Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu độ bền thấm nước và thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ ứng dụng trong dự đoán tuổi thọ kết cấu cầu

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

-------o0o-------

LÊ QUANG VŨ

NGHIÊN CỨU ĐỘ BỀN THẤM NƯỚC VÀ THẤM

ION CLO CỦA BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ỨNG DỤNG

TRONG DỰ ĐOÁN TUỔI THỌ KẾT CẤU CẦU

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

Hà Nội - 2022

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

-------o0o-------

LÊ QUANG VŨ

NGHIÊN CỨU ĐỘ BỀN THẤM NƯỚC VÀ THẤM

ION CLO CỦA BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ỨNG DỤNG

TRONG DỰ ĐOÁN TUỔI THỌ KẾT CẤU CẦU

Chuyên ngành: XÂY DỰNG CẦU HẦM

Mã số: 9.58.02.05.03

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1- PGS.TS. TRẦN THẾ TRUYỀN

2- PGS.TS. ĐỖ ANH TÚ

Hà Nội - 2022

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của tôi. Các số liệu kết quả nêu trong luận án là trung thực và chưa được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác.

Nghiên cứu sinh

Lê Quang Vũ

LỜI CẢM ƠN

Luận án được thực hiện dưới sự hướng dẫn trực tiếp của PGS.TS. Trần Thế

Truyền và PGS.TS. Đỗ Anh Tú, là những người thầy đã tận tình hướng dẫn và định hướng khoa học; tạo điều kiện thuận lợi, giúp đỡ tác giả trong suốt quá trình học

tập, chỉ dẫn tận tình và đã đóng góp các ý kiến quý báu để giúp tôi thực hiện luận

án này.

Trong quá trình làm luận án, tác giả đã nhận được sự hỗ trợ và giúp đỡ nhiệt tình của quý thầy cô giáo, các nhà khoa học thuộc Bộ môn Cầu Hầm, Bộ môn Vật

liệu Xây dựng - Trường Đại học Giao thông vận tải. Tác giả cảm ơn GS.TS. Trần

Đức Nhiệm, PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long, PGS.TS. Bùi Tiến Thành, TS. Thái Khắc

Chiến, TS. Đặng Thùy Chi, PGS.TS. Nguyễn Trung Hiếu đã động viên và hỗ trợ tác

giả trong suốt quá trình học tập.

Tôi xin trân trọng cảm ơn Ban Giám Hiệu Trường Đại học Giao thông Vận tải,

Lãnh đạo Khoa Công Trình, Bộ môn Cầu Hầm, Phòng Đào tạo Sau đại học, Phòng

thí nghiệm Vật liệu xây dựng, Phòng Thí nghiệm và Kiểm định Công trình (Đại học Xây dựng), Phòng Thí nghiệm công trình (Đại học Thủy Lợi) đã tạo điều kiện thuận

lợi cho tôi trong quá trình học tập nghiên cứu tại Hà Nội.

Cuối cùng tôi bày tỏ cảm ơn các đồng nghiệp, gia đình người thân đã giúp đỡ

tôi trong quá trình học tập nghiên cứu.

Hà Nội, ngày tháng năm 2022

Nghiên cứu sinh

Lê Quang Vũ

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ...................................................................................................... I

LỜI CẢM ƠN ........................................................................................................... II

MỤC LỤC ............................................................................................................... III

DANH MỤC HÌNH ẢNH ..................................................................................... VII

DANH MỤC BẢNG BIỂU ...................................................................................... X

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT................................................................... XII

MỞ ĐẦU .................................................................................................................... 1

1. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI .......................................................................... 1

2. MỤC TIÊU CỦA LUẬN ÁN ................................................................................. 3

3. ĐỐI TƯỢNG VA PHẠM VI NGHIÊN CỨU ........................................................ 3

3.1. Đối tượng nghiên cứu ......................................................................................... 3

3.2. Phạm vi nghiên cứu ............................................................................................ 3

4. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU ........................................................................... 3

5. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚİ CỦA LUẬN ÁN ....................................................... 3

CHƯƠNG I ................................................................................................................ 5

TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ VÀ CÁC NGHIÊN CỨU LIÊN

QUAN ĐỘ BỀN BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ....................................................... 5

1.1. BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ VÀ ỨNG DỤNG ................................................... 5

1.1.1. Đặc điểm chung của bê tông cốt liệu nhẹ ...................................................... 5

1.1.2. Các đặc trưng cơ lý của bê tông cốt liệu nhẹ ................................................ 7

1.1.3. Ứng dụng bê tông cốt liệu nhẹ trên thế giới và ở Việt Nam ...................... 13

1.2. CÁC NGHİÊN CỨU VỀ ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ ........... 18

1.2.1. Nghiên cứu độ bền của bê tông .................................................................... 18

1.2.2. Nghiên cứu độ bền của bê tông cốt liệu nhẹ ............................................... 19

1.3. THIẾT KẾ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP THEO ĐỘ BỀN ...................... 30

1.3.1. Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép theo độ bền ............................................ 30

1.3.2. Mô hình tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép ..................... 31

1.3.3. Ngưỡng nồng độ clo gây ăn mòn thép trong bê tông ................................ 38

1.4. KẾT LUẬN CHƯƠNG I ................................................................................... 38

CHƯƠNG II ............................................................................................................ 40

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ ĐỘ THẤM NƯỚC VÀ THẤM

ION CLO CỦA BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ....................................................... 40

2.1. CÔNG TÁC CHUẨN BỊ THÍ NGHIỆM .......................................................... 40

2.1.1. Vật liệu chế tạo bê tông ................................................................................. 40

2.1.2. Thí nghiệm xác định một số chỉ tiêu kĩ thuật của vật liệu chế tạo bê tông ................................................................................................................................... 42

2.1.3. Thiết kế thành phần cấp phối bê tông thí nghiệm ..................................... 48

2.1.4. Thí nghiệm kiểm tra cường độ BTCLN thiết kế ........................................ 52

2.2. THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐỘ THẤM NƯỚC CỦA BÊ TÔNG .................... 53

2.2.1. Thí nghiệm đo độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu ảnh hưởng của

tải trọng nén trước .................................................................................................. 53

2.2.2. Thí nghiệm đo độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu ảnh hưởng của

tải trọng nén trực tiếp ............................................................................................. 58

2.3. THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐỘ THẤM İON CLO CỦA BÊ TÔNG ............... 63

2.3.1. Thí nghiệm xác định độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ chịu nén

trước ......................................................................................................................... 63

2.3.2. Thí nghiệm xác định độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ chịu nén trực

tiếp ............................................................................................................................ 68

2.4. QUAN HỆ GIỮA HỆ SỐ THẤM NƯỚC VÀ HỆ SỐ KHUẾCH TÁN ION CLO

CỦA BÊ TÔNG ........................................................................................................ 72

2.4.1. Công thức lý thuyết của Banthia ................................................................. 72

2.4.2. Tính hệ số Ck cho loại bê tông thí nghiệm .................................................. 73

2.4.3. So sánh kết quả dựa trên công thức của Banthia và kết quả thí nghiệm74

2.4.4. Đề xuất công thức xác định hệ số khuếch tán ion clo từ hệ số thấm nước khi xét đến ứng suất trong bê tông ........................................................................ 75

2.5. KẾT LUẬN CHƯƠNG II .................................................................................. 75

CHƯƠNG III ........................................................................................................... 78

XÂY DỰNG MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔİ THỌ CỦA KẾT CẤU SỬ DỤNG BÊ

TÔNG CỐT LİỆU NHẸ ......................................................................................... 78

3.1. ĐẶT VẤN ĐỀ .................................................................................................... 78

3.2. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU .............................................................. 78

3.3. XÂY DỰNG MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔI THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT

THÉP CỐT LIỆU NHẸ ............................................................................................ 79

3.3.1. Khái niệm tuổi thọ sử dụng .......................................................................... 79

3.3.2. Tuổi thọ sử dụng theo tác động của sự xâm nhập clo ................................ 80

3.3.3. Các tham số của mô hình ............................................................................. 82

3.3.4. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ

theo tiêu chí khởi đầu ăn mòn cốt thép ................................................................. 87

3.3.5. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ

theo tiêu chí ăn mòn cốt thép có xét đến trạng thái ứng suất của bê tông ......... 89

3.4. MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔI THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP CỐT LIỆU

NHẸ CÓ XÉT ĐẾN LÍ THUYẾT XÁC SUẤT ....................................................... 90

3.4.1. Lý thuyết xác suất hư hỏng và tuổi thọ dài hạn ......................................... 90

3.4.2. Phương pháp thiết kế xác suất ..................................................................... 92

3.4.3. Thiết kế theo nguyên tắc làm việc trong trường hợp R và S có phân phối

chuẩn ........................................................................................................................ 93

3.4.4. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê

tông cốt liệu nhẹ có xét đến tính bất định của các tham số đầu vào ................... 93

3. KẾT LUẬN CHƯƠNG III.................................................................................... 94

CHƯƠNG IV ........................................................................................................... 96

TÍNH TOÁN DỰ BÁO TUỔİ THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP CỐT

LIỆU NHẸ CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG ĐỒNG THỜI CỦA HIỆU ỨNG TẢI

TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG CỦA MÔI TRƯỜNG ................................................. 96

4.1. KẾT CẤU BẢN BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ĐỀ XUẤT DÙNG THAY THẾ CHO TÀ VẸT GỖ TRÊN CẦU ĐƯỜNG SẮT ....................................................... 96

4.1.1. Kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ cốt thép thay thế cho tà vẹt gỗ trên

cầu đường sắt .......................................................................................................... 96

4.1.2. Phân tích ứng xử của kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ ............................. 98

4.2. TÍNH TOÁN DỰ BÁO TUỔİ THỌ KẾT CẤU BẢN BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ THAY THẾ CHO TÀ VẸT GỖ TRÊN MẶT CẦU ĐƯỜNG SẮT ............ 100

4.2.1. Tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ mặt cầu đường

sắt với mô hình xác định. ...................................................................................... 100

4.2.2. Tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ mặt cầu đường

sắt với mô hình xác suất........................................................................................ 103

4.3. KẾT LUẬN CHƯƠNG IV .............................................................................. 107

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ .............................................................................. 108

1. KẾT LUẬN ......................................................................................................... 108

2. KIẾN NGHỊ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO ......................................... 111

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA NGHIÊN CỨU SINH ..... 112

TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................... 113

TIẾNG VIỆT ........................................................................................................... 113

TIẾNG ANH ........................................................................................................... 114

vii

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 - Vật liệu bê tông cốt liệu nhẹ ...................................................................... 5

Hình 1.2 - Quan hệ giữa tỉ lệ N/CKD và cường độ nén của các loại vữa khác nhau [42] (Leca, Liapor, Ulopor, Embra, Liaver là tên các loại sỏi nhẹ thương

mại hiện có trên thị trường, chủ yếu ở châu Âu) ....................................... 9

Hình 1.3 - Quan hệ giữa KLTT sau khi tháo khuôn và cường độ nén của các loại vữa

khác nhau [42] ......................................................................................... 10

Hình 1.4 - Cơ chế vùng tiếp xúc đá xi măng - cốt liệu theo Zhang và Gjørv [65] .. 10

Hình 1.5 - Gạch bê tông nhẹ .................................................................................... 14

Hình 1.6 - Cầu Greenland (1996) ............................................................................ 15

Hình 1.7 - Cầu Lewis & Clark (1996) ...................................................................... 15

Hình 1.8 - Đá bazan bọt ở Quảng Hiệp, Đắc Lắc .................................................... 16

Hình 1.9 - Ảnh hưởng của độ rỗng, dạng - kích thước đường rỗng và tính liên thông

của các lỗ rỗng đến độ thấm của bê tông (Scrivener (2001)) ................. 20

Hình 1.10 - Khả năng hút nước của bê tông cốt liệu nhẹ (LWC) so với bê tông thường (NC) ......................................................................................................... 21

Hình 1.11 – Độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ theo chiều sâu từ bề mặt (Salem

N & al (2016) [52] ................................................................................... 22

Hình 1.12 - Vùng xâm nhập cacbonat hóa đến cốt thép .......................................... 24

Hình 1.13 - Các dạng mặt cắt cácbonat hóa gặp phải trong thực tế ....................... 25

Hình 1.14 - Ảnh hưởng của môi trường đến tốc độ cacbonat hóa. .......................... 27

Hình 1.17 - Tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép: Mô hình hai giai đoạn

của Tuuti 1980 [62] ................................................................................. 33

Hình 1.18 - Các sự kiện liên quan đến tuổi thọ sử dụng .......................................... 33

Hình 1.19 - Ảnh hưởng của màng và sơn phủ bề mặt .............................................. 37

Hình 2.1 - Thí nghiệm khối lượng cát lèn chặt ......................................................... 41

Hình 2.2 - Sỏi Keramzit phục vụ đổ bê tông ............................................................ 42

Hình 2.3 - Biểu đồ cấp phối cát ............................................................................... 44

Hình 2.4 - Cấp phối hạt cát sau điều chỉnh .............................................................. 45

Hình 2.5 - Đường cong cấp phối của sỏi keramzit................................................... 46

Hình 2.6 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 ........................................................ 50

Hình 2.7 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Thông số vật liệu ......................... 51

viii

Hình 2.8 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Lựa chọn tham số ........................ 51

Hình 2.9 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Thành phần vật liệu ..................... 51

Hình 2.10 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Kết quả tính toán ....................... 52

Hình 2.11 - Thí nghiệm nén bê tông theo ASTM - C39 ............................................ 53

Hình 2.12 - Cắt mẫu thí nghiệm thấm thấm nước từ mẫu trụ và xử lý mẫu ............ 54

Hình 2.13 - Bố trí đo thấm nước trong phòng thí nghiệm ........................................ 54

Hình 2.14 - Gia tăng độ thấm nước K theo áp lực nước tương ứng với các cấp tải trọng ......................................................................................................... 57

Hình 2.15 - Gia tăng độ thấm nước K theo áp lực nước với các cấp tải trọng 0P;

0.3P; 0.5P ................................................................................................ 57

Hình 2.16 - Gia tăng độ thấm nước K theo ứng suất tương đối /max ................... 58

Hình 2.17 - Buồng đo thấm nước mẫu bê tông chịu tải trọng nén trực tiếp ........... 59

Hình 2.18 - Đồng hồ đo áp lực nén của tải trọng và áp lực nước vào .................... 59

Hình 2.19 - Cân điên tử kết nối với máy tính và bình hứng nước ............................ 59

Hình 2.20 - Máy tính với phần mềm Hyper Terminal tự động ghi số liệu về lưu lượng

nước thoát ra khi thấm qua mẫu thí nghiệm............................................ 59

Hình 2.21 - Toàn cảnh bố trí thiết bị đo độ thấm nước của bê tông chịu tải trọng nén trực tiếp .................................................................................................... 59

Hình 2.22 - Biểu đồ hệ số độ thấm K thay đổi theo thời gian với cấp ứng suất max = 0.6 ......................................................................................................... 61

Hình 2.23 - Biểu đồ hệ số độ thấm K thay đổi theo thời gian với cấp ứng suất max = 0.7 ......................................................................................................... 61

Hình 2.24 - Gia tăng hệ số thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ K theo ứng suất trong

bê tông ..................................................................................................... 63

Hình 2.25 - Chế tạo mẫu và tiến hành thí nghiệm ................................................... 64

Hình 2.26 - Độ thấm clo của bê tông nhẹ 30 MPa theo ứng suất nén trước trong bê tông .......................................................................................................... 66

Hình 2.27 - Độ thấm clo trung bình của 6 mẫu bê tông nhẹ 30 MPa theo ứng suất nén trước trong bê tông. .......................................................................... 66

Hình 2.28 - Thay đổi hệ số khuếch tán ion clo theo ứng suất nén trước trong bê tông

cốt liệu nhẹ C30 ....................................................................................... 67

Hình 2.29 - Quy luật gia tăng của hệ số khuếch tán ion clo theo ứng suất nén trước

của mẫu bê tông cốt liệu nhẹ C30 ........................................................... 68

Hình 2.30 - Lắp đặt khung gia tải ............................................................................ 69

Hình 2.31 - Kết nối máy đo điện lượng thấm qua bê tông với máy tính .................. 69

Hình 2.32 - Quan hệ của độ thấm ion clo qua bê tông với cấp ứng suất nén bê tông

cốt liệu nhẹ ............................................................................................... 72

Hình 2.33 - Biểu đồ quan hệ hệ số khuếch tán ion clo dựa trên lý thuyết Banthia và kết quả thí nghiệm của bê tông cốt liệu nhẹ C30..................................... 75

Hình 3.1 - Định nghĩa tuổi thọ sử dụng và kéo dài tuổi thọ sử dụng ....................... 79

Hình 3.2 - Quan niệm về tuổi thọ sử dụng (theo Tuutti, 1980) [62] ........................ 81

Hình 4.1 - Bố trí cốt thép bản bê tông cốt liệu nhẹ .................................................. 96

Hình 4.2 - Mặt cắt điển hình của bản bê tông cốt liệu nhẹ LWC ............................. 97

Hình 4.3 - Kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ đề xuất thay thế tà vẹt gỗ trên cầu đường sắt

................................................................................................................. 97

Hình 4.4 - Lưới phần tử hữu hạn .............................................................................. 98

Hình 4.5 - Trường ứng suất: Mặt cắt ngang của bản bê tông cốt liệu nhẹ LWC. ... 99

Hình 4.6 - Trạng thái dẻo của các phần tử đặc. ...................................................... 99

Hình 4.7 - Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và độ võng giữa nhịp của bản mặt cầu (Tải

trọng lên đến 400 kN tương đương 2 lần tải trọng cuối cùng của T22) 100

Hình 4.8 - Quan hệ giữa chiều dày lớp bê tông bảo vệ với tuổi thọ công trình theo

ứng suất nén trước ................................................................................. 102

Hình 4.9 - Quan hệ giữa chiều dày lớp bê tông bảo vệ với tuổi thọ công trình theo

ứng suất nén trực tiếp ............................................................................ 102

Hình 4.10 - Ảnh hưởng của hệ số khuếch tán D đến xác suất sự cố ăn mòn ......... 104

Hình 4.11 - Ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ h đến xác suất sự cố ăn mòn ........................................................................................................ 105

Hình 4.12 - Ảnh hưởng của nồng độ clorua tới hạn Ccr đến xác suất sự cố ăn mòn ........................................................................................................ 105

Hình 4.13 - Ảnh hưởng của nồng độ clorua bề mặt bê tông CS đến xác suất sự cố ăn mòn ........................................................................................................ 106

Hình 4.14 - Ảnh hưởng của hệ số tuổi n đến xác suất sự cố ăn mòn ..................... 106

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 - Phân loại bê tông nhẹ theo khối lượng thể tích theo EN 206-2013.......... 6

Bảng 1.2 - Phân loại bê tông nhẹ theo cấp cường độ chịu nén EN 206-2013 ........... 7

Bảng 1.3 - Phân loại bê tông nhẹ theo ACI 213R-03 ................................................. 7

Bảng 1.4 - Tốc độ tích lũy và nồng độ lớn nhất của clo bề mặt ............................... 37

Bảng 2.1 - Các tính chất cơ lý của xi măng Vicem PC40 ........................................ 40

Bảng 2.2 - Thành phần hóa học của xi măng Vicem PC40 ...................................... 40

Bảng 2.3 - Thành phần khoáng vật của xi măng Vicem PC40 ................................. 41

Bảng 2.4 - Bảng thành phần hạt của cát .................................................................. 44

Bảng 2.5 - Bảng thành phần hạt của cát sau điều chỉnh .......................................... 45

Bảng 2.6 - Đối với cốt liệu lớn là sỏi keramzit ......................................................... 46

Bảng 2.7 - Khối lượng thể tích của cốt liệu nhẹ xem xét .......................................... 47

Bảng 2.8 - Lượng nước nhào trộn ............................................................................ 49

Bảng 2.9 - Thành phần hỗn hợp vật liệu cho 1m3 bê tông cốt liệu nhẹ cấp 30Mpa xét

tới ảnh hưởng của độ ẩm và độ hút nước cốt liệu. .................................. 52

Bảng 2.10 - Kết quả thí nghiệm cường độ nén theo ASTM-C39 .............................. 52

Bảng 2.11 - Kết quả hệ số thấm trong thí nghiệm .................................................... 56

Bảng 2.12 - Kết quả hệ số thấm nước K(m/s) theo cấp tải trọng tác dụng .............. 62

Bảng 2.13 - Mức độ thấm ion clo ............................................................................. 64

Bảng 2.14 - Kết quả thí nghiệm độ thấm ion clo của bê tông nhẹ 30 Mpa .............. 65

Bảng 2.15 - Hệ số khuyếch tán clorua tính theo điện lượng từ thí nghiệm thấm nhanh

................................................................................................................. 67

Bảng 2.16 - Kết quả thí nghiệm độ thấm ion clo của mẫu bê tông C30, có xét đến trạng thái ứng suất nén trực tiếp ............................................................ 70

Bảng 2.17 - Hệ số khuếch tán ion clo ở trạng thái không chịu tải của bê tông C30 73

Bảng 2.18 - Hệ số thấm nước theo các cấp áp lực của bê tông (C30) chịu tải trọng

nén trực tiếp ............................................................................................. 73

Bảng 2.19 - Giá trị hệ số khuếch tán được tính theo hệ số thấm nước theo Ck (Bê tông C30) ......................................................................................................... 74

Bảng 2.20 - Hệ số khuếch tán ion clo theo các cấp ứng suất của bê tông (C30) theo lý thuyết và thí nghiệm ............................................................................. 74

Bảng 3.1 - Tóm tắt các tiêu chuẩn xác định giới hạn tối đa cho phép của nồng độ ion

clo trong vữa và bê tông dự ứng lực ........................................................ 85

Bảng 4.1 - Bảng thông số đầu vào .......................................................................... 101

Bảng 4.2 - Bảng tham số đầu vào ........................................................................... 103

xii

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT

Chữ cái viết tắt, kí hiệu Ý nghĩa

AASHTO

American Association of State Highway and Transportation Officials

(Hiệp hội các Viên chức Đường bộ và Vận tải Mỹ)

American Concrete Institute (Viện Bê tông Mỹ) ACI

American Society for Testing and Materials (Tiêu ASTM

chuẩn Mỹ về Thí nghiệm Vật liệu)

BT Bê tông

BTCT Bê tông cốt thép

BTN Bê tông nhẹ

BTCLN Bê tông cốt liệu nhẹ

C Cát

CL Cốt liệu

CLN Cốt liệu nhẹ

DƯL Dự ứng lực

IC Ion clo (Ion Chloride), Cl-

EN EuroNorm (Tiêu chuẩn Châu Âu)

N/CKD Nước/chất kết dính

N/X Nước/xi măng

N Nước

X Xi măng

PTHH Phần tử hữu hạn

PGSD Phụ gia siêu dẻo

TTH Trục trung hòa

TCN Tiêu chuẩn ngành

TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam

xiii

Khối lượng thể tích KLTT

Kết cấu bê tông KCBT

LWC Light weight concrete (Bê tông nhẹ)

MỞ ĐẦU

1. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI

Nghiên cứu chế tạo và ứng dụng bê tông nhẹ (Light Weight Concrete - LWC) trong xây dựng nói chung, xây dựng cầu đường và cầu đường sắt nói riêng đã được ứng dụng

tương đối nhiều trên thế giới, đặc biệt là tại Mỹ và châu Âu. Mỹ và châu Âu đã có tiêu

chuẩn tính toán cho LWC. Các công trình cầu sử dụng bê tông nhẹ có thể kể đến là Cầu

New Eidsvoll Sund ở Nauy (1992), cầu Grenland (1996), cầu Lewis & Clark (1996) Mỹ… Việc sử dụng bê tông nhẹ làm kết cấu mặt cầu trong thiết kế mới hay sửa chữa

nâng cấp các cầu cũ đã được thực hiện tương đối nhiều ở Mỹ, có thể kể đến cầu Coleman,

cầu Jame River, cầu Woodrow Wilson....

Thực tế áp ứng dụng bê tông nhẹ trong xây dựng các công trình ở các nước trên

thế giới cho thấy các ưu điểm nổi bật như: Giảm trọng lượng bản thân của kết cấu cầu, do đó nâng cao năng lực khai thác của hoạt tải; Giảm chi phí cẩu lắp và vận chuyển các

cấu kiện đúc sẵn do trọng lượng kết cấu được giảm bớt. Điều này thuận tiện cho thi công

lao lắp và giảm giá thành xây dựng. Tăng độ bền của kết cấu do dính kết giữa cốt liệu và đá xi măng tốt; Giảm được hiệu ứng tập trung ứng suất thường được tạo ra xung

quanh các hạt cốt liệu đối với bê tông thường. Giảm các đường nứt vi mô do co ngót và

từ biến gây ra. Tăng độ bền của bê tông do giảm được các đường nứt vi mô; Cải thiện khả năng chống thấm nhập của các ion clo. Minh chứng về hàm lượng ion Cl- sau 23 năm khai thác của các nhà nghiên cứu của Mỹ cho thấy: Theo khi chiều dày lớp bê tông

tăng lên hàm lượng ion Cl- giảm đi so với bê tông thường

Hiện nay ở Việt Nam, việc ứng dụng bê tông nhẹ trong xây dựng các công trình

nhà cửa đã được thực hiện tương đối nhiều; bước đầu đã có các nghiên cứu ứng dụng

trong xây dựng giao thông, đặc biệt là xây dựng các bộ phận kết cấu cầu. Một số công

trình điển hình như Khách sạn Fortuna Hà nội, Trung thâm thể thao Long Biên hay Hà

nội Club do công ty Cổ phần sản xuất bê tông nhẹ Thiên Giang thực hiện. Công trình nhà 7 tầng nhà số 132 Khuất Duy Tiến; nhà 6 tầng số 130 phố Giảng Võ; khách sạn 11 tầng phố Hàng Thùng; sàn 200 m2 nhà hàng Xanh Plat số 10 Phạm Ngọc Thạch… do Công ty Xây dụng và Phát triển hạ tầng Đô thị Hà Nội (CiCo) thực hiện. Các kết quả thu được rất khả quan và được Bộ Xây dựng đánh giá rất cao. Tuy nhiên trong ngành xây dựng giao thông nói chung, xây dựng kết cấu công trình cầu nói riêng thì đây còn là vấn đề cần được nghiên cứu áp dụng.

Thiết kế thành phần cấp phối của bê tông nhẹ và thí nghiệm xác định các đặc trưng cơ lý của bê tông nhẹ đã được nhiều nghiên cứu đề cập. Các kết quả đã cho thấy nhưng

điểm giống và khác biệt của bê tông nhẹ so với bê tông thường cùng cấp cường độ chịu

nén. Tuy vậy, độ bền lâu của bê tông nhẹ, của kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông

nhẹ vẫn là câu hỏi cần được trả lời, đặc biệt là với các loại bê tông nhẹ được sản xuất

trong điều kiện Việt Nam và các kết cấu sử dụng bê tông nhẹ khai thác trong điều kiện

khí hậu thời tiết ở Việt Nam.

