu chuẩn TCVN 10306:2014 – Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần mẫu hình trụ [11], cường độ chịu nén đặc trưng của bê tông được xác định theo công thức (3.6). Từ các phương trình (3.1), (3.2) và công thức (3.6) xây dựng được đồ thị mô tả quan hệ giữa cường độ chịu nén đặc trưng, độ thấm ion Cl- (thông qua điện lượng truyền qua bê tông) và tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic của bê tông ở các Hình 3.19, 3.20, 3.21 dưới đây.

 Trƣờng hợp sử dụng 8% muội silic

Hình 3.19: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cƣờng độ chịu nén đặc trƣng, điện lƣợng truyền qua bê tông khi sử dụng 8% muội silic

114

Bê tông chứa 8% muội silic đạt cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa khi sử dụng tỷ lệ N/CKD nhỏ hơn 0,26. Trong trường hợp này, điện lượng truyền qua bê tông đạt giá trị nhỏ hơn 130 Cu lông (Hình 3.19).  Trƣờng hợp sử dụng 10% muội silic

Hình 3.20: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cƣờng độ chịu nén đặc trƣng, điện lƣợng truyền qua bê tông khi sử dụng 10% muội silic

Bê tông chứa 10% muội silic đạt cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa khi sử dụng tỷ lệ N/CKD nhỏ hơn 0,275. Trong trường hợp này, điện lượng truyền qua bê tông đạt giá trị nhỏ hơn 123 Cu lông (Hình 3.20).  Trƣờng hợp sử dụng 12% muội silic

Hình 3.21: Mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD và cƣờng độ chịu nén đặc trƣng, điện lƣợng truyền qua bê tông khi sử dụng 12% muội silic

115

Bê tông chứa 12% muội silic đạt cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa khi sử dụng tỷ lệ N/CKD nhỏ hơn 0,27. Trong trường hợp này, điện lượng truyền qua bê tông đạt giá trị nhỏ hơn 91 Cu lông (Hình 3.21). Nhận xét: Từ các nhận xét ở trên cho thấy, khi thiết kế thành phần bê tông muội silic để đạt được cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa và độ thấm ion Cl- thấp (điện lượng truyền qua bê tông nhỏ hơn 1000 Cu lông) cần lựa chọn hàm lượng muội silic trong khoảng từ 8% - 12% và tỷ lệ N/CKD từ 0,25 tới 0,26. 3.6. Kết luận Chƣơng 3 Dựa trên kết quả thí nghiệm, tiến hành phân tích ảnh hưởng của các yếu tố thành phần là tỷ lệ N/CKD và hàm lượng muội silic tới đặc tính cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl-, hệ số khuếch tán ion Cl- giữa các cấp phối bê tông sử dụng muội silic và không sử dụng muội silic theo phương pháp Taguchi. Các kết quả nghiên cứu ban đầu rút ra như sau:

- Cường độ chịu nén của bê tông tăng lên khi hàm lượng muội silic tăng từ 8% - 10%, nhưng lại giảm đi khi hàm lượng muội silic tăng từ 10% - 12%. Cường độ chịu nén của bê tông muội silic đạt giá trị lớn nhất là 84,5 MPa khi hàm lượng muội silic là 10% và tỷ lệ N/CKD là 0,25. Kết quả này đã tương đồng với kết quả nghiên cứu của Berke [55], Durning và Hicks [69].

- Độ thấm ion Cl- và hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông giảm đi khi hàm lượng muội silic tăng và khi tỷ lệ N/CKD tăng. Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông nhỏ nhất khi sử dụng hàm lượng muội silic là 12% và tỷ lệ N/CKD = 0,25.

- Phương trình quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic với các đặc tính về cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic được đề xuất như sau:

(3.1)

(3.2)

Từ hai phương trình hồi quy (3.1) (3.2), Luận án đã xây dựng phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền (độ bền thấm ion Cl-) gồm 11 bước.

- Khi thiết kế thành phần bê tông muội silic để đạt được cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa và độ thấm ion Cl- thấp (điện lượng truyền qua bê tông nhỏ hơn 1000 Cu lông) cần lựa chọn hàm lượng muội silic trong khoảng từ 8% - 12% và tỷ lệ N/CKD trong khoảng 0,25 - 0,26.

Từ lựa chọn 05 cấp phối bê tông trong đó có 01 cấp phối không sử dụng muội silic làm đối chứng để thí nghiệm xác định thể tích lỗ rỗng bằng các phương pháp

116

đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp phụ N2, phương pháp xác định độ rỗng theo tiêu chuẩn ASTM C642-13 và thí nghiệm xác định hệ số khuếch tán ion Cl- bằng phương pháp điện di nhanh tại các thời điểm 28 ngày và 6 tháng. Kết quả cho thấy:

- Phương pháp điện di nhanh có thể sử dụng đo trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông giúp giảm thiểu sự sai số trong quá trình tính toán khi sử dụng các công thức thực nghiệm tính toán hệ số khuếch tán ion Cl- từ giá trị điện lượng truyền qua bê tông.

- Kết quả thí nghiệm xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic và bê tông không sử dụng muội silic ở thời điểm 28 ngày và 06 tháng cho thấy, thể tích lỗ rỗng mao dẫn đều tăng lên theo thời gian ở các cấp độ micro, meso và giảm đi ở cấp độ macro. Thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic được phân bố lại theo thời gian theo hướng nhỏ đi. Sự thay đổi về thể tích lỗ rỗng ảnh hưởng tới quá trình khuếch tán ion Cl- trong bê tông theo hướng giảm đi. Thể tích lỗ rỗng ở các cấp độ micro, meso giảm đi khiến cho hệ số khuếch tán ion Cl- trong bê tông giảm đi, cũng như độ bền chống thấm ion Cl của bê tông tăng lên. Kết quả này cũng tương đồng với nhận xét của Ahmed Zeraoui, Walid Maherzi, Mahfoud Benzerzour and Nor-Edine Abriak [46]; Min-Hong Zhang và Odd. E. Gjorv [138].

117

CHƢƠNG 4. ỨNG DỤNG THIẾT KẾ BÊ TÔNG MUỘI SILIC CHO KẾT CẤU TRỤ CẦU Ở KHU VỰC BIỂN HẢI PHÒNG

Thực tế cho thấy, hiện nay các công trình xây dựng ở khu vực biển đặc biệt những kết cấu ở vùng thủy triều lên xuống, vùng sóng đánh ở Việt Nam được xây dựng chủ yếu bằng bê tông sử dụng thành phần xi măng bền sun phát. Tuy nhiên thực tế cho thấy, các loại phụ gia bền sulfat không có tác dụng nhiều đối với việc chống lại hiện tượng ăn mòn cốt thép do thấm ion Cl- gây ra.

Hiện nay theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 12041: 2017, bê tông khi sử dụng cho các kết cấu bê tông, bê tông cốt thép trong khu vực biển cần phải thỏa mãn được yêu cầu về cường độ và tuổi thọ sử dụng của kết cấu theo quy định. Các loại bê tông muội silic mới sử dụng có cường độ nén đặc trưng trên 60 MPa, độ thấm ion Cl- thấp hơn 1000 Cu lông do đó hoàn toàn có thể sử dụng làm kết cấu bê tông, bê tông cốt thép cho các công trình khu vực biển. Luận án lựa chọn tiến hành phân tích, đánh giá hiệu quả kinh tế, kỹ thuật, môi trường khi sử dụng các loại bê tông muội silic dùng cho kết cấu bệ trụ tháp của cầu tại khu vực biển Hải Phòng, là bộ phận chịu ảnh hưởng của sóng đánh (có yếu tố xâm thực cao nhất).

Theo Tuutti [127], tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép gồm hai giai đoạn kế tiếp nhau : giai đoạn khởi đầu ăn mòn và giai đoạn lan truyền ăn mòn. Theo Tiêu chuẩn TCVN 12041: 2017, yêu cầu tuổi thọ sử dụng (bao gồm giai đoạn khởi đầu ăn mòn và lan truyền ăn mòn) đối với công trình cầu là 100 năm. Tuy nhiên trong phạm vi Luận án, NCS lựa chọn tính toán thiết kế để thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu đạt 100 năm, nhằm đáp ứng yêu cầu về kinh tế. Từ đó làm cơ sở cho việc đề xuất sử dụng bê tông muội silic trong các công trình khu vực biển Hải Phòng. 4.1. Giới thiệu về kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng

- Cấp công trình: Công trình cấp đặc biệt (đáp ứng yêu cầu chiều cao trụ tháp lớn hơn 50 m theo Thông tư 06/2021/TT-BXD về phân cấp xây dựng công trình xây dựng và hướng dẫn áp dụng trong quản lý hoạt động đầu tư xây dựng).

- Quy mô công trình: Cầu xây dựng vĩnh cửu bằng Bê tông cốt thép & Bê tông

cốt thép dự ứng lực.

- Theo thiết kế công trình bao gồm các trụ tháp, trụ biên. Tuy nhiên trong tổng số các trụ, chỉ có 3 trụ là những trụ chính được thi công ở ngoài biển. Do đó, trong phạm vi nghiên cứu của luận án sẽ sử dụng các thông số kỹ thuật của một trong 3 trụ chính ở phần bệ trụ (đặc trưng cho cấu kiện sóng đánh) để tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn. 4.1.1. Bệ trụ

Kích thước L=72m. + Chiều dài bệ móng: B=20m. + Chiều rộng bệ móng: + Chiều cao bệ móng: H=5m. + Bệ thon vát về phía thượng lưu.

118

+1.00m. + Cao độ đáy bệ:

Vật liệu sử dụng chế tạo bệ trụ là bê tông cốt thép trong đó thành phần chất kết

4.1.2. Vật liệu sử dụng dính là xi măng Poóc lăng không sử dụng phụ gia khoáng. 4.1.3. Đặc điểm khu vực biển Hải Phòng 4.1.3.1. Điều kiện khí hậu

Khu vực biển Hải Phòng mang đặc điểm chung của khí hậu miền Đông Bắc Việt Nam. Đó là chế độ khí hậu miền núi duyên hải ven biển và nhiệt đới nóng ẩm. Do ảnh hưởng của hoàn lưu gió mùa Đông Nam nên khí hậu khu vực được phân hoá thành hai mùa. Mùa hè nóng ẩm gần trùng với mùa mưa, gió thịnh hành là gió Đông Nam. Mùa đông lạnh giá gần trùng với mùa khô, ít mưa, gió thịnh hành là gió Đông Bắc. Tương ứng từng mùa có sự khác nhau về nhiệt độ, lượng mưa và độ ẩm. Vì địa hình kéo dài theo bờ biển nên khí hậu của thành phố Hải Phòng chịu sự chi phối mạnh mẽ của biển, nhiệt độ tương đối ôn hoà. Mùa đông nhiệt độ cao hơn và mùa hè nhiệt độ thấp hơn các khu vực nằm sâu trong đất liền. Tuy nhiên, do trực tiếp chịu ảnh hưởng của bão, sự biến động lớn trong chế độ mưa cũng là những nguyên nhân gây úng ngập, ảnh hưởng đến sản xuất nông nghiệp.

Các đặc trưng khí hậu chính trong khu vực được phân tích dựa trên số liệu khí

tượng đo lại các trạm khí tượng:

Bảng 4.1: Các đặc trƣng khí hậu chỉnh do tại các trạm khí tƣợng [44]

Quận, Tỉnh, thành Trạm Kinh độ Vĩ độ Cao độ (m) Huyện

Q. Kiến An Phù Liễn 106,63 112,41 20,80 TP. Hải Phòng Q. Đồ Sơn Hòn Dấu 106,80 20,67 0

Uông Bí Uông Bí 106,75 21,03 4 Quảng Ninh Cửa Ông Cửa Ông 107,35 21,02 60

4.1.3.2. Nhiệt độ

Nhiệt độ trung bình toàn vùng hàng năm từ 22.5oC – 23.5oC, biên độ nhiệt theo mùa trung bình 6-7oC, biên độ nhiệt ngày, đêm khá lớn, trung bình 9-11oC. Nhiệt độ trung bình thấp nhất vào tháng 1, khoảng 15-16oC; nhiệt độ trung bình cao nhất vào tháng 7, khoảng 28.5oC. Nhiệt độ thấp nhất tuyệt đối ghi tại Uông Bí là 1.1oC, tại Hồng Gai là 1.7oC; nhiệt độ cao nhất tuyệt đối ghi tại Phù Liễn là 41.5oC, tại Cửa Ông là 38.8oC. 4.1.3.3. Độ ẩm

Khu vực Hải Phòng có độ ẩm ương đối cao, trung bình năm khoảng 82% - 83%. Thời kỳ ẩm ướt nhất là các tháng 2, 3 và 4, độ ẩm trung bình của các tháng này có thể lên tới 90% – 91%. Thời kỳ khô nhất là các tháng 11, 12 đầu mùa đông, độ ẩm trung bình dưới 78%. 4.1.3.4. Gió

119

Đối với thành phố Hải Phòng, hướng gió thay đổi theo mùa rõ rệt hơn. Vào mùa đông, gió thường thổi tập trung theo hai hướng: Đông Bắc hoặc Bắc. Vào mùa hạ, gió thường thổi theo hướng Đông Nam hoặc hướng Nam. Tốc độ gió trung bình năm khoảng 3.0 m/s. Tốc độ gió mạnh nhất thường xảy ra vào mùa hạ, trong cơn bão, tốc độ gió có thể đạt tới trên 40 m/s. Mùa đông khi có gió mùa tràn về, gió giật cũng có thể đạt tới 20 m/s.