Đánh giá độ bền của bê tông nhẹ và kết cấu sử dụng bê tông nhẹ đã được một số

nghiên cứu trên thế giới thực hiện. Về nguyên tắc, các phương pháp đo đạc đánh giá

tính thấm nước, thấm clo của bê tông nhẹ cũng như dự đoán tuổi thọ các kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông nhẹ được thực hiện giống như đối với bê tông thường.

Tuy vậy, các kết quả thu được độ phân tán lớn, nguyên nhân chính là do thành phần

cốt liệu khác nhau, tuổi bê tông khác nhau, dạng mẫu và phương pháp thí nghiệm khác

nhau.

Đánh giá độ thấm nước và thấm ion clo của bê tông nhẹ và kết cấu sử dụng bê tông

nhẹ hiện là một vấn đề rất mới ở Việt Nam; đặc biệt là có xét đến ảnh hưởng của yếu tố

tải trọng. Cho đến nay chưa có một nghiên cứu nào thực hiện về vấn đề này. Cần thiết

phải có các nghiên cứu đánh giá độ bền lâu của kết cấu bê tông nhẹ nhằm bổ sung cơ sở

dữ liệu cho công tác thiết kế của các kết cấu bê tông nhẹ sử dụng trong xây dựng dân

dụng và xây dựng giao thông. Từ các kết quả thí nghiệm đánh giá độ thấm nước và thấm

ion clo của bê tông nhẹ, có thể xây dựng các mô hình dự báo tuổi thọ các kết cấu bê tông

cốt thép sử dụng bê tông nhẹ theo tiêu chí ăn mòn cốt thép.

Từ những đòi hỏi cấp thiết và ý nghĩa quan trọng trong việc đề xuất được mô hình

đánh giá ảnh hưởng của tải trọng đến độ thấm của bê tông cốt liệu nhẹ và ứng dụng

trong dự báo tuổi thọ công trình bằng bê tông cốt thép nói chung và các công trình cầu

nói riêng, đặc biệt là phù hợp với triết lý thiết kế cầu theo xác suất của tiêu chuẩn thiết

kế cầu Việt Nam, đề tài nghiên cứu “Nghiên cứu độ bền thấm nước và thấm ion clo

của bê tông cốt liệu nhẹ ứng dụng trong dự đoán tuổi thọ kết cấu cầu” được lựa chọn làm đề tài luận án.

Nội dung luận án gồm 4 chương, mở đầu, kết luận và kiến nghị

- Mở đầu - Chương 1: Tổng quan về bê tông cốt liệu nhẹ, các nghiên cứu liên quan đến độ

bền của bê tông cốt liệu nhẹ và các kết cấu sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ.

- Chương 2: Thí nghiệm phân tích độ thấm nước và thấm ion clo của bê tông

cốt liệu nhẹ.

- Chương 3: Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ của kết cấu sử dụng bê tông cốt

liệu nhẹ.

- Chương 4: Tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ có xét

đến ảnh hưởng đồng thời của hiệu ứng tải trọng và tác động của môi trường.

- Kết luận và kiến nghị

2. MỤC TIÊU CỦA LUẬN ÁN

Mục tiêu của luận án là:

- Xác định đặc tính độ thấm nước và thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ. - Xây dựng các mô hình tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu sử dụng bê tông cốt liệu

nhẹ.

- Đánh giá tuổi thọ khai thác của kết cấu mặt cầu sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ.

3. ĐỐI TƯỢNG VA PHẠM VI NGHIÊN CỨU

3.1. Đối tượng nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu là bê tông sử dụng cốt liệu nhẹ keramzit và các kết cấu sử

dụng loại bê tông cốt liệu nhẹ này.

Các đặc tính bền thấm nước và thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ và tuổi thọ

kết cấu bê tông cốt liệu nhẹ.

3.2. Phạm vi nghiên cứu

Luận án chỉ tập trung nghiên cứu vấn đề tác động ăn mòn thép của ion clo, không

đề cập đến ăn mòn bê tông của sunphat.

Nghiên cứu các đặc tính bền của bê tông cốt liệu nhẹ được sản xuất trong điều kiện

Việt Nam: khả năng chống thấm nước, thấm ion clo trong điều kiện nhiệt độ, độ ẩm và

thời gian theo quy định của các tiêu chuẩn thí nghiệm.

Dự báo tuổi thọ các kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ.

4. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

- Phương pháp tổng hợp, phân tích và so sánh. - Phương pháp nghiên cứu chủ yếu là phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với thực nghiệm. Sử dụng các lý thuyết tiên tiến về độ bền của bê tông để xác định các tương quan (công thức) thực nghiệm và triển khai nghiên cứu thực nghiệm với vật liệu và kết cấu bê tông cốt liệu nhẹ để kiểm chứng.

- Mô hình hóa để dự báo tuổi thọ sử dụng của cầu bê tông cốt thép sử dụng bê

tông cốt liệu nhẹ.

5. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚİ CỦA LUẬN ÁN

- Luận án đã tiến hành các nghiên cứu thực nghiệm, phân tích tính thấm nước và

thấm ion clo qua bê tông cốt liệu nhẹ C30 chịu ảnh hưởng của tải trọng.

- Kết quả nghiên cứu cho thấy khi tăng cấp tải trọng nén thì độ thấm nước của bê tông tăng đáng kể; đặc biệt sau khi trong bê tông bắt đầu có thay đổi cấu trúc rỗng do

tác động của tải trọng nén trước hoặc nén trực tiếp. Một mô hình thí nghiệm thấm nước

có xét đến tải trọng nén trực tiếp đã được thiết kế, chế tạo và thử nghiệm dựa trên các

kết quả nghiên cứu trên thế giới gần đây; thiết bị thí nghiệm này đã có các cải tiến để

quá trình đo đạc được thuận lợi hơn, đặc biệt là quá trình khống chế tải trọng và ghi nhận số liệu hoàn toàn tự động.

- Kết quả nghiên cứu cho thấy ảnh hưởng đáng kể của tải trọng nén đến độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ. Một mô hình thí nghiệm thấm ion clo có xét đến tải trọng nén trực tiếp đã được thiết kế, chế tạo và thử nghiệm dựa trên các kết quả nghiên

cứu trên thế giới gần đây; thiết bị thí nghiệm này đã có các cải tiến để quá trình đo đạc

được thuận lợi hơn, đặc biệt là quá trình kiểm soát lực nén trong bê tông cốt liệu nhẹ.

- Luận án đã đề xuất được mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion clo và hệ số thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ. Xác định được hệ số Ck để tính toán hệ số khuếch tán ion clo từ hệ số thấm nước của cùng loại bê tông cốt liệu nhẹ. Từ đó đề xuất công

thức tính toán quan hệ giữa hệ số thấm nước và hệ số khuếch tán ion clo của bê tông cốt

liệu nhẹ có xét đến ảnh hưởng của ứng suất trong bê tông cho loại bê tông cốt liệu nhẹ

xem xét.

- Luận án xây dựng được mô hình tính toán dự báo tuổi thọ sử dụng của các kết cấu công trình bê tông cốt liệu nhẹ trong điều kiện Việt Nam có xét đến ảnh hưởng của

tải trọng thường xuyên và tải trọng khai thác.

CHƯƠNG I

TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ VÀ CÁC NGHIÊN CỨU LIÊN QUAN ĐỘ BỀN BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ

1.1. BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ VÀ ỨNG DỤNG

1.1.1. Đặc điểm chung của bê tông cốt liệu nhẹ

Theo tiêu chuẩn châu Âu EN 206-1:2000 [41] bê tông cốt liệu nhẹ có khối lượng thể tích nhỏ hơn 2.000kg/m3 và cường độ chịu nén dao động từ 8 - 80MPa (mẫu trụ). Bê tông cốt liệu nhẹ chịu lực theo ACI 213R-03 [25] là bê tông có khối lượng thể tích từ 1.120 - 1.920kg/m3 và cường độ chịu nén ngày 28 ngày tối thiểu là 17MPa. Có thể thấy rằng, khi khối lượng thể tích giảm từ 2.400kg/m3 trong bê tông truyền thống xuống còn 1.900kg/m3 đối với bê tông cốt liệu nhẹ thì có thể giảm bớt trọng lượng bản thân của kết cấu một cách đáng kể, giúp tiết kiệm được cốt thép và cốt thép dự ứng

lực, giảm chi phí xây dựng.

Hình 1.1 - Vật liệu bê tông cốt liệu nhẹ

Nếu sử dụng trong công trình cầu, tĩnh tải bản thân của kết cấu giảm cho phép vượt khẩu độ dài hơn, sử dụng các loại trụ và nền móng đơn giản và giảm tiết diện bề mặt của cấu kiện dầm. Ngoài ra, việc sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ trong sửa chữa và cải tạo

cầu thường làm tăng khả năng chịu tải trọng động của các kết cấu cầu cũ. Ví dụ cầu

Greenland được xây dựng bằng bê tông cốt liệu nhẹ từ năm 1996.

Nhìn chung, bê tông được xem là nhẹ khi có khối lượng thể tích nhỏ hơn 2000 kg/m3. Việc giảm khối lượng thể tích của bê tông được thực hiện bằng cách thay thế một lượng vật liệu rắn trong bê tông bằng không khí. Việc tăng hàm lượng khí (lỗ rỗng)

trong bê tông sẽ song hành với việc giảm cường độ của vật liệu.

Có 3 cách để đưa không khí vào bê tông:

- Trong vữa (bê tông khí hay bê tông bọt)

- Giữa các hạt cốt liệu lớn (bê tông cấu tạo hốc hoặc bê tông không có cát)

- Bên trong cốt liệu (bê tông cốt liệu nhẹ).

Bê tông nhẹ có thể phân loại theo mục đích sử dụng như sau:

- Bê tông nhẹ chịu lực: có khối lượng thể tích từ 1400 - 1800 kg/m3 và cường độ

chịu nén từ 15 - 40 MPa

- Bê tông nhẹ chịu lực - cách nhiệt: có khối lượng thể tích từ 500 - 1400 kg/m3 và

cường độ chịu nén từ 3,5-10 MPa

- Bê tông nhẹ cách nhiệt: có khối lượng thể tích từ 300 - 500 kg/m3

Theo tiêu chuẩn châu Âu EN 206-2013 [30] bê tông nhẹ có thể được phân loại theo

khối lượng thể tích (Bảng 1.1) hay theo cấp cường độ chịu nén (Bảng 1.2)

Bảng 1.1 - Phân loại bê tông nhẹ theo khối lượng thể tích theo EN 206-2013

Bảng 1.2 - Phân loại bê tông nhẹ theo cấp cường độ chịu nén EN 206-2013

(a) Các giá trị khác có thể được sử dụng nếu quan hệ giữa chúng và cường độ mẫu hình trụ chuẩn được thiết lập với đủ tài liệu và độ chính xác. Theo ACI 213R-03, bê

tông nhẹ được phân loại như bảng 1.3.

Bảng 1.3 - Phân loại bê tông nhẹ theo ACI 213R-03

Tuy nhiên, ACI 213R-03 chỉ đưa ra khái niệm về bê tông nhẹ chịu lực hay bê tông nhẹ kết cấu mà không phân loại vật liệu này. Theo đó, bê tông nhẹ chịu lực được định nghĩa là bê tông có KLTT từ 1120 - 1920 kg/m3 và cường độ chịu nén ngày 28 tối thiểu là 17 MPa, sản xuất từ cốt liệu nhẹ hoặc từ hỗn hợp cốt liệu nhẹ và cốt liệu thường.

1.1.2. Các đặc trưng cơ lý của bê tông cốt liệu nhẹ

1.1.2.1. Khối lượng thể tích

Việc sử dụng cốt liệu nhẹ là yếu tố cơ bản để đạt được một KLTT nhỏ. Ngoài

KLTT của cốt liệu, KLTT của bê tông còn phụ thuộc vào cấp phối cốt liệu, độ ẩm cốt

liệu, hàm lượng khí, hàm lượng xi măng, tỉ lệ N/CKD, phụ gia hóa học và phụ gia khoáng… Bên cạnh vật liệu, KLTT của bê tông cũng phụ thuộc vào phương pháp đầm

nén, điều kiện bảo dưỡng…

KLTT của BTCLN chịu lực biến đổi từ 1200 - 2000 kg/m3 so với 2300 - 2400 kg/m3 của bê tông nặng. Đa số các tính chất của BTCLN đều liên quan đến KLTT, đặc biệt là cường độ nén.

1.1.2.2. Cường độ nén

BTCLN có thể đạt được cường độ chịu nén cao tương đương bê tông nặng thông

thường hoặc thậm chí bê tông cường độ cao thông qua một trong hai cách sau:

- Sử dụng cốt liệu nhẹ chất lượng cao

- Sử dụng vật liệu hoạt tính puzolan như muội silic với xi măng và sử dụng phụ

gia giảm nước cao

Nhiều nghiên cứu đã chứng minh rằng tồn tại một quan hệ giữa KLTT cốt liệu với

cường độ nén của bê tông khi tất cả các biến khác không đổi. Với mỗi một cốt liệu lớn chỉ chế tạo được bê tông cốt liệu nhẹ đến một cường độ nhất định. Khi đã đạt đến giới

hạn này, dù tiếp tục tăng cường độ của nền vữa (tăng lượng dùng xi măng), giảm tỷ lệ

nước/xi măng thì cường độ của bê tông cốt liệu nhẹ tăng không đáng kể. Do đó, chất

lượng của cốt liệu được xem như yếu tố chính giới hạn cường độ của bê tông cốt liệu

nhẹ. Tiếp đó là chất lượng của vữa và sự tương thích giữa độ cứng của cốt liệu và vữa

trong bê tông.

Cường độ nén của BTCLN tăng theo thời gian với cùng một qui luật như bê tông

nặng. Tuy vậy, mức độ tăng ít bị ảnh hưởng bởi môi trường khô và bảo dưỡng kém.

Việc dự trữ nước trong lỗ rỗng của các hạt CLN xảy ra trong suốt quá trình dưỡng hộ trong. Việc sử dụng muội silic và phụ gia siêu dẻo trong hỗn hợp cải thiện cường độ của vữa xi măng và có thể tạo ra cường độ nén lên tới hơn 100 MPa.

Ảnh hưởng của cốt liệu nhẹ đến cường độ bê tông

Chất lượng của cốt liệu nhẹ liên quan trực tiếp đến KLTT hạt của cốt liệu - yếu tố quyết định cường độ và độ cứng, đến qui trình sản xuất cũng như nguyên liệu đầu vào của cốt liệu. Cốt liệu có KLTT càng lớn, như đá phiến, sét, xỉ, đá bọt cho cường độ bê

tông càng cao.

ACI 213-03 ghi rõ cùng một hàm lượng xi măng, cường độ lớn nhất có thể tăng khi giảm kích thước cốt liệu lớn. Cường độ của cốt liệu nhẹ nhân tạo phụ thuộc vào kích

thước của cốt liệu về bản chất là phụ thuộc vào độ đặc và độ rỗng trong quá trình nung.

Các hạt lớn ít đặc hơn ở lớp ngoài và có các lỗ rỗng lớn hơn. Hơn nữa, kích thước các

hạt càng lớn, KLTT càng nhỏ và quan trọng hơn cường độ càng thấp.

Độ hút nước của cốt liệu nhẹ cũng ảnh hưởng đến cường độ bê tông khi sử dụng cốt liệu khô. Đó là do có sự trao đổi nước và không khí giữa cốt liệu và hồ xi măng

trong quá trình ninh kết. Nghiên cứu vi cấu trúc của bê tông đông cứng cho thấy các bọt

khí hình thành một dải bao quanh vùng chuyển tiếp giữa cốt liệu nhẹ và hồ. Sự thoát khí từ cốt liệu nhẹ là nguyên nhân làm giảm cường độ.

Ảnh hưởng của chất lượng vữa đến cường độ bê tông

Việc thay cát tự nhiên bằng cát nhẹ làm giảm cường độ của vữa (Hình 1.2).

Sự mất mát cường độ nhận thấy rõ hơn khi giảm KLTT của vữa. Tiếp đó, ảnh hưởng của tỉ lệ N/CKD trở nên rõ nét hơn trong trường hợp vữa KLTT thấp. Cường

độ tăng lên khi tỉ lệ N/CKD giảm và KLTT của cốt liệu mịn giảm. Do đó, cốt liệu

nhẹ hơn hay yếu hơn làm giảm hiệu quả của vữa xi măng cường độ cao. Phát hiện

này có thể so sánh với mối quan hệ đã biết giữa cường độ nén của vữa và BTCLN.

Ảnh hưởng của mác xi măng với cường độ của vữa giảm khi giảm KLTT của cốt

liệu mịn.

Cuối cùng, liên kết xi măng - cốt liệu tốt và sự tương thích giữa độ cứng của cốt

liệu và vữa trong BTCLN tạo ra một hỗn hợp hữu hiệu với cường độ xấp xỉ cường độ

lớn nhất lý thuyết.

Hình 1.2 - Quan hệ giữa tỉ lệ N/CKD và cường độ nén của các loại vữa khác nhau [42] (Leca, Liapor, Ulopor, Embra, Liaver là tên các loại sỏi nhẹ thương mại hiện có trên thị trường, chủ yếu ở châu Âu)

Hình 1.3 - Quan hệ giữa KLTT sau khi tháo khuôn và cường độ nén của

các loại vữa khác nhau [42]

Liên kết giữa cốt liệu và đá xi măng

Liên kết giữa cốt liệu và vữa trong BTCLN mạnh hơn trong bê tông thường. Vữa

xi măng thấm nhập vào bên trong cốt liệu do có nhiều lỗ rỗng. Do đó, có rất ít hoặc

không có vùng chuyển tiếp giữa cốt liệu và vữa, vùng yếu nhất trong bê tông.

Cấu trúc của vùng tiếp xúc giữa cốt liệu và đá xi măng thường có chất lượng tốt

hơn so với bê tông thường. Cơ chế liên kết lý hóa học được xác định, không tính đến

ảnh hưởng của mô dun đàn hồi thấp của cốt liệu đến các vi lỗ rỗng vùng tiếp xúc.

Hình 1.4 - Cơ chế vùng tiếp xúc đá xi măng - cốt liệu theo Zhang và Gjørv [65]

Cốt liệu nhẹ tạo hình trước được phủ một lớp mỏng có độ cứng nhất định nhằm cách ly các lỗ rỗng trong cốt liệu. Khi lớp này quá dày, có thể tạo ra cốt liệu bán nhẹ,

vi cấu trúc của vùng tiếp xúc do đó tương tự như quan sát được trong bê tông thường, nghĩa là cấu trúc rỗng hơn và có thể chứa các tinh thể canxi hydroxyt lớn và các sợi

ettringit. Nếu lớp bảo vệ cốt liệu cứng hơn, hoặc trường hợp cốt liệu nghiền, quan

sát thấy cấu trúc vùng tiếp xúc chặt hơn và đồng nhất hơn. Độ chặt của vữa có quan

hệ với quá trình hấp phụ nước của cốt liệu, làm giảm tỉ lệ N/X của đá xi măng

(Fagerlund). Tuy vậy, độ hút nước nhào trộn phụ thuộc vào độ bão hòa ban đầu của cốt liệu.

Vữa xi măng có thể chui vào giữa các vết nhám ráp và lỗ rỗng trên bề mặt cốt liệu

nhẹ. Loại neo cơ học này, cải thiện độ dính bám của đá xi măng vào cốt liệu, phụ thuộc bề mặt cốt liệu, kích thước hạt xi măng và độ nhớt của vữa. Sự vắng mặt của hydroxyt

canxi cũng làm cải thiện cường độ vùng tiếp xúc (Zhang & Gjørv) [65].

1.1.2.3. Mô đun đàn hồi

Bê tông cốt liệu nhẹ có mô đun đàn hồi nhỏ hơn so với bê tông truyền thống do mô đun đàn hồi của cốt liệu nhẹ thấp hơn của cốt liệu nặng thông thường. Theo các

thí nghiệm của EuroLightCon trong bê tông cốt liệu nặng thay bằng cốt liệu nhẹ (sét

nở) với tỉ lệ 20, 40, 60, 80 và 100%, mô đun đàn hồi tương ứng giảm từ 22400 đến

17300 MPa. Các kết quả tương tự cũng được quan sát thấy bởi Morin và Chi và đồng

sự. Trên thực tế, mô đun đàn hồi của bê tông có thể được cải thiện bằng cách giảm tỉ

lệ nước/xi măng và các đặc trưng của cốt liệu nhẹ có ảnh hưởng rõ ràng đến mô đun

đàn hồi của bê tông với tỉ lệ cốt liệu lớn hơn 20%. Tiêu chuẩn ACI lưu ý rằng sự thay

đổi cấp phối cốt liệu nhẹ, do đó thay đổi KLTT của bê tông có thể ảnh hưởng đến mô

đun đàn hồi nếu thể tích tương đối của hồ và cốt liệu là không đổi.

Các đặc tính đàn hồi của cốt liệu có ảnh hưởng lớn đến mô đun đàn hồi của bê

tông. Vì các tính chất đàn hồi của cốt liệu liên quan đến độ rỗng và qua đó là KLTT, mô

đun đàn hồi của bê tông cốt liệu nhẹ không chỉ phụ thuộc vào cường độ nén và cả KLTT

của bê tông (Neville).

1.1.2.4. Hệ số giãn nở nhiệt

Sự giãn nỡ nhiệt của bê tông phụ thuộc rất nhiều vào cốt liệu (chiếm tới 70% thể tích). Hệ số giãn nở nhiệt thấp đo được do sử dụng BTCLN đã được thống kê trong nhiều tài liệu. Hệ số dẫn nhiệt của bê tông cốt liệu nhẹ tăng theo khối lượng thể tích và độ ẩm. Do đó, để giữ ổn định giá trị này cần đặc biệt quan tâm đến vấn đề chống thấm, ngăn nước. Tuy nhiên BTCLN cấu tạo đặc có khả năng chống thấm tốt hơn so với bê tông nặng thông thường.

Hệ số giãn nở nhiệt của BTCLN có dải giá trị điển hình là (7 - 11) ×10-6/0C, mặc dù các giá trị thấp hơn cũng đã được ghi nhận. Bê tông nặng thông thường có dải giá trị từ (10 - 13)×10–6/°C tùy theo cốt liệu sử dụng. Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN272-05 [2] đề xuất giá trị hệ số giãn nở nhiệt của bê tông cốt liệu nhẹ là 8×10–

6/°C thay vì 10,8×10–6/°C trong trường hợp bê tông thường. Tiêu chuẩn EN 1992-1- 1 [40] đề xuất giá trị 8×10–6/°C cho BTCLN nhưng trong trường hợp cần kiểm soát, phải đo trực tiếp giá trị này.

1.1.2.5. Từ biến và co ngót

Từ biến và co ngót khô là các hiện tượng có mối quan hệ mật thiết và đều bị

ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố, chẳng hạn như loại cốt liệu, loại xi măng, cấp phối cốt

liệu, hàm lượng nước trong hỗn hợp, độ ẩm của cốt liệu ở thời điểm thi công, lượng khí cuốn, tuổi của bê tông khi đặt tải ban đầu, độ lớn của ứng suất đặt vào, phương

pháp bảo dưỡng, kích thước mẫu hoặc cấu kiện, độ ẩm tương đối của không khí xung

quanh và thời gian giữ tải.

a) Từ biến

Từ biến trong bê tông là do vữa xi măng. Trong bê tông loại biến dạng này bị kiềm

chế bởi cốt liệu. Do đó, trong BTCLN, với cốt liệu có độ cứng thấp hơn và tỉ lệ vữa xi

măng nhiều hơn, độ lớn của từ biến có thể cao hơn so với bê tông thường. Từ biến gốc

của BTCLN (chẳng hạn xảy ra dưới các điều kiện độ ẩm ổn định) được ghi nhận là lớn

hơn 15% so với bê tông thường. Từ biến khô (từ biến do mất nước) có thể lớn hơn rất

nhiều trong BTCLN. Tuy nhiên, các thí nghiệm trong phòng thường kiểm tra trên các

mẫu nhỏ có thể dẫn tới từ biến khô dự báo lớn hơn trên thực tế. Chẳng hạn, các thí

nghiệm ở tuổi muộn trên dầm, độ võng đo được trên bê tông thường và BTCLN là tương

đương nhau.

Tiêu chuẩn châu Âu EN 1992-1-1 [40] qui định hệ số từ biến φ của BTCLN được tính như trường hợp bê tông thường và nhân với hệ số (ρ/2200)2 (giống như trường hợp mô đun đàn hồi). Biến dạng từ biến được tính bằng công thức:

(1.1) εcc= φ.(σc/Ec)

Trong đó hệ số (ρ/2200)2 được áp dụng cho cả φ và εcc và do đó biến dạng từ biến là như nhau đối với bê tông thường và BTCLN. Tiêu chuẩn EN 1992-1-1 áp dụng thêm một hệ số nhân trong trường hợp BTCLN cường độ thấp (dưới LC 16/18), tuy nhiên cấp cường độ này không cho phép áp dụng trong công trình cầu.

b) Co ngót

Về mặt lý thuyết, co ngót của BTCLN lớn hơn do yêu cầu lượng xi măng lớn hơn

để đạt đến cùng một cường độ, tuy nhiên trên thực tế lại không phải như vậy. Trong khi

bê tông sử dụng toàn bộ cốt liệu nhẹ (cả cốt liệu thô và cốt liệu mịn) đo được mức độ

co ngót lớn hơn, thì đối với BTCLN dùng cát tự nhiên (loại bê tông kết cấu điển hình trong xây dựng cầu), co ngót lại tương đương như trường hợp bê tông thường. Điều này

có thể một phần do tỉ lệ N/X nhỏ ở một vài cấp cường độ và cũng có thể do phần nước

hấp thụ thêm bởi cốt liệu nhẹ đã làm chậm quá trình co ngót.

Tiêu chuẩn châu Âu EN 1992-1-1 [40] quy định co ngót của BTCLN cấp từ

LC20/22 trở lên cần được tính tăng lên 20% so với bê tông thường có cùng cường độ và 50% với BTCLN cấp từ LC16/18 trở xuống.

1.1.2.6. Độ bền

Việc sử dụng cốt liệu nhẹ không ảnh hưởng đến độ bền ở tuổi muộn của bê tông. Nguyên nhân là do độ rỗng của cốt liệu nhìn chung là không liên tục và không ảnh

hưởng đến độ thấm của bê tông. Độ thấm của bê tông quyết định chủ yếu bởi độ đặc của

đá xi măng và chất lượng vùng tiếp xúc đá xi măng - cốt liệu [14]. Trong bê tông cốt

liệu nhẹ cường độ cao, việc sử dụng một tỉ lệ N/X thấp cũng như việc làm đặc và giảm vi vết nứt trong vùng tiếp xúc (liên quan đến sự tương thích đàn hồi giữa cốt liệu và vữa)

không tạo thuận lợi cho sự chuyển tiếp vật chất bên trong vật liệu (Sugiyama và đồng

sự [59] Zhang & Gjørv [65]).

Thể tích lỗ rỗng lớn do cốt liệu nhẹ có thể làm tăng độ thấm khí của bê tông nhẹ.

Độ mài mòn của bê tông cốt liệu nhẹ cường độ cao tuy vậy vẫn tương đương với bê tông

thường. Các nghiên cứu trên nhiều cầu và kết cấu vùng biển đã chứng tỏ sự toàn vẹn

vi cấu trúc và vết nứt vi mô rất nhỏ của loại bê tông cho phép giới hạn đáng kể sự phân

tác các nhân tố xâm thực như clo và cacbon dioxyt vào bên trong vật liệu (Holm và đồng

sự, Holm & Bremner, Mays & Barnes).

Độ co ngót khô, khi bị cản trở, dẫn tới ứng suất kéo có thể nhanh chóng vượt qua

cường độ chịu kéo của bê tông. Trong bê tông cốt liệu nhẹ, độ co ngót khô, ảnh hưởng

bởi tỉ lệ thể tích và độ thấm của vữa xi măng, cũng liên quan đến độ bão hòa của cốt

liệu. Trong bê tông cốt liệu nhẹ cường độ cao, tỉ lệ thể tích của vữa lớn và mô đun đàn

hồi cốt liệu nhỏ làm tăng độ co ngót so với bê tông thường có cùng cường độ. Tuy vậy độ đồng nhất và khả năng biến dạng lớn của bê tông có thể làm vật liệu ít bị nứt hơn.

Thành phần khoáng của cốt liệu nhân tạo, nhận được từ quá trình nung ở nhiệt độ cao, giúp vật liệu có độ ổn định cao với các tác nhân hóa học và phản ứng kiềm – cốt liệu (Van Breugel). Lựa chọn loại xi măng và tỉ lệ N/X ảnh hưởng chính đến độ bền của bê tông cốt liệu nhẹ đối với các ăn mòn hóa học.

Tiêu chuẩn châu Âu qui định yêu cầu cấp độ bền của BTCLN như đối với bê tông

thường. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ cần tăng lên 5mm so với bê tông thường.

1.1.3. Ứng dụng bê tông cốt liệu nhẹ trên thế giới và ở Việt Nam

Trên thực tế, bê tông cốt liệu nhẹ đã được sử dụng thành công và phổ biến trong xây dựng nói chung và xây dựng cầu nói riêng từ hơn 70 năm qua trên thế giới. Một

nghiên cứu về vật liệu này đã tổng hợp rằng hơn 300 cầu nhẹ được xây dựng ở Bắc Mĩ,

tối thiểu 100 cái đã xây dựng ở Liên Xô cũ, một số lượng đáng kể đã được thực hiện ở

châu Âu và đặc biệt hơn 2.000 cầu nhẹ nhịp ngắn đã được xây dựng ở Alberta, Canada.

Rõ ràng, việc sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ trong xây dựng cầu không phải là mới trên thế giới, tuy nhiên vẫn hoàn toàn mới mẻ ở Việt Nam.

Hình 1.5 - Gạch bê tông nhẹ

Những năm gần đây, ở nước ta, bê tông cốt liệu nhẹ đã bắt đầu được quan tâm,

sản xuất và sử dụng làm vật liệu cách nhiệt, gạch block, các tấm bản dùng trong xây

dựng dân dụng. Tuy vậy, các loại bê tông này có khả năng chịu lực khá giới hạn,

cường độ chịu nén tuổi 28 ngày chỉ đạt khoảng 25 - 30MPa, do đó chưa thể ứng dụng trong các kết cấu chịu tải trọng lớn như kết cấu cầu. Trên thực tế, nguồn nguyên liệu

đầu vào cho sản xuất bê tông cốt liệu nhẹ ở nước ta vẫn còn khá hạn chế, đặc biệt là

các loại cốt liệu nhẹ chất lượng cao, gây khó khăn cho việc sản xuất các loại bê tông

cốt liệu nhẹ cường độ cao. Do đó, cần quan tâm nghiên cứu thành phần bê tông cốt

liệu nhẹ trên cơ sở vật liệu trong nước nhằm cải thiện các đặc tính cơ học để có thể

phát triển loại vật liệu này trong các kết cấu chịu tải trọng lớn. Tóm lại, việc nghiên

cứu, chế tạo bê tông cốt liệu nhẹ chịu lực (bê tông nhẹ cường độ cao) trên cơ sở vật liệu trong nước có ý nghĩa khoa học và thực tiễn hết sức to lớn, mở ra hướng mới trong việc tìm kiếm vật liệu thay thế cốt liệu bê tông truyền thống cũng như khả năng ứng dụng các kết cấu nhẹ hơn, vượt được khẩu độ lớn hơn trong công trình cầu.

Nghiên cứu chế tạo và ứng dụng bê tông cốt liệu nhẹ (Light-Weight Concrete - LWC) trong xây dựng nói chung, xây dựng cầu đường và cầu đường sắt nói riêng đã được ứng dụng tương đối nhiều trên thế giới, đặc biệt là tại Mỹ và châu Âu. Các công

trình cầu sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ có thể kể đến là Cầu New Eidsvoll Sund ở

Nauy (1992), Cầu Grenland (1996), Cầu Lewis & Clark (1996) Mỹ… Việc sử dụng

bê tông cốt liệu nhẹ làm kết cấu mặt cầu trong thiết kế mới hay sửa chữa nâng cấp

các cầu cũ đã được thực hiện tương đối nhiều ở Mỹ, có thể kể đến cầu Coleman, cầu

Jame River, cầu Woodrow Wilson....[34]

Hình 1.6 - Cầu Greenland (1996)

Hình 1.7 - Cầu Lewis & Clark (1996)

Thực tế áp dụng bê tông cốt liệu nhẹ trong xây dựng ở các nước trên thế giới cho thấy các ưu điểm nổi bật như giảm trọng lượng bản thân của kết cấu, do đó nâng cao năng lực khai thác của hoạt tải. Trọng lượng của kết cấu bê tông cốt liệu nhẹ có thể giảm

đến 25% so với kết cấu bê tông thường. Giảm chi phí cẩu lắp và vận chuyển các cấu kiện đúc sẵn do trọng lượng kết cấu được giảm bớt. Điều này thuận tiện cho thi công

lao lắp và giảm giá thành xây dựng. Tăng độ bền của kết cấu do dính kết giữa cốt liệu

và đá xi măng tốt: dính kết giữa đá xi măng và các hạt cốt liệu nhẹ tốt hơn so với bê

tông thường do đó tăng độ bền cơ học của các liên kết này và đặc biệt là giảm được các

đường nứt vi mô thường xảy ra ở vùng liên kết giữa đá xi măng và khung cốt liệu.

Tính đàn hồi tốt hơn của bê tông (đặc biệt tốt cho các kết cấu chịu tải trọng động

như kết cấu cầu đường sắt): Giảm được hiệu ứng tập trung ứng suất thường được tạo

ra xung quanh các hạt cốt liệu đối với bê tông thường. Giảm các đường nứt vi mô do co ngót và từ biến gây ra. Tăng độ bền của bê tông do giảm được các đường nứt vi mô.

Tăng khả năng chống ăn mòn: Cải thiện khả năng chống thấm nhập của các ion clo.

Minh chứng về hàm lượng ion Cl- sau 23 năm khai thác của các nhà nghiên cứu của

Mỹ cho thấy khi chiều dày lớp bê tông tăng lên hàm lượng ion Cl- giảm đi so với bê tông thường.

Ở nước ta, cốt liệu tự nhiên là các loại đá có nguồn gốc núi lửa như đá bọt hay xỉ

núi lửa. Đá bazan bọt, sản phẩm của núi lửa phun trào chỉ có trên vùng Tây Nguyên và

có số ít tại tỉnh Đồng Nai, là loại đá có lỗ nhỏ với đặc điểm nhẹ, nhưng lại có độ bền cơ

học cao, cách âm và cách nhiệt tốt. Đá bazan bọt ở Đắc Lắc được hình thành trong vùng

núi lửa trẻ, khác với các vùng khác ở Tây nguyên và miền Đông Nam bộ, do là nơi núi

lửa phun trào bazan hoạt động mạnh mẽ với nhiều dấu tích như các đồi bát úp và miệng

núi lửa. Các loại đá bazan đặc sít và đá bọt núi lửa có khối lượng rất lớn, nhiều nhất vẫn

là địa bàn các xã Cư Suê, Quảng Hiệp, Ea M’ró.

Đối với loại đá bazan bọt núi lửa chưa bị phong hoá, có màu đen với đặc tính nhẹ,

vẫn giữ được đặc tính bền về cơ học, sử dụng tốt cho việc làm vật liệu chuyên dụng. Đá

bazan bọt ở Đắc Lắc có trữ lượng lớn và tập trung. Loại đá bọt núi lửa này đã được khai

thác và sử dụng vào lĩnh vực kiến trúc, xây dựng.

Hình 1.8 - Đá bazan bọt ở Quảng Hiệp, Đắc Lắc

Trong khi nguồn tài nguyên núi lửa ở nước ta không đều, chỉ tập trung ở các tỉnh

Tây Nguyên, nguồn sét nở phồng để sản xuất cốt liệu nhân tạo lại sẵn có. Một số mỏ sét

có trữ lượng lớn và chất lương tốt như: Phú Long (Phú Thọ), Vĩnh Long, Đồng Nai,

Bình Dương…thuận lợi cho việc sản xuất cốt liệu nhẹ nhân tạo (keramzit).

Năm 1995, Nguyễn Đình Nghị và cộng tác viên thuộc Viện Vật liệu xây dựng [17]

đã nghiên cứu công nghệ sản xuất keramzit từ nguồn đất sét Phú Long (Phú Thọ) nhưng giá thành cao và một số nguyên nhân khác nên còn chưa áp dụng vào sản xuất. Gần đây,

Nguyễn Văn Chánh và Lê Phúc Lâm [7] đã nghiên cứu chê tạo sỏi keramzit từ một số

nguồn sét phía Nam đất nước. Hiện nay, cơ sở sản xuất keramzit thương mại duy nhất là Công ty Cổ phần Thương mại và Sản xuất - BEMES, có nhà máy đặt tại Bình Dương.

Sản phẩm sỏi keramzit của Công ty BEMES đã được sử dụng để chế tạo bê tông

keramzit tại một số công trình tại Hà Nội, nhà tiền chế vùng bão lụt Nam Trung Bộ,

trường học ở Lai Châu nhưng khối lượng còn hạn chế. Trong thời gian qua ở Việt Nam, vấn đề nghiên cứu và sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ chưa phát triển mạnh mẽ. Đến nay,

nước ta đã nghiên cứu và ứng dụng một số loại BTCLN sau:

Bê tông cốt liệu xỉ

Năm 1982, Nguyễn Mạnh Kiểm [15] đã nghiên cứu, sử dụng xỉ than làm cốt

liệu cho bê tông cốt liệu nhẹ. Năm 1985, Nguyễn Mạnh Kiểm, Cao Duy Tiến [16] đã

nghiên cứu sử dụng tro và xỉ nhiệt điện để chế tạo bê tông cốt liệu nhẹ. Kết quả

nghiên cứu đã được đưa vào sản xuất các cấu kiện dạng tấm làm mái cho các nhà lắp

ghép tấm lớn. Từ những năm 70 của thế kỷ 20, một số đơn vị trong nước đã triển

khai nghiên cứu chế tạo bê tông xỉ, chủ yếu chế tạo ra các viên xây, hoặc đổ tại chỗ

trên mái. Loại bê tông này có cường độ từ 3,5 ÷ 25 MPa, KLTT khô vào khoảng 1200 ÷ 1800 kg/m3. Bê tông xỉ cấu trúc rỗng cũng đã được nghiên cứu chế tạo thành công. Sản phẩm chủ yếu là viên block xây nhiều lỗ và kết cấu dầm sàn lắp ghép tấm nhỏ,

tường nhẹ, hút âm. Người ta thường sử dụng thêm phụ gia khoáng tro bay để nâng

cao phẩm chất cho sản phẩm. Tuy nhiên, do lỗ rỗng trong xỉ chủ yếu thông nhau nên

bê tông xỉ hút ẩm tốt, nhưng hệ số dẫn nhiệt khá cao.

Bê tông cốt liệu nhẹ cốt liệu keramzit

Bê tông keramzit đã được nghiên cứu tại Việt Nam từ những năm 80 của thế kỷ XX. Tuy nhiên, sản lượng bê tông keramzit chưa cao và không ổn định. Từ những năm 90 của thế kỷ 20, sau khi sản xuất thành công sỏi nhẹ keramzit, nhiều công trình nghiên cứu về bê tông keramzit đã được thực hiện.

Năm 2001, một công trình nghiên cứu khá đầy đủ về bê tông keramzit của Bemes

đã được thực hiện bởi NCS Nguyễn Văn Đỉnh [12]. Tác giả đã nghiên cứu ảnh hưởng

của tính chất và thành phần cốt liệu đến hầu hết các tính chất của bê tông keramzit chịu lực cường độ 15 - 20 MPa nghiên cứu đã được sử dụng để bảo vệ thành công luận án

Tiến sĩ kỹ thuật. Năm 2001, Nguyễn Tiến Đích, Nguyễn Đăng Do và các cộng tác viên

đã thực hiện một chương trình nghiên cứu khá đầy đủ về vật liệu nhẹ dùng cho nhà và

công trình, trong đó có phần nghiên cứu về bê tông keramzit chịu lực [16]. Đề tài đã

khảo sát các tính chất cơ lý của bê tông keramzit chịu lực, cho thấy khả năng ứng dụng tốt của bê tông keramzit cường độ nén 15 - 30 MPa, KLTT từ 1600 - 1800 kg/m3 trong các kết cấu chịu lực.

Năm 2009, luận án Tiến sĩ kỹ thuật “Nghiên cứu chế tạo bê tông keramzit chịu lực có độ chảy cao” đã được bảo vệ bởi NCS Nguyễn Duy Hiếu [13]. Đề tài đã phân tích

ảnh hưởng của vật liệu và thành phần cấp phối đến tính công tác và tính chất cơ lý của

bê tông keramzit chịu lực độ chảy cao có cường độ từ 36 - 38 MPa; nghiên cứu về hiện

tượng phân tầng của hỗn hợp bê tông và đề xuất các giải pháp hạn chế phân tầng và giảm co ngót cho loại bê tông này.

Năm 2017, luận án tiến sỹ kỹ thuật của NCS Đặng Thùy Chi “Nghiên cứu thành

phần, tính chất của bê tông cốt liệu nhẹ dùng trong công trình cầu ở Việt Nam” [8] đã

nghiên cứu vật liệu sử dụng và phương pháp chế tạo bê tông cốt liệu nhẹ; xác định một

số đặc trưng cơ lý của bê tông cốt liệu nhẹ và ứng dụng cốt liệu nhẹ trong dầm bê tông

cốt thép. Một số loại bê tông có cường độ đến 60 MPa đã được chế tạo và kiến nghị ứng

dụng trong thực tế.

Gần đây, nhận thức được đặc tính ưu việt của bê tông keramzit chịu lực nên một

số đơn vị như Công ty bê tông Thiên Giang, Cisco, Nhật Việt… đã mạnh dạn đầu tư

nghiên cứu và triển khai sản xuất bê tông keramzit chịu lực với nguồn sỏi nhẹ trong

nước hoặc nhập khẩu từ Trung Quốc. Sản phẩm được ứng dụng trong xây lắp và cải tạo

một số công trình như: sàn và chân tường Nhà Hát Lớn (bê tông keramzit cường độ 30

MPa), dầm và cột, công son khách sạn Hilton, khách sạn Fortuna, Hà Nội Club… sử

dụng bê tông keramzit cường độ 20 - 25 MPa.

1.2. CÁC NGHİÊN CỨU VỀ ĐỘ BỀN CỦA BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ

1.2.1. Nghiên cứu độ bền của bê tông

Độ bền của bê tông xi măng theo ACI 201.2R-08 [23] định nghĩa là "khả năng chống lại hoạt động thời tiết, ăn mòn hóa chất, mài mòn, hoặc bất kỳ quá trình suy thoái nào khác", có nghĩa là bê tông bền sẽ giữ lại hình thức ban đầu của nó, chất lượng, và khả năng phục vụ khi tiếp xúc với môi trường.

Adam Neville [53] giải thích độ bền của bê tông là "Bê tông phù hợp cho các mục

đích mà nó được dự định dưới các điều kiện mà bê tông dự kiến sẽ được tiếp xúc và với

tuổi thọ dự kiến trong suốt thời gian đó bê tông vẫn tiếp tục phục vụ". Tuy nhiên, mặc dù độ bền của kết cấu được dự kiến, kết cấu sẽ phục vụ mà không có những hư hỏng

đáng kể nào đến mức cần thiết phải có những sửa chữa lớn trước khi hết thời gian tuổi

thọ thiết kế, nhưng không thể coi thiết kế độ bền là một giải pháp thay thế cho công tác

bảo trì được. Ngay cả đối với một kết cấu được thiết kế và xây dựng với một tiêu chuẩn

độ bền cao, cũng vẫn cần phải kiểm tra và bảo trì thường xuyên để khôi phục năng lực cho mục đích của kết cấu cần đáp ứng.

Kết cấu bê tông cốt thép có thể bị hư hỏng do sự suy yếu của bê tông hoặc do quá

trình ăn mòn các thanh cốt thép ở trong bê tông. Nguyên nhân dẫn đến sự suy yếu của bê tông bao gồm phản ứng kiềm - cốt liệu, tác động hóa học, đóng băng và tan băng,

mài mòn và cháy. Thường có sự hiểu lầm rằng tác động cacbonat và ion clo sẽ gây ra

sự phá hủy kết cấu bê tông. Tuy nhiên, trong thực tế, tác động cacbonat và ion clo sẽ

không gây ra bất kỳ thiệt hại riêng nào cho bản thân bê tông mà chúng chủ yếu là nguyên nhân phá hủy lớp màng bảo vệ cốt thép trong bê tông, dẫn tới quá trình ăn mòn cốt thép.

Sự suy giảm của bê tông không phải là vấn đề thường gặp. Trong hầu hết các trường

hợp, nếu có bất kì vấn đề về độ bền của kết cấu bê tông, thì sự ăn mòn của các thanh cốt

thép là nguyên nhân chính.

Ảnh hưởng của ứng suất do các tác động bên ngoài đến độ thấm bê tông vẫn còn

chưa được hiểu rõ. Những câu hỏi như ứng suất ở mức độ nào, ở độ tuổi nào của bê tông

là có thể chấp nhận được khi đánh giá về độ thấm cần phải được làm rõ.

1.2.2. Nghiên cứu độ bền của bê tông cốt liệu nhẹ

Việc sử dụng cốt liệu nhẹ không ảnh hưởng đến độ bền ở tuổi muộn của bê

tông. Độ rỗng của cốt liệu nhìn chung là không liên tục và không ảnh hưởng đến độ

thấm của bê tông. Độ thấm của bê tông quyết định chủ yếu bởi đá xi măng đông cứng

và chất lượng vùng tiếp xúc đá xi măng - cốt liệu. Trong bê tông cốt liệu nhẹ cường

độ cao, việc sử dụng một tỉ lệ N/X thấp cũng như việc làm đặc và giảm vi vết nứt

trong vùng tiếp xúc, liên quan đến sự tương thích đàn hồi giữa cốt liệu và vữa, không tạo thuận lợi cho sự chuyển tiếp vật chất bên trong vật liệu (Sugiyama và đồng sự

[59], Zhang & Gjørv [65]).

Thể tích lỗ rỗng lớn do cốt liệu nhẹ có thể làm tăng độ thấm khí của bê tông cốt liệu nhẹ. Độ mài mòn của bê tông cốt liệu nhẹ cường độ cao tuy vậy vẫn tương đương với bê tông thường. Các nghiên cứu trên nhiều cầu và kết cấu vùng biển đã chứng tỏ sự toàn vẹn vi cấu trúc và vết nứt vi mô rất nhỏ của loại bê tông cho phép giới hạn đáng kể sự phân tác các nhân tố xâm thực như clo và cacbon dioxyt vào bên trong vật liệu (Holm và đồng sự [46] Holm & Bremner [45], Mays & Barnes [51]). Độ co ngót khô, khi bị

cản trở, dẫn tới ứng suất kéo có thể nhanh chóng vượt qua cường độ chịu kéo của bê

tông. Trong bê tông cốt liệu nhẹ, độ co ngót khô, ảnh hưởng bởi tỉ lệ thể tích và độ thấm của vữa xi măng, cũng liên quan đến độ bão hòa của cốt liệu.

Trong bê tông cốt liệu nhẹ cường độ cao, tỉ lệ thể tích của vữa lớn và mô đun đàn

hồi cốt liệu nhỏ làm tăng độ co ngót so với bê tông thường có cùng cường độ. Tuy vậy

độ đồng nhất và khả năng biến dạng lớn của bê tông có thể làm vật liệu ít bị nứt hơn.

Thành phần khoáng của cốt liệu nhân tạo, nhận được từ quá trình nung ở nhiệt độ cao, giúp vật liệu có độ ổn định cao với các tác nhân hóa học và phản ứng kiềm - cốt

liệu. Lựa chọn loại xi măng và tỉ lệ N/X ảnh hưởng chính đến độ bền của bê tông cốt

liệu nhẹ đối với các ăn mòn hóa học.

1.2.2.1. Nghiên cứu độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ

Độ thấm nước được định nghĩa là khả năng cho phép các chất lưu thấm thấu qua

của một môi trường rỗng do sự chênh lệch thế năng. Độ thấm của bê tông cốt liệu nhẹ,

một loại vật liệu rỗng, phụ thuộc nhiều vào các tham số của môi trường bê tông như độ rỗng, độ ngoằn ngoèo của các lỗ rỗng và tính thông nhau giữa các lỗ rỗng. Theo

Scrivener (2001), khi độ rỗng và độ thông nhau giữa các lỗ rỗng trong bê tông tăng lên,

độ bền chống thấm của bê tông bị giảm xuống; và khi các lỗ rỗng càng thẳng, dòng chảy

thấm có tốc độ càng nhanh. Dưới tác động cơ học hoặc nhiệt độ đủ lớn, sự phá hủy trong

bê tông kèm theo các đường nứt làm gia tăng các thông số trên, độ thấm của bê tông vì

vậy cũng sẽ tăng nhanh .

Hình 1.9 - Ảnh hưởng của độ rỗng, dạng - kích thước đường rỗng và tính liên thông của các lỗ rỗng đến độ thấm của bê tông (Scrivener (2001))

Độ thấm của bê tông phụ thuộc vào các thành phần cấu thành nên bê tông (dạng,

tỷ lệ) bao gồm:

- Nước/Xi măng: Liên quan trực tiếp đến độ rỗng mao dẫn.

- Bản chất và tỷ lệ các loại cốt liệu sử dụng: Liên quan đến việc hình thành các

vùng liên kết giữa đá xi măng và các hạt cốt liệu cũng như thay đổi tính ngoằn ngoèo

của các đường rỗng.

- Các chất độn, phụ gia,...

Các nghiên cứu của Abbas (2000) về ảnh hưởng của không gian rỗng đến cường

độ và độ thấm của bê tông cốt liệu nhẹ cho thấy, cường độ bê tông phụ thuộc vào tỷ lệ

rỗng của vật liệu; tuy nhiên, độ thấm lại phụ thuộc chủ yếu vào tính liên thông giữa các lỗ rỗng. Một khi bê tông có tính liên thông rỗng cao do các đường nứt xuất hiện vì nhiều

nguyên nhân (co ngót, từ biến, tác động cơ học, nhiệt độ cao, ăn mòn...) trong quá trình

khai thác thì độ thấm của bê tông tăng rất nhanh.

Sự chênh lệch về độ ẩm, của áp lực thủy tĩnh, của ứng suất, nhiệt độ, và của nồng độ các hóa chất làm xáo trộn trạng thái cân bằng của các chất lưu trong vật liệu rỗng; do

vậy, sự di chuyển của dòng lưu chất xảy ra để thiết lập lại sự cân bằng mới. Quá trình

di chuyển của dòng lưu chất này thông thường được mô tả ở các phương diện như hút

bám, khuếch tán, hấp thụ và thấm. Trong bê tông, cả cấu trúc vật lý của bê tông và trạng

thái của nước trong lỗ rỗng ảnh hưởng đến những quá trình này.

Nghiên cứu của Salem N & al (2016) về độ bền của bê tông cốt liệu nhẹ cho thấy

khả năng hút nước của bê tông cốt liệu nhẹ ban đầu rất nhanh, tuy nhiên sau khi lỗ rỗng

được lấp đầy nước trong một thời gian ngắn (khoảng 24h). Khả năng hút nước của bê tông cốt liệu nhẹ (4×10−4 mm3 mm−2 h−1) cao hơn so với bê tông thường (3×10−4 mm3 mm−2 h−1).

Hình 1.10 - Khả năng hút nước của bê tông cốt liệu nhẹ (LWC) so với bê tông thường

(NC)

Đặng Thùy Chi (2018) [8] đã nghiên cứu về xác định độ chống thấm của bê tông

cốt liệu nhẹ. Mỗi cấp bê tông được thí nghiệm trên một tổ mẫu gồm 6 viên hình trụ

đường kính 150, chiều cao 150 mm. Kết quả cho thấy loại BTCLN LC40 bị nước thấm

qua khi áp lực nước đạt 12 atm, đạt được cấp chống thấm B10. Trong khi hai loại BTCLN LC50 và LC60 áp lực nước lớn hơn 12 atm, mẫu vẫn chưa bị nước thấm qua,

đạt được cấp chống thấm lớn nhất B12. Kết quả này cũng tương tự như bê tông nặng

thông thường.

1.2.2.2. Nghiên cứu độ bền thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ

Theo kết quả nghiên cứu của Yoon và đồng sự [64] về BTCLN sử dụng muội silic,

muội silic cải thiện vi cấu trúc của vữa xi măng, qua đó cải thiện độ chống thấm ion clo

của bê tông cốt liệu nhẹ. Và BTCLN sử dụng muội silic có kết quả thử độ thấm ion clo ít bị ảnh hưởng bởi loại cốt liệu. Mặt khác, Liu và đồng sự [48] đã nhận xét rằng mức

độ thấm ion clo của BTCLN tăng lên khi tăng hàm lượng CLN trong bê tông. Ngoài ra,

Liu và đồng sự cũng tổng kết rằng bê tông dùng CLN và cát thường có cùng độ chống

thấm, độ thấm thấm ion clo so với bê tông thường có cùng tỉ lệ N/CKD.

Salem N & al (2016) cũng cho thấy mức độ tập trung ion clo ở các độ sâu khác

nhau trên mẫu bê tông bê tông thường lớn hơn đáng kể so với trường hợp bê tông cốt

liệu nhẹ. Độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ phụ thuộc vào tỷ lệ nước/ xi măng

và mức độ thủy hóa ((Hobbs, 1999). Với cùng một tỷ lện nước/xi măng thì chiều sâu

xâm nhập clorua và hệ số khuếch tán clorua của bê tông cốt liệu nhẹ thấp hơn so với

bê tông thường (Liu et al., 2011).