Bảng 4.2: Thống kê đặc trung số liệu một số trạm khí tƣợng [44]

Tháng 1 2 4 6 8 5 7 9 10 11 12 Năm

3 Nhiệt độ không khí trung bình hàng tháng và năm (oC)

Phù Liễn 16,3 17,0 19,4 23,1 26,6 28,2 28,4 26,9 24,7 21,5 18,1 23,2 27,8

Hòn Dấu 17,1 17,3 19,5 23,2 27,1 28,8 29,2 27,8 25,8 22,6 19,1 23,8 28,6

Uông Bí 16,7 17,8 20,2 23,9 27,2 28,7 28,8 27,2 25,0 21,5 18,0 23,6 28,2

Cửa Ông 15,5 16,3 19,0 23,0 26,7 28,2 28,5 26,9 24,6 21,0 17,3 22,9 27,9

85,3

201,6

238,1

353,0 257,1 136,3 43,0 22,8 1679,3

Lượng mưa trung bình tháng và năm (mm)

88,3

202,6

277,7

313,8

360,7 229,5 97,2 33,5 20,1 1715,7

Phù Liễn 28,0 27,4 48,5

92,6

196,5

312,1

414,9

504,8 346,7 156,3 52,6 22,1 2213,0

Uông Bí 24,6 23,6 44,2

70,0

151,8

194,3

209,0

337,1 288,2 148,4 42,4 19,4 1546,6

Cửa Ông 35,0 29,4 50,1

Hòn Dấu 24,7 21,5 39,7

Độ ẩm tương đối của không khí trung bình tháng và năm (%)

Phù Liễn 15,7 17,1 20,5 25,5 30,2 32,6 33,1 32,8 30,0 24,9 20,0 16,6 24,9

Uông Bí 15,5 17,0 20,6 25,5 29,8 32,3 32,9 32,6 29,6 24,6 19,2 15,9 24,6

Cửa Ông 14,6 16,0 19,5 24,4 29,0 31,7 32,4 31,7 28,8 24,1 19,0 15,6 23,9

Hòn Dấu 16,3 17,3 20,4 25,5 31,0 33,7 34,2 33,5 30,9 26,0 21,1 17,6 25,6

4.1.3.5. Đặc điểm hải vân

Thuỷ triều ở khu vực biển Hải Phòng có đặc điểm chế độ nhật triều thuần nhất với biên độ dao động lớn. Tại Hòn Dấu triều có chu kỳ trung bình 24h45’, thời gian triều dâng và triều rút gần bằng nhau. Tính chất nhật triều thể hiện trong một ngày xuất hiện một đỉnh chiều và một chân triều dao động đều đặn. Trung bình một tháng có hai kỳ nước lớn với biên độ dao động từ 2.0 – 4.0 m. Trong thời kỳ nước kém, tính chất nhật triều có giảm đi, đồng thời xuất hiện tính chất bản nhật triều duy trì trong khoảng 2 – 3 ngày.

120

4.2. Thiết kế thành phần bê tông muội silic cho kết cấu trụ cầu ở khu vực biển

Hải Phòng Trong phạm vi nghiên cứu, luận án sử dụng các loại bê tông gồm 09 cấp phối sử dụng muội silic và 01 cấp phối không sử dụng muội silic để tính toán, đánh giá thời gian khởi đầu ăn mòn của công trình ở khu vực biển Hải Phòng.

Từ các kết quả đo cường độ chịu nén và độ thấm ion Cl- của bê tông ở Chương 3, so sánh với yêu cầu sử dụng của kết cấu ở vùng thủy triều theo các tiêu chuẩn của Việt Nam và nước ngoài, được trình bày ở Bảng 4.3.

Bảng 4.3: So sánh đặc tính cƣờng độ chịu nén, độ bền thấm ion Cl- của bê tông muội silic với yêu cầu sử dụng của kết cấu ở vùng thủy triều

8MS 0.25N/CKD 10MS 0.25N/CKD 12MS 0.25N/CKD 8MS 0.30N/CKD 10MS 0.30N/CKD 12MS 0.30N/CKD 8MS 0.35N/CKD 10MS 0.35N/CKD 12MS 0.35N/CKD 0MS 0.30N/CKD

80,2 84,5 83,2 68,5 72,4 71,1 61,2 65,3 63,2 55,5

107,11 90,00 82,22 211,44 151,11 110,22 250,00 196,67 140,00 1070,00

0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,30

TCVN 9346:2012

Loại bê tông Tỷ lệ N/CKD Rn (MPa) Mẫu trụ 150 x 300 mm Cấp chống thấm theo TCVN 3116 : 1993 Thấm ion Cl- theo TCVN 9337 : 2012

TCVN 9139:2012

M40 (Mác 50MPa)

Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Không thấm Cấp chống thấm B12 Cấp chống thấm từ W10-W12

TCVN 12041:2017

B45 (60 MPa)

N/CKD <0,4

Yêu cầu đối với bê tông vùng thủy triều

50 MPa ở 56 ngày

Tiêu chuẩn Canada CSA A23,1:2004

Thấm ion clo theo ASTM C1202 <1000 cu lông

Rn (MPa) Quy đổi về mẫu lập phƣơng 150 x 150 x 150 mm 96,2 101,4 99,8 82,2 86,9 85,3 73,4 78,4 75,8 66,6 Mác BT 50 MPa

Từ bảng Bảng 4.3, so sánh đặc tính cường độ chịu nén, độ bền thấm ion Cl- của

bê tông muội silic với yêu cầu sử dụng của kết cấu ở vùng thủy triều cho thấy:

Các loại bê tông sử dụng muội silic và bê tông không sử dụng muội silic (mẫu đối chứng) đều thỏa mãn điều kiện về cường độ chịu nén, tuy nhiên đối với bê tông đối chứng không sử dụng muội silic không đáp ứng yêu cầu về độ thấm ion Cl- theo tiêu chuẩn của Canada (dưới 1000 Cu lông). Do vậy, sử dụng bê tông muội silic ở các công

121

trình, kết cấu khu vực biển là hoàn đáp ứng được các yêu cầu về cường độ chịu nén và độ bền thấm ion Cl-. 4.3. Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng Đối với các kết cấu bê tông cốt thép trong công trình ở khu vực biển, độ bền thấm ion Cl- của bê tông giữ vai trò quan trọng nhất do hiện tượng khuếch tán ion Cl- từ môi trường gây ra hiện tượng ăn mòn bê tông, phá hủy cốt thép trong. Đây là nguyên nhân phổ biến, diễn ra trong thời gian ngắn, gây suy giảm tuổi thọ của các công trình, kết cấu bê tông – bê tông cốt thép ở khu vực biển. Theo mô hình xâm nhập ion Cl-, khi nồng độ ion Cl- trên bề mặt cốt thép đạt đến giá trị ngưỡng nồng độ tới hạn sẽ gây ra hiện tượng ăn mòn. Theo Tuutti [127], tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép gồm hai giai đoạn kế tiếp nhau: Giai đoạn khởi đầu ăn mòn (t1) và giai đoạn lan truyền ăn mòn (t2). Tuy nhiên, trong thực tế, thời gian khởi đầu ăn mòn ở các công trình ven biển khoảng 15-30 năm. Do vậy, luận án lựa chọn tính toán thiết kế thành phần bê tông để thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu đạt 100 năm, đáp ứng yêu cầu về kinh tế, giảm thiểu chi phí duy tu, sửa chữa. Trong phạm vi nghiên cứu của luận án, NCS sử dụng phần mềm Life-365 để sử dụng làm công cụ tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu bệ trụ tại khu vực biển Hải Phòng. 4.3.1. Cơ sở lý thuyết tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu công trình bằng phần mềm Life-365 4.3.1.1. Giới thiệu phần mềm Life-365 [88] Life-365 được phát triển bởi Hội đồng phát triển chiến lược Hoa Kỳ (SDC) bao gồm các thành viên là các các công ty xây dựng hay các hiệp hội xây dựng của Hoa Kỳ như Master Builder, hiệp hội tro bay Hoa Kỳ, cùng với đại học Toronto, NIST, ACI và ASTM vào tháng 10 năm 2000. Life-365 là phần mềm thương mại đầu tiên cho phép các kỹ sư sử dụng như một công cụ quan trọng trong việc thiết kế các biện pháp chống lại sự ăn mòn cho các công trình bê tông cốt thép. Phần mềm Life-365 cho phép cung cấp các thông tin về các biện pháp chống ăn mòn cùng với chi phí đi kèm nhằm nâng cao độ bền và thời gian khai thác công trình bê tông cốt thép [88]. Phần mềm Life-365 đã có những ảnh hưởng nhất định trong ngành xây dựng Hoa Kỳ. Những tính năng nổi trội của Life-365 đã được minh chứng qua hàng trăm ngàn lượt sử dụng của các kỹ sư từ khi nó ra đời vào tháng 10 năm 2000 với những phản hồi rất tích cực. Ngày nay, các kỹ sư thiết kế sử dụng phần mềm Life-365 như một công cụ để tính toán, thiết kế sử dụng các biện pháp chống ăn mòn ngay khi công trình được xây dựng, các biện pháp này giúp kéo dài đáng kể thời gian vận hành cũng như tuổi thọ công trình bê tông cốt thép. Từ đó tiết kiệm chi phí bảo trì duy tu công trình. Đã có nhiều hội nghị lớn được tổ chức khắp Bắc Mỹ và các nước Nam Mỹ để hướng dẫn sử dụng và thực hành phầm mềm Life-365 [88].

122

Phần mềm Life-365 được sản xuất như một bước phát triển trong việc sử dụng các mô hình chuyên sâu để dự báo thời gian ăn mòn, chi phí bảo trì sửa chữa các công trình bê tông cốt thép bị ăn mòn do xâm nhập ion Cl-. Phần mềm được thiết kế để tính toán 4 giai đoạn như sau:

 Dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn, t1  Dự báo thời gian ăn mòn chạm tới ngưỡng không thể chấp nhận, hay còn gọi là giai đoạn lan truyền ăn mòn tp (Thời gian lần đầu sửa chữa: thời gian khởi đầu ăn mòn + thời gian lan truyền ăn mòn).  Xác định kế hoạch sửa chữa sau lần sửa đầu tiên.  Dự toán giá của kết cấu dựa trên giá ban đầu và giá sửa chữa kết cấu. Việc tính toán tuổi thọ và giá thành bảo trì, sửa chữa các kết cấu không phải giá trị tuyệt đối. Phần mềm Life-365 sử dụng mô hình đơn giản để ngay cả những kỹ sư không chuyên sâu trong lĩnh vực ăn mòn cốt thép do ion Cl- cũng có thể sử dụng để tính toán. 4.3.1.2. Cơ sở lý thuyết dự báo quá trình khuếch tán ion Cl- [88]

Phần mềm dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn do hiện tượng khuếch tán ion Cl- gây ra với giả thiết bê tông không có vết nứt thông qua tính toán phương trình vi phân (2.2). Trong đó, hệ số khuếch tán ion Cl- là một hàm số phụ thuộc vào thời gian và nhiệt độ, phần mềm Life-365 sử dụng mối quan hệ dưới đây để tính toán hệ số khuếch tán ion Cl- thay đổi theo thời gian:

(4.1)

= 28 ngày (m2/s)

Trong đó:

Phần mềm Life – 365 sử dụng phương trình sau để tính toán hệ số khuếch tán ion

D(t): Hệ số khuếch tán ion Cl- tại thời điểm t (m2/s) Dref : Hệ số khuếch tán ion Cl- tại thời điểm tref m: hằng số phụ thuộc vào thời gian và m tùy thuộc vào đặc điểm thành phần Phần mềm Life-365 lựa chọn giá trị Dref của hỗn hợp bê tông (tỷ lệ N/X, loại và tỷ lệ của vật liệu xi măng) do người sử dụng nhập vào phần mềm. Để dự báo, tính toán hệ số khuếch tán ion Cl- giảm theo thời gian, phần mềm sử dụng giả thuyết giá trị hệ số khuếch tán ion Cl- sẽ là một hằng số sau 25 năm. Cl- theo thời gian:

(4.2)

Trong đó:

và nhiệt độ Tref (m2/s)

D(t): Hệ số khuếch tán ion Cl- tại thời điểm t và nhiệt độ T (m2/s) Dref : Hệ số khuếch tán ion Cl- tại thời điểm tref

123

U: Năng lượng hoạt hóa của quá trình khuếch tán (35000 J/mol)

= 293K (20oC). Giá trị nhiệt độ T của bê tông thay đổi theo thời gian phụ thuộc vào vị trí địa lý xây dựng

R: Hằng số khí T: nhiệt độ tuyệt đối Trong phần mềm Life-365, sử dụng tref= 28 ngày và Tref

công. Trong trường hợp vị trí địa lý của công trình không có trong dữ liệu của phần mềm, người sử dụng có thể nhập dữ liệu về nhiệt độ tại khu vực lựa chọn tính toán.