Hình 1.11 – Độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ theo chiều sâu từ bề mặt (Salem N & al (2016) [52]

Basheer, & Long, 2005, Lo et al., 2008 [49] cho thấy khi tỷ lệ cốt liệu nhẹ tăng lên thì độ bền của bê tông cốt liệu nhẹ giảm xuống. Nguyên nhân được giải thích là do diện tích liên kết hồ xi măng và cốt liệu tăng lên, đây làm điểm khiến cho khả năng xâm nhập nước và ion clo tăng mặc dù phần lớn ion clo không xâm nhập qua các cốt liệu nhẹ (Chia & Zhang, 2002 [35])

Đặng Thùy Chi (2018) thực hiện các thí nghiệm đo đạc độ thấm của bê tông cốt

liệu nhẹ với 3 cấp cường độ mục tiêu 30, 50 và 60 MPa. Kết quả thí nghiệm độ thấm

ion clo cho thấy mức độ thấm tăng dần từ 166 Columb đến 193 Columb khi cường độ chịu nén trung bình giảm từ 69 xuống 50 MPa. Mức độ thấm rất thấp tương đương giá

trị trung bình đo được trên các loại bê tông nặng cường độ nén bằng 80 MPa [29]. Như

vậy, kết quả thí nghiệm dường như phù hợp với các nhận xét của Liu [48] là BTCLN

có độ thấm ion clo cao hơn so với bê tông nặng có cùng cường độ chịu nén ngày 28 (nhưng có tỉ lệ N/CKD cao hơn)

1.2.2.3. Hiện tượng cacbonat hoá của bê tông cốt liệu nhẹ

Hiện tượng cacbonat hóa các vật liệu xi măng dẫn đến sự giảm thấp độ PH của các

vật liệu làm các vật liệu ít kiềm và dẫn đến màng thụ động của cốt thép bị phá vỡ gây

ăn mòn cốt thép trong bê tông.

Cốt thép trong bê tông được bảo vệ bởi môi trường có tính kiềm. Cốt thép sẽ không

bị ăn mòn nếu được bảo vệ bởi màng thụ động - một lớp mỏng oxit kết tủa trên thép -

cơ bản vẫn còn nguyên vẹn. Lớp oxit không tan này ngăn ngừa oxy đến với thép và ngăn

cản ăn mòn. Ăn mòn cốt thép có thể bắt đầu khi màng oxide thụ động bảo vệ cốt thép bị

phá hủy, lớp bảo vệ bê tông là đủ độ thẩm đối với oxy và độ ẩm, và bê tông đủ ẩm để

cung cấp như một chất điện phân. Độ PH thấp hơn trong khu vực bê tông bị carbonate

hóa có thể đe dọa liên tục đến màng thụ động.

Độ PH của dung dịch lỗ rỗng của bê tông tươi là khoảng 12,6. Bản chất kiềm của

bê tông chủ yếu là do sự hiện diện của calcium hydroxide Ca(OH)2, hình thành trong quá trình hydrat hóa của xi măng. Sự hòa tan hydroxit canxi dẫn đến sự hiện diện của các ion hydroxyl (OH-) trong nước lỗ rỗng và điều này mang lại cho bê tông độ PH cao. Hydroxit canxi dễ bị phản ứng với carbon dioxide (CO2) từ bầu không khí. Phản ứng tiến hành trong sự hiện diện của độ ẩm như nước cung cấp một dung môi để phản ứng. Bê tông trong phục vụ hầu như sẽ luôn có độ ẩm đầy đủ cho các phản ứng để tiến hành. Phản ứng liên quan đến sản phẩm của cacbonat canxi (CaCO3). Sự biến thành canxi cacbonat ảnh hưởng đến độ pH chất lỏng xung quanh lỗ rỗng, giảm xuống khoảng 8,3.

Kết quả sự giảm độ pH này trong phần cacbonat hóa mặt trước phân chia thành vùng

carbonat hóa và không carbonat hóa. Trong khi cacbonat không ảnh hưởng xấu đến bản

thân bê tông, độ bền của cốt thép có thể bị tổn hại. Điều này là bởi vì lớp oxit sắt thụ

động trên cốt thép bị phá vỡ khi độ pH giảm xuống dưới 9 [55].

Hiện tượng cácbonát hóa được khởi đầu bằng sự xâm nhập khí CO2 bằng khuếch tán qua bề mặt của bê tông do sự khác biệt nồng độ giữa khí quyển và các cấu trúc lỗ rỗng bê tông. Một lớp mỏng bê tông carbonat hóa phát triển có thể dày ít hơn một

milimet. Ngoài ra sự thâm nhập chủ yếu đặc trưng của tính thấm của bê tông và lượng hydroxit canxi Ca(OH)2 có sẵn để phản ứng. CO2 chuyển qua tự do thông qua các lớp carbonate hóa và có sẵn để phản ứng với các lớp tiếp theo của hydroxit canxi.

Nó dần dần có thể xâm nhập sâu hơn vào bê tông theo thời gian và cuối cùng là một

phần của mặt trước cacbonat hóa có thể đạt đến cốt thép và gây ra khử màng thu

động (Hình 1.12).

Hình 1.12 - 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. Phản ứng đáng kể nhất là liên quan đến canxi hydroxit và do đó sự cacbonat hóa của bê

tông thường được tóm tắt như sau:

Ca(OH)2 + CO2 = CaCO3 + H2O

Các bước của phản ứng đầu tiên hòa tan canxi hydroxit tiếp theo sau phản ứng với

carbon dioxide hoà tan:

Ca2+ + 2OH - Ca(OH)2

Ca2+ + 2OH - + CO2 CaCO3 + H2O

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

3CaO.SiO2 + 3CO2 + yH2O SiO2.yH2O + 3CaCO3

2CaO.SiO2 + 2CO2 + yH2O SiO2.yH2O + 2CaCO3

Có rất nhiều phương pháp khác nhau để xác định bề mặt cacbonat hóa. Chúng

bao gồm các chỉ số acid/base, phân tích khoáng vật, phân tích nhiệt vi sai, phân tích

nhiệt trọng, nhiễu xạ X- quang, chụp X- quang nơtron, quang phổ hồng ngoại, và phân

tích hóa học. Phương pháp đơn giản nhất để là sử dụng chất chỉ thị phenolphtalein axit/base. Phương pháp dung dịch chỉ thị này là cơ sở của hầu hết các nghiên cứu

cacbonat hóa, đặc biệt là do tính hữu dụng của nó trong các thử nghiệm hiện trường.

Những thay đổi chỉ thị màu sắc ở độ PH khoảng 9. Dưới con số này vẫn không màu nhưng độ PH trên 9 nó biến màu tím.

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 được xác định cả từ quan sát thực địa và xem xét lý thuyết, như sau:

- Độ khuếch tán/độ thấm

- Độ dự trữ kiềm

- Nồng độ carbon dioxide môi trường

- Điều kiện tiếp xúc

Hình 1.13 - Các dạng mặt cắt cácbonat hóa gặp phải trong thực tế

So với bê tông thường, với cùng một tỷ lệ nước/xi măng chiều sâu các bo nát hóa của bê tông cốt liệu nhẹ thấp hơn. Do vậy tốc độ xâp nhập cacbonat cũng chậm hơn so với bê tông thường. Chiều sâu xâm nhập cacbonat của bê tông cốt liệu nhẹ phụ thuộc vào cường độ và khói lượng thể tích của bê tông cốt liệu nhẹ. Ngoài ra nó còn phụ thuộc vào loại cốt liệu nhẹ sử dụng (Haque et al., 2004 [44] and Lo et al., 2008 [49].

a) Độ khuếch tán và độ thấm

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 sức kháng cacbonat hóa.

Tính thấm thấp hơn thì khả năng chống lại sự khuếch tán vào bên trong của khí

carbon dioxide vào bê tông lớn hơn, đối với một hàm lượng ẩm nhất định. Các yêu cầu để đạt được bê tông có độ thấm thấp cũng được biết đến và bao gồm: tỷ lệ nước/xi măng

thấp, độ lèn chặt thích hợp, bảo dưỡng đầy đủ và kịp thời. Cường độ có liên quan đến

ba yếu tố này và do đó, mặc nhiên rằng tốc độ cacbonat hóa sẽ tỉ lệ nghịch với cường độ. Trong khi cường độ không phải là một yếu tố đáng kể của chính nó, tốc độ thấp hơn

của cacbonat hóa thường được quan sát thấy trong bê tông có cường độ cao hơn. Tốc độ

cacbonat hóa trong bê tông chất lượng cao có thể là quá thấp mà chiều sâu cacbonat hóa

có xu hướng đến một giới hạn của 1mm hoặc ít hơn.

Độ sâu của cacbonat hóa thấp cũng có thể được phát hiện trong lúc không ổn định,

tính thấm bê tông cao khi tiếp xúc với mưa. Trong trường hợp này, sự khuếch tán của

khí carbon dioxide được tình cờ cản trở bởi các các lỗ rỗng chứa đầy nước. Carbon dioxide khuếch tán trong nước chậm 106 lần so với trong không khí. Tuy nhiên tốc độ cacbonat hóa ở vùng khí hậu nhiệt đới, chẳng hạn như tại Singapore, đã được tìm thấy

là cao hơn giá trị trung bình so với bê tông ở vùng khí hậu ôn đới mặc dù độ ẩm tương

đối cao hơn. Lời giải thích cho điều này đã được đề xuất bởi Roy và cộng sự (1996), họ

lưu ý rằng nhiệt độ cao hơn ở vùng khí hậu nhiệt đới có thể ảnh hưởng đến hệ số khuếch tán. Cũng phải lưu ý rằng sự gia tăng nhiệt độ 100C thường gắn liền với tăng gấp đôi tốc độ phản ứng trong các phản ứng hóa học.

b) Dự trữ độ kiềm

Khả năng của bê tông để chống lại sự tiến triển của bề mặt cacbonat hóa có liên

quan đến khối lượng có mặt hydroxit canxi. Dự trữ độ kiềm này có thể xem như một

vùng đệm với hydroxit canxi đóng vai trò là một hệ thống bảo vệ thay thế - hydroxit

canxi hiện diện càng nhiều thì càng có hiệu quả chống lại sự thấm qua của carbon

dioxide. Khối lượng hydroxit canxi là tỷ lệ thuận với hàm lượng canxi oxit của các chất kết dính xi măng.

Dự trữ độ kiềm của bê tông chế tạo từ xi măng hỗn hợp, chẳng hạn như xi măng Pooclăng tro bay thì thấp hơn so với chế tạo với xi măng Pooclăng. Tuy nhiên trong mối quan hệ với cacbonat hóa, điều bất lợi này được cân đối lại bởi tính thấm thấp của bê tông xi măng hỗn hợp được xử lí tốt. Thực tế ảnh hưởng của tỷ lệ nước/xi măng

đến tốc độ cacbonat hóa là lớn hơn so với hàm lượng xi măng. Những lợi ích của vật

liệu như tro bay đến cacbonat hóa có liên quan đến việc giảm nhu cầu nước cho tính công tác nhất định.

c) Nồng độ carbon dioxide trong môi trường

Tốc độ cacbonat hóa tăng lên với sự gia tăng của hàm lượng khí carbon dioxide.

Mức độ cao nhất không phải là đặc biệt trong các môi trường công nghiệp, mà được tìm

thấy bên trong các công trình.

Mức độ carbon dioxide trong bầu khí quyển thay đổi một chút từ tối thiểu trong

môi trường ven biển đến tối đa trong môi trường đô thị. Mức cao nhất thường xảy ra

ở bên trong của công trình. Điều này đã được tìm thấy ảnh hưởng đến tốc độ của

cacbonat hóa như minh họa trong hình 1.14 sử dụng dữ liệu từ một nghiên cứu ở Ai-

len (Richarson 1988).

Mức độ carbon dioxide trong môi trường ven biển thấp có lẽ do độ ẩm cao,

nhưng tất nhiên sự ăn mòn do clorua sẽ gây ra một mối đe dọa lớn hơn cho các kết

cấu trong môi trường biển và ven biển. Mức độ tại các khu vực nông thôn và ngoại thành thường thấp hơn các khu vực đô thị, nhưng trong thực tế sự khác biệt là không có ý nghĩa khi vi khí hậu với mức độ carbon dioxide cao có thể xảy ra ở bất kỳ khu

vực nào.

Hình 1.14 - Ảnh hưởng của môi trường đến tốc độ cacbonat hóa.

Tốc độ cacbonat hóa cao nhất ở phạm vi độ ẩm tương đối từ 50-75%. Độ ẩm tương đối dưới khoảng 45% thì nước trong các lỗ rỗng không ở trạng thái khuyến khích hòa

tan hydroxit canxi hoặc carbon dioxide và điều này làm giảm tốc độ phản ứng. Độ ẩm

tương đối trên 75% ảnh hưởng của nước làm đầy các lỗ rỗng trở nên đáng kể. Mức độ

ẩm tương đối quyết định đối với ăn mòn là khoảng 80%, bên dưới mức độ này sẽ không

có đủ độ ẩm để duy trì các quá trình.

1.2.2.4. Hiện tượng ăn mòn sunfat của bê tông cốt liệu nhẹ

Ăn mòn nguồn gốc của các ion sulfate thường là natri sulfat, canxi sulfat, magie sunfat, hoặc sulfat kali. Những sunfat này có thể được xuất hiện tự nhiên trong đất,

đặc biệt là đất sét, và nước ngầm. Các quá trình công nghiệp, bao gồm cả những phát

sinh thông qua việc sử dụng đất cho mục đích nông nghiệp, cũng có thể đưa vào sunfat. Sulfate tấn công cũng có thể xảy ra nếu cốt liệu có chứa thạch cao. Sulfat

cũng được tìm thấy trong nước biển. Nồng độ ion sulfate phụ thuộc vào độ tan của

các muối. Natri và magiê sunfat hòa tan cao trong khi calcium sulfate thì không. Phản

ứng xảy ra giữa các muối trong dung dịch và các sản phẩm xi măng hydrat hóa. Muối trong dung dịch ion hóa, có nghĩa là, được phân ly thành các ion. Ví dụ, sulfat kali

phân ly như sau:

K2SO4 = 2K+ + SO4

Các ion sulfat phản ứng với hydroxit canxi để tạo thạch cao (calcium sulfate, CaSO4.2H2O) trong khi phản ứng với canxi aluminat hydrat hình thành hydrat

sulfoaluminate canxi.

monosulfates và như ettringite Hydrat sulfoaluminate canxi được hình thành ở giai đoạn hydrat hóa và được tìm (3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O)

thấy (3CaO.Al2O3.CaSO4.12H2O).

Sự hình thành của ettringite có thể được mô tả bằng phản ứng:

3CaO.Al2O3 + 3CaSO4 = 3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O

Ettringite hình thành có thể không tinh khiết và các pha của nó có thể là được gọi

là 'AFT', hoặc 'alumino-ferrite-tri'. Sự hình thành của các monosulfate xảy ra thông qua

phản ứng với ettringite nếu aluminate tricalcium nhiều hơn sulfate. Như vậy:

3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H2O + 2(3CaO.Al2O3) = 3(3CaO.Al2O3.CaSO4.12H2O)

Phản ứng với các ion sulfate có thể là một trạng thái cân bằng hoặc có thể đi đến hoàn tất. Ví dụ phản ứng với natri sunfat có thể đạt trạng thái cân bằng khi chỉ một phần của các hydroxit canxi thay đổi thành canxi sulfat. Theo quan điểm đơn giản:

Ca(OH)2 + Na2SO4 CaSO4.2H2O + 2NaOH

Ăn mòn nhanh xảy ra khi một phản ứng đi đến hoàn thành được minh họa bằng

ảnh hưởng của magie sunfat. Theo quan điểm đơn giản:

Ca(OH)2 + MgSO4 → CaSO4.2H2O + Mg(OH)2

Lea (1998) cung cấp một ví dụ về hình thành ettringite:

2(3CaO.Al2O3.12H2O) + 3(Na2SO4.10H2O) → 3CaO.Al2O3.3CaSO4.31H2O +

2Al(OH)3 + 6NaOH + 17H2O.

Các yếu tố sau đây có ảnh hưởng đến cường độ của ăn mòn sulfate:

- Nồng độ sulfate;

- Khả năng hòa tan của sunfat;

- Nước ngầm di chuyển;

- Tính thấm của bê tông;

- Chu kỳ ướt và khô;

- Bốc hơi;

- Mức độ cacbonat hóa trước khi tiếp xúc.

Sự thâm nhập của các ion sulfat phụ thuộc vào chất lượng của bê tông cốt liệu

nhẹ. Chống ăn mòn sulfate là quan trọng phụ thuộc vào việc giảm tỷ lệ thâm nhập

ion sulfate. Bê tông đầm lèn kém tính không thấm không đủ để cung cấp bảo vệ.

Bê tông không thấm cao yêu cầu đặc biệt ở bề mặt ở xúc với sunfat trong dung dịch

dưới ảnh hưởng áp suất thủy tĩnh. Bê tông bền sulfat thường được đặc trưng tỷ lệ

nước/xi măng thấp.

Bê tông trong điều kiện sulfate chịu biến động của mức nước có thể trải qua tốc độ suy thoái cao hơn nếu các chu kì làm ướt và khô trải qua. Chu kì ướt và khô thúc đẩy

xâm nhập sulfate lớn hơn so với các các điều kiện mà bê tông liên tục bão hòa. Ăn mòn

Sulfate là không là đáng kể nếu mực nước vẫn còn phần lớn dưới mức mặt dưới của bê

tông trong suốt thời hạn phục vụ.

Tốc độ ăn mòn cao trong các cấu kiện nơi mà độ ẩm bị mất thông qua việc bốc

hơi. Do đó các cấu kiện dày bền vững hơn so với những cấu kiện mỏng. Các cấu kiện

tiếp xúc với sunfat từ mọi phía sẽ suy thoái ít hơn so với những cấu kiện cho phép mất độ ẩm từ một hoặc nhiều mặt. Các tấm sàn nền có thể cho phép sự bay hơi từ bề mặt trên kích khích xâm nhập hơn nữa của sunfat lấp vào từ bên dưới.

Bê tông carbonate hóa cường độ ăn mòn sulfate không giống như bê tông chưa carbonate hóa. Lý do cho điều này là cacbonat hóa của các lớp bề mặt làm giảm hàm lượng hydroxit canxi thông qua chuyển đổi canxi cacbonat. Cacbonat canxi không hòa tan không phản ứng với sunfat. Vì vậy, nếu bê tông carbonate hóa trước khi tiếp xúc với sulfate tốc độ ăn mòn có thể được hạ xuống. Điều này có thể có ý nghĩa trong thực tế

các cấu kiện hoặc các khối bê tông đúc sẵn được sử dụng tiếp xúc với đất hoặc nước

ngầm có chứa sulfat. Tương tự như vậy bê tông đổ tại chỗ để tiếp xúc với không khí

trong một thời gian sau khi bảo dưỡng ẩm trước khi tiếp xúc với sunfat sẽ có lợi [55].

1.3. THIẾT KẾ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP THEO ĐỘ BỀN

1.3.1. Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép theo độ bền

Trước đây, thiết kế độ bền của kết cấu bê tông dựa vào các quy tắc ngầm về vật

liệu, thành phần vật liệu, điều kiện làm việc, kích thước kết cấu.Ví dụ như nguyên tắc

“thỏa mãn các yêu cầu đặt ra“ là những yêu cầu về lớp bê tông bảo vệ tối thiểu, tỉ lệ

nước/xi măng tối đa, hàm lượng xi măng tối thiểu, giới hạn vết nứt, hàm lượng khí,

loại xi măng và các lớp phủ trên bê tông. Các quy tắc này đôi khi liên quan tới loại

môi trường tiếp xúc như khí hậu bên trong, sự tiếp xúc ẩm, sự có mặt của muối đóng

băng và muối do sương giá và muối do băng tan, nước biển… Mục đích của các quy

tắc này là để làm tăng cường độ vững chắc cho kết cấu, mặc dù không một định nghĩa

nào được xuất hiện.

Các phương pháp thi công hiện đại ngày càng dựa vào sự làm việc của các kết cấu.

Phải đảm bảo rằng sự làm việc này tồn tại trong suốt tuổi thọ làm việc của các kết cấu.

Với những quy tắc “thỏa mãn các yêu cầu đặt ra “ không thể tạo ra các quy tắc rõ ràng

giữa sự làm việc và tuổi thọ dài hạn. Mặt khác, các nghiên cứu trong những năm 1970

và 1990 về độ bền của bê tông đã tạo ra những thông tin đáng tin cậy về các quá trình

hư hỏng. Dựa vào những kiến thức này, bây giờ chúng ta có thể đồng nhất độ bền của

các kết cấu ngay cả trong thiết kế cơ học của các kết cấu bê tông cốt thép.

Lý thuyết thiết kế độ bền là nguyên tắc dựa trên lý thuyết an toàn (độ tin cậy của

kết cấu) cổ điển sử dụng trong thiết kế kết cấu. Trong phạm vi này, sự an toàn biểu thị

khả năng kháng cự của một kết cấu với mức độ chắc chắn hoàn toàn, việc xảy ra hư

hỏng với hệ quả của các chất độc hại tiềm ẩn tới kết cấu bị tiếp xúc. Tuy nhiên, cho đến

nay lý thuyết được đánh giá là đặc biệt hơn với những vấn đề mà ở đó thời gian chỉ đóng

vai trò phụ. Bây giờ việc sử dụng kỹ thuật này được tán thành để giải quyết các vấn đề

độ bền và tuổi thọ dài hạn.

Một đặc điểm mới trong lý thuyết an toàn là việc liên kết thời gian và các vấn đề

thiết kế. Nó có khả năng xử lý suy giảm của các vật liệu như là một phần thiết yếu của

vấn đề. Sự an toàn chống lại hư hỏng (hư hỏng dưới yêu cầu làm việc) là một hàm của

thời gian. Bây giờ việc thiết kế một kết cấu với độ an toàn theo yêu cầu bao gồm một

yêu cầu về thời gian mà trong suốt thời gian đó yêu cầu an toàn phải được thỏa mãn.

Nói cách khác một yêu cầu cho tuổi thọ sử dụng phải được áp đặt.

Trong việc thiết kế các kết cấu, tuổi thọ dài hạn yêu cầu được gọi là tuổi thọ dài

hạn mong muốn. Mức độ an toàn được hiểu là xác suất hư hỏng tối đa cho phép.

1.3.2. Mô hình tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép

1.3.2.1. Mô hình Fick

Mô hình dựa trên xem xét của sự khuếch tán một mình được xây dựng xung quanh

định luật khuyết tán thứ hai của Fick và lời giải hàm sai số của Crank. Định luật thứ hai

của sự khuếch tán của Fick liên quan đến tốc độ thay đổi nồng độ theo thời gian. Nó

được thể hiện như sau cho sự khuếch tán trong một môi trường bán vô hạn, đồng nhất,

nơi mà các hệ số khuếch tán (D) là độc lập của các biến số phụ thuộc và độc lập:

(1.2) với điều kiện biên:

Cx = 0 ở t = 0 and 0 < x <

Cx = Cs ở x = 0 và 0 < t <

Cx = nồng độ clorua ở độ sâu x tại thời điểm t

Cs = nồng độ clorua bề mặt

Lời giải của Crank cho định luật thứ hai của sự khuếch tán của Fick có thể được

phát biểu như sau, bằng cách sử dụng một hệ số khuếch tán biểu kiến:

(1.3)

Dca = hệ số khuếch tán biểu kiến

t = thời gian tiếp xúc

erf = hàm sai số

Nhiều mô hình dựa trên định luật khuếch tán thứ hai của Fick và trên giả định đơn

giản rằng hệ số khuếch tán là không đổi.

Việc xác định hệ số khuếch tán trong một cấu trúc hiện tại có liên quan đến

một số giai đoạn. Đầu tiên bê tông được lấy mẫu tại một loạt các độ sâu để xác định

mức độ clorua. Mức độ clorua được xác định bằng cách phân tích trong phòng thí

nghiệm. Cách tốt nhất là khi độ sâu lấy mẫu cuối cùng sao cho mức độ clorua cơ

bản có thể phát hiện. Mức độ cơ bản này được khấu trừ từ các giá trị khác và một

độ chênh lệch nồng độ sẽ vẽ biểu đồ của clorua đã khuếch tán vào bê tông. Có thể

được lưu ý rằng mức độ bề mặt clorua bị giảm do tác động của muối được rửa trong

nước mưa. Trong kết cấu bê tông, các hiệu ứng như vậy có thể dẫn đến sự biến đổi

nồng độ độ clorua bề mặt (Cs) và do đó nồng độ clorua bề mặt danh nghĩa được sử

dụng (Csn). Điều này có thể đạt được bằng cách ngoại suy. Biết tuổi của cấu trúc,

một đường cong phù hợp nhất được trang bị và giá trị của hệ số khuếch tán biểu

kiến có thể được xác định.

Việc xác định hệ số khuếch tán biểu kiến này có thể được thực hiện trên các bộ

phần mềm bảng tính bao gồm hàm sai số. Có thể thấy rằng các vấn đề có thể phát sinh

từ sự kết hợp của các con số rất nhỏ (ví dụ, hệ số khuếch tán biểu kiến theo thứ tự của 10-12 m2/s) và các con số rất lớn (ví dụ, thời gian tiếp xúc của theo thứ tự của 108 giây).

Các khó khăn có thể được khắc phục bằng cách xác định thời gian trong nhiều năm và

chuyển đổi hệ số khuếch tán biểu kiến cho các bộ phận yêu cầu ở phần cuối của việc

tính toán.

Một số nghiên cứu đã đặt câu hỏi về tính hợp lệ của dự đoán dựa trên mô hình

khuyếch tán đơn giản trong các trường hợp xâm nhập clorua. Chatterrji (1995) lập luận

rằng một mô hình hoàn toàn dựa trên định luật thứ hai của Fick là vấn đề do bản chất

ion clo. Nó cũng được lập luận rằng mô hình khuếch tán không xem xét việc vận chuyển

clo bằng cách hấp thụ và rằng hiệu ứng này làm giảm theo thời gian. Hơn nữa, sự phụ

thuộc vào việc đo lường mức tổng clorua trong một bê tông là một chỉ báo về nguy cơ

ăn mòn trong tương lai có thể bị nghi vấn vì những lý do sau đây:

- Các giá trị khuếch tán clorua cho một bê tông nhất định không thể là không đổi

theo thời gian, tiếp tục làm giảm hydrat hóa

- Các tốc độ khuếch tán có thể khác nhau với chiều sâu từ bề mặt

- Nồng độ clorua bề mặt tăng theo thời gian nếu bề mặt bê tông là phải chịu các

chu kỳ ướt và khô.

- Khả năng của các chất kết dính xi măng khác nhau để liên kết clorua đã không

được nghiên cứu đầy đủ.

- Mặt cắt chỉ dựa trên các kết quả thử nghiệm nhanh trong phòng thí nghiệm không

tương quan với sự làm việc của kết cấu bê tông trong thực tế.

Tuy nhiên, nó thường được chấp nhận nhưng không hoàn hảo, mô hình của Fick

cung cấp điểm bắt đầu tốt nhất cho thế hệ đầu tiên của mô hình dự đoán. Các điều kiện

ban đầu và điều kiện biên có khả năng được hoàn thành bằng các thử nghiệm trong

phòng thí nghiệm, nhưng sai số trong kết cấu thực sự là đáng kể. Nghiên cứu đang tiếp

tục nâng cao các mô hình áp dụng trong thực tế.

Đối với các nghiên cứu so sánh nhanh, nó có thể hữu ích để lưu ý rằng công thức

dựa trên định luật khuếch tán thứ hai của Fick dẫn đến mối quan hệ căn bậc hai của thời

gian với chiều sâu của sự thâm nhập.

1.3.2.2. Mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép theo tiêu chí ăn mòn

Tuutti, K. (1980) [62] đã đưa ra mô hình hai giai đoạn của tuổi thọ sử dụng của kết

cấu bê tông cốt thép như trong hình 1.17. Theo đó tuổi thọ sử dụng gồm hai giai đoạn

kế tiếp nhau: giai đoạn khởi đầu ăn mòn và giai đoạn lan truyền ăn mòn.

Hình 1.17 - Tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép: Mô hình

hai giai đoạn của Tuuti 1980 [62]

Dự án Duracrete chi tiết hóa giai đoạn lan truyền ăn mòn thành các giai đoạn nhỏ

hình 1.18.

Hình 1.18 - Các sự kiện liên quan đến tuổi thọ sử dụng

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 chủ 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;

còn 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.

Ở đây sẽ tính cho cả hai trường hợp:

- Điểm cuối của tuổi thọ sử dụng xem là khi ăn mòn gây nứt bê tông bảo vệ.

- Điểm cuối của tuổi thọ sử dụng là khi ăn mòn cốt thép gây nguy hiểm ở trạng

thái giới hạn chịu lực.

Quá trình hư hại của các kết cấu bê tông cốt thép theo Tuuti (1980), quá trình gồm

hai giai đoạn: Giai đoạn khởi đầu và giai đoạn lan truyền theo phương trình 1.4.

(1.4)

Trong đó:

t1 là giai đoạn khởi đầu ăn mòn;

t2 là giai đoạn lan truyền ăn mòn.

a) Giai đoạn khởi đầu ăn mòn (t1)

Giai đoạn khởi đầu ăn mòn là thời gian kể từ khi kết cấu bắt đầu tiếp xúc với ion

clo cho đến khi ion clo 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:

1. Nồng độ clo trên bề mặt bê tông; 2. Nhiệt độ, độ ẩm của môi trường; 3. Chiều dày lớp bảo vệ; 4. Chất lượng của bê tông bảo vệ thông qua hệ số khuếch tán clo; 5. Ngưỡng nồng độ clo gây ăn mòn của cốt thép;

Mặc dù tốc độ xâm nhập của clo vào bê tông là một quá trình rất phức tạp, là tổng

hợp của nhiều cơ chế xâm nhập khác nhau chẳng hạn như cơ chế khuyếch tán, cơ chế

hút thấm bề mặt, cơ chế thẩm thấu… nhưng cơ chế lan truyền khuyếch tán được chứng

minh là cơ chế quyết định.

b) Giai đoạn lan truyền ăn mòn (t2)

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 chịu lực. Khi ăn mòn xảy ra và phát triển, các sản phẩm ăn mòn là gỉ, thể tích tăng khoảng 2 - 6 lần

thể tích của thép bị gỉ, tạo áp lực lên bê tông xung quanh và cuối cùng dẫn đến sự thiệt

hại cho các kết cấu theo hình thức nứt (theo chiều dọc và ngang), vỡ và tách lớp của bê

tông bảo vệ và mất diện tích tiết diện cốt thép gây nguy hiểm cho kết cấu.

Bê tông đã nứt làm cho các tác nhân ăn mòn khuếch tán nhanh hơn đến bề mặt cốt

thép, tốc độ ăn mòn sẽ nhanh hơn gây nguy hiểm cho kết cấu. Vì vậy sự xuất hiện của

vết nứt ăn mòn đầu tiên có thể là dấu hiệu quan trọng xác định điểm cuối của tuổi thọ

sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép.

Độ dài của giai đoạn lan truyền ăn mòn phụ thuộc chủ yếu vào:

- Mật độ dòng điện ăn mòn, - Chiều dày lớp bảo vệ, - Chất lượng cơ học của bê tông bảo vệ thông qua cường độ chịu kéo của bê

tông, mô đun đàn hồi, hệ số từ biến.

Yếu tố thứ nhất, mật độ dòng điện ăn mòn phản ánh tốc độ của phản ứng ăn mòn

điện hóa. Phản ứng ăn mòn tạo ra sản phẩm gỉ, nó có thể tích lớn hơn thể tích của thép bị ăn mòn và gây ra ứng suất kéo trong bê tông bảo vệ. Mật độ dòng điện ăn mòn phụ

thuộc vào chất lượng của bê tông (điện trở suất của bê tông), nồng độ clo tại bề mặt cốt

thép, nhiệt độ và độ ẩm môi trường. Một yếu tố không thể thiếu trong quá trình trên là

độ ẩm và ô xy cần được cung cấp.

Yếu tố thứ hai và thứ ba thể hiện sức kháng nứt của bê tông bảo vệ

Mô hình hóa dự báo tuổi thọ sử dụng của các kết cấu bê tông cốt thép do xâm

nhập clo cần hiểu biết các quá trình dẫn đến ăn mòn thép trong bê tông do clo gây ra.

Các quá trình này cơ bản được mô tả như sau :

- Clo trong môi trường tích lũy trên bề mặt bê tông. - Clo được xâm nhập vào bê tông qua một số cơ chế mà chủ yếu là khuếch tán. - Nồng độ clo được tích lũy theo thời gian tại bề mặt của cốt thép. - Khi nồng độ clo tại bề mặt cốt thép đạt tới mức ngưỡng tới hạn thì màng thụ

động trên mặt cốt thép bị phá vỡ và quá trình ăn mòn bắt đầu xảy ra.

- Sản phẩm của ăn mòn có thể tích lớn hơn cốt thép đã bị ăn mòn gây ra ứng

suất kéo trong bê tông bảo vệ.

- Bê tông chịu kéo kém do vậy sẽ xuất hiện các vết nứt hoặc thẳng góc hoặc

nằm ngang hình thành tách lớp giữa các cốt thép.

- Các vết nứt tạo thành rạn nứt hoặc vỡ làm cho kết cấu bị xuống cấp như chức năng sử dụng không còn được đảm bảo hoặc gây mất an toàn. Đây có thể xem là thời điểm mà yêu cầu phải sửa chữa.

- Ăn mòn gây ra mất mát diện tích tiết diện thép dẫn đến trạng thái giới hạn chịu

lực không còn thỏa mãn.

1.3.2.3. Các tham số của mô hình dự báo tuổi thọ

a) Hệ số khuếch tán clo

Hệ số khuếch tán clo là tham số vật liệu, hệ số này giữ vai trò cốt yếu trong dự báo

tuổi thọ của kết cấu bê tông phơi nhiễm clo của môi trường ven biển Việt Nam. Hệ số

khuếch tán clo được dự báo theo tỷ lệ nước - xi măng và chịu ảnh hưởng của nhiệt độ,

độ ẩm của môi trường cũng như các chất phụ gia.

Với các cầu vừa xây dựng xong có thể làm thí nghiệm để xác định giá trị đặc trưng

của hệ số khuếch tán D28.

b) Sự tích tụ nồng độ clo trên bề mặt bê tông

Nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông tiếp xúc với một môi trường biển phu thuộc

vào vị trí địa lý của vùng biển cũng như khoảng cách so với mực nước biển. Theo vị trí

của kết cấu bê tông cốt thép trong môi trường biển Ủy ban ACI 365 của Hoa kỳ chia

thành 4 vùng:

- Vùng thủy triều, (Marine splash zone -là vùng nằm trong biên độ thủy triều

hoặc là ở trong phạm vi 1m so với mực nước cao nhất của thủy triều)

- Vùng sóng đánh (Marine spray zone là vùng nằm cao hơn mực nước cao nhất

của thủy triều 1m, nhưng đôi khi tiếp xúc với bụi nước biển)

- Vùng không khí biển cách biển  800m

- Vùng không khí biển cách biển từ 800m đến 1500m

Các tài liệu trong nghiên cứu hiện nay đã chỉ ra rằng nồng độ clo trên bề mặt bê

tông tiếp xúc với một môi trường biển được tích tụ sau đó tăng lên cùng với thời gian.

Vơi các vùng bê tông luôn tiếp xúc với nước biển nồng độ clo bề mặt có thể không thay

đổi với thời gian ví dụ như vùng thủy triều, vùng bắn tóe của nước biển.

Các yếu tố ảnh hưởng đến nồng độ clo bê mặt là: thành phần của xi măng dùng

trong bê tông; đăc điểm bề mặt của bê tông; chu kỳ khô ẩm của môi trường.

Nồng độ clo bề mặt là một hàm của thời gian và là hàm có giới hạn theo thời gian.

Quy luật tích lũy nồng độ clo bề mặt có nhiều quan điểm: không đổi, hàm bậc nhất và

hàm mũ.

Theo Michael Thomas-life 365 [32] đã sử dụng cơ sở dữ liệu được khảo sát bởi Viện muối Hoa Kỳ từ 1960-1984 và dữ liệu tốc độ tích tụ clo của Wayers và các cộng sự năm 1993. Các giá trị của dữ liệu đã được so sánh với dữ liệu hàm lượng clo thu thập được từ các cây cầu do Babie và Hawkins năm 1987. Theo ACI 365 nồng độ clo thay đổi tuyến tính với thời gian tùy theo từng vùng nó từ 10 đến 30 năm như trong phương

trình 1.5 sau:

(1.5)

Cs,max được lấy tùy thuộc vào các địa phương khác nhau. Đối với kết cấu trong

môi trường biển, ACI 365 đưa ra như sau:

Tốc độ tích lũy k

Cs,max

Vùng

(%/ năm)

(%/ khối lượng bê tông)

Vùng thủy triều

Xảy ra ngay

0.8

Vùng sóng đánh

0.10

1.0

0.04

0.6

Cách biển  800m

Cách biển từ 800m-1500m

0.02

0.6

Bảng 1.4 - Tốc độ tích lũy và nồng độ lớn nhất của clo bề mặt

c) Ảnh hưởng của màng và sơn phủ bề mặt

Màng chống thấm và sơn phủ được cho rằng chỉ tác động lên tốc độ tích tụ clo.

Màng có tác dụng ngăn ngừa xâm nhập clo hiệu quả 100%, nó chỉ mất tác dụng

khi hết tuổi thọ của màng. Tuổi thọ trung bình của màng là 20 năm, nghĩa là thời

gian tích tụ clo của bê tông có màng bảo vệ là sau 20 năm. Thí dụ như hình 1.19, với bề

mặt bê tông không được bảo vệ tốc độ tích tụ clo ở mức 0,04% mỗi năm và đạt nồng

độ tối đa là 0,60% lúc 15 năm. Hiệu quả ban đầu và tuổi thọ của màng có thể được thay

đổi theo tính năng của màng và môi trường. Ngoài ra lớp màng có thể được quét lại định

kỳ theo cách tương tự như chống thấm.

Hình 1.19 - Ảnh hưởng của màng và sơn phủ bề mặt

Sơn phủ được xem có tuổi thọ trung bình là 5 năm, ví dụ trong Hình 1.19 cho

thấy ảnh hưởng của các sơn phủ áp dụng lại mỗi lần 5 năm. 1.3.3. Ngưỡng nồng độ clo gây ăn mòn thép trong bê tông

Ngưỡng nồng độ clo gây ăn mòn thép còn gọi là ngưỡng nồng độ clo tới hạn (Cth) đóng vai trò quan trọng trong ăn mòn cốt thép. Ngưỡng nồng độ clo gây ăn mòn thép

được định nghĩa là hàm lượng clo cần thiết tại bề mặt cốt thép để gây phá vỡ màng thụ

động của thép và bắt đầu gây ăn mòn. Nó thường được biểu thị theo tỷ lệ phần trăm của

trọng lượng bê tông hoặc trọng lượng chất kết dính.

Các cầu ở Anh ngưỡng nồng độ clo tới hạn đã đo được khoảng từ 0.2% đến 1.5%

trọng lượng xi măng. Tiêu chuẩn Anh giới hạn nồng độ clo dưới mức 0.4% trọng lượng

xi măng cho các kết cấu bê tông cốt thép và mức 0.1% cho các kết cấu bê tông cốt thép dự ứng lực [38]. Tuy nhiên, ngưỡng nồng độ clo tới hạn theo hàm lượng riêng clo tự do hiếm khi được đo đạc, so với tổng hàm lượng clo hoặc tỷ lệ [Cl-]: [OH-].

Một số lượng lớn các nghiên cứu đã tập trung vào việc định lượng Cth, nhưng các giá trị đo thường phân tán. Lý do cho sự phân tán của Cth bao gồm các phương pháp đo lường, phương pháp biểu diễn Cth, điều kiện của giao diện thép bê tông và ảnh hưởng của các yếu tố môi trường.

1.4. KẾT LUẬN CHƯƠNG I

Việc đánh giá độ bền, dự báo tuổi thọ dài hạn của các công trình giao thông bằng

bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ có ý nghĩa quan trọng trong công tác quản lý, vận hành hệ

thống. Bằng chứng, là nó đã được quan tâm, nghiên cứu từ rất lâu tại những nước phát

triển ở trên thế giới. Trong đó, hai yếu tố chính ảnh hưởng đến độ bền là độ thấm và độ

khuếch tán của bê tông cốt liệu nhẹ. Ngoài ra còn có thể kể đến hiện tượng cacbonat

hóa, ăn mòn hóa học do axít và nước biển.

Qua nhiều nghiên cứu về độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ, đã chỉ ra rằng,

tính thấm của bê tông chịu ảnh hưởng bởi hai yếu tố chính: Một là đặc điểm độ rỗng như kích thước, độ ngoằn ngoèo, và tính liên thông giữa các lỗ rỗng, hai là các vết nứt vi mô trong bê tông, đặc biệt là tại mặt liên kết giữa cốt liệu và chất kế dính. Trong đó, ảnh hưởng của ứng suất do các tác động từ bên ngoài đến độ thấm bê tông vẫn còn chưa được làm rõ.

Trong khi đó, với các công trình xây dựng trong môi trường biển, hiện tượng hư hỏng quan trọng cần phải tính đến đó là quá trình ăn mòn cốt thép trong bê tông do các

ion clorua. Đã có rất nhiều nghiên cứu đưa ra các đề xuất, mối quan hệ giữa hệ số khuếch

tán ion clorua của bê tông, tỷ lệ nước/ xi măng, thời gian, số điện lượng Coulombs. Ngoài ra, những nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của trạng thái ứng suất nén trước trong

bê tông cũng đã được thực hiện. Các thí nghiệm khuếch tán ion qua bê tông bao gồm thí

nghiệm khuếch tán trạng thái ổn định, thí nghiệm khuếch tán trạng thái không ổn định,

thí nghiệm di trú vùng điện trường. Nói chung, việc thực hiện các thí nghiệm thấm ion

clorua còn phức tạp (đặc biệt khi xét đến các trạng thái ứng suất trong bê tông). Nên việc xác định gián tiếp hệ số khuếch tán ion clorua thông qua các thí nghiệm đơn giản

hơn như thí nghiệm thấm nước có ý nghĩa quan trọng trong công tác đánh giá độ bền và

dự báo tuổi thọ của các kết cấu công trình bằng bê tông cốt liệu nhẹ.

CHƯƠNG II

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ ĐỘ THẤM NƯỚC VÀ THẤM ION CLO CỦA BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ

2.1. CÔNG TÁC CHUẨN BỊ THÍ NGHIỆM

2.1.1. Vật liệu chế tạo bê tông

2.1.1.1. Xi măng

’ = 30 MPa (C30), dùng xi măng Bỉm Sơn - PC 40 (đạt các chỉ tiêu kỹ thuật dùng cho bê tông được

Để thiết kế cấp phối cho bê tông có cường độ chịu nén dự kiến là fc

quy định theo TCVN 2682: 2009).

Các chỉ tiêu kỹ thuật của xi măng có được như dưới đây

Bảng 2.1 - Các tính chất cơ lý của xi măng Vicem PC40

TT Tên chỉ tiêu Đơn vị Tiêu chuẩn Kết quả thử nghiệm

Độ bền nén

- 3 ngày TCVN 29,0 1 Mpa - 7 ngày 6016: 1995 41,4

- 28 ngày 49,1

Thời gian đông kết TCVN 2 - Bắt đầu Phút 105 6017: 1995 - Kết thúc 160

TCVN 3 Khối lượng riêng g/cm3 3,1 4030: 2003

TCVN 4 % 30,0 Lượng nước tiêu chuẩn 6017: 1995

Bảng 2.2 - Thành phần hóa học của xi măng Vicem PC40

SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O CaO tự do

21,65 5,25 3,42 65,0 0,06 1,80 0,25 0,72 0,125

Bảng 2.3 - Thành phần khoáng vật của xi măng Vicem PC40

C3S C2S C3A C4AF

51,74 24,20 8.16 10,35

2.1.1.2. Cốt liệu nhỏ (cát)

Cát dùng để chế tạo bê tông có thể là cát thiên nhiên hay cát nhân tạo có cỡ hạt từ

0,14 đến 5mm - theo TCVN; từ 0,15 đến 4,75 mm - theo tiêu chuẩn của Mỹ và từ 0,08

đến 5mm theo tiêu chuẩn của Pháp.

Cát được sử dụng trong nghiên cứu này là cát sông Đà.

Hình 2.1 - Thí nghiệm khối lượng cát lèn chặt

2.1.1.3. Cốt liệu lớn (sỏi keramzit)

Sỏi nhẹ Keramzit (nguồn gốc Trung Quốc).

Vật liệu Keramzit để chế tạo bê tông phải có cường độ và độ hao mòn phù hợp.

Sỏi nhẹ trên thỏa mãn các tính năng kỹ thuật để sản xuất bê tông siêu nhẹ, cách âm, cách

nhiệt, chịu lực mác cao. Sỏi nhẹ sử dụng hiệu quả trong các công trình xây dựng hoặc cơi nới cải tạo ở nơi có nền móng yếu.

Hình 2.2 - Sỏi Keramzit phục vụ đổ bê tông

2.1.1.4. Nước

Dùng nước sinh hoạt để sản xuất và bảo dưỡng bê tông. Nước dùng phải là nước

sạch theo TCXDVN 4576:2012 [6]

2.1.1.5. Phụ gia khoáng

Bột khoáng siêu mịn hoạt tính sử dụng trong nghiên cứu là muội silic loại Sikacrete PP1

của hãng Sika. Thành phần là hoạt chất đioxít silíc cực mịn, khối lượng riêng là 2,2 g/cm3.

2.1.1.6. Phụ gia dẻo

Phụ gia siêu dẻo sử dụng loại phụ gia giảm nước cao cấp loại viscocrete 3000-20

của hãng Sika. Sika Viscocrete 3000-20 phù hợp tiêu chuẩn ASTM C494 loại G.

Sika Viscocrete 3000-20 là chất siêu hóa dẻo công nghệ cao gốc polyme thế hệ thứ ba.

Thành phần là polycarboxylat cải tiến, khối lượng riêng là 1,18 - 1,2 kg/l, độ pH từ 4,5 - 6,5.

2.1.2. Thí nghiệm xác định một số chỉ tiêu kĩ thuật của vật liệu chế tạo bê tông

2.1.2.1. Xác định thành phần hạt của cốt liệu cho bê tông theo ASTM C33 [26]

a) Thiết bị thử

Cân kỹ thuật có độ chính xác tới 0,1g.

Bộ sàng tiêu chuẩn lỗ vuông có với kích thước lỗ sàng lần lượt bằng:

 Đối với cốt liệu nhỏ là cát: 0,15; 0,3; 0,6; 1,18; 2,36; 4,75 mm;

 Đối với cốt liệu lớn là sỏi: 2,36; 4,75; 9,5; 12,5; 19; 25; 37,5; 50; 63; 75mm.

Máy lắc sàng.

Tủ sấy có bộ phận điều chỉnh nhiệt độ đạt nhiệt độ sấy ổn định từ 105oC đến 110oC.

b) Chuẩn bị mẫu thử

- Đối với cốt liệu nhỏ: Cát

Lấy mẫu cốt liệu, rồi giảm nhỏ bằng phương pháp chia tư hoặc phân đôi để được

khối lượng mẫu đủ và có dư cho thí nghiệm.

Sấy khô cốt liệu, cân lấy 2kg để thử.

- Đối với cốt liệu lớn

Sấy khô cốt liệu, cân lấy 5kg để thử.

2.1.2.2. Tiến hành thử

a) Đối với cốt liệu nhỏ: Cát

Dùng mẫu đã sấy khô ở nhiệt độ 110 ± 5oC đến khối lượng không đổi, sàng qua

mắt sàng 5mm.

Xếp chồng các sàng qui định để sàng mắt to nằm trên, sàng mặt nhỏ nằm dưới và cuối cùng là đáy (không có lỗ). Để xác định mô đun độ lớn của cát phải dùng đủ các sàng có kích thước từ 0,15 đến 4,75mm.

Đổ mẫu cốt liệu vào sàng trên cùng, rồi sàng bằng tay hoặc dùng máy lắc sàng (ở

đây sàng bằng máy).

Thời gian sàng phải đủ để hầu hết các hạt nhỏ hơn một sàng bất kì phải lọt qua sàng đó, được qui ước như sau: nếu lấy từng sàng ra sàng riêng trong 1 phút trên tờ giấy, lượng lọt qua sàng không được vượt quá 0,5% khối lượng mẫu cốt liệu ban đầu là được. Nếu không đạt như vậy, phải tiếp tục sàng.

Cân phần cốt liệu sót riêng trên các sàng (Sr) chính xác tới 0,1g.

b) Tính kết quả

Tính lượng sót riêng (Sr) ở mỗi sàng theo % của khối lượng mẫu thử.

Tính lượng sót tích lũy (Stl) ở mỗi sàng theo % khối lượng mẫu thử. Chú ý là lượng

sót tích luỹ là tổng số của các lượng sót riêng trên sàng đó và các sàng ở trên.

Tính lượng lọt (L) của mỗi sàng theo % của khối lượng mẫu thử theo công thức:

(2.1) L = 100 – Stl

Tính mô đun độ lớn của cốt liệu nhỏ theo công thức:

0,15 – Lần lượt là lượng sót tích lũy trên các sàng 4,75;

4,75, Stl

2,36,… Stl

(2.2) Mđl =

Trong đó: Stl 2,36;…0,15mm.

c) Đánh giá kết quả

- Đối với cốt liệu nhỏ là cát

Kết quả thành phần hạt:

Bảng 2.4 - Bảng thành phần hạt của cát

% lượng lọt Cỡ sàng (mm) Lượng sót trên sàng (g) % trên sàng % lượng lọt TC

0,00 100,00 95-100 4,75 0,00

26,4 73,6 80-100 2,36 0,264

25,3 48,3 50-85 1,18 0,253

36,5 11,8 25-60 0,60 0,365

9,6 2,2 5-30 0,30 0,096

1,7 0,5 0-10 0,15 0,017

0,5 0 --- Đáy 0,005

100

Cấp phối

Đường Min

Đường Max

9.5

4.75

2.36

1.18

0.6

0.3

0.15

Biểu đồ cấp phối của cát

Hình 2.3 - Biểu đồ cấp phối cát

Cát này chưa thỏa mãn tiêu chuẩn,cần phải điều chỉnh lại để cho phù hợp với tiêu

chuẩn (đường cấp phối màu xanh dương)

Cần điều chỉnh như sau: thêm 150g mắt sàng 0,15 và bớt 200g mắt sàng 2,36 trong

1000g cát.

Bảng 2.5 - Bảng thành phần hạt của cát sau điều chỉnh

% lượng lọt Cỡ sàng (mm) Lượng sót trên sàng (g) % trên sàng % lượng lọt TC

100,00 95-100 4,75 0,00 0,00

93,26 80-100 2,36 64 6,74

66,63 50-85 1,18 253 26,63

28,21 25-60 0,60 365 38,42

18,11 5-30 0,30 96 10,11

0,53 0-10 0,15 167 17,58

100

Đường Min

Đường Max

CP Điều chỉnh

9.5

4.75

2.36

1.18

0.6

0.3

0.15

0 --- Đáy 0,005 0,5

Hình 2.4 - Cấp phối hạt cát sau điều chỉnh

- Mô đun độ lớn của cát:

(2.3) = 0,99 Mđl =

Bảng 2.6 - Đối với cốt liệu lớn là sỏi keramzit

25 19 9.5 4.75 Sàng

0 220 1132 430 m

0.0 7.7 39.4 15.0 ai%

0.0 7.7 85.0 100.0 Lượng sót tích lũy %

100 92.3 15.0 0.0 Lượng lọt sàng %

100 90 10 0 Min

100 100 50 15 Max

Biểu đồ cấp phối của sỏi Keramzit.

Hình 2.5 - Đường cong cấp phối của sỏi keramzit

Nhận xét: Loại sỏi này thỏa mãn về thành phần hạt dùng làm cốt liệu lớn Dmax=19

mm cho bê tông.

b. Xác định khối lượng riêng và độ hút nước của cốt liệu nhẹ theo TCVN 7572-4:2006 [5]

Khối lượng riêng, KLTT và độ hút nước của cốt liệu nhẹ được xác định theo tiêu

chuẩn TCVN 7572-4:2006. Qui trình thí nghiệm được tóm tắt như sau:

- Ngâm cốt liệu vào nước ở 270C trong 24h.

- Cân cốt liệu ở trạng thái bão hoà khô bề mặt, m1 (g).

- Cho cốt liệu vào bình, đổ đầy nước, đặt tấm kính.

- Cân khối lượng cốt liệu + bình + nước + tấm kính m2 (g).

- Đổ cốt liệu ra, đổ đầy nước vào bình + nước + tấm kính, m3 (g).

- Sấy khô cốt liệu, cân khối lượng m4 (g).

- pn là khối lượng riêng của nước (g/cm3).

Khối lượng riêng, KLTT của cốt liệu nhẹ được tính theo công thức sau:

Khối lượng riêng của CLN:

(2.4)

Khối lượng thể tích ở trạng thái khô

(2.5)

Khối lượng thể tích ở trạng thái bão hoà:

(2.6)

Độ hút nước theo khối lượng:

(2.7)

Kết quả thí nghiệm là giá trị trung bình trong 2 lần thử, trình bày trong bảng dưới

đây.