Điều kiện xâm thực của ion Cl- được thiết lập bởi phần mềm dựa vào một trong 3

hướng tiếp cận sau:

- Phần mềm Life – 365 cung cấp dữ liệu về loại hình kết cấu, môi trường xâm

thực và vị trí địa lý.

- Người sử dụng nhập những dữ liệu trên. - Người sử dụng có thể tính toán nồng độ ion Cl- tới hạn dựa theo những giá trị

hàm lượng ion Cl- đo được bởi phương pháp ASTM C1556.

Phần mềm Life-365 tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn dựa trên cơ sở tính toán phương trình vi phân (2.2) trong đó giá trị hệ số khuếch tán ion Cl- thay đổi theo phương trình (4.1) và (4.2).

4.3.1.3. Các dữ liệu cần thiết để tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn bằng phần

mềm Life-365

Các thông số độ bền cần cho việc tính thời gian khởi đầu ăn mòn nếu phần mềm

Life-365 đã có sẵn cơ sở dữ liệu đó là:

 Vị trí địa lý của khu vực xây dựng công trình. Từ đó phần mềm sẽ tự động khai báo các số liệu có sẵn trong cơ sở dữ liệu như nhiệt độ hàng năm, nồng độ ion Cl- tới hạn tại khu vực biển xây dựng công trình…  Loại hình kết cấu công trình và loại môi trường tiếp xúc

 Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép  Chi tiết hóa các biện pháp chống ăn mòn sử dụng: tỷ lệ N/X, hàm lượng các phụ gia và chất ức chế ăn mòn, kiểu cốt thép sử dụng và loại sơn bảo vệ, kiểu và tính chất của lớp chống thấm nếu có [88]. Dựa trên các thông tin trên, mô hình sẽ lựa chọn các hệ số để tính thời gian khởi đầu ăn mòn. Tuy nhiên nếu các thông tin trên không đầy đủ thì các thông số độ bền

cần phải nhập là [88]:

 Cs : Nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt (kg/m3,%). Thông số đầu vào này có thể được khai báo như một giá trị cố định hoặc tăng tuyến tính theo thời gian cho tới khi đạt giá trị lớn nhất, sau đó không đổi theo thời gian. Giá trị nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông hoặc giá trị nồng độ tới hạn có thể nằm

124

trong cơ sở dữ liệu của Life-365 dựa vào vị trí địa lý và loại hình kết cấu do người sử dụng khai báo.

 D: Hệ số khuếch tán ion Cl- (m2/s, in2/s). Đây là dữ liệu đặc trưng cho tính chất của vật liệu được phần mềm Life-365 tính toán dự trên phần khai báo về thành

phần, cấp phối bê tông (tỷ lệ N/CKD, hàm lượng phụ gia khoáng sử dụng). Số liệu này cũng có thể được nhập trực tiếp bởi người sử dụng trong phần “Set

own concrete properties” thuộc phần “Concrete Mixtures”.

 m: hệ số tính đến ảnh hưởng của thời gian tới hệ số khuếch tán . Thuộc tính này mô tả sự thay đổi của hệ số khuếch tán theo thời gian do quá trình thủy hóa xi măng xảy ra. Thông số này có thể được Life-365 định nghĩa dựa vào thành phần của bê tông do người sử dụng nhập hoặc được khai báo trực tiếp thông qua phần

“Set own concrete properties” trong phần “Concrete Mixtures”. Trong mọi

trường hợp, Life-365 đều cọi quá trình thủy hóa xi măng kết thúc hoàn toàn sau

25 năm. Từ thời điểm đó, Life-365 không áp dụng hệ số m và coi hệ số khuếch

tán là giá trị không đổi. Trong cơ sở dữ liệu của Life-365, giá trị m thay đổi từ

0,2 tới 0,6.

 Ct : Nồng độ ion Cl- tới hạn (kg/m3, %). Nồng độ ion Cl- tới hạn là giá trị cốt thép bắt đầu xảy ra ăn mòn khi nồng độ ion Cl- tích lũy đạt tới giá trị này. Giá trị này là giá trị mặc định của phần mềm Life-365, là 0,05 (% khối lượng bê

tông). Giá trị này có thể thay đổi dựa theo chủng loại, số lượng chất ức chế ăn

mòn và bản chất cốt thép. Ngoài ra, người sử dụng cũng có thể nhập giá trị khác vào phần “Set own concrete properties” trong phần “Concrete Mixtures”. Ct = 0,05 (% khối lượng bê tông)

 T: nhiệt độ (oC hoặc oF). Nhiệt độ hàng năm được mặc định trong cơ sở dữ liệu của Life-365 dựa trên vị trí địa lý của khu vực xây dựng công trình do người sử

dụng khai báo. Hoặc cũng có thể được nhập trực tiếp bởi người sử dụng thông

qua phần Use defauts trong phần Exposure

Ngoài ra, để tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu phần mềm Life- 365 cần yêu cầu khai báo hình dạng kết cấu: 1D, 2D (chữ nhật, tròn), khoảng cách giữa các thanh thép cho kết cấu 2D, chiều dày lớp bê tông bảo vệ xd [88].

Trong trường hợp bê tông sử dụng phụ gia khoáng (muội silic), phần mềm Life- 365 còn xét đến ảnh hưởng của muội silic tới hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông, theo công thức sau:

= DPC.e-0,165.SF

DSF

Công thức trên chỉ áp dụng với trường hợp hàm lượng muội silic sử dụng thay thế xi măng lên tới 15%. Trong trường hợp hàm lượng muội silic sử dụng lớn hơn thì

125

hoặc m.

mô hình không phù hợp. Phần mềm Life-365 giả thuyết thành phần muội silic không ảnh hưởng tới giá trị Ct

Ngoài những yếu tố trên, phần mềm Life-365 còn sử dụng những dữ liệu khác

như ảnh hưởng của xỉ lò cao, tro bay, các chất chống ăn mòn, màng và các chất bịt kín,

thép phủ epoxy, thép chống rỉ…để tính toán tuổi thọ của kết cấu bê tông.

4.3.1.4. Quá trình tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn [88]

Phần mềm Life-365 sử dụng phương pháp triển khai sai khác hữu hạn theo

Định luật 2 của Fick, phương trình phân tán – đối lưu tổng quát để tính toán. Mô hình

tính toán của phần mềm Life-365 dựa trên những giả thuyết sau:

 Vật liệu tính toán được coi như đồng nhất.  Nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt các cấu kiện bê tông tại một thời điểm nhất

định được coi là không đổi ở mọi điểm bất kỳ.

 Đặc tính, tính chất của các kết cấu được coi là không đổi trong mỗi bước tính.

 Quá trình khuếch tán diễn ra đồng đều theo chiều sâu của kết cấu.

 Đối với kết cấu bê tông dạng bản hoặc tường (tính toán theo một chiều), quá

trình khuếch tán chỉ xảy ra ở phần trên của kết cấu. Theo mô hình Life-365 giả

thuyết quá trình khuếch tán xảy ra trong khoảng 10 inches (25,4 cm) ở phía trên

đầu kết cấu (tính từ bề mặt).

 Tính toán đối với kết cấu một chiều (dạng bản hoặc tƣờng)

Đối với kết cấu dạng bản hoặc tường, thời gian khởi đầu ăn mòn được xác định

bằng cách sử dụng phương trình sai phân hữu hạn một chiều Crank – Nicolson, trong đó hàm lượng ion Cl- tại thời điểm tiếp theo là một hàm số được tính toán từ hàm lượng ion Cl- tại thời điểm hiện tại. Cụ thể, hàm lượng ion Cl- tại lát cắt i và thời điểm t+1 được xác định như sau:

(4.3)

: Số Courant – Friedrichs- Lewy không thứ nguyên

Trong đó:

dt : Hệ số khuếch tán ion Cl- tại thời điểm t (m2/s) dt : Bước thời gian (s)

i : Hàm lượng ion Cl- (%khối lượng bê tông) tại thời điểm t và lát cắt i

: Chiều dày lát cắt

dx ut i : lát cắt thứ i

t : bước tính thời gian của quá trình khởi đầu ăn mòn.

 Tính toán đối với kết cấu hai chiều (dạng cột trụ tròn hoặc trụ vuông)

126

Đối với kết cấu dạng cột, thời gian khởi đầu ăn mòn được xác định bằng cách

sử dụng phương trình sai phân hữu hạn hai chiều Crank – Nicolson:

(4.4)

Trong đó các hệ số được định nghĩa như ở phương trình (4.4) tuy nhiên trong

trường hợp này (i,j) là diện tích từ hàng thứ I và cột thứ j của ma trận mặt cắt.

4.3.1.5. Các bƣớc thực hiện phân tích, tính toán trong phần mềm Life-365 [88]

 Bƣớc 1: Khai báo chung

Hình 4.1: Khai báo thông tin chung về kết cấu

Trong bước này, người sử dụng khai báo các mục giới thiệu chung về kết cấu

như sau:

-Tên kết cấu công trình, thời gian thực hiện (ngày, tháng, năm), đơn vị đo lường

(m hoặc in)

- Loại kết cấu: thông tin này liên quan đến hướng tác động của ion Cl- tới kết cấu. Khai báo bè dày với kết cấu dạng 1 chiều (1-D) hoặc chiều rộng với kết cấu dạng

2 chiều (2-D). Và diện tích hoặc tổng chiều dài của kết cấu bê tông được sử dụng để

tính toán thể tích khối bê tông, từ đó tính toán chi phí lắp đặt và tính toán diện tích bề

mặt khối bê tông để có thể tính toán chi phí sửa chữa.

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ. - Lựa chọn đơn vị đo nồng độ ion Cl- (kg/m3 hoặc %).

 Bƣớc 2: Khai báo vị trí địa lý và môi trƣờng xâm thực ion Cl-

127

Trong bước này, người sử dụng khai báo những thông tin liên quan tới vị trí địa

lý nơi xây dựng công trình (vị trí, nhiệt độ hàng tháng…) và thông tin về nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt bê tông. Giao diện của phần mềm ở Hình 4.2 dưới đây.

Hình 4.2: Khai báo thông tin về môi trƣờng ion Cl-, nhiệt độ hàng tháng

Người sử dụng lựa chọn thông tin có sẵn trong cơ sở dữ liệu của phần mềm

Life-365 về vị trí xây dựng, môi trường ăn mòn trong mục Location, Sub-Location và

Exposure. Từ đó, phần mềm Life-365 sẽ tự động trích xuất thông tin có sẵn trong cơ sở dữ liệu về nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt lớn nhất, thời gian tích lũy ion Cl- trên bề mặt bê tông (từ khi xây dựng, lắp đặt tới khi đạt giá trị lớn nhất) và nhiệt độ

của khu vực xây dựng công trình.

Trong trường hợp tính toán kết cấu tại những khu vực không nằm trong dữ liệu

của phần mềm Life-365, người sử dụng lựa chọn phần Set values manually và tự khai báo các thông tin về nồng độ ion Cl- tích lũy lớn nhất, thời gian tích lũy ion Cl- trên bề mặt bê tông (từ khi xây dựng, lắp đặt tới khi đạt giá trị lớn nhất) và nhiệt độ hàng

tháng của khu vực xây dựng công trình.

 Bƣớc 3: Khai báo thông tin liên quan tới cấp phối bê tông

Trong bước này cho phép người sử dụng khai báo các thông tin liên quan tới

thành phần cấp phối của bê tông bao gồm: tỷ lệ N/CKD, hàm lượng các phụ gia

khoáng (muội silic, xỉ lò cao, tro bay) sử dụng, các thông tin liên quan tới cốt thép

(hàm lượng cốt thép trong bê tông) và chất ức chế ăn mòn. Từ những thông tin này, phần mềm Life-365 sẽ tính toán ra hệ số khuếch tán ion Cl- làm cơ sở tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn.

128

Ngoài ra, người sử dụng cũng có thể chọn chế độ Custom để khai báo trực tiếp hệ số khuếch tán ion Cl- ở thời điểm 28 ngày, hệ số m, thời gian thủy hóa xi măng (phần mềm Life-365 mặc định sử dụng thời gian là 25 năm), nồng độ ion Cl- tới hạn (Ct = 0,05%) và thời gian lan truyền ăn mòn (mặc định là 6 năm).