Bảng 2.7 - Khối lượng thể tích của cốt liệu nhẹ xem xét

Tính chất STL 5/20

1.38

1.27

1.35

6.15

’ = 30 Bê tông nhẹ C30 có cường độ chịu nén đặc trưng dự kiến ở tuổi 28 ngày là fc MPa. Tính toán thiết kế thành phần cấp phối bê tông theo phương pháp lý thuyết kết

2.1.3. Thiết kế thành phần cấp phối bê tông thí nghiệm

hợp thực nghiệm theo mô hình nối tiếp/song song và mô hình biến động (mô hình

Larrard-Shink). Phương pháp tính toán và diễn giải được tác giả Đặng Thùy Chi trình

bày tại [8] và được sử dụng để thực hiện thiết kế trong khuôn khổ đề tài theo các nội

dung sau:

a) Tính toán lý thuyết kết hợp thực nghiệm

Quy trình tính toán lý thuyết theo nguyên tắc thể tích tuyệt đối, xác định các thành

phần của bê tông dựa trên các tham số sau:

- Tỉ lệ nước/chất kết dính khống chế giải cường độ bê tông yêu cầu. Khi tỉ lệ

nước/chất kết dính tăng, cường độ bê tông giảm.

- Tỉ lệ thể tích Cốt liệu nhẹ (CLN) khống chế KLTT của bê tông. Với một thể tích

hồ không đổi, tỉ lệ thể tích CLN càng lớn thì khối lượng thể tích (KLTT) thực của bê

tông càng nhỏ.

- Tính công tác của hỗn hợp bê tông được đảm bảo bằng lượng nước và lượng phụ

gia dẻo. Do CLN có xu hướng nổi lên trên bề mặt trong khi thi công, BTCLN nên được

được thiết kế có độ chảy cao, để giảm công tác đầm nén nhằm hạn chế được hiện tượng phân tầng cốt liệu.

Thành phần bê tông được thiết kế dựa trên 4 bước gồm lựa chọn các tham số đầu vào, tính toán thành phần bê tông, tính toán các đặc trưng cơ học của các pha và thí nghiệm kiểm chứng.

Yêu cầu thiết kế là cường độ chịu nén, khối lượng thể tích và tính công tác của

BTCLN.

Bước 1: Lựa chọn các tham số đầu vào

- Tỉ lệ CLN (thể tích CLN/1m3 bê tông): thông thường để đảm bảo KLTT của bê tông thỏa mãn yêu cầu thiết kế dành cho bê tông cốt liệu nhẹ. Tỉ lệ cốt liệu thường nằm

trong khoảng từ 0,2 - 0,4 thể tích bê tông.

- Tỉ lệ nước/chất kết dính (N/CKD) quyết định cường độ của bê tông. Tỉ lệ N/CKD

của bê tông cường độ cao thường nằm trong khoảng từ 0,25 - 0,4.

- Lượng nước sử dụng N và lượng phụ gia dẻo SP: quyết định tính công tác của hỗn

hợp bê tông nhưng có thể điều chỉnh trong quá trình nhào trộn để đảm bảo yêu cầu. Lượng nước khi không sử dụng phụ gia có thể tham khảo ACI 211-2-98 [24] (Bảng 2.8).

Bảng 2.8 - Lượng nước nhào trộn

Lượng nước trong 1m3 bê tông, kg, ứng với cỡ hạt lớn nhất của cốt liệu, mm

Độ sụt (mm) 9,5 mm 12,7 mm 19 mm

25 đến 50 mm 208 199 187

75 đến 100 mm 228 217 202

125 đến 150 mm 23 222 208

Hàm lượng gần đúng không khí 3 2,5 2 cuốn vào bê tông không cuốn khí, %

Bước 2: Tính toán các thành phần

- Tính lượng xi măng X và lượng silicafume MS:

Hàm lượng silicafume, m, tính bằng tỉ lệ phần trăm so với khối lượng xi măng:

được lấy theo yêu cầu về cường độ bê tông, trên cơ sở tham khảo các nghiên cứu về bê

𝑚

tông và bê tông cường độ cao thông thường.

100

𝑚

CKD = N : (N/CKD) = X + MS = X + X

100

X = CKD/(1 + ); MS = .X

- Tính lượng cốt liệu nhẹ S:

S = Vs.s

Trong đó Vs là thể tích cốt liệu nhẹ đã chọn ở bước 1

s là khối lượng riêng (KLTT hạt) của cốt liệu nhẹ

- Tính lượng cát C theo nguyên tắc thể tích tuyệt đối:

𝑋

𝑀𝑆

𝜌𝑋

𝜌𝑀𝑆

– C = (1000 – Vs – – N – Vk). c

Trong đó Vk là thể tích khí cuốn, phụ thuộc vào đường kính lớn nhất của cốt liệu.

Dmax của cốt liệu càng lớn thì hàm lượng không khí càng nhỏ.

Bước 3: Tính các đặc trưng cơ học của vữa và bê tông

Từ tỉ lệ giữa các thành phần tính được cường độ và mô đun đàn hồi của vữa cũng như cường độ nén của bê tông theo các công thức của mô hình biến động và mô hình nối tiếp/song song .

Bước 4: Thực nghiệm kiểm tra

Sau khi tính toán các đặc trưng cơ học, thành phần bê tông được kiểm tra điều

chỉnh bằng thực nghiệm. Chế tạo mẫu thử trên cơ sở thành phần bê tông đã lựa chọn ở bước 1 và 2. Thí nghiệm kiểm tra cường độ và khối lượng thể tích của bê tông. Nếu

không đạt, cần điều chỉnh các tham số đầu vào ở bước 1.

b) Thiết kế thành phần BTCLN theo mô hình De Larrard - Shink bằng phần

mềm [66]

Tiến hành lập phần mềm thiết kế thành phần bê tông cốt liệu nhẹ theo mô hình Larrad

- Shink. Phần mềm được Đặng Thùy Chi và Ngô Thị Thanh Hương viết bằng ngôn ngữ

Visual Basic và đặt tên là RLaShi 1.0 [10]. Cấu trúc của chương trình RLaShi 1.0 bao gồm:

- Các chương trình con: Nhập số liệu tính toán gồm các tham số chính là thông

số kĩ thuật các loại vật liệu xi măng, cát, sỏi, silicafume, phụ gia dẻo. Lựa chọn các tham

số đầu vào để thiết kế thành phần bê tông như tỉ lệ cốt liệu nhẹ, tỉ lệ nước/chất kết dính,

lượng nước sử dụng. Chương trình tính toán các thành phần cốt liệu

- Chương trình chính: liên kết các chương trình con và thực hiện quá trình tính

toán các đặc trưng cơ học của vữa bê tông theo thuật toán đã lập.

Hình 2.6 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0

Chương trình ROFP 1.0 cho phép thực hiện được các nội dung sau :

- Nhập thông số các loại vật liệu

Hình 2.7 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Thông số vật liệu

- Lựa chọn các tham số đầu vào

Hình 2.8 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Lựa chọn tham số

- Tính toán thiết kế thành phần bê tông cốt liệu nhẹ theo mô hình Larrad-Shink;

Hình 2.9 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Thành phần vật liệu

- Tính toán các đặc trưng cơ học (mô đun đàn hồi, cường độ của vữa và của bê

tông).

Hình 2.10 - Giao diện chương trình RLaShi 1.0 - Kết quả tính toán

- Xuất kết quả ra file văn bản.

c) Kết quả thiết kế

Trên cơ sở tính toán thiết kế, thành phần vật liệu sau điều chỉnh bằng thực nghiệm

cho 1m3 bê tông C30 được xác định như bảng dưới đây:

Bảng 2.9 - Thành phần hỗn hợp vật liệu cho 1m3 bê tông cốt liệu nhẹ cấp 30Mpa

xét tới ảnh hưởng của độ ẩm và độ hút nước cốt liệu.

Thành phần Khối lượng Đơn vị

61.0 kg Muội Siclic

520.0 kg Xi măng

840.0 kg Cát

145.0 kg Nước

7.93 lít Phụ gia dẻo

250 kg Sỏi keramzit

2.1.4. Thí nghiệm kiểm tra cường độ BTCLN thiết kế

Sau khi xác định thành phần BTCLN từ thiết kế, tiến hành đúc mẫu và bảo dưỡng theo quy định. Cường độ BTCLN thiết kế được kiểm tra thông qua thí nghiệm xác định cường độ chịu nén theo tiêu chuẩn ASTM - C39. Kết quả thí nghiệm được thể hiện trong bảng dưới đây:

Bảng 2.10 - Kết quả thí nghiệm cường độ nén theo ASTM-C39

Lực nén (kN) Cường độ nén (Mpa) Cường độ nén TB (Mpa)

38.4 301.42

37.6 295.14 38.03

38.1 299.07

Như vậy, cấp phối thiết kế đảm bảo yêu cầu đặt ra về cường độ.

Hình 2.11 - Thí nghiệm nén bê tông theo ASTM - C39

2.2. THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐỘ THẤM NƯỚC CỦA BÊ TÔNG

2.2.1. Thí nghiệm đo độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu ảnh hưởng của

tải trọng nén trước

Vật liệu đầu vào được kiểm tra và thỏa mãn các tiêu chuẩn của Mỹ và Việt Nam [32-40]. Thành phần của bê tông mẫu thí nghiệm được thiết kế nhằm thỏa mãn cường độ 30MPa thiết kế. Thí nghiệm thấm nước theo tiêu chuẩn [21]. Các thí nghiệm được thực hiện tại Phòng Thí nghiệm Vật liệu Xây dựng của Trường Đại học Thủy lợi.

Hình 2.12 - Cắt mẫu thí nghiệm thấm thấm nước từ mẫu trụ và xử lý mẫu

Hình 2.13 - Bố trí đo thấm nước trong phòng thí nghiệm

Bê tông thí nghiệm có cường độ đặc trưng f’c = 30 MPa (C30); được quy đổi từ giá trị cường độ nén trung bình của các mẫu trụ có đường kính 150 mm, chiều cao 300 mm theo tiêu chuẩn [25].

Sau khi đổ bê tông, các mẫu thí nghiệm được bảo dưỡng trong phòng thí nghiệm trong vòng 24 giờ. Sau 24h đó các mẫu được tháo khuôn và bảo dưỡng tiếp 24 giờ nữa. Khi tháo khuôn, nếu thấy trên mặt mẫu xuất hiện các vết nứt rộng hơn 0,1 mm và những vết rỗ lớn hơn 5 mm hoặc các hiện tượng kém đặc chắc thì phải loại bỏ. Khi có hai mẫu có hiện tượng trên thì phải loại bỏ cả nhóm mẫu và đúc lại.

Các mẫu tiếp tục được bảo dưỡng trong nước trong thời gian 28 ngày để bê tông thuỷ hoá và bão hoà hoàn toàn. Sau 28 ngày, các mẫu được chia thành 4 nhóm, mỗi

nhóm gồm 4 mẫu. Các nhóm được nén trước với các cấp ứng suất tương đối trong bê

tông dự kiến là /max = 0; 0,3; 0,5; 0,8 rồi dỡ tải. Sau khi dỡ tải, tiến hành cắt mẫu để

thí nghiệm. Mẫu thí nghiệm độ thấm nước có kích thước: chiều cao  đường kính = 150

mm x 150 mm. Trước khi làm thí nghiệm cần phải loại bỏ màng xi măng trên mặt mẫu bằng bàn chải sắt hoặc dụng cụ khác.

Nhóm nghiên cứu sử dụng sơn epoxy chống thấm 2 thành phần để đảm bảo mẫu

không bị thấm ngang. Các mẫu thí nghiệm được đưa vào buồng đo thấm nhanh (hình

2.13) để xác định cấp thấm và đo lưu lượng nước thấm trên một đơn vị thời gian [21].

Kiểm tra độ kín khít của các khe tiếp giáp và khuyết tật trên cạnh biên của mẫu. Sau đó tiến hành thí nghiệm như đã trình bày ở trên.

Phân tích kết quả thí nghiệm

Kết quả đo thấm nước của 4 tổ mẩu xem xét Pn - 0, Pn - 0.3, Pn - 0.5 và Pn - 0.8

có được theo các thí nghiệm thấm nước tương ứng với các giá trị ứng suất nén trước

trong bê tông được biểu diễn trên Bảng 2.11 và Hình 2.14. Độ thấm nước ban đầu của

các mẫu có sự khác biệt lớn. Đối với cấp tải 0.8P cho kết quả độ thấm rất lớn tạo ra sự khác biết rõ ràng với các cấp 0P, 0.3P và 0.5P. Điều này hoàn toàn phù hợp với dự báo

theo kinh nghiệm nhóm nghiên cứu và theo tiêu chuẩn TCVN 8219:2009 [3]. Độ thấm

nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu cấp tải 0.8P thuộc mức trung bình (so với bê tông

thường có cùng cấp cường độ [1] còn độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu các

cấp tải còn lại thuộc mức rất thấp. Sự khác biệt này có thể giải thích bằng sự thay đổi về

cấu trúc của bê tông khi chịu tải. Bê tông khi chịu tải có thể gây đến sự thay đổi cá cấu

trúc vi mô bên trong. Khi nén mẫu đến 0.8P các hạt cốt liệu nhẹ bị nứt vỡ, hệ số rỗng

thay đổi khiến nước thấm qua bê tông nhanh hơn. Độ thấm của các tổ mẫu bê tông chịu

tải nhỏ hơn rất thấp và tăng chậm hơn.

Hệ số thấm nước của từng mẫu bê tông cốt liệu nhẹ được xác định theo công thức sau:

(2.9)

Trong đó:

Q là lượng nước thấm, tính bằng centimét khối;

là chiều dày của mẫu, tính bằng centimét;

là hệ số xét đến độ nhớt của nước phụ thuộc vào nhiệt độ;

S là diện tích của mẫu, tính bằng centimét vuông;

là thời gian thấm nước qua mẫu tính bằng giây;

hiệu số áp lực nước

Sử dụng công thức (2.9) để tính hệ số thấm nước của các mẫu bê tông thí nghiệm.

Kết quả được trình bày trong bảng 2.11.

Bảng 2.11 - Kết quả hệ số thấm trong thí nghiệm

8

2

4

6

10

12

14

16 Áp lực nước (atm)

0

/max

2.34x

7.05x

K-P-0 (cm/s)

10-11

0.3

/max

2.62 x

1.04 x

1.83 x

2.31 x

K-P-0.3 (cm/s)

10-11

0.5

/max

4.92 x

7.65 x

1.31 x

1.95 x

2.21 x

2.82 x

3.75 x

K-P-0.5 (cm/s)

10-11

10-10

0.8

/max

2.73 x

9.56 x

1.11 x

1.41 x

1.67 x

2.56 x

4.02 x

8.19 x

K-P-0.8 (cm/s)

10-10

10-09

Ghi chú:

Cấp ứng suất /max

K-P-0 Độ thấm nước K ở cấp ứng suất /max=0

K-P-0.3 Độ thấm nước K ở cấp ứng suất /max=0.3

K-P-0.5 Độ thấm nước K ở cấp ứng suất /max=0.5

K-P-0.8 Độ thấm nước K ở cấp ứng suất /max=0.8

Gia tăng độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ theo áp lực nước và theo ứng suất

nén trước được biểu diễn như trên các Hình 2.14, 2.15, 2.16.

Hình 2.14 - Gia tăng độ thấm nước K theo áp lực nước tương ứng với các cấp tải trọng

Hình 2.15 - Gia tăng độ thấm nước K theo áp lực nước với các cấp tải trọng 0P; 0.3P; 0.5P

Hình 2.16 - Gia tăng độ thấm nước K theo ứng suất tương đối /max

Chúng ta thấy rằng, ở ngưỡng /max > 0.5 đánh dấu sự gia tăng nhanh của độ

thấm nước khi áp lực nước lớn hơn 10 bar, điều này chứng tỏ ảnh hưởng của ứng suất

nén trước đủ lớn đến gia tăng độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ, chính các tác động cơ học dư này tạo điều kiện cho nước thẩm thấu dễ dàng hơn qua mẫu bê tông, đặc biệt

khi /max > 0.5, sự xuất hiện sự phá hủy bê tông đã làm cho gia tăng thấm nước tăng

nhanh hơn. Đặc biệt trong thí nghiệm, ta thấy ở ngưỡng /max = 0.8 đã cho ta thấy sự

chênh lệch rất lớn về độ thấm nước trong bê tông cốt liệu nhẹ.

2.2.2. Thí nghiệm đo độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ chịu ảnh hưởng của

tải trọng nén trực tiếp

Các mẫu thí nghiệm được lắp đặt vào trong các lồng đo thấm nước. Nước được cho đầy vào lồng đo thấm để loại hết các bọt khí. Nắp lồng thấm được siết chặt với bu lông và các gioăng cao su. Thiết bị đo được thể hiện trong các Hình 2.17 - 2.21 [1].

Hình 2.17 - Buồng đo thấm nước mẫu bê tông chịu tải trọng nén trực tiếp

Hình 2.19 - Cân điên tử kết nối Hình 2.18 - Đồng hồ đo áp lực nén của tải trọng với máy tính và bình hứng nước và áp lực nước vào

Hình 2.21 - Toàn cảnh bố trí thiết bị Hình 2.20 - Máy tính với phần mềm Hyper

đo độ thấm nước của bê tông chịu tải trọng nén trực tiếp Terminal tự động ghi số liệu về lưu lượng nước thoát ra khi thấm qua mẫu thí nghiệm

Mẫu thí nghiệm được gia tải nén trực tiếp bằng máy nén có kết nối với máy tính.

Lưu lượng nước thoát ra được đo đạc theo thời gian bằng cân điện tử có kết nối với máy tính (Hình 2.19). Tốc độ thấm nước (m3/s) được ghi nhận sau khi dòng thấm đã ổn định. Áp lực nước được duy trì không đổi trong suốt quá trình đo thấm. Độ thấm ban đầu được

đo ở cấp ứng suất nén max = 0,2. Việc đo đạc độ thấm nước được duy trì trong thời gian 16 giờ. Các nhóm mẫu thí nghiệm được gia tải ở 4 cấp tải trọng tương ứng theo

ứng suất tương đối /max = 0,2; 0,4; 0.6 và 0,8. Mỗi nhóm mẫu có 4 mẫu được thí nghiệm ở một cấp tải. Áp lực nước được duy trì theo cấp 4,74 atm.

Hệ số thấm nước của bê tông K (m/s) được tính toán với giả định dòng chảy đều và

đẳng nhiệt theo luật thấm Darcy như sau:

(2.10) K = Q. L A. ∆h

- Q (m3/s) là tốc độ nước thấm qua mẫu thí nghiệm;

- A (m2) là diện tích mặt thấm nước của mẫu;

- h (m) là áp lực nước vào tính theo chiều cao cột nước;

- L (m) là chiều dầy thấm nước của mẫu.

Trong đó:

Phân tích kết quả thí nghiệm

Tại mỗi thời điểm đo cách nhau 10 phút ta có các giá trị hệ số độ thấm K khác

nhau. Kết quả hệ số độ thấm của mỗi giá trị ứng suất tương đối /max được biểu diễn

bằng hình 2.22, 2.23.

Hình 2.22 - Biểu đồ hệ số độ thấm K thay đổi theo thời gian với cấp ứng suất max = 0.6

Hình 2.23 - Biểu đồ hệ số độ thấm K thay đổi theo thời gian với cấp ứng suất max = 0.7

Các kết quả thực nghiệm về độ thấm nước của bê tông được tính theo luật thấm

Darcy. Hệ số thấm nước K (m/s) theo áp lực nước tính theo chiều cao cột nước (m) và

cấp tải trọng tác dụng được trình bày ở bảng sau:

Hệ số thấm nước K(m/s) được tính toán theo cấp áp lực nước vào 4.74 (atm)

Bảng 2.12 - Kết quả hệ số thấm nước K(m/s) theo cấp tải trọng tác dụng

Ứng suất tương đối /max

0 3.5x10-11

0.2 2.51x10-11

0.4 2.11x10-11

0.6 5.98x10-11

0.8 2.2x10-10

Độ thấm nước của bê tông gần như không thay đổi hoặc thay đổi chậm khi giá trị

ứng suất tương đối /𝑚𝑎𝑥 < 0.6; sau ngưỡng này, hệ số thấm bắt đầu tăng nhanh. Khi ứng suất tương đối /𝑚𝑎𝑥 ≥ 0.6, độ thấm nước gia tăng rất nhanh; điều này có thể giải thích là do cấu trúc vimô của bê tông bị phá hủy sau ngưỡng ứng suất này - vốn là ngưỡng làm xuất hiện các vùng phá hủy phân tán (theo tiếp cận của cơ học phá hủy bê

tông) - làm gia tăng độ thấm nước của bê tông.

Từ các giá trị kết quả thí nghiệm thu được, tác giả xây dựng quy luật gia tăng độ

thấm nước của bê tông sau 28 ngày tuổi và được thể hiện qua hình 2.24.

Một hàm gần đúng được thực hiện tự động trong phần mềm excel cho thấy quy

luật gia tăng độ thấm nước của bê tông non tuổi đã công bố của Banthia & al (2005)

[28] khi phá hủy cơ học chưa xuất hiện trong bê tông.

Hình 2.24 - Gia tăng hệ số thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ K theo ứng suất trong

bê tông

2.3. THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐỘ THẤM İON CLO CỦA BÊ TÔNG

2.3.1. Thí nghiệm xác định độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ chịu nén

2.3.1.1. Trình tự thí nghiệm

Các mẫu thấm ion clo sau khi được cắt từ mẫu trụ 100 x 200mm sẽ được tiến hành

bọc lớp keo epoxy ở mặt xung quanh đảm bảo chỉ cho phép khuếch tán ion clo theo 1

trục. Dùng chổi hoặc khăn làm sạch bề mặt mẫu thử. Phủ kín keo lên diện tích xung

quanh mẫu thử bằng chổi quét sơn. Bảo dưỡng keo và để keo khô hoàn toàn theo hướng dẫn sử dụng của nhà sản xuất. Đặt các mẫu thử vào bình hút chân không. Lắp đặt hệ thống bơm hút chân không theo sơ đồ như hình 2.25. Đổ nước cất vào bình đựng nước. Khóa vòi nối bình hút chân không với bình đựng nước. Bật máy bơm hút chân không duy trì áp suất trong bình hút chân không dưới 1 mmHg trong 24 giờ. Mở khóa vòi nối bình hút chân không với bình đựng nước cho đến khi nước ngập mẫu thử. Khóa vòi tiếp

tục duy trì bơm hút chân không ít nhất 3 giờ. Tắt máy bơm, lấy mẫu thử ra khỏi bình hút chân không. Chuyển các mẫu thử vào trong bình đựng nước và ngâm trong vòng (18 ± 2) h. Lấy mẫu thử ra khỏi bình đựng nước, lau sạch các giọt nước đọng quanh mẫu. Lắp mẫu thử vào khoang chứa mẫu. Dùng keo silicon trám vào khe tiếp giáp giữa mẫu thử

và khoang chứa mẫu, đảm bảo bịt kín không rò rỉ nước ra ngoài. Đổ đầy hóa chất thử

vào hai đầu khoang chứa mẫu thử, một đầu khoang đổ dung dịch NaOH 0,3N và đầu

khoang kia đổ dung dịch NaCl 3%. Đậy kín hai đầu khoang bằng nút cao su để tránh

bay hơi các dung dịch. Lắp đặt mạch điện gồm nguồn điện, vôn kế, ampe kế với khoang

chứa mẫu thử theo sơ đồ trên hình 2.25.

(a) Sơ đồ đo điện lượng

(b) Chế tạo mẫu thử (c) Thiết bị thí nghiệm

Hình 2.25 - Sơ đồ, mẫu thử và thiết bị thí nghiệm

- Sử dụng các thiết bị tự động, tổng điện lượng truyền qua mẫu thử đã được tự ghi,

tính toán và đánh giá theo các mức trong Bảng 2.13.

- Đánh giá độ thấm ion clo qua bê tông theo các mức dưới đây:

Bảng 2.13 - Mức độ thấm ion clo

Mức độ thấm ion clo Điện lượng truyền qua mẫu (culông)

> 4000 Cao

từ 2000 đến 4000 Trung bình

từ 1000 đến 2000 Thấp

Từ 100 đến 1000 Rất thấp

< 100 Không đáng kể

2.3.1.2. Kết quả thí nghiệm và nhận xét

Tiến hành đo chỉ số độ thấm clo của các mẫu vào ngày 20/05/2017 đến ngày

03/06/2017 tại Phòng Thí nghiệm Vật liệu Xây dựng của trường Đại học Giao thông vận tải. Các nhóm mẫu thí nghiệm được gia tải ở 4 cấp tải trọng tương ứng theo ứng

suất tương đối /max = 0; 0.3; 0.5 và 0.8. Mỗi nhóm mẫu có 6 mẫu được thí nghiệm ở một cấp tải.

Kết quả đo thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ có f’c = 30 MPa được mô tả

như trên bảng 2.14.

Bảng 2.14 - Kết quả thí nghiệm độ thấm ion clo của bê tông nhẹ 30 Mpa

Đơn vị: culông

Cấp tải Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 3 Mẫu 4 Mẫu 5 Mẫu 6 Trung bình (max)

0 242 223 229 228 231 245 233

0.3 318 274 295 298 265 290 290

0.5 328 320 257 420 309 316 325

0.8 1358 1259 1252 1412 1302 1265 1308

Dựa vào các kết quả thí nghiệm nói trên, ta vẽ biểu đồ độ thấm ion clo của bê tông

nhẹ 30 MPa khi có ứng xử của ứng suất như trên hình 2.26.

Kết quả đo thấm ion clo của loại bê tông cốt liệu nhẹ C30 có được theo các thí

nghiệm thấm nhanh tương ứng với các giá trị ứng suất nén trước trong bê tông được

biểu diễn trên bảng 2.15 và hình 2.27. Độ thấm ion clo ở các cấp tải trọng /max = 0;

0,3; 0,5 của bê tông cốt liệu nhẹ C30 thuộc mức thấp và có sự thay đổi nhẹ hơn so với

bê tông thường C30 [1],[11]. Sự thay đổi lớn ở cấp 0,8P đánh dấu sự gia tăng nhanh độ

thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ C30 so với bê tông thường C30. Thay đổi này có

sự khác biệt lớn do ứng suất nén tiến tới giá trị phá hoại, các cấu trúc trong bê tông bị phá vỡ vào tạo điều kiện cho ion clo thấm nhập qua. Điều này hoàn toàn phù hợp với thang đánh giá về điện lượng theo tiêu chuẩn ASTM C1202 [27]. Nguyên nhân đối với bê tông nhẹ có lớp vỏ cốt liệu có thể chứa nước hay ion clo.

Khi nén với cấp tải 0,8P các hạt sét bị vỡ, mất khả năng ngăn ion clo, nhờ đó các ion clo có thể nhanh trong thấm nhập qua bê tông. Các hạt sét của bê tông nhẹ chứa đầy nước đến trạng thái bão hoà nước trong bê tông, khi mẫu bão hoà nước hiện tượng thấm

mới bắt đầu xảy ra. Ngược lại với bê tông thường, hiện tượng thấm xảy ra sớm hơn do

hạt cốt liệu là sỏi đá nên không thấm nước. Ngoài ra khi sử dụng thêm phụ gia khoáng mịn vào thành phần cho bê tông nhẹ thì hiệu quả của việc chống thấm ion clo tăng mạnh.