Giao diện của phần mềm ở Hình 4.3 dưới đây

Hình 4.3: Khai báo thông tin về cấp phối bê tông

 Bƣớc 4: Phân tích, tính toán kết quả

Từ những số liệu đầu vào ở trên, phần mềm Life-365 tính toán và cho ra kết quả

là thời gian khởi đầu ăn mòn, (thời gian khởi đầu ăn mòn và thời gian lan truyền ăn

mòn), ước tính chi phí sửa chữa, bảo dưỡng công trình.

Hình 4.4: Tính toán kết quả

4.3.2. Xác định thông số mô hình dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu

trụ cầu ở khu vực biển Hải Phòng a. Hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông muội silic

Từ kết quả điện lượng Q28 (Cu lông), hệ số khuếch tán ion Cl- của bê tông ở 28 ngày (D28) được tính thông qua công thức thực nghiệm của Berke và Hicks (1992) ở mục 3.4.4.1 cụ thể như sau:

129

Bảng 4.4: Kết quả tính hệ số khuếch tán ion Cl- (D28)

TT

N/CKD MS (%) D28 (m2/s)

Kí hiệu bê tông xi măng

Q28 (Cu lông)

8MS 0,25N/CKD

107,11

10MS 0,25N/CKD

90,00

5,22E-13 8

12MS 0,25N/CKD

82,22

8MS 0,30N/CKD

211,44

4,51E-13 10 0,25 4,18E-13 12

10MS 0,30N/CKD

151,11

9,25E-13 8

12MS 0,30N/CKD

110,22

6,97E-13 10 0,30

8MS 0,35N/CKD

250,00

5,35E-13 12

10MS 0,35N/CKD

196,67

1,06E-12 8

12MS 0,35N/CKD

140,00

0MS 0,30N/CKD

1070,00

8,70E-13 10 0,35 6,54E-13 12

0 0,30 3,61E-12

Nồng độ clo tích lũy trên bề mặt kết cấu được lấy theo Tiêu chuẩn TCVN

b. Nồng độ ion Cl- tích lũy trên bề mặt (Cs) 12041:2017 đối với bê tông làm việc trong vùng ngoài khơi Cs=0.299. c. Nồng độ ion Cl- tới hạn (Cth) Nồng độ ion Cl- tới hạn trong nghiên cứu lựa chọn Cth= 0,4% khối lượng xi măng hoặc Cth= 0.05% khối lượng bê tông, theo Tiêu chuẩn hướng dẫn thi công các công trình bê tông cốt thép NF EN 13670 của Bỉ [147]. d. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ [73] Chiều dày lớp bê tông bảo vệ tối thiểu trong môi trường biển phụ thuộc vào loại bê tông và yêu cầu tuổi thọ thiết kế cần thỏa mãn yêu cầu của Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017, như sau: Bảng 4.5: Yêu cầu chiều dày lớp bê tông bảo vệ tối thiểu theo TCVN 12041:2017

Cấp cấu tạo Cấp bê tông Tuổi thọ thiết kế (năm) Cƣờng độ chịu nén (MPa)

B45 60 50 100 S4 S6 Chiều dày lớp BTBV tối thiểu (mm) 45 55

Đối với kết cấu bệ trụ cầu ứng với quy mô công trình cấp đặc biệt và tuổi thọ

thiết kế là 100 năm thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ tối thiểu là 55 mm. e. Hệ số tính đến ảnh hƣởng của thời gian (m) Hệ số m đặc trưng cho ảnh hưởng của thời gian tới sự thay đổi của hệ số khuếch tán ion Cl-. Tuy nhiên theo hướng dẫn sử dụng phần mềm Life-365, phụ gia khoáng

130

muội silic không ảnh hưởng tới hệ số m trong tính toán tuổi thọ kết cấu công trình. Nên giá trị m được lấy như của bê tông thông thường m = 0,2 [88]. f. Nhiệt độ

Nhiệt độ phải khai báo trong khi tính toán sử dụng phần mềm Life-365 được sử

dụng dữ liệu nhiệt độ trong năm tại khu vực Hải Phòng.

Cụ thể như sau:

Bảng 4.6: Nhiệt độ trung bình theo tháng trong năm ở khu vực Hải Phòng [153]

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Tháng

19,0 19,4 19,7 22,4 27,3 29,5 30,7 30,0 29,3 26,5 24,7 21,9

Nhiệt độ (oC)

4.3.3. Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu sử dụng bê tông

muội silic bằng phần mềm Life-365 Luận án thực hiện tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu bệ trụ cầu khu vực biển Hải Phòng với chiều dày lớp bê tông bảo vệ thay đổi từ 50 mm tới 80 mm. Kết quả được tổng hợp trong Bảng 4.7 và Hình 4.5 dưới đây. Bảng 4.7: Dự báo thời gian khởi đầu ăn mòn của các loại bê tông muội silic theo chiều dày lớp bê tông bảo vệ

Thời gian khởi đầu ăn mòn ứng với chiều dày lớp BTBV khác nhau (năm)

Loại bê tông

8MS 0.25N/CKD

xd = 50 mm xd = 55 mm xd = 80 mm xd = 60 mm xd = 70 mm

10MS 0.25N/CKD

56,8 142,5 80,9 64,4 109,6

12MS 0.25N/CKD

78,2 88,7 > 150 > 150 111,8

8MS 0.30N/CKD

107,8 122,5 > 150 > 150 > 150

10MS 0.30N/CKD

43,7 83,7 61,9 49,5 108,7

12MS 0.30N/CKD

59,8 85,4 67,8 115,5 > 150

8MS 0.35N/CKD

82,4 93,5 > 150 > 150 117,8

10MS 0.35N/CKD

33,8 64 82,9 47,6 38,1

12MS 0.35N/CKD

45,9 88,1 65,3 52,0 114,5

0MS 0.30N/CKD

63,0 89,8 71,5 121,7 > 150

14,2 24,2 30,8 18,6 15,6

131

150

)

m m

100

(

ọ h t i ổ u T

55 60 70 80

30MS0

30MS8

25MS10

30MS12

35MS10

Tyc

35MS12

35MS8

30MS10

25MS8

25MS12

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ (mm)

Hình 4.5: Quan hệ giữa thời gian khởi đầu ăn mòn và chiều dày lớp bê tông bảo vệ

Từ kết quả tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu bệ trụ theo chiều

dày lớp bê tông bảo vệ có thể rút ra một số nhận xét như sau:

- Thời gian khởi đầu ăn mòn của các loại bê tông tăng khi chiều dày lớp bê tông bảo vệ tăng, các loại bê tông có hệ số khuếch tán ion Cl- thấp thì tốc độ tăng thời gian khởi đầu ăn mòn nhanh.

- Thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu bê tông không sử dụng muội silic ứng

với các giá trị chiều dày lớp bê tông bảo vệ khác nhau đều nhỏ hơn 100 năm (không

đạt yêu cầu).

- Nếu cố định chiều dày lớp bê tông bảo vệ thì bê tông sử dụng hàm lượng muội

silic 12% cho kết quả thời gian khởi đầu ăn mòn lớn nhất.

- Ứng với chiều dày tối thiểu của lớp bê tông bảo vệ là xd = 55 mm theo Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017, hầu hết các loại bê tông kể cả bê tông sử dụng muội silic

trong phạm vi nghiên cứu đều không đạt yêu cầu về thời gian khởi đầu ăn mòn là 100

năm, trừ bê tông sử dụng hàm lượng muội silic là 12% và tỷ lệ N/CKD là 0,25.

- Nếu sử dụng chiều dày lớp bê tông bảo vệ xd = 50 mm có những loại bê tông

sau đạt yêu cầu thiết kế 100 năm: 25MS12

- Nếu sử dụng chiều dày lớp bê tông bảo vệ xd = 60 mm có những loại bê tông

sau đạt yêu cầu thiết kế 100 năm: 25MS10; 30 MS12; 25MS12

- Nếu sử dụng chiều dày lớp bê tông bảo vệ xd = 70 mm có những loại bê tông sau đạt yêu cầu thiết kế 100 năm: 25MS10; 30MS12; 25MS8; 35MS12; 30MS10;

25MS12

132

- Nếu sử dụng chiều dày lớp bê tông bảo vệ xd= 80 mm thì hầu hết các loại bê tông muội silic trong nghiên cứu đều đạt yêu cầu thiết kế thời gian khởi đầu ăn mòn là

100 năm trừ bê tông sử dụng 8% muội silic và tỷ lệ N/CKD là 0,35.

4.3.4. Tính toán chiều dày lớp bê tông bảo vệ của kết cấu trụ cầu sử dụng bê tông

muội silic

Để đạt được thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu trụ cầu là 100 năm, việc xác

định chiều dày lớp bê tông bảo vệ là cần thiết để có cơ sở lựa chọn phù hợp. Sử dụng

phần mềm Life-365, tính toán giá trị lớp bê tông bảo vệ cần thiết để thời gian khởi đầu

ăn mòn đạt 100 năm ứng với các loại bê tông muội silic sử dụng nghiên cứu. Kết quả

như sau:

Bảng 4.8: Chiều dày lớp bê tông bảo vệ của các loại bê tông muội silic ứng với

thiết kế thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm

Chiều dày lớp bê tông

Kí hiệu bê tông xi

TT

N/CKD MS (%)

măng

8MS 0,25N/CKD

bảo vệ (mm)

10MS 0,25N/CKD

12MS 0,25N/CKD

8MS 0,30N/CKD

10 0,25 12

10MS 0,30N/CKD

12MS 0,30N/CKD

8MS 0,35N/CKD

10 0,30 12

10MS 0,35N/CKD

12MS 0,35N/CKD

10 0,35 12

Từ kết quả tính toán như trên kết hợp với kết quả thí nghiệm xác định cường độ

chịu nén của các loại bê tông muội silic nghiên cứu ở Chương 3 và tính hiệu quả kinh

tế, luận án đề xuất sử dụng bê tông muội silic khi thi công các công trình cầu khu vực

biển Hải Phòng như sau:

- Hàm lượng muội silic: 12%; Tỷ lệ N/CKD: 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ: 50 mm

Hoặc

- Hàm lượng muội silic: 10%; Tỷ lệ N/CKD: 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ: 60 mm

133

Đây là loại bê tông đạt cường độ chịu nén lớn, tuổi thọ kết cấu dài khi sử dụng

cùng một chiều dày lớp BTBV, có chiều dày lớp BTBV để đạt được thiết kế có thời

gian khởi đầu ăn mòn đạt 100 năm nhỏ.

Cấp phối bê tông muội silic của hai loại trên được trình bày ở Bảng 4.9 dưới:

Bảng 4.9: Cấp phối bê tông muội silic đề xuất ứng với thiết kế thời gian khởi đầu

ăn mòn đạt 100 năm

X N MS C Đ PG STT Kí hiệu BT N/CKD %MS (kg) (lít) (kg) (kg) (kg) (lít)

1 10MS 0,25N/CKD 10 540 150 60 612 1100 8,1 0,25 2 12MS 0,25N/CKD 12 528 150 72 612 1100 7,9

4.4. Kết luận Chƣơng 4

Từ những phân tích, kết quả thu được ở Chương III, Luận án tiến hành áp dụng

thiết kế thành phần bê tông muội silic cho kết cấu trụ cầu ở công trình khu vực biển

Hải Phòng nhằm đạt được độ bền ăn mòn cao nhất, tính toán thời gian khởi đầu ăn

mòn của công trình cụ thể được xây dựng tại khu vực biển Hải Phòng trong trường

hợp sử dụng các loại bê tông muội silic trong nghiên cứu bằng phần mềm Life-365.

Kết quả thu được như sau:

- Tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn đối với công trình sử dụng loại bê tông

muội silic và bê tông không sử dụng muội silic làm đối chứng, cho thấy kết cấu bê

tông không sử dụng muội silic không đạt thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm. Đối

với bê tông sử dụng muội silic, nếu chiều dày lớp bê tông bảo vệ là không đổi thì bê

tông sử dụng hàm lượng muội silic 12% cho kết quả thời gian khởi đầu ăn mòn lớn

nhất. Ứng với chiều dày tối thiểu của lớp bê tông bảo vệ là xd = 55 mm theo Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017, chỉ có bê tông sử dụng hàm lượng muội silic là 12% và tỷ

lệ N/CKD là 0,25 cho kết cấu đạt thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm.

- Để đạt được thời gian khởi đầu ăn mòn của công trình là 100 năm, ứng với

chiều dày của lớp bê tông bảo vệ khác nhau tương ứng nên sử dụng những loại bê tông

muội silic có cấp phối như sau:

+ xd = 50 mm: 25MS12 + xd = 60 mm: 25MS10; 30 MS12; 25MS12 + xd = 70 mm: 25MS10; 30MS12; 25MS8; 35MS12; 30MS10; 25MS12 + xd= 80 mm thì hầu hết các loại bê tông muội silic trong nghiên cứu đều đạt thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm trừ bê tông sử dụng 8% muội silic và tỷ lệ

N/CKD là 0,35.

- Từ kết quả tính toán thời gian khởi đầu ăn mòn của kết cấu bệ trụ của công

trình cầu ở khu vực biển Hải Phòng và kết quả thí nghiệm cường độ chịu nén của các

134

loại bê tông muội silic đã nghiên cứu. Luận án đề xuất sử dụng 02 loại bê tông muội

silic dưới đây để thỏa mãn đồng thời yêu cầu về độ bền và thời gian khởi đầu ăn mòn

là 100 năm:

 Hàm lượng muội silic = 12%; Tỷ lệ N/CKD = 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ = 50 mm

 Hàm lượng muội silic = 10%; Tỷ lệ N/CKD = 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ = 60 mm

Trong trường hợp bê tông sử dụng cấp phối có hàm lượng muội silic là 12% và

tỷ lệ N/CKD là 0,25 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ là 50 mm nhỏ hơn so với chiều

dày lớp bê tông bảo vệ tại các công trình thực tế đang sử dụng, cũng như nhỏ hơn yêu

cầu của Tiêu chuẩn TCVN 12041:2017 (tối thiểu là 55 mm). Hơn nữa, thời gian khởi

đầu ăn mòn lại đạt trên 100 năm, từ đó giảm thiểu các chi phí duy tu, sửa chữa mang

lại ý nghĩa về kinh tế trong thực tế khi áp dụng.

135

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận

Luận án đã tiến hành nghiên cứu, phân tích ảnh hưởng của các yếu tố thành phần của bê tông muội silic tới cường độ chịu nén, độ thấm và hệ số khuếch tán ion Cl- của nó. Thông qua phương pháp Taguchi, đã xây dựng được mối quan hệ giữa hàm mục tiêu là cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- và các yếu tố thành phần là tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic. Sử dụng phương pháp đẳng nhiệt hấp phụ - khử hấp

phụ N2 (BET) phân tích thể tích và kích cỡ lỗ rỗng Barrett-Joyner-Halenda (BJH), xác định được dải kích cỡ thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic đến kích cỡ nanomet để

nghiên cứu ảnh hưởng của thê tích lỗ rỗng tới độ bền của bê tông, cũng như ảnh hưởng

của sự thay đổi thể tích lỗ rỗng theo thời gian tới độ bền của bê tông muội silic.

Kết quả Luận án đã đạt được cụ thể như sau:

(1) Cường độ chịu nén của bê tông tăng lên khi hàm lượng muội silic tăng từ

8% - 10%, nhưng lại giảm đi khi hàm lượng muội silic tăng từ 10% - 12%. Cường độ

chịu nén của bê tông muội silic đạt giá trị lớn nhất là 84,5 MPa khi hàm lượng muội

silic là 10% và tỷ lệ N/CKD là 0,25. Đồng thời, độ thấm ion Cl- và hệ số khuếch tán

ion Cl- của bê tông giảm đi khi hàm lượng muội silic tăng và tỷ lệ N/CKD tăng. Hệ số

khuếch tán ion Cl- của bê tông nhỏ nhất khi sử dụng hàm lượng muội silic là 12% và

tỷ lệ N/CKD là 0,25.

(2) Xây dựng phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền (độ bền thấm ion Cl-) gồm 11 bước dựa trên hai phương trình hồi quy mô tả quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic với các đặc tính về cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- của bê tông muội silic:

- Phương trình quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và cường độ

chịu nén (Công thức 3.1):

- Phương trình quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và độ thấm ion

Cl- (Công thức 3.2):

(3) Khi thiết kế thành phần bê tông muội silic để đạt được cường độ chịu nén đặc trưng lớn hơn 60 MPa và độ thấm ion Cl- thấp (điện lượng truyền qua bê tông nhỏ hơn 1.000 Cu lông) cần lựa chọn hàm lượng muội silic trong khoảng từ 8% - 12% và

tỷ lệ N/CKD trong khoảng 0,25 – 0,26.

136

(4) Kết quả thí nghiệm xác định thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic và bê

tông không sử dụng muội silic ở thời điểm 28 ngày và 06 tháng cho thấy, thể tích lỗ

rỗng mao dẫn đều tăng lên theo thời gian ở các cấp độ micro, meso và giảm đi ở cấp

độ macro. Thể tích lỗ rỗng của bê tông muội silic được phân bố lại theo thời gian theo

hướng nhỏ đi. Sự thay đổi về thể tích lỗ rỗng ảnh hưởng tới quá trình khuếch tán ion

Cl- trong bê tông theo hướng giảm đi. Thể tích lỗ rỗng ở các cấp độ micro, meso giảm

đi khiến cho hệ số khuếch tán ion Cl- trong bê tông giảm đi, cũng như độ bền chống

thấm ion Cl- của bê tông tăng lên. Kết quả này cũng tương đồng với nhận xét của

Ahmed Zeraoui, Walid Maherzi, Mahfoud Benzerzour and Nor-Edine Abriak [46];

Min-Hong Zhang và Odd. E. Gjorv [138].

(5) Đối với bê tông sử dụng muội silic, nếu chiều dày lớp bê tông bảo vệ là

không đổi thì bê tông sử dụng hàm lượng muội silic 12% cho thời gian khởi đầu ăn

mòn lớn nhất. Để đạt được thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm và đáp ứng yêu cầu

của tiêu chuẩn TCVN 12041:2017 về chiều dày tối thiểu của lớp bê tông bảo vệ, bê

tông cần sử dụng hàm lượng muội silic là 12% và tỷ lệ N/CKD là 0,25.

(6) Để đạt được thời gian khởi đầu ăn mòn của công trình là 100 năm, nên sử

dụng những loại bê tông muội silic có cấp phối như sau:

+ xd = 50 mm: 12MS 0,25N/CKD + xd = 60 mm: 10MS 0,25N/CKD; 12MS 0,30N/CKD; 12MS 0,25N/CKD + xd =70 mm: 10MS 0,25N/CKD; 12MS 0,30N/CKD; 8MS 0,25N/CKD; 12MS

0,35N/CKD; 10MS 0,30N/CKD; 12MS 0,25N/CKD.

+ xd = 80 mm thì hầu hết các loại bê tông muội silic trong nghiên cứu đều đạt thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm trừ bê tông sử dụng 8% muội silic và tỷ lệ

N/CKD là 0,35.

(7) Đề xuất sử dụng hai loại bê tông muội silic để thỏa mãn đồng thời yêu cầu

về độ bền và thời gian khởi đầu ăn mòn là 100 năm :

 Hàm lượng muội silic = 12%; Tỷ lệ N/CKD = 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ = 50 mm

 Hàm lượng muội silic = 10%; Tỷ lệ N/CKD = 0,25; Chiều dày lớp bê tông bảo

vệ = 60 mm

2. Những đóng góp mới của Luận án

(1) Nghiên cứu thí nghiệm để phân tích ảnh hưởng của các yếu tố thành phần

tới độ bền của bê tông muội silic, bao gồm các ảnh hưởng tới cường độ chịu nén, khả năng chống thấm ion Cl- (độ thấm ion Cl-, hệ số khuếch tán ion Cl-) và thể tích lỗ rỗng của bê tông.

137

(2) Thiết lập mối quan hệ giữa tỷ lệ N/CKD, hàm lượng muội silic và ảnh hưởng cường độ chịu nén, độ thấm ion Cl- qua phương trình (3.1), (3.2). Từ đó ứng dụng xây dựng được phương pháp thiết kế thành phần bê tông muội silic có xét đến độ bền chống xâm nhập ion Cl-. (3) Đề xuất cấp phối bê tông muội silic và chiều dày lớp bê tông bảo vệ cho kết

cấu bê tông cốt thép trong môi trường biển đáp ứng thời gian khởi đầu ăn mòn là 100

năm.

3. Kiến nghị và hƣớng nghiên cứu tiếp theo

(1) Mở rộng nghiên cứu, đánh giá tuổi thọ của công trình sử dụng bê tông muội

silic ở các vùng ngập trong nước, vùng không khí biển.

(2) Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của các đặc tính khác của lỗ rỗng như liên

kết lỗ rỗng, phân bố vị trí lỗ rỗng, hình dạng lỗ rỗng …tới độ bền của bê tông. Qua đó

có thể đánh giá được ảnh hưởng của cấu trúc lỗ rỗng tới độ bền bê tông.

(3) Nghiên cứu thêm các hiện tượng cacbonat hóa, ăn mòn sulfat với bê tông

muội silic để đánh giá về độ bền bê tông muội silic một cách toàn diện.

138

1. ―Ảnh hưởng của muội silic đối với đặc tính của bê tông xi măng trong các công

DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ

trình ở khu vực ven biển”, Tạp chí GTVT số tháng 10/2019.

2. ―Geochemical modelling for prediction of chloride diffusion in concrete exposed to

seawater”, CIGOS 2019, Innovation for Suitainable Infrastructure.

3. ―Dự báo tuổi thọ của kết cấu bê tông cốt thép trong môi trường biển bằng phần

mềm Life-365”, Tạp chí GTVT số tháng 03/2021.

4. ―Nghiên cứu xây dựng phương trình hồi quy giữa cường độ chịu nén, độ thấm ion

clo với các thành phần của bê tông muội silic bằng phương pháp quy hoạch thực

nghiệm Taguchi”, Tạp chí điện tử Khoa học và Công nghệ Giao thông số tháng 9/2021

5. ―Nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ Nước/Chất kết dính và hàm lượng muội silic đến

đặc tính của bê tông xi măng trong môi trường biển”, Tạp chí GTVT số tháng

10/2021.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

TÀI LIỆU TIẾNG VIỆT [1] Hồ Xuân Ba (2020), Đánh giá độ bền thấm nước và khuếch tán ion Clorua của bê tông có xét đến yếu tố ứng suất nén, ứng dụng trong kết cấu cầu, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học GTVT, Hà Nội. [2] Nguyễn Thanh Bằng (2012), "Nguyên nhân gây xâm thực bê tông và bê tông cốt thép công trình thủy lợi - Giải pháp khắc phục phòng ngừa", Tạp chí KH và CN Thủy lợi, Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam. [3] Bộ Khoa học Công nghệ (1985), TCVN 4116:1985 - Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép thủy công – Tiêu chuẩn thiết kế [4] Bộ Khoa học Công nghệ (2006), TCVN 7570:2006 - Tiêu chuẩn quốc gia về Cốt liệu cho bê tông và vữa – Yêu cầu kỹ thuật. [5] Bộ Khoa học Công nghệ (2006), TCVN 7572 – 2: 2006 - Tiêu chuẩn quốc gia về Cốt liệu cho bê tông và vữa – Phương pháp thử. [6] Bộ Khoa học Công nghệ (2009), TCVN 2682:2009 - Tiêu chuẩn quốc gia về Xi măng Pooc lăng – Yêu cầu kỹ thuật. [7] Bộ Khoa học Công nghệ (2012), TCVN 4506:2012 - Tiêu chuẩn quốc gia về Nước cho bê tông và vữa – Yêu cầu kỹ thuật. [8] Bộ Khoa học Công nghệ (2012), TCVN 9139:2012 - Công trình thủy lợi – Kết cấu bê tông, bê tông cốt thép vùng ven biển – Yêu cầu kỹ thuật. [9] Bộ Khoa học Công nghệ (2012), TCVN 9337:2012 - Bê tông nặng – Xác định độ thấm ion clo bằng phương pháp đo điện lượng. [10] Bộ Khoa học Công nghệ (2012), TCVN 9346:2012 - Kết cấu bê tông và Bê tông cốt thép – Yêu cầu bảo vệ chống ăn mòn trong môi trường biển. [11] Bộ Khoa học Công nghệ (2014), TCVN 10306:2014 - Bê tông cường độ cao – Thiết kế thành phần mẫu hình trụ. [12] Bộ Khoa học Công nghệ (2017), TCVN 12041:2017 - Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Yêu cầu chung về thiết kế độ bền lâu và tuổi thọ trong môi trường xâm thực. [13] Chương trình vật liệu mới KC05 (1995), "Bê tông xây dựng công trình biển, và các phương pháp đánh giá, bảo vệ chúng", Tuyển tập báo cáo hội thảo khoa học, Hà Nội. [14] Đào Văn Dinh (2014), Dự báo tuổi thọ sử dụng của cầu bê tông cốt thép ven biển Việt Nam do xâm nhập clo, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học GTVT, Hà Nội. [15] Trần Dương (2005), Ứng dụng mô hình Tang Lupin – Olof Nilsson khảo sát sự khuếch tán ion Clo trong bê tông và nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia đến quá trình này, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Quốc gia Hà Nội, Hà Nội. [16] Bùi Danh Đại (2010), Phụ gia khoáng hoạt tính cao cho bê tông chất lượng cao , Đại học Xây dựng, Hà Nội.