Điều này hoàn toàn phù hợp với các kết quả nghiên cứu về độ thấm ion clo của các tác

giả khác trên thế giới [56] [54] [61].

Kết quả cho thấy biến đổi độ thấm ion clo khi thay đổi ứng suất nén trước cho bê

tông cốt liệu nhẹ C30. Nguyên nhân là do tải trọng nén làm xuất hiện các hư hỏng vi mô dẫn tới làm thay đổi độ thấm ion clo. Mức tải càng lớn thì sự hư hỏng của vật liệu

càng nhiều vì thế mức độ thấm ion clo tăng theo mức tăng của ứng suất nén trước trong

1600

MẪU 1

1400

MẪU 2

1200

bê tông [2], [5].

l

MẪU 3

1000

MẪU 4

800

MẪU 5

) s b m o u o C ( g n ợ ư

MẪU 6

l

600

i

n ệ Đ

400

200

0.2

0.4

0.6

0.8

(max)

Hình 2.26 - Độ thấm clo của bê tông nhẹ 30 MPa theo ứng suất nén

1400

1200

1000

trước trong bê tông

l

800

600

) s b m o u o C ( g n ợ ư

l

400

i

n ệ Đ

200

0.2

0.4

0.6

0.8

σ/σmax

Hình 2.27 - Độ thấm clo trung bình của 6 mẫu bê tông nhẹ 30 MPa theo ứng suất nén trước trong bê tông.

Hình 2.27 cho thấy khi ứng suất nén trước trong bê tông: /max ≤ 0,5 thì độ thấm

ion clo tăng tuyến tính và khá đều; sau ngưỡng này thì độ thấm clo tăng mạnh.

Độ thấm ion clo của bê tông cấp 30Mpa ở các cấp chịu tải 30%f’c, 50%f’c, có giá trị từ 200 - 300(C) - ở mức trung bình, khi cấp chịu tải là 80%f’c điện lượng truyền qua mẫu tăng nhanh đạt 1300(C) - ở mức cao.

Mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion clo (D) của bê tông với điện lượng (C) đo

được, được tính theo theo Berke và Hicks (1993) [29] như sau:

(2.11) D = 1,03x10-2xQ0,84 x10-12(m2/s)

Sử dụng công thức của [29] có thể tính được hệ số khuếch tán D của các mẫu bê

tông thí nghiệm. Kết quả được trình bày trong Bảng 2.15.

Bảng 2.15 - Hệ số khuyếch tán clorua tính theo điện lượng từ thí nghiệm thấm nhanh

Cấp tải

C30 (Bê tông cốt liệu nhẹ) C-Culông Dx10-12(m2/s)

0 0.3 0.5 0.8 233 290 325 1308 1.003 1.205 1.327 4.274

Từ kết quả tính ở bảng 2.15, nghiên cứu sinh tiến hành xây dựng mối quan hệ gia

4.5

3.5

tăng hệ số khuếch tán ion clo qua bê tông và ứng suất nén trước như trên Hình 2.30.

) s / 2

2.5

1.5

m ( 2 1 - 0 1 x D

0.5

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.1 σ/σmax

Hình 2.28 - Thay đổi hệ số khuếch tán ion clo theo ứng suất nén trước trong bê tông cốt liệu nhẹ C30

4.50

4.00

3.50

y = 9.1226x2 - 3.4256x + 1.0816 R² = 0.9685

3.00

0

2.50

/

D D

2.00

1.50

1.00

0.50

0.00

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0.1 σ/σmax

Hình 2.29 - Quy luật gia tăng của hệ số khuếch tán ion clo theo ứng suất nén trước

của mẫu bê tông cốt liệu nhẹ C30

Kết quả từ hình 2.29 cho thấy, khi ứng suất nén thấp hơn 0.5max sự thay đổi độ

thấm không đáng kể, nhưng khi ứng suất nén trước đạt đến 0.7max thì hệ số thấm tăng

khoảng 2.7 lần so với độ thấm của bê tông không chịu tải.

Quy luật gia tăng hệ số thấm ion clo theo ứng suất nén trước của bê tông cốt liệu

nhẹ C30 được biểu diễn theo công thức như sau:

(2.12) Hồi quy hàm mũ: D/Do = 9.1226(/max)2 – 3.4256(/max) + 1.0816

Các đường hồi quy trên đây cũng cho thấy quy luật gia tăng độ thấm ion clo của bê tông khá tương đồng với quy luật gia tăng độ thấm khí qua bê tông chịu ứng suất nén

trước ((A. Djerbi Tegguer - 2013 [61], Choinska - 2007 [36], Tran.T.T - 2009 [63]).

2.3.2. Thí nghiệm xác định độ thấm ion clo của bê tông cốt liệu nhẹ chịu nén trực tiếp

2.3.2.1. Trình tự thí nghiệm

Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Vật liệu xây dựng của Trường

Đại học Giao thông vận tải.

Để xét đến trạng thái ứng suất nén trực tiếp. Ứng suất được tạo ra bởi lực xiết từ bu lông và điều chỉnh bằng đồng hồ hiển thị lực (load cell), như trên hình 2.30 và hình 2.31 [1]. Sau khi xiết lực đến giá trị phù hợp thì lắp hai hai buồng đựng dung dịch NaCl

và NaOH rồi tiến hành các bước tiếp theo như trong tiêu chuẩn TCVN.9337.2012 [4] để đo độ thấm ion clo trong 6 giờ.

Tại ứng suất /max = 0 mẫu được lắp lên khung, không cần xiết bu lông tạo lực

nén, rồi tiến hành lắp luôn buồng đựng dung dịch để thí nghiệm. Thiết bị thí nghiệm

được kết nối với hệ thống máy tính để xác định tổng điện lượng truyền qua mẫu thử một cách tự động.

Hình 2.30 - Lắp đặt khung gia tải

Hình 2.31 - Kết nối máy đo điện lượng thấm qua bê tông với máy tính

2.3.2.2. Kết quả thí nghiệm và nhận xét

Các nhóm mẫu thí nghiệm được gia tải ở 4 cấp tải trọng tương ứng theo ứng suất

tương đối /max = 0; 0.3; 0.5 và 0.8. Mỗi nhóm mẫu có tối thiểu 5 mẫu được thí nghiệm ở một cấp tải.

Kết quả đo thấm của loại bê tông C30 được trình bày ở Bảng 2.16

Bảng 2.16 - Kết quả thí nghiệm độ thấm ion clo của mẫu bê tông C30, có xét đến

trạng thái ứng suất nén trực tiếp

STT Mẫu Tỷ lệ (%) Điện lượng (Coulombs) Trung bình (Coulombs)

1 0%-1 338

2 0%-2 274

3 0%-3 295 290 100

4 0%-4 298

5 0%-5 245

6 30%-1 242

7 30%-2 307

8 30%-3 223

9 30%-4 210

10 30%-5 224

233 80.34 11 30%-6 204

12 30%-7 245

13 30%-8 206

14 50%-1 328

15 50%-2 320 325 112.07

16 50%-3 257

17 50%-4 420

18 50%-5 309

19 50%-6 316

20 80%-1 695

21 80%-2 570

22 80%-3 622 656.8 226.48

23 80%-4 683

24 80%-5 714

(0%, 30%,… là cấp tải trọng gây ra ứng suất so với ứng suất nén max; ký hiệu 1-2-

3-4-5 là thứ tự của mẫu nén)

Quan hệ của độ thấm ion clo (C) của bê tông C30 theo thí nghiệm thấm nhanh

tương ứng với các giá trị ứng suất khi nén đồng thời mẫu bê tông được biểu diễn trên

hình 2.32. Kết quả thí nghiệm cho thấy độ thấm ion clo thay đổi mạnh khi có sự xuất

hiện của tải trọng tác động đồng thời. Tuy nhiên trước và sau khi gia tải độ thấm ion clo đều nằm trong mức “trung bình” theo TCVN 9337-2012. Khi tăng tải trọng tương ứng với cấp ứng suất  lên 30% và 50% so với cấp ứng suất max , độ thấm của bê tông

tăng lần lượt là 24,50% và 39,48%. Khi tăng ứng suất lên 80% max độ thấm của bê

tông có sự gia tăng lớn. Trong trường hợp độ thấm ion clo giảm sẽ dẫn tới kéo dài thời gian xâm nhập ion clo qua lớp bê tông bảo vệ để gây ăn mòn cốt thép trong các công

trình bê tông cốt thép.

2.3.2.3. Xây dựng mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion clo với trạng thái ứng

suất nén trực tiếp của bê tông

Kết quả tính hệ số khuếch tán ion clo cho mẫu bê tông thí nghiệm C30 được trình

bày ở Bảng 2.17.

Từ kết quả đã tính toán tiến hành xây dựng mối quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion

clo qua bê tông và ứng suất nén trực tiếp của mẫu bê tông cốt liệu nhẹ C30.

2.5

y = 4.4975x2 - 1.9529x + 0.9543 R² = 0.9373

/

1.5

o D D

0.5

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

Cấp ứng suất

Hình 2.32 - Quan hệ của độ thấm ion clo qua bê tông với cấp ứng suất nén bê tông cốt liệu nhẹ

Quy luật gia tăng hệ số thấm ion clo theo ứng suất nén trực tiếp của bê tông cốt

liệu nhẹ C30 được biểu diễn theo công thức như sau:

Hồi quy hàm mũ: D/Do = 4.4975(max)2 – 1.9529(max) + 0.9543 (2.13)

2.4. QUAN HỆ GIỮA HỆ SỐ THẤM NƯỚC VÀ HỆ SỐ KHUẾCH TÁN ION CLO

CỦA BÊ TÔNG

Tính toán hệ số khuếch tán ion clo từ hệ số thấm nước

2.4.1. Công thức lý thuyết của Banthia

Banthia & al (2008) [28] đề nghị mối quan hệ giữa hệ số thấm nước K và hệ số

khuếch tán ion clo D của bê tông cốt sợi như sau:

K=𝐶𝐾𝑥𝐹0.5𝑥𝑆0.5𝑥𝐷

Trong đó:

S = 𝐾𝑐ó 𝑡ả𝑖 𝐾𝑘ℎô𝑛𝑔 𝑡ả𝑖

- S là hệ số xét đến ảnh hưởng của ứng suất nén trong bê tông, hệ số này được biểu diễn bằng tỷ lệ giữa hệ số thấm nước của bê tông có gia tải và bê tông không chịu tải.

- F là hệ số xét đến ảnh hưởng của hàm lượng cốt sợi trong bê tông; hệ số F được

biểu diễn bằng tỷ lệ giữa hệ số thấm nước của bê tông có cốt sợi và hệ số thấm nước của

F =

𝐾𝑐ó 𝑐ố𝑡 𝑠ợ𝑖 𝐾𝑘ℎô𝑛𝑔 𝑐ố𝑡 𝑠ợ𝑖

bê tông không có sợi. Khi chỉ xét đến bê tông thường (F = 1).

- Ck là hệ số xét đến tương quan giữa hệ số thấm nước và hệ số khuếch tán ion clo

Ck =

𝐾 𝐷0

của bê tông không chịu tải.

2.4.2. Tính hệ số Ck cho loại bê tông thí nghiệm

Hệ số khuếch tán ion clo của bê tông được tính từ kết quả thí nghiệm thấm nhanh

ion clo theo Berke và Hicks (1993) [29] như sau:

D = 1,03x10-2xQ0,84 x10-12(m2/s)

Từ kết quả thí nghiệm xác định điện lượng thấm ion clo cho bê tông C30 có xét

đến trạng thái ứng suất nén trực tiếp như ở bảng 2.16, tính được hệ số khuếch tán ion

clo ở trạng thái bê tông không chịu tải, có giá trị ở bảng 2.17, như sau:

Bảng 2.17 - Hệ số khuếch tán ion clo ở trạng thái không chịu

Q (Culông)

D (m2/s)

290

1.205x10-12

tải của bê tông C30

Hệ số thấm nước đã được xác định như trong Bảng 2.18.

Bảng 2.18 - Hệ số thấm nước theo các cấp áp lực của bê tông (C30) chịu tải trọng

Hệ số thấm nước K (m/s) được tính toán theo cấp áp lực nước vào 4.74 (atm)

nén trực tiếp

Ứng suất tương đối /max

0 3.5x10-11

0.2 2.51 x10-11

0.4 2.11 x10-11

0.6 5.98 x10-11

0.8 2.2 x10-11

Hệ số Ck cho bê tông C30 xét đến tương quan giữa hệ số thấm nước và hệ số khuếch tán ion clo của bê tông không chịu tải được tính từ kết quả thí nghiệm thấm nước

3.5𝑥10−11 1.205𝑥10−12 = 29.05

và thấm ion clo là: 𝐶𝑘 =

Từ giá trị tính được hệ số khuếch tán ion clo như trong Bảng 2.19.

Bảng 2.19 - Giá trị hệ số khuếch tán được tính theo hệ số thấm nước theo Ck (Bê tông C30)

Ứng suất tương đối K (m/s) S D (m2/s) /max

3.5x10-11 1 1.205x10-12 0.0

2.51x10-11 0.85 1.020x10-12 0.2

2.11x10-11 0.92 1.105x10-12 0.4

5.98x10-11 1.68 2.030x10-12 0.6

2.2x10-11 2.22 2.310x10-12 0.8

2.4.3. So sánh kết quả dựa trên công thức của Banthia và kết quả thí nghiệm

Bảng 2.20 - Hệ số khuếch tán ion clo theo các cấp ứng suất

của bê tông (C30) theo lý thuyết và thí nghiệm

Cấp ứng C30

suất Culông D thí nghiệm (m2/s) D lý thuyết (m2/s) /max

290 1.205x10-12 1.205x10-12 0

1.02x10-12 0.2

233 1.003x10-12 0.3

1.105x10-12 0.4

325 1.326x10-12 0.5

2.03x10-12 0.6

0.7

656.8 2.396x10-12 2.31x10-12 0.8

Từ bảng 2.20 trên vẽ biểu đồ quan hệ giữa hệ số khuếch tán ion clo dựa trên công

4.5

3.5

Thí nghiệm

o D D

Lý thuyết

2.396

2.5

2.367

1.56

1.5

1.205

1.06

1.003

1.326

1.205

0.94

0.5

0.2

0.4

0.6

0.8

Cấp ứng suất

thức lý thuyết Banthia và kết quả thí nghiệm, được thể hiện trên hình 2.33.

Hình 2.33 - Biểu đồ quan hệ hệ số khuếch tán ion clo dựa trên lý thuyết Banthia và kết quả thí nghiệm của bê tông cốt liệu nhẹ C30

Qua hình 2.33, cho thấy, kết quả tính toán hệ số khuếch tán ion clo theo lí thuyết,

và kết quả thí nghiệm độ thấm ion clo là khá sát nhau.

Kết quả thí nghiệm cho thấy, khi cấp ứng suất trong bê tông max ≤ 0,3 thì hệ số

khuếch tán ion clo giảm, khi cấp ứng suất này tăng lên, hệ số khuếch tán tăng dần. Tăng

mạnh khi cấp ứng suất trong bê tông vượt ngưỡng max ≥ 0,6.

2.4.4. Đề xuất công thức xác định hệ số khuếch tán ion clo từ hệ số thấm nước

khi xét đến ứng suất trong bê tông

Kết quả tính toán từ phần 2.4.3 cho phép đề xuất công thức tính hệ số khuếch tán

ion clo từ hệ số thấm nước như sau:

(2.14)  Với bê tông C30: Kw = 29.05 S0.5 D

Với công thức này, ta có thể dễ dàng tính toán hệ số khuếch tán ion clo từ hệ số

thấm nước của một số loại bê tông thường dùng.

2.5. KẾT LUẬN CHƯƠNG II

Kết quả thí nghiệm xác định độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ C30 chịu ứng

suất nén trước cho thấy, ở ngưỡng max > 0.5 đánh dấu sự gia tăng nhanh của độ thấm

nước khi áp lực nước lớn hơn 10 atm, điều này chứng tỏ ảnh hưởng của ứng suất nén

trước đủ lớn đến gia tăng độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ, chính các tác động cơ

học dư này tạo điều kiện cho nước thẩm thấu dễ dàng hơn qua mẫu bê tông, đặc biệt khi

max > 0.5, sự xuất hiện sự phá hủy bê tông đã làm cho gia tăng thấm nước tăng nhanh

hơn. Đặc biệt trong thí nghiệm, ta thấy ở ngưỡng max = 0.8 đã cho ta thấy sự chênh

lệch rất lớn về độ thấm nước trong bê tông cốt liệu nhẹ.

Kết quả thí nghiệm đo thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ C30 chịu ứng suất nén

trực tiếp cho thấy, Độ thấm nước của bê tông gần như không thay đổi hoặc thay đổi

chậm khi giá trị ứng suất tương đối max < 0.5; sau ngưỡng này, hệ số thấm bắt đầu

tăng nhanh. Khi ứng suất tương đối max ≥ 0.6, độ thấm nước gia tăng rất nhanh; điều

này có thể giải thích là do cấu trúc vimô của bê tông bị phá hủy sau ngưỡng ứng suất

này - vốn là ngưỡng làm xuất hiện các vùng phá hủy phân tán (theo tiếp cận của cơ học

phá hủy bê tông) - làm gia tăng độ thấm nước của bê tông. Quy luật gia tăng độ thấm

nước của bê tông sau 28 ngày tuổi trong thí nghiệm này cũng tương tự như quy luật gia

tăng độ thấm nước của bê tông non tuổi đã công bố của Banthia & al (2005) khi phá hủy

cơ học chưa xuất hiện trong bê tông.

Kết quả thí nghiệm thấm ion clo với mẫu bê tông chịu ứng suất nén trước cho thấy,

khi ứng suất nén trước trong bê tông max ≤ 0,8 thì độ thấm ion clo tăng tuyến tính và

khá đều; sau ngưỡng này thì độ thấm ion clo tăng mạnh.

Mối quan hệ giữa giữa độ thấm ion clo với trạng thái ứng suất nén trước của bê

tông C30 mà tác giả xây dựng, đề xuất là:

Hồi quy hàm mũ: D/Do = 9.1226(max)2 – 3.4256(max) + 1.0816

Mối quan hệ giữa giữa độ thấm ion clo với trạng thái ứng suất nén trực tiếp của bê

tông C30 mà tác giả xây dựng, đề xuất là:

Hồi quy hàm mũ: D/Do = 4.4975(max)2 – 1.9529(max) + 0.9543

Kết quả thí nghiệm thấm ion clo với mẫu bê tông chiụ tải trọng trực tiếp cho thấy,

độ thấm ion clo thay đổi mạnh khi có sự xuất hiện của tải trọng tác động đồng thời. Tuy

nhiên trước và sau khi gia tải độ thấm ion clo đều nằm trong mức “trung bình” theo

TCVN 9337-2012. Sự suy giảm độ thấm tại ứng suất 30% max được giải thích là do

ứng suất gây biến dạng vi mô và vì ứng suất vẫn nằm trong giới hạn đàn hồi nên chưa

phát sinh vết nứt mà ngược lại làm tăng độ đặc và giảm lỗ rỗng của bê tông do đó làm

giảm độ thấm. Tốc độ xâm nhập ion clo qua bê tông giảm khi ứng suất ở mức 30%max

và tăng ở mức 50%max và 70%max.

Cuối cùng, tác giả đề xuất mối quan hệ giữa hệ số thấm nước và hệ số khuếch tán

ion clo của bê tông.

Với bê tông C30: Kw = 29.05 S0.5 D

CHƯƠNG III

XÂY DỰNG MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔİ THỌ CỦA KẾT CẤU SỬ DỤNG BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ

3.1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Mục đích của chương này là xây dựng mô hình dự báo ảnh hưởng của tải trọng và

môi trường đến tuổi thọ các kết cấu công trình cầu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ theo tiêu

chí khởi đầu ăn mòn cốt thép trong bê tông.

Các kết quả thí nghiệm trong chương II sẽ được sử dụng làm cơ sở thiết lập các mô

hình dự báo tuổi thọ công trình. Các mô hình này sẽ được ứng dụng trong dự báo tuổi

thọ một công trình cầu cụ thể.

Chương này được cấu trúc thành 2 phần chính. Phần đầu chương là phần xây dựng

mô hình dự báo có xem xét đến đồng thời ảnh hưởng của tải trọng và điều kiện môi

trường. Phần thứ 2 là các tính toán dự báo tuổi thọ với một công trình cầu cụ thể có xét

đến sự thay đổi của chiều dày lớp bê tông bảo vệ, nồng độ ion clo bề mặt, ứng suất nén

trước và nén trực tiếp trong bê tông.

3.2. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU

Trong phạm vi nghiên cứu của luận án này, chỉ đề cập tới tuổi thọ sử dụng theo sự

xâm nhập ion clo vào trong kết cấu cầu bê tông gây ăn mòn cốt thép.

Tuổi thọ sử dụng của cầu bê tông cốt thép do xâm nhập ion clo là thời gian từ khi

bắt đầu tiếp xúc với môi trường có ion clo đến khi ion clo gây ra ăn mòn cốt thép dẫn

tới nứt bê tông bảo vệ hoặc tới khi ăn mòn gây ra mất mát diện tích tiết diện cốt thép

làm giảm sức kháng xuống tới mức gây nguy hiểm cho trạng thái giới hạn chịu lực.

Tuổi thọ sử dụng của cầu bê tông cốt thép tính theo sự xâm nhập ion clo sẽ được

tính bằng năm và là tổng của hai giai đoạn kế tiếp nhau: Giai đoạn khởi đầu ăn mòn và giai đoạn lan truyền ăn mòn.

Trong phạm vi luận án này, liên quan đến phá hoại dài hạn của công trình do bị ăn mòn, chỉ xem xét đánh giá tuổi thọ của một công trình giao thông bằng bê tông cốt thép như là thời gian bắt đầu có sự ăn mòn các cốt thép trong bê tông do sự khuếch tán ion clo vào bê tông hay chính xác hơn là thời gian mà nồng độ ion clo (C) ở bề mặt các cốt thép đạt đến giá trị tới hạn (Ccr). Sự thay đổi của tuổi thọ công trình theo tiêu

chí ăn mòn này được biểu diễn theo các thay đổi về bề dày lớp bê tông bảo vệ và độ

thấm của bê tông liên quan đến hệ số khuếch tán ion clo vào trong bê tông có xét đến

yếu tố ứng suất.

3.3. XÂY DỰNG MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔI THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP

CỐT LIỆU NHẸ

3.3.1. Khái niệm tuổi thọ sử dụng

Hiện nay có một số định nghĩa về tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép đã

được sử dụng. Theo Ủy ban 365 của ACI chấp nhận là: Tuổi thọ sử dụng là thời gian mà kết cấu thực hiện chức năng đã định của nó. Theo 22TCN272-05 [2]: Tuổi thọ sử

dụng là khoảng thời gian cầu được dự kiến khai thác an toàn.

Trong đề tài này tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép phơi nhiễm clo trong

môi trường biển được định nghĩa như sau:

- Tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép do xâm nhập clo là thời gian từ khi

bắt đầu tiếp xúc với môi trường có ion clo đến khi clo gây ra ăn mòn cốt thép dẫn tới

nứt bê tông bảo vệ hoặc tới khi ăn mòn gây ra mất mát diện tích tiết diện cốt thép làm

giảm sức kháng xuống tới mức gây nguy hiểm cho trạng thái giới hạn chịu lực.

- Tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép tính theo sự xâm nhập clo sẽ được

tính bằng năm và là tổng của hai giai đoạn kế tiếp nhau: Giai đoạn khởi đầu ăn mòn và

giai đoạn lan truyền ăn mòn.

Hình 3.1 - Định nghĩa tuổi thọ sử dụng và kéo dài tuổi thọ sử dụng

3.3.2. Tuổi thọ sử dụng theo tác động của sự xâm nhập clo

Khi nồng độ ion clo tại bề mặt cốt thép đạt tới ngưỡng nồng độ tới hạn nó sẽ bắt

đầu gây ăn mòn cốt thép. Cốt thép bị ăn mòn sẽ dẫn tới hai hậu quả. Thứ nhất là nó làm

giảm diện tích mặt cắt ngang của cốt thép dẫn tới giảm sức kháng lại các tải trọng. Thứ hai, cốt thép bị ăn mòn sẽ sinh ra các sản phẩm ăn mòn, các sản phẩm ăn mòn nở thể

tích gây ra ứng suất kéo trong bê tông bảo vệ và gây nứt, tách, vỡ bê tông bảo vệ.

Mô hình hóa dự báo tuổi thọ sử dụng của các kết cấu bê tông cốt thép do xâm nhập clo cần hiểu biết các quá trình ăn mòn thép trong bê tông do clo gây ra. Các quá trình

này cơ bản được mô tả như sau:

+ Clo trong môi trường tích lũy trên bề mặt bê tông.

+ Clo được xâm nhập vào bê tông qua một số cơ chế mà chủ yếu là khuếch tán.

+ Nồng độ clo được tích lũy theo thời gian tại bề mặt của cốt thép.

+ Khi nồng độ clo tại bề mặt cốt thép đạt tới mức ngưỡng tới hạn thì màng thụ

động trên mặt cốt thép bị phá vỡ và quá trình ăn mòn bắt đầu xảy ra.

+ Sản phẩm của ăn mòn có thể tích lớn hơn cốt thép đã bị ăn mòn gây ra ứng suất

kéo trong bê tông bảo vệ.

+ Bê tông chịu kéo kém do vậy sẽ xuất hiện các vết nứt hoặc thẳng góc hoặc nằm

ngang hình thành tách lớp giữa các cốt thép.

+ Các vết nứt tạo thành rạn nứt hoặc vỡ làm cho kết cấu bị xuống cấp như chức

năng sử dụng không còn được đảm bảo hoặc gây mất an toàn. Đây có thể xem là thời

điểm mà yêu cầu phải sửa chữa.

Cần xác định điểm kết thúc của tuổi thọ để dự đoán tuổi thọ sử dụng của kết cấu

bê tông. Hiện nay có hai quan điểm lớn về điểm kết thúc của tuổi thọ: quan điểm thứ

nhất xem điểm kết thúc của tuổi thọ sử dụng là khi ăn mòn làm giảm diện tích tiết diện

cốt thép gây nguy hiểm cho trạng thái giới hạn chịu lực; còn quan điểm thứ hai là khi ăn mòn gây nứt hoàn toàn bê tông bảo vệ.

Ở đây nhóm nghiên cứu sử dụng quan điểm điểm kết thúc của tuổi thọ sử dụng là

khi ăn mòn gây nứt hoàn toàn bê tông bảo vệ.

Quá trình hư hại của các kết cấu bê tông cốt thép theo Tuuti (1980) [62], quá trình

gồm hai giai đoạn: Giai đoạn khởi đầu và giai đoạn lan truyền

3.3.2.1. Giai đoạn khởi đầu ăn mòn

Trong giai đoạn này, hàm lượng ion clo tiếp xúc với cốt thép tích lũy dần đến

ngưỡng nồng độ clorua gây ra sự phá hoại lớp màng thụ động bảo vệ cốt thép. Độ dài của giai đoạn này phụ thuộc chủ yếu vào:

+ Nồng độ clo trên bề mặt bêtông.