[17] Đồng Kim Hạnh, Dương Thị Thanh Hiền (2013), "Tình trạng ăn mòn BTCT và giải pháp chống ăn mòn cho công trình BTCT trong môi trường biển Việt Nam", Tạp chí KHKT Thủy lợi và môi trường - Trường ĐH Thủy lợi. [18] Hội bê tông Việt Nam, "Hội nghị quốc tế về công nghệ bê tông tiên tiến và các quan điểm phát triển bền vững", Tuyển tập báo cáo 2009, Hà Nội. [19] Phạm Duy Hữu (2008), Vật liệu xây dựng mới, NXB Giao thông vận tải, Hà Nội [20] Phạm Duy Hữu, Ngô Xuân Quảng, Mai Đình Lộc (2011), Vật liệu xây dựng, NXB Giao thông vận tải, Hà Nội. [21] Nguyễn Thị Thu Hương (2016), Nghiên cứu giải pháp nâng cao độ bền cho bê tông – bê tông cốt thép của kết cấu bảo vệ mái đê và bờ biển Việt Nam, Luận văn tiến sĩ kỹ thuật, Trường ĐH Thủy Lợi, Hà Nội. [22] Phạm Duy Hữu, Trần Thế Truyền, Thái Khắc Chiến, Đào Văn Dinh, Nguyễn Thanh Sang (2019), Thiết kế kết cấu theo độ bền, NXB Giao thông vận tải, Hà Nội. [23] Nguyễn Tấn Khoa (2021), Nghiên cứu tính năng bê tông cát sử dụng tro bay, xỉ lò cao cho kết cấu công trình trong môi trường biển Miền trung, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học GTVT, Hà Nội. [24] Phạm Văn Khoan, Nguyễn Nam Thắng (2011), "Tình trạng ăn mòn BTCT ở vùng biển Việt Nam và một số kinh nghiệm sử dụng chất ức chế ăn mòn Canxi nitrit", Tạp chí KHCN Xây dựng, Viện KHCN Xây dựng. [25] Phạm Văn Khoan, Nguyễn Nam Thắng (2011), “Giới thiệu giải pháp chống ăn mòn clorua cốt thép trong bê tông ở môi trường biển Việt Nam bằng ức chế canxit nitri”, Viện KHCN Xây dựng. [26] Dương Thị Lam (2006), Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng cao trên cơ sở xi măng bền sulphat dùng cho công trình biển, Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật, Trường ĐH Xây dựng, Hà Nội. [27] Trần Việt Liễn và các cộng tác viên (1996), “Báo cáo tổng kết đề mục Ăn mòn khí quyển đối với bê tông và bê tông cốt thép vùng ven biển Việt Nam”, Viện Khí tượng Thủy văn, Hà Nội. [28] Lương Đức Long (1995), "Tăng tuổi thọ công trình BTCT làm việc trong môi trường biển bằng cách dùng xi măng đặc biệt và phụ gia", Hội thảo khoa học Bê tông xây dựng công trình biển và các phương pháp đánh giá bảo vệ chúng, Hà Nội. [29] Nguyễn Văn Ngọc (2014), "Một số vấn đề về chống ăn mòn và bảo vệ các công trình bê tông và bê tông cốt thép xây dựng ở vùng biển Việt Nam", Tạp chí KHCN Hàng Hải, pp. 2–5. [30] Nguyễn Mạnh Phát (1996), Nghiên cứu nâng cao khả năng chống ăn mòn cho bê tông và bê tông cốt thép trong môi trường xâm thực biển, Luận án Tiến sĩ KHKT, Trường ĐH Xây dựng, Hà Nội.

[31] Nguyễn Mạnh Phát (2007), Lý thuyết ăn mòn và chống ăn mòn bê tông - bê tông cốt thép trong xây dựng, NXB Xây dựng, Hà Nội. [32] Nguyễn Hữu Phú (1998), Hấp phụ và xúc tác trên bề mặt vật liệu vô cơ mao quản, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội. [33] Hồ Văn Quân (2016), Nghiên cứu độ bền sunphat và ion clo của bê tông xi măng mặt đường ở khu vực duyên hải Nam Trung Bộ, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học GTVT, Hà Nội. [34] Nguyễn Công Thắng, Nguyễn Văn Tuấn, Phạm Hữu Hanh, Nguyễn Trọng Lâm (2013), "Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng kết hợp phụ gia khoáng silica fume và tro bay sẵn có ở Việt Nam", Tạp chí KHCN Xây dựng, Viện KHCN Xây dựng. [35] Nguyễn Nam Thắng (2007), ―Nghiên cứu ứng dụng canxi nitrít làm phụ gia ức chế ăn mòn cốt thép cho bê tông cốt thép trong điều kiện Việt Nam‖, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Viện KHCN Xây dựng, Hà Nội. [36] Ngô Văn Thức (2016), Nghiên cứu tính chất cơ học và đặc điểm phá hủy của bê tông cường độ cao sử dụng nano silica, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học GTVT, Hà Nội. [37] Trần Như Thọ (1995), "Nguyên nhân ăn mòn BTCT và con đường nâng cao độ lâu bền công trình BTCT trong môi trường biển", Hội thảo Bê tông xây dựng CT biển và các phương pháp đánh giá bảo vệ chúng, Hà Nội. [38] Đặng Duy Thùy và các các cộng sự (1995), "Phụ gia ZECAGI-XB cho BT, BTCT bền trong môi trường biển", Hội thảo khoa học Bê tông xây dựng công trình biển và các phương pháp đánh giá bảo vệ chúng, Hà Nội. [39] Cao Duy Tiến, Đặng Văn Phú, Lê Quang Hùng, Phạm Văn Khoan (1999), "Chống ăn mòn các công trình BT và BTCT vùng biển Việt Nam-Thực trạng và giải pháp", Hội thảo chống ăn mòn và bảo vệ các công trình BT và BTCT vùng biển Việt Nam, Hà Nội. [40] Cao Duy Tiến, Phạm Văn Khoan, Lê Quang Hùng và các cộng sự (2003), “Báo cáo tổng kết dự án KTKT Chống ăn mòn và bảo vệ các công trình bê tông và bê tông cốt thép vùng biển”, Viện KHCN Xây dựng. [41] Đinh Anh Tuấn, Nguyễn Mạnh Trường (2012), ―Thực trạng ăn mòn, và phá hủy các công trình bê tông cốt thép bảo vệ bờ biển nước ta‖, Viện Bơm & TBTL. Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam. [42] Trịnh Hồng Tùng (2002), Nghiên cứu chống ăn mòn cho vữa và bê tông trong các công trình tiếp xúc với nước thải của nhà máy phân khoáng, Luận án Tiến sĩ KHKT, Trường ĐH Xây dựng, Hà Nội. [43] Viện KHKT GTVT (1989), "Đặc điểm phá huỷ kết cấu công trình giao thông trong vùng biển nước ta", Báo cáo tổng kết đề tài 34C.01.06, Hà Nội.

[44] Viện Khoa học Công nghệ (2021), QCVN 02:2021/BXD – Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng. TÀI LIỆU TIẾNG ANH [45] Ahmad S., Al-Kutti W. A., Baghabra Al-Amoudi O. S., and Maslehuddin M. (2008), ―Compliance criteria for quality concrete‖, Construction and Building Materials, 22(6), pp. 1029–1036. [46] Ahmed Zeraoui, Walid Maherzi, Mahfoud Benzerzour and Nor-Edine Abriak (2021 ), ―Optimization of Ternary Binders Based on Flash-Calcined Sediments and Ground Granulated Blast Furnace slag Using a Mixture Design‖, Preprint. [47] Andrade C. (1993), ―Calculation of chloride diffusion coefficients in concrete from ionic migration measurements‖, Cement and Concrete Research, 23(3), pp. 724– 742. [48] ASTM International (2015), ASTM C1240-15, Standard Specification for Silica Fume Used in Cementitious Mixtures, West Conshohocken, PA, American. [49] ASTM International (2016), ASTM C39/C39M-16a, Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical Concrete Speciments, West Conshohocken, PA, American. [50] Bache H. H. (1981), ―Densified Cement–Based/Ultrafine Particles-Based Materials‖, Proceedings, Second International Conference on Superplasticizer in Concrete, Ottawa, pp. 185-213. [51] Baroghel-Bouny V. (2007), ―Water vapour sorption experiments on hardened cementitious materials. Part II: Essential tool for assessment of transport properties and for durability prediction‖, Cement and Concrete Research, 37(3), pp. 438–454. [52] Beaudoin J. J., Ramachandran V. S., and Feldman R. F. (1990), ―Interaction of chloride and CSH‖, Cement and Concrete Research, 20(6), pp. 875–883. [53] Beeby A. W. (1983), ―Cracking, Cover, and Corrostion of Reinforcement‖, Concrete International, 5(2), pp. 35-40. [54] Bentur A., Goldman A. and Cohen M.D. (1988), ―Contribution of the Transition Zone to the Strength of High Quality Silica Fume Concrete‖, Proceedings Materials Research Society 114, pp.97-103. [55] Berke N. S. (1989), ―Resistance of Microsilica Concrete to Steel Corrosion Erosion and Chemical Attack‖, Proceedings 2, International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural Pozzolans in Concrete 3rd, Trondheim, Norway [56] Berke, N.S. and Hicks, M.C (1992), Estimating the life cycle of reinforced concrete decks and marine piles using laboratory diffusion and corrosion data, ASTM International, American. [57] Bhanja S. and Sengupta B. (2005), ―Influence of silica fume on the tensile strength of concrete‖, Cement and Concrete Research, 35(4), pp. 743–747.

[58] Campos H.F., Klein N.S., Marques Filho J. (2020), ―Comparison of the Silica Fume Content for High-Strength Concrete Production: Chemical Analysis of the Pozzolanic Reaction and Physical Behavior by Particle Parking‖, Materials Research, 23(5), pp. 01–12. [59] Campos H.F., Klein N.S., Marques Filho J., Bianchini M. (2020), ―Low-cement high-strength concrete with partial replacement of Portland cement with stone powder and silica fume designed by particle parking optimization‖, Journal of Cleaner Production 261, pp. 01–19. [60] Chang Y. F., Chen. Y. H., Sheu M. S., and Yao G. C. (2006), ―Residual stress– strain relationship for concrete after exposure to high temperatures‖, Cement and Concrete Research, 36 (10), pp. 1999–2005. [61] Cheng-Yi Huang and Feldman R. F. (1985), ―Influence of Silica Fume on the Microstructural Development in Cement Mortars‖, Cement and Concrete Research 15, pp.285-291. [62] Cohen M.D. (1990), "A look at silica fume and its actions in Portland cement concrete", The Indian Concrete Journal, 64(9), pp. 429-438. [63] Cole W. F. and Kroone B. (1960),―Carbon Dioxide in Hydrated Portland Cement‖, Journal Proceeding, 56(6), pp. 1275-1296. [64] Crank J. (1975), The Mathematics of Diffusion, Oxford Science Publications, London. [65] Das B.B., Kondraivendhan B. (2012), "Implication of pore size distribution parameters on compressive strength, permeability and hydraulic diffusivity of concrete", Construction and Building Materials, 28(1), pp. 382–386. [66] Dhir R. K., Jones M. R., and Elghaly A. E. (1993), ―PFA concrete: Exposure temperature effects on chloride diffusion‖, Cement and Concrete Research, 23(5), pp. 1105–1114. [67] Diamond S. (2000), "Mercury porosimetry: an inappropriate method for the measurement of pore size distributions in cement-based materials", Cement and Concrete Research 30, pp. 1517-1525. [68] Dotto J., Abreu A., Dal Molin D., and Muller I. (2004), “Influence of silica fume addition on concretes physical properties and on corrosion behaviour of reinforcement bars”, Cement and Concrete Composites, 26(1), pp. 31-39. [69] Durning T. A. and Hicks M. C. (1991), ―Using Microsilica to Increase Concrete’s Resistance to Aggressive Chemicals‖, Concrete International, 13(3), pp. 42-48. [70] Gaze M. E. and Crammond N. J. (2000), ―The formation of thaumasite in a cement:lime:sand mortar exposed to cold magnesium and potassium sulfate solutions‖, Cement and Concrete Composition, 22(3), pp. 209–222.

[71] Gaze R. and Robertson R. H. S (1956), ―Some observations on calcium silicate hydrate (I)—tobermorite‖, Magazine of Concrete Research, 8(22), pp. 7–12. [72] Hartshorn S. A., Sharp J. H., and Swamy R. N. (1999), ―Thaumasite formation in Portland-limestone cement pastes‖, Cement and Concrete Research, 29(8), pp. 1331– 1340. [73] Hiroshi Mutsuyoshi (2001), "Present Situation of durability of post-tensioned pc bridges in Japan", Durability of post-tensioning tendons - Technical report - Proceedings of a workshop held at Ghent University, pp. 75-88. [74] Hobbs D. W. (1999), ―Expansion and Cracking in Concrete Associated with Delayed Ettringite Formation‖, Symposium Paper 177, pp. 159-182. [75] Hobbs D. W. and Taylor M. G. (2000), ―Nature of the thaumasite sulfate attack mechanism in field concrete‖, Cement and Concrete Research, 30(4), pp. 529–533. [76] Hooton R. D (1993), ―Influence of silica fume replacement of cement on physical properties and resistance to Sulphate attack, freezing and thawing, and alkali – silica reactivity‖, ACI Material Journal 2, pp. 143-151. [77] Hooton R. D. (1986), Permeability and Pore Structure of Cement Pastes Containing Fly Ash, Slag, and Silica Fume, ASTM International, American. [78] IUPAC Physical and Biophysical Chemistry Division (2011), "Liquid instruction and alternative methods for the characterization of macroporous materials", Pure Application Chemistry, 84(1), pp. 107-136. [79] Khan M.I., (2003), "Isoresponses for strength, permeability and porosity of high performance motar", Materials & Design 100, pp. 110-119. [80] Kim Y.J., Gaddafi A., Yoshitake I. (2016), "Permeable concrete mixed with various admixtures", Building and Environment 38, pp. 1051-1056. [81] Knutsen M. and Obuchowicz (1997), ―Microsilica for concrete durability in agriculture applications‖, Proceeding of Concrete for a Sustainable Agriculture, Stavanger, pp. 73–82. [82] Kondo T., Daimon M. and Akiba (1968), ―Mechanisms and kinetics on carbonation of hardened cement‖, Fifth International Symposium on the Chemistry of Cement, 3(1), pp. 402–409. [83] Kumar A., Rahul KR. Gupta, Raza. A, Rai P., (2021), "Review the Study of Silica Fume Performance on New and Harden Concrete Structures", International Research Journal of Engineering and Technology 08, pp. 3572-3581. [84] Kumar A. and Roy D. M. (1986), "Pore Structure and Ionic Diffusion in Admixture Blended Portland Cement Systems", Proceedings of 8th International Congress on the Chemistry of Cement, Rio de Janeiro, pp. 73-79.

[85] Kumar S. and Rai B. (2020), "Synergistic Effects of Water Binder Ratio and Silica Fume on Permeability of High-Performance Concrete", Jordan Journal of Civil Engineering, 14(4), pp. 511-524. [86] Lafhaj Z., Goueygou M., Djerbi A., Kaczmarek M. (2006), "Correlation between porosity, permeability and ultrasonic parameters of mortar with variable water/cement ratio and water content", Cement and Concrete Research 36, pp. 625–633. [87] Lam L, Wong Y.L., Poon C.S. (2000), ―Degree of hydration and gel/space ratio of high-volume fly ash/cement systems‖, Cement and Concrete Research 30, pp. 747- 756. [88] Life-365 Consortium III (2020), Life-365 Service Life Prediction Model and Computer Program for Predicting the Service Life and Life-Cycle Cost of Reinforced Concrete Exposed to Chlorides - Version 2.2.3. [89] Lindvall A. (1998), DuraCrete - Probabilistic performance based durability design of concrete structures, 2nd International PhD Symposium in Civil Engineering, Budapest. [90] Liu J., Ou G., Qiu Q., Chen X., Hong J., Xing F. (2017), "Chloride transport and microstructure of concrete with/without fly ash under atmospheric chloride condition", Construction and Building Materials 146, pp. 493-501. [91] Liu J., Qiu Q., Chen X., Xing F., Han N., He Y., Ma Y. (2017), "Understanding the interacted mechanism between carbonation and chloride aerosol attack in ordinary Portland cement concrete", Cement and Concrete Research 95, pp. 217-225. [92] Liu T., Weyers R.W. (1998), "Modeling the dynamic corrosion process in chloride contaminated concrete structure", Cement Concrete Research, 28(3), pp. 365- 379. [93] Loo Y. H., Chin M. S., Tam C. T., and Ong K. C. G. (1994), ―A carbonation prediction model for accelerated carbonation testing of concrete‖, Magazine of Concrete Research, 46(168), pp. 191–200. [94] Malhotra V. M. (1987), "Supplementary cementing materials for concrete", Energy, Mines, and Resources Canada, Canada. [95] Malier Y. (2019), ―High Performance Concrete: From Material to Structure", CRC Press, American. [96] Mark G. Richardson (2002), "Fundamentals of durable reinforced concrete", CRC Press 1, American. [97] Mather. B (1966), "Highway Research Record", Highway Research Board of the Division of Engineering and Industrial Research National Academy of Sciences, Washington, D. C. [98] Mehta, P.K (1980), "Durability of Concrete in the Marine Environment", ACI Publication SP-65, pp. 1-20, American Concrete Institute, Detroit, MI.

[99] Mehta. K (1991), Concrete in the marine environment, CRC Press, American. [100] Mobasher B. and Mitchell T. M. (1988), ―Laboratory Experience With the Rapid Chloride Permeability test‖, Special Publication 108, pp. 117-144. [101] Moon H.Y., Kim H.S., Choi D.S. (2006), "Relationship between average pore diameter and chloride diffusivity in various concretes", Construction and Building Materials 20, pp. 725-732. [102] Neithalath N., Sumanasooriya M.S., Deo O. (2010), "Characterizing pore volume, sizes, and connectivity in pervious concretes for permeability prediction", Material Characterization, 61(8), pp. 802–813. [103] Oltulu M., Sahin R. (2014), "Pore structure analysis of hardened cement mortars containing silica fume and different nano-powders", Construction and Building Materials 53, pp. 658-664. [104] Parr WC (1989), "Introduction to Quality Engineering: Designing Quality Into Products and Processes", Technometrics 31, pp. 255–256. [105] Pettersson K. (1994), ―Chloride threshold value and the corrosion rate in reinforced concrete‖, Proceeding of Nordic Seminar, pp. 257–266. [106] Piere-Claude Aitcin, Barbara B Stern (1998), "High-Performance Concrete", E&FN Spon, London. [107] Powers T.C, Copeland L.E, Hayes J.C and Mann H.M. (1954), "Permeability of Portland Cement Paste", ACI Journal, Proceedings 51, pp. 285-298. [108] Prasad J., Jain D.K. and Ahuja A.K. (2006), ―Factors influencing the sulphate resistance of cement concrete and mortar‖, Asian journal of civil engineering (Building and housing), 7(3), pp. 259-268. [109] Ramazanianpour, A.A., Parhizkar, T., Pourkhorshidi, R., Raisghasemi, M. (2006), ―Assessing Concrete Durability with Different Cements and Pozzolans in Persian Gulf Environment‖, Concrete Journal, Research Report, BHRC Publication, No. R-434, Iran. [110] Ramezanianpour A.A. (2013), Cement Replacement Materials: Properties, Durability, Sustainability, Springer Geochemistry/Mineralogy, Amerrican. [111] Raoof Bardestani, Gregory S. Patience, Serge Kaliaguine (2019), “Experimental methods in chemical engineering: specific surface area and pore size distribution measurements – BET, BJH, and DFT”, The Canadia Journal of Chemical Engineering 97, pp. 2781 - 2791. [112] Rashad A. M., Seleem H., and Shaheen A. F. (2014), ―Effect of Silica Fume and Slag on Compressive Strength and Abrasion Resistance of HVFA Concrete‖, International Journal of Concrete Structures and Materials, 8(1), pp. 69–81. [113] Rob Polder, Mario R. de Rooij (2005), ―Durability of marine concrete structures - Field investigations and modelling‖, Heron Journal, 50(3), pp. 133-153.

[114] Sauman Z. (1971), ―Carbonization of porous concrete and its main binding components‖, Cement and Concrete Research, 1(6), pp. 645–662. [115] Sellevold E.J. and Nilsen T. (1987), "Supplementary Cementing Materials for Concrete", CANMET, Canada. [116] Sharma U. and Rastogi D. (2013), ―Effect of Fly Ash on the Properties of Cement‖, International Journal of Research in Engineering and Technology, 02(1), pp. 56-64. [117] Shafieyzadeh.M (2013), ―Prediction of Compressive Strength of Concretes Containing Silica Fume and Styren-Butadiene Rubber (SBR) with a Mathematical Model‖, International Journal of Concrete Structures and Materials, 07(4), pp. 295- 301. [118] Simcic T., Pejovnik S., Schutter G.D., Bosiljkov V.B. (2015), "Chloride ion penetration into fly ash modified concrete during wetting-drying cycles", Construction and Building Materials 93, pp. 1216 - 1223. [119] Sinsiri T., Chindaprasirt P., Jaturapitakkul C. (2010), "Influence of fly ash fineness and shape on the porosity and permeability of blended cement pastes", International Journal of Minerals, Metallurgy and Materials, 17(6), pp. 683–690. [120] Soive A., Tran V. Q., and Baroghel-Bouny V. (2018), ―Requirements and possible simplifications for multi-ionic transport models – Case of concrete subjected to wetting-drying cycles in marine environment‖, Construction and Building Materials, 164(1), pp. 799–808. [121] Stanish K. D., Hooton R. D. and Thomas M. D. A. (1997), ―Testing the Chloride Penetration Resistance of Concrete: Aliterature Review‖, FHWA Contract DTFH61- 97-R-00022 - Prediction of Concrete Penetration in Concrete [122] Taguchi G., Chowdhury S., Chowdhury S., and Wu Y. (2005), Taguchi’s quality engineering handbook, General Motor, North American. [123] Tarek Uddin Mohammed, Toru Yamaji, Toshiuyuki Aoyama, and Hidenori Hamada (2000), ―Marine Durability of 15 – Years old concrete Specimens Made with Ordinary Portland, Slag and Fly Ash Cements‖, ACI SP 199-30-2000, pp. 451-560. [124] Tarun S., Naik R. and Mohammad M. Hossain (1995), ―Abrasion Resistance of High-Strength Concrete Made with Class C Fly Ash‖, Materials Journal, 92(6), pp. 649-659. [125] Taylor (1990), H.F.W, "Cement Chemistry", Academic Press, pp. 396-398, New York. [126] Thomas M. D. A. and Matthews J. D. (2004), ―Performance of pfa concrete in a marine environment––10-year results‖, Cement and Concrete Composites, 26(1), pp. 5–20.

[127] Tuutti K. (1982), Corrosion of steel in concrete, Swedish Cement and Concrete Research Institute, Stockholm. [128] U.S. Departement of Transportation - Federal Highway Administration (2000), Materials and Methods for Corrosion control of Reinforced and Prestressed Concrete structures in New Construction, Research, Development, and Technology Turner- Fairbank Highway Research Centre, American. [129] Vayenas C. G. and Frdis M. N., Vagelis G. Papadakis (1991), ―Fundamental Modeling and Experimental Investigation of Concrete Carbonation‖, Material Journal, 88(4), pp. 363-373. [130] Viallis H., Faucon P., Petit J. C., and Nonat A. (1999), ―Interaction between salts (NaCl, CsCl) and calcium silicate hydrates (C-S-H)‖, Journal of Physical Chemistry B 103, pp. 5212–5219. [131] Wallace. J (1999), ―Strengthening thaumasite-affected concrete bridges‖, Concrete, 33(8), pp. 28–29. [132] Wang H.L., Dai J.G., Sun X.Y., Zhang X.L. (2016), "Characteristics of concrete cracks and their influence on chloride penetration", Construction and Building Materials 107, pp. 216-225. [133] Wang L. and Bao J. (2017), ―Investigation on chloride penetration into unsaturated concrete under short-term sustained tensile loading‖, Materials and Structures, 50(5), pp. 227. [134] Yogendran V., Langan B.W., Haque M. N., Ward M. A. (1982), ―Silica fume in high strength concrete‖, ACI Materials Journal, 84(2), pp. 124-129. [135] Yokoyama Y., Yokoi T., Ihara J. (2014), "The effects of pore size distribution and working techniques on the absorption and water content of concrete floor slab surfaces", Construction and Building Materials 50, pp. 560-566. [136] Yu C. W. and Bull J. W. (2006), "Durability of Materials and Structures in Building and Civil Engineering", Whittles Publishing, Scotland. [137] Zhang M., Li H. (2011), "Pore structure and chloride permeability of concrete containing nano-particles for pavement", Construction and Building Materials, 25(2), pp. 608–616. [138] Zhang M.H. and Odd. E. Gjorv (1991), ―Permeability of High-Strength Lightweight Concrete‖, Materials Journal, 88(5), pp. 463-469. [139] Zhang W.M., Ba H.J. (2011), "Accelerated life test of concrete in chloride environment", Journal of Materials in Civil Engineering, 23(3), pp. 330-334. TÀI LIỆU TIẾNG PHÁP [140] Abderrahmane Soufi (2013), "Étude de la durabilité des système béton armé: mortiers de réparation en milieu marin", Rappport de Thèse à l'Université de La Rochelle, France.

[141] Association Canadienne de normalisation (2004), CSA A23.1/.2-2004 - Béton: Constituants et exécution des travaux/Essais concernant le béton. [142] Bajja .Z (2007), Influence de la microstructure sur le transport diffusif des pâtes, mortiers et bétons à base de CEM I avec ajout de fumée de silice, Ph.D. Thesis, Université Paris-Saclay, France. [143] Bur .N (2013), Étude des caractéristiques physico-chimiques de nouveaux bétons éco-respectueux pour leur résistance à l’environnement dans le cadre du développement durable, Ph.D. Thesis, Université de Strasbourg, Strasbourg, France. [144] Centre scientifique et technique de la construction (2008), Cahier 12, Bruxelles, pp. 14 [145] Guanshu Li (1994), ―Étude du phénomène de l'expansion sulfatique dans les bétons: comportement des enrobés de déchets radioactifs sulfatés‖, Rapport de thèse à l'École Nationale des Ponts et des Chaussée, France. [146] Infociments (2005), La norme béton NF EN 206-1. [147] La norme NF EN 13670 (2012), Exécution des structures en béton. [148] Marchand J., Gagné R., Pigeon M., Jacobsen S., Sellevold E.J. (1996), ―La résistance au gel des bétons à hautes performances‖, Revue canadienne de génie civil, 23(5), pp. 1070-1080. [149] Olivier J.P. et Vichot A. (1992), La durabilité du béton, Presses des Ponts et Chaussées, Paris, France. [150] Plassais, Nanoporosité A. (2003), Texture et propriétés mécaniques de pâtes de ciments, Ph.D. Thesis, Université Paris 6, Paris, France. [151] Regourd. M (1975), "L'action de l'eau de mer sur les ciments", Annales de l'Institut Technique du Bâtiment et des Travaux Publics 329, pp. 85-102. [152] Thiery. M (2003), ―Étude des modifications de la microstructure et des propriétés de transfert des bétons dues à la carbonatation‖, Revue Française Génie Civil, 7(1), pp. 135. TÀI LIỆU NGUỒN INTERNET [153] http://www.seatemperature.org/asia/vietnam/hai-phong.htm [154] ―Concrete exposed to see water – Effects and Preventions‖, theconstructor.org. [155] http://www.minitab.com/en-us/

PHỤ LỤC

Phụ lục 01

Tính toán thiết kế thành phần bê tông muội silic

1. Trường hợp tỷ lệ N/CKD = 0,25

Bƣớc 5: chọn tỷ lệ N/CKD = 0,25

Bƣớc 6: Tính toán hàm lƣợng chất kết dính

Với tỷ lệ N/CKD được chọn ở trên bằng 0,25 và lượng nước N=150 lít; đối với chất kết dính chỉ sử dụng xi măng, lượng xi măng cho 1m3 bê tông được tính như sau:

CKD = = = 600 (kg/m3)

Bƣớc 7: Xác định tỷ lệ hỗn hợp cơ sở với chất kết dính là xi măng

Bảng 1: Thể tích các loại vật liệu trừ cát

Xi măng = 600/(3,1 x 103) Cốt liệu thô = 1100/(2,74 x 103) Nước = 150/1000 Không khí Tổng thể tích 0,19 (m3) 0,40 (m3) 0,15 (m3) 0,02 (m3) 0,76 (m3)

Do vậy thể tích cần thiết của cát trên 1 m3 bê tông là:

Vc = (1-Vclt –Vkk – Vxm – Vn) = (1 – 0,76) = 0,24 (m3) Bảng 2: Quy đổi về khối lƣợng hỗn hợp cơ sở

Xi măng Cát khô Cốt liệu lớn, khô Nước 600 kg 638 kg 1100 kg 150 lít

Bƣớc 8: Thành phần hỗn hợp cho 1m3 bê tông a. Thay thế 8% xi măng bởi muội silic Xi măng = 600 – 8% x 600 = 552 kg/m3 Muội silic = 8% x 600 = 48 kg

Bảng 3: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

0,18 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,02 m3 0,02 m3 0,23 m3 Xi măng = 552/(3,1 x 1000) Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000) Nước = 150/1000 Muội silic = 48/(2,2 x 1000) Không khí Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 4: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng 552 kg

Cát khô 612 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Phụ gia siêu dẻo 8,3 lít

Muội silic (8%) 48 kg

b. Thay thế 10% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 600 – 10% x 600 = 540 kg/m3 Muội silic = 10% x 600 = 60 kg

Bảng 5: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

Xi măng = 540/(3,1 x 1000)

Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000)

Nước = 150/1000

Muội silic = 60/(2,2 x 1000)

Không khí

0,17 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,03 m3 0,02 m3 0,23 m3 Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 6: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng 540 kg

Cát khô 612 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Phụ gia siêu dẻo 8,1 lít

Muội silic (10%) 60 kg

c. Thay thế 12% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 600 – 12% x 600 = 528 kg/m3 Muội silic = 12% x 600 = 72 kg

Bảng 7: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

Xi măng = 517/ (3,1 x 1000)

Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000)

Nước = 150/1000

Muội silic = 72/ (2,2 x 1000)

Không khí

0,17 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,03 m3 0,02 m3 0,23 m3 Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 8: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng Cát khô 528 kg 612 kg

1100 kg 150 lít 7,9 lít 72 kg

Cốt liệu lớn, khô Nước Phụ gia siêu dẻo Muội silic (12%) 2. Trường hợp tỷ lệ N/CKD = 0,30

Bƣớc 5: chọn tỷ lệ N/CKD = 0,30

Bƣớc 6: Tính toán hàm lƣợng chất kết dính

Với tỷ lệ N/CKD được chọn ở trên bằng 0,30 và lượng nước N=150 lít; đối với chất kết dính chỉ sử dụng xi măng, lượng xi măng cho 1m3 bê tông được tính như sau:

CKD = = = 500 (kg/m3)

Bƣớc 7: Xác định tỷ lệ hỗn hợp cơ sở với chất kết dính là xi măng

Bảng 9: Thể tích các loại vật liệu trừ cát

Xi măng = 500/(3,1 x 103) Cốt liệu thô = 1100/(2,74 x 103) Nước = 150/1000 Không khí Tổng thể tích 0,16 (m3) 0,40 (m3) 0,15 (m3) 0,02 (m3) 0,73 (m3)

Do vậy thể tích cần thiết của cát trên 1 m3 bê tông là:

Vc = (1-Vclt –Vkk – Vxm – Vn) = (1 – 0,73) = 0,27(m3) Bảng 10: Quy đổi về khối lƣợng hỗn hợp cơ sở

Xi măng Cát khô Cốt liệu lớn, khô Nước 500 kg 718 kg 1100 kg 150 lít

Bƣớc 8: Thành phần hỗn hợp cho 1m3 bê tông a. Thay thế 8% xi măng bởi muội silic Xi măng = 500 – 8% x 500 = 460 kg/m3 Muội silic = 8% x 500 = 40 kg

Bảng 11: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1 m3

Xi măng = 460/(3,1 x 1000)

Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74x 1000)

Nước = 150/1000

Muội silic = 340/(2,2 x 1000)

Không khí

Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn 0,15 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,02 m3 0,02 m3 0,26 m3

Bảng 12: Thành phần cho 1 m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng 460 kg

Cát khô 692 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Phụ gia siêu dẻo 6,9 lít

Muội silic (8%) 40 kg

b. Thay thế 10% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 500 – 10% x 500 = 450 kg/m3 MS = 10% x 500 = 50 kg

Bảng 13: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1 m3

0,14 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,03 m3 0,02 m3 0,26 m3 Xi măng = 450/(3,1 x 1000) Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000) Nước = 150/1000 Muội silic = 50/(2,2 x 1000) Không khí Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 14: Thành phần cho 1 m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng 450 kg

Cát khô 692 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Phụ gia siêu dẻo 6,8 lít

Muội silic (10%) 50 kg

c. Thay thế 12% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 500 – 12% x 500 = 440 kg/m3 Muội silic = 12% x 500 = 60 kg

Bảng 15: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1 m3

0,14 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,03 m3 0,02 m3 0,26 m3 Xi măng = 431/(3,1 x 1000) Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000) Nước = 150/1000 Muội silic = 60/(2,2 x 1000) Không khí Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 16: Thành phần cho 1 m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng Cát khô 440 kg 692 kg

1100 kg 150 lít 6,6 lít 60 kg

Cốt liệu lớn, khô Nước Phụ gia siêu dẻo Muội silic (12%) 3. Trường hợp tỷ lệ N/CKD = 0,35

Bƣớc 5: chọn tỷ lệ N/CKD = 0,35

Bƣớc 6: Tính toán hàm lƣợng chất kết dính

Với tỷ lệ N/CKD được chọn ở trên bằng 0,35 và lượng nước N=147 lít; đối với chất kết dính chỉ sử dụng xi măng, lượng xi măng cho 1m3 bê tông được tính như sau:

CKD = = = 429 (kg/m3)

Bƣớc 7: Xác định tỷ lệ hỗn hợp cơ sở với chất kết dính là xi măng

Bảng 17: Thể tích các loại vật liệu trừ cát

Xi măng = 429/(3,1 x 103) Cốt liệu thô = 1100/(2,74 x 103) Nước = 150/1000 Không khí Tổng thể tích 0,14 (m3) 0,40 (m3) 0,15 (m3) 0,02 (m3) 0,71 (m3)

Do vậy thể tích cần thiết của cát trên 1 m3 bê tông là:

Vc = (1-Vclt –Vkk – Vxm – Vn) = (1 – 0,71) = 0,29 (m3) Bảng 18: Quy đổi về khối lƣợng hỗn hợp cơ sở

Xi măng 429 kg

Cát khô 772 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Bƣớc 8: Thành phần hỗn hợp cho 1m3 bê tông a. Thay thế 8% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 429 – 8% x 429 = 395 kg/m3 Muội silic = 8% x 429 = 34 kg

Bảng 19: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

Xi măng = 394/(3,1 x 1000) Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000) Nước = 150/1000 Muội silic = 34/(2,2 x 1000)

0,13 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,02 m3 0,02 m3 0,28 m3 Không khí Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 20: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng Cát khô Cốt liệu lớn, khô 395 kg 745 kg 1100 kg

Nước 150 lít

5,9 lít 34 kg

Phụ gia siêu dẻo Muội silic (8%) b. Thay thế 10% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 429 – 10% x 420 = 386 kg/m3

Muội silic = 10% x 429 = 43 kg

Bảng 21: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

Xi măng = 386 /(3,1 x 1000)

Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000)

Nước = 147/1000

Muội silic = 42/(2,2 x 1000)

Không khí

0,13 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,02 m3 0,02 m3 0,28 m3 Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 22: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng 386 kg

Cát khô 745 kg

Cốt liệu lớn, khô 1100 kg

Nước 150 lít

Phụ gia siêu dẻo 5,8 lít

Muội silic (10%) 43 kg

c. Thay thế 12% xi măng bởi muội silic

Xi măng = 429 – 12% x 429 = 377 kg/m3 Muội silic = 12% x 429 = 52 kg

Bảng 23: Thể tích các thành phần hỗn hợp cho 1m3

0,13 m3 0,40 m3 0,15 m3 0,02 m3 0,02 m3 0,29 m3 Xi măng = 377/(3,1 x 1000) Cốt liệu lớn, khô = 1100/(2,74 x 1000) Nước = 150/1000 Muội silic = 52/(2,2 x 1000) Không khí Cát = 1 – Vclt – Vkk – Vxm – Vms – Vn

Bảng 24: Thành phần cho 1m3 bê tông chƣa hiệu chỉnh

Xi măng Cát khô 377 kg 745 kg

Cốt liệu lớn, khô Nước Phụ gia siêu dẻo Muội silic (12%) 1100 kg 150 lít 5,7 lít 52 kg

PHỤ LỤC 02

(MPa)

KẾT QUẢ ĐO THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH CƢỜNG ĐỘ CHỊU NÉN CỦA BÊ TÔNG Ở 28 NGÀY TUỔI

STT Ký hiệu BT M1 M2 M3 M5 M6 M7 M8 M9 M4

1 8MS 0.25N/CKD 80,4 80,0 78,9 83,5 77,4 79,3 81,4 83,5 80,2 77,1

2 10MS 0.25N/CKD 78,1 84,2 88,1 86,1 74,9 95,1 93,6 76,5 84,5 84,0

3 12MS 0.25N/CKD 88,6 76,4 81,9 88,2 82,8 78,8 86,2 88,6 83,2 77.6

4 8MS 0.30N/CKD 68,8 68,6 68,1 74,2 65,2 68,5 68,0 65,1 68,5 70,2

5 10MS 0.30N/CKD 70,2 71,2 74,5 74,8 70,4 72,4 73,2 73,7 72,4 73,8