+ Nhiệt độ, độ ẩm của môitrường.

+ Chiều dày lớp bảovệ.

+ Chất lượng của bê tông bảo vệ thông qua hệ số khuếch tán clorua.

+ Ngưỡng nồng độ clorua gây ăn mòn của cốt thép.

Mặc dù tốc độ xâm nhập của clo vào bê tông là một quá trình rất phức tạp, là tổng

hợp của nhiều cơ chế xâm nhập khác nhau chẳng hạn như cơ chế khuếch tán, cơ chế hút thấm bề mặt, cơ chế thẩm thấu,… nhưng cơ chế lan truyền khuếch tán được chứng minh

là cơ chế quyết định.

3.3.2.2. Giai đoạn lan truyền ăn mòn

Quá trình ăn mòn được kích hoạt và phát triển đến một mức độ nhất định khi lớp bê tông bảo vệ xung quanh cốt thép bị nứt (do sự tăng lên về thể tích của các sản

phẩm ăn mòn, từ 2 đến 6 lần). Độ dài của giai đoạn lan truyền ăn mòn phụ thuộc chủ

yếu vào:

+ Mật độ dòng điện ăn mòn.

+ Chiều dày lớp bảovệ.

+ Chất lượng cơ học của bê tông bảo vệ thông qua cường độ chịu kéo của bê tông,

môđun đàn hồi, hệsố từ biến.

Do đó, tuổi thọ sử dụng của kết cấu bê tông cốt thép được xác định như sau:

t = t1 + t2

Trong đó: t1 - Giai đoạnkhởiđầu ăn mòn. t2 - Giai đoạn lan truyền ănmòn.

Hình 3.2 - Quan niệm về tuổi thọ sử dụng (theo Tuutti, 1980) [62]

Trong chương I đã trình bày, cơ chế vận chuyển ion clo có thể diễn ra theo nhiều

cơ chế bao gồm: khuếch tán ion clo dưới ảnh hưởng của một gradien nồng độ, sức

hút mao dẫn, sự thẩm thấu do chênh lệch áp lực, di trú trong một vùng điện trường.

Trong đó sự khuếch tán ion clo là cơ chế chính của quá trình vận chuyển ion clo vào bê tông cho các mô hình xây dựng trong đề tài nghiên cứu này. Nó cho thấy mối

quan hệ giữa nồng độ ion clo, hệ số khuếch tán và thời gian các ion clo chuyển động

ngẫu nhiên trong bê tông có thể được mô tả bằng định luật thứ hai của Fick về khuếch tán (phương trình 1.3).

Phương trình (1.3) được giải để tìm thời gian t sao cho C(x,t) bằng ngưỡng nồng

độ gây ăn mòn thép. Phương trình trên có thể được giải bằng nhiều cách như giải

tích, sai phân hữu hạn, phần tử hữu hạn,... Trong đề tài nghiên cứu này, nghiên cứu sinh sử dụng phương pháp giải tích để giải quyết các bài toán trong những trường

hợp khác nhau.

Các thông số đầu vào trong bài toán là quan trọng. Luận án này sẽ dựa trên

những thông số đầu vào từ các thí nghiệm ở chương II cùng với kết quả của các tác

giả trong và ngoài nước, sẽ được kiến nghị sử dụng các thông số cho mô hình sẽ

được xây dựng.

3.3.3. Các tham số của mô hình

3.3.3.1. Hệ số khuếch tán ion clo

Hệ số khuếch tán ion clo là tham số của vật liệu, hệ số này giữ vai trò cốt yếu trong

dự báo tuổi thọ của kết cấu bê tông theo tiêu chí ăn mòn cốt thép có nguyên nhân từ sự

khuếch tán ion clo và bê tông. Hệ số khuếch tán ion clo phụ thuộc vào tỷ lệ nước - xi

măng, nhiệt độ, độ ẩm của môi trường, trạng thái, cấp tải trọng tác dụng cũng như các

chất phụ gia. Và trong đề tài này, ở chương II tác giả đã xây dựng mối quan hệ giữa hệ

số khuếch tán ion clo theo các trạng thái và cấp chịu tải trọng khác nhau.

Với các cầu vừa xây dựng xong có thể làm thí nghiệm để xác định giá trị đặc trưng

của hệ số khuếch tán D.

3.3.3.2. Sự tích tụ nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông

Nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông tiếp xúc với môi trường biển phu thuộc vào vị trí địa lý của vùng biển cũng như khoảng cách so với mực nước biển. Theo vị trí của kết cấu bê tông cốt thép trong môi trường biển, năm 1999, A. Costa & J.Appeleton [32], chia thành 3 vùng:

- Vùng thủy triều lên xuống (là vùng nằm trong biên độ thủy triều hoặc là ở trong

phạm vi 1m so với mực nước cao nhất của thủy triều)

- Vùng ảnh hưởng bởi sóng biển (là vùng nằm cao hơn mực nước cao nhất của

thủy triều 1m, nhưng đôi khi tiếp xúc với bụi nước biển)

- Vùng không khí biển ven biển.

Và các kết quả trong nghiên cứu hiện này đã chỉ ra rằng nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông tiếp xúc với một môi trường biển được tích tụ sau đó tăng lên cùng với

thời gian.

Kết quả nghiên cứu của Swamy và cộng sự [60]cho rằng, nồng độ ion clo bề mặt tỉ lệ với căn bậc hai của thời gian, thể hiện sự gia tăng của C s có xu hướng yếu đi

theo thời gian. A.Costa và cộng sự [32] cũng kết luận rằng, sự gia tăng của CS có xu hướng giảm dần theo thời gian. Tuy nhiên, họ thấy rằng C S không phải luôn luôn tỉ lệ với căn bậc hai của thời gian t và họ đề nghị mối quan hệ giữa CS và t thể hiện theo phương trình:

(3.1) Cst = Cs0.tn

Trong đó, Cs0 là nồng độ ion clo bề mặt sau thời gian 1 năm, n là hệ số thực nghiệm. Theo các điều kiện môi trường khác nhau các giá trị Cs0 (theo % khối lượng bê tông) và n cho bê tông thường điển hình được lấy như sau (A. Costa & J.Appeleton

(1998)):

- Vùng ảnh hưởng bởi sóng biển: Cs0 = 0.21; n = 0.47

- Vùng thủy triều lên xuống: Cs0 = 0.38; n = 0.37

- Vùng khí hậu ven biển: Cs0 = 0.12; n = 0.54

Theo Lifecon 2003 [47] nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông (Cs) phụ thuộc vào độ cao của kết cấu so với mực nước biển. Lifecon 2003 đưa ra đối với vùng thủy triều (cao hơn mực nước biển từ 0-3m) giá trị trung bình của Cs= 0.51% khối lượng bê tông, độ lệch chuẩn là 0.23%.

Ở Hàn Quốc, nghiên cứu của Seung-Woo Pack, Min-Sun Jung, trên tạp chí “Cement and Concrete Research 40 (2010) 302-312” [58] đưa ra quan hệ nồng độ ion clo bề mặt là một hàm logarit tự nhiên của thời gian theo dạng:

(3.2)

Trong đó:

Cs(t) là nồng độ ion clo bề mặt tại thời điểm t (% chất kết dính);

,, k là các hằng số thực nghiệm phụ thuộc loại bê tông.

Nồng độ ion clo trên bề mặt bê tông không những phụ thuộc vào vị trí địa lý của các vùng biển mà còn phụ thuộc vào đặc tính của bê tông (có hay không xử lý bề mặt)

và khí hậu của khu vực (do mưa rửa trôi). Để đơn giản luận án này sẽ chọn quy luật

tích tụ nồng độ ion clo bề mặt theo A. Costa & J.Appeleton phương trình 3.1.

3.3.3.3. Ngưỡng nồng độ ion clo gây ăn mòn thép trong bê tông

Ngưỡng nồng độ ion clo gây ăn mòn thép còn gọi là ngưỡng nồng độ ion clo tới hạn

(Ccr) đóng một vai trò quan trọng. Ngưỡng nồng độ ion clo gây ăn mòn thép được định

nghĩa là hàm lượng ion clo cần thiết tại bề mặt cốt thép để gây phá vỡ màng thụ động

của thép và bắt đầu gây ăn mòn. Nó thường được biểu thị theo tỷ lệ phần trăm của khối

lượng bê tông hoặc khối lượng chất kết dính.

Theo các công bố gần dây trên thế giới (RILEM 14 (2005) - A.Sara & E. Vesikari)

[57], A. Costa & J.Appeleton -1999) [32] thì giá trị nồng độ ion clo ở bề mặt kết cấu

bê tông cốt thép Ccr có thể thay đổi từ 0.3 đến 0.4 % theo khối lượng bê tông. Các cầu

ở Anh ngưỡng nồng độ ion clo tới hạn đã đo được khoảng từ 0.2% đến 1.5% khối

lượng xi măng. Tiêu chuẩn Anh giới hạn nồng độ ion clo dưới mức 0.4% khối lượng

xi măng cho các kết cấu bê tông cốt thép và mức 0.1% cho các kết cấu bê tông cốt thép

dự ứng lực.

Một số lượng lớn các nghiên cứu đã tập trung vào việc định lượng Ccr, nhưng các

giá trị đo thường phân tán. Lý do cho sự phân tán của Ccr bao gồm các phương pháp đo

lường, phương pháp biểu diễn Ccr, điều kiện của giao diện thép bê tông và ảnh hưởng

của các yếu tố môi trường.

a) Xác định thời điểm khởi đầu ăn mòn

Thời điểm bắt đầu ăn mòn có thể được phát hiện bằng cách theo dõi dòng điện

macrocell giữa cực dương và cực âm, đo điện thế nửa pin hoặc theo dõi tốc độ ăn mòn

đo bằng kỹ thuật phân cực hoặc phương pháp trở kháng AC.

b) Đo hàm lượng ion clo trong bê tông ở sát bề mặt thép

Đo hàm lượng ion clo để xác định Ccr được thực hiện sau khi ăn mòn bắt đầu xảy

ra. Có hai giai đoạn trong việc xác định hàm lượng ion clo: lấy mẫu và phân tích. Lấy

mẫu thường liên quan đến mài bê tông và thu thập bột ở các độ sâu khác nhau. Điều rất

cần thiết là phải đảm bảo rằng mẫu bột thu được phải có lượng vữa xi măng đủ cao hơn

bột cốt liệu.

Phương pháp sử dụng rộng rãi nhất để đo tổng hàm lượng ion clo là sử dụng chiết

xuất axit hòa tan, trong đó người ta cho rằng cả ion clo liên kết và ion clo tự do đều hòa

tan trong axit. Đo ion clo hòa tan axit (tổng lượng ion clo) có thể được thực hiện bằng

cách sử dụng điện cực chọn lọc ion clo hoặc bằng cách chuẩn độ, ví dụ như mô tả trong

tiêu chuẩn Anh Quốc 1881 phần 124.

c) Biểu diễn của ngưỡng nồng độ ion clo

Ngưỡng nồng độ ion clo gây ăn mòn Ccr biểu diễn qua tổng hàm lượng ion clo là

cách tiếp cận rộng rãi và phổ biến nhất trong các tiêu chuẩn.

Năm 2012 trong báo cáo tổng kết của Cục Quản lý đường cao tốc liên bang (FHWA) trên chương trình tính năng dài hạn của cầu đã đưa ra “Tóm tắt các tiêu chuẩn xác định

giới hạn tối đa cho phép của ion clo trong vữa và bê tông dự ứng lực”, bảng 3.1 [43].

Theo tiêu chuẩn EN206 concrete [30] giá trị giới hạn của nồng độ ion clo được lấy

như sau:

- Với các kết cấu bằng bê tông cốt thép thường: Ccr = 0.4 % theo khối lượng xi

măng hay xấp xỉ bằng 0.05 đến 0.07 % theo khối lượng bê tông (KLBT).

- Với kết cấu bằng bê tông dự ứng lực: Ccr = 0.2 % theo khối lượng xi măng hay

xấp xỉ bằng 0.025 đến 0.035 % theo khối lượng bê tông (KLBT).

Mối quan hệ thực tế giữa sự ăn mòn và hàm lượng ion clo trong bê tông bị ảnh

hưởng bởi nhiều thông số như:

- Loại, thành phần cấu tạo của xi măng

- Các phụ gia

- Độ ẩm và nhiệt độ

- Độ xốp và cấu trúc lỗ rỗng của bê tông

- Tính chất của bề mặt cốt thép

- Sự hiện diện của các chất khác trong dung dịch lỗ rỗng (ví dụ như chất kiềm)

Bảng 3.1 - Tóm tắt các tiêu chuẩn xác định giới hạn tối đa cho phép của nồng độ

ion clo trong vữa và bê tông dự ứng lực

Vật STT Nguồn Mục Giới hạn Loại ion clo liệu

Mục 10,

Dự ứng lực, Vữa 0.08% khối lượng xi 1 AASHTO LRFD Bridge Construction Specifications, xuất Tổng ion clo (hòa tan trong axit) theo Bảng măng bản lần thứ, năm 2012 ASTM C1152 10.9.3.2

Mục 3.3.4, hàm lượng Vữa 0.08% khối lượng xi 2 Chi tiết kỹ thuật cho vữa của các kết cấu kéo trước, Tổng ion clo (hòa tan trong axit) theo ion clo măng PTIM55.01.03 ASTM C1152

Chương 7, Tổng ion clo 0.08% khối Ăn mòn của (hòa tan trong lượng xi kim loại và axit) theo măng ASTM C1152 Chỉ dẫn độ bền của bê Bê tông 3 các vật liệu khác đặt tông, ACI201.2R-08 dự ứng Tổng ion clo trong bê 0.06% khố lực (hòa tan trong tông, bảng lượng xi

măng nước) theo ASTM C1218 trong mục 7.2.3.4

Tổng ion clo 0.08% khối (hòa tan trong lượng xi

măng axit) theo ASTM C1152 Bê tông Chương 3, Bảo vệ kim loại trong bê tông chống lại ăn 4 bẳng 3.1 Tổng ion clo mòn, ACI 222R-01 0.06% khối dự ứng lực (hòa tan trong

lượng xi măng nước) theo ASTM C1218

Bê Tổng ion clo

0.06% khối lượng xi 5 ACI 318M-11 Chương 3, bảng R4.3.1 tông dự ứng (hòa tan trong nước) theo măng lực ASTM C1218

Sulfate≤4,5% khối lượng Vữa cho các bó cáp 0.10% khối dự ứng lực- Các yêu Chương 6, xi măng; 6 Vữa lượng xi cầu cơ bản, tiêu chuẩn mục 6.1 Sulfua ≤0.01% măng chấu Âu EN 447 khối lượng xi

măng.

7 Mục 4.1.1.2 Hòa tan trong nước 0.06% khối lượng xi măng Giới hạn hàm lượng ion clo, hiệp hội tiêu chuẩn Canada (CSA) A23.1.09 Bê tông dự ứng lực

Tổng Ion clo Bảng 1, Giá Hàm lượng ion clo Bê 8 trị tối đa của 0.5kg/m3 ion clo (hòa tan trong của bê tông tươi, hiệp tông hàm lượng trong bê axit)

hội bê tông tươi New ion clo khi dự ứng tông hoặc

Zealand, Inc. đổ lực 0.14% khối

lượng xi

măng

Chỉ dẫn thiết kế và 0.3kg/m3 ion clo xây dựng của vữa đối Tổng Ion clo trong vữa

9 Vữa hoặc (hòa tan trong với kết cấu bê tông dự ứng lực, hiệp hội kỹ Tập 1, mục 4.2 0.023% axit) sư bê tông dự ứng lực khối lượng Nhật bản xi măng

Tổng Ion clo 0.1% khối Quy tắc thực hành cho xây dựng bê tông Chương 2, Bê tông 10 lượng xi (hòa tan trong đúc sẵn, sở nhà Hồng bảng 2.3 dự ứng măng axit) lực Kong

Trong chương trình life 365 Michael Thomas [22] đã sử dụng giá trị Ccr = 0,05%

khối lượng của bê tông, giá trị này được lấy từ các kết quả nghiên cứu hàm lượng ion

clo từ 0,20% đến 0,40% khối lượng xi măng tương đương khoảng 0,03% đến 0,07%

khối lượng bê tông.

Dựa trên các phân tích ở trên, trong luận án này tác giả kiến nghị giá trị ngưỡng

nồng độ ion clo gây ăn mòn cốt thép được lấy như sau:

- Với bê tông cốt thép thường Ccr = 0.05% (theo khối lượng bê tông)

- Với bê tông dự ứng lực Ccr = 0.025% (theo khối lượng bê tông)

3.3.4. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ

theo tiêu chí khởi đầu ăn mòn cốt thép

Năm 1975, Crank [33] đưa ra mô hình toán học cho quá trình khuếch tán dựa trên định luật Fick II. Trong trường hợp hệ số khuếch tán là hằng số, nông độ ion clo bề mặt ở cốt thép ở công thức 4.1 với điều kiện biên C0 = C(0,t) (tức hàm lượng ion clo bề mặt là hằng số) và điệu kiện ban đầu C = 0, x > 0 và t = 0, được xác định bởi:

(3.3)

Trong đó:

Cx là nồng độ ion clo ở chiều sâu x

erf là hàm sai số.

Cs là nồng độ ion clo ở bề mặt bê tông của kết cấu.

t là thời gian xem xét.

x là chiều sâu tính từ bề mặt bê tông của kết cấu.

D là hệ số khuếch tán ion clo.

Quá trình ăn mòn cốt thép bắt đầu khi Cx = Ccr, khi đó x = h (chiều dày lớp bê tông

bảo vệ) ta có :

(3.4)

Thực tế thì tuổi thọ của các công trình nói chung và các công trình giao thông nói

riêng theo tiêu chí ăn mòn cao hơn đáng kể so với kết quả được tính theo công thức ở

trên vì độ khuếch tán clorua và nồng độ clorua bề mặt là những yếu tố phụ thuộc vào

thời gian.

Ðể xem xét yếu tố thời gian trong biểu diễn giá trị độ khuếch tán clorua của bê

tông thường nguyên vẹn, Mangat & Molloy (1994) [50] đề nghị quy luật thay đổi D theo

thời gian có dạng như sau:

(3.5)

Trong đó:

D28: là hệ số khuếch tán ion clo tại tuổi 28 ngày

t0 : tuổi bê tông (t0 = 28 ngày)

m : là hệ số thực nghiệm được lấy theo A.Costa và J.Appleton (1999) [32] như

- Vùng ảnh hưởng bởi sóng biển: m = 0.245

- Vùng thủy triều lên xuống: m = 0.2

- Vùng khí hậu ven biển: m = 0.29

Để xem xét yếu tố thời gian trong biểu diễn giá trị nồng độ clorua bề mặt Cs

trong luận án này tác giả lấy thay đổi theo đề nghị của A. Costa & J.Appeleton (1999)

như sau:

(3.6) Cs = Cso. tn

Trong đó, Cso là nồng độ clorua bề mặt sau thời gian 1 năm, n là hệ số thực nghiệm

cho bê thông thường điển hình. Theo các điều kiện môi trường khác nhau các giá trị Cso

(theo % khối lượng bê tông) và n được lấy như sau (A. Costa & J.Appeleton (1999)):

- Vùng ảnh hưởng bởi sóng biển: Cso = 0.24; n = 0.47

- Vùng thủy triều lên xuống: Cso = 0.38; n = 0.37

- Vùng khí hậu ven biển: Cso = 0.12; n = 0.54

Như vậy nếu xét đến sự thay đổi theo thời gian của hệ số khuếch tán ion clo và

nồng độ clorua bề mặt thì (3.6) được viết lại như sau:

) (3.7) Cx = Cso tn(1 − erf ( x 2√D0t1−m

Chiều dày nhỏ nhất của lớp bê tông bảo vệ h cần thiết để chống ăn mòn cốt thép

trong bê tông được tính như sau:

(3.8) h = 2√3D0t1−m × erf −1 ( Ccr Csotn)

3.3.5. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ

theo tiêu chí ăn mòn cốt thép có xét đến trạng thái ứng suất của bê tông

Khác với trạng thái khi không chịu tải, cấu trúc bê tông còn nguyên vẹn, khi

phải chịu một tải trọng đủ lớn, cấu trúc bê tông bị phá hủy dẫn đến độ thấm của bê

tông tăng rất nhanh, điều này sẽ tạo diều kiện cho độ khuếch tán clorua vào bê tông

tăng càng nhanh, gây tăng nồng độ bê tông ở bề mặt cốt thép và hậu quả là gây ăn

mòn cốt thép sớm hơn. Để giải thích điều này, khi ứng suất trong bê tông vượt quá

giới hạn nứt sẽ làm cho bê tông nứt và tạo điều kiện cho độ thấm nước, và độ khuyết

tán ion clo tăng nhanh.

Ðể xét ảnh hưởng của trạng thái ứng suất đến quá trình khuếch tán ion clo vào bê

tông, công thức xác định mối quan hệ giữa sự gia tăng hệ số khuếch tán ion clo theo thời

gian và trạng thái ứng suất nén trước hay nén trực tiếp ở chương 2 sẽ được sử dụng trong

các tính toán.

Do đó, từ công thức 2.12, 2.13 và 3.8 ta thiết lập được công thức xác định tuổi thọ

công trình bê tông cốt thép theo tiêu chí khởi đầu ăn mòn cốt thép trong bê tông.

a) Trường hợp xét tới trạng thái ứng suất nén trước

m (9.1226 (

)

− 3.4256 (

) + 1.0816) × erf −1 (

h = 2√D0t1−mt0

σ σmax

Ccr Csotn)

(3.9)

m (4.4975 (

− 1.9529 (

) + 0.9543) × erf −1 (

)

h = 2√D0t1−mt0

σ σmax

Ccr Csotn) (3.10)

σ σmax

b) Trường hợp xét tới trạng thái ứng suất nén trực tiếp

3.4. MÔ HÌNH DỰ BÁO TUỔI THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP CỐT LIỆU

NHẸ CÓ XÉT ĐẾN LÍ THUYẾT XÁC SUẤT

3.4.1. Lý thuyết xác suất hư hỏng và tuổi thọ dài hạn

Mô hình tính toán đơn giản nhất để mô tả trường hợp hư hỏng một biến số tải

trọng S và một biến số sức kháng R [18]. Về nguyên tắc, biến số R và S có thể là nhiều

tải trọng và được biểu diễn trong nhiều đơn vị. Chỉ duy nhất yêu cầu là chúng có tỷ lệ.

Nếu R và S độc lập với thời gian, trường hợp hư hỏng có thể được hiểu như sau

(Kraker, de Tichler và Vrouwenvelder, 1982) [37] [53].

{Hư hỏng}= {R < S} (3.11)

Nói cách khác hư hỏng xảy ra khi sức kháng nhỏ hơn tải trọng tác dụng lên kết

cấu.

Xác suất hư hỏng Pf bây giờ được định nghĩa như xác suất hư hỏng đó.

(3.12) Pf = P (R < S)

Sức kháng R hoặc tải trọng S hoặc cả hai đều có thể là các tải trọng phụ thuộc vào

thời gian. Do đó, xác suất hư hỏng cũng có thể là một tải trọng phụ thuộc vào thời gian.

Việc xem xét R(г) và S(г) là những giá trị theo quy luật tự nhiên tức thời của sức kháng

và tải trọng ở thởi điểm г xác suất hư hỏng trong một tuổi thọ г có thể được định nghĩa

bằng:

(3.13) Pf(г) = P {R(г)< S(г)} với mọi г < t

Việc xác định hàm số Pf(г) theo phương trình trên là rất khó về mặt toán học. Thông thường, sức kháng và tải trọng không thể được xử lý như những giá trị tự nhiên tức thời. Đó là lý do tại sao R và S được xem xét là các tải trọng ngẫu nhiên với các

phân phối phụ thuộc vào thời gian hoặc các phân phối mật độ không đổi. Với ý nghĩa như vậy, xác suất hư hỏng thường định nghĩa bằng:

(3.14) Pf(t) = P {R(t)< S(t)}

Theo như định nghĩa trên, xác suất hư hỏng tăng liên tục theo thời gian như biểu

đồ dưới đây.

Hình 3.3 - Xác suất hư hỏng tăng liên tục theo thời gian

Ở thời điểm t = 0 phân phối mật độ của tải trọng rất xa nhau và xác suất hư hỏng

ban đầu là nhỏ. Với thời điểm các phân phối tiếp cận gần nhau, tạo ra diện tích chồng chéo tăng lên. Vùng chồng chéo minh họa khu vực xác suất hư hỏng. Hàm Pf(t) có đặc điểm là hàm phân phối. Nếu tuổi thọ dài hạn được định nghĩa như vậy thì trường hợp tL < t giống với trường hợp hư hỏng với tuổi thọ dài hạn t, hàm phân phối tuổi thọ dài hạn

được định nghĩa bằng:

(3.15) FL = P(tL < t) = Pf(t)

Ở đó FL là phân phối tích lũy của tuổi thọ dài hạn.

Hàm mật độ xác suất được xác định như nguồn gốc của hàm phân phối :

(3.16)

Tại một thời điểm nào đó, xác suất hư hỏng có thể được xác định bằng tổng các

tích của hai xác suất : (1) xác suất mà R < S tại S = s và (2) xác suất mà S = s, mở rộng

cho tất cả các dãy số của S:

(3.17)

Để xem xét các phân phối liên tục, xác suất hư hỏng Pf ở một thời điểm nào đó có

thể được xác định bằng việc sử dụng tích phân chập:

(3.18)

Trong đó:

FR(s) là hàm phân phối của R.

fs(s) là hàm mật độ xác suất của S

s là tải trọng phổ biến hoặc độ lệch của R và S

Phương pháp chung để giải quyết bài toán tích phân này với các phân phối phụ

thuộc vào thời gian của R và S có thể là rất phức tạp. Hướng giải quyết trực tiếp các tích phân này chỉ sẵn có trong một số trường hợp, ví dụ như phân phối của R và S là bình

thường. Tuy nhiên các tích phân có thể giải quyết bằng phương pháp xấp xỉ. Phân phối

của tuổi thọ dài hạn có thể tìm được bằng cách tính toán các giá trị xác suất hư hỏng ở các thời điểm khác nhau như t = 10, 20, 30…

3.4.2. Phương pháp thiết kế xác suất

Với phương pháp thiết kế độ bền xác suất, các phân phối của tải trọng, đường đặc

trưng và tuổi thọ dài hạn cũng được đưa vào tính toán. Điều kiện được hiểu là xác suất mà công thức thiết kế là không chính xác. Công thức thiết kế có thể được thiết lập theo

nguyên tắc làm việc hoặc nguyên tắc tuổi thọ dài hạn về cơ bản là giống nhau như trong

thiết kế xác định. Tuy nhiên, một yêu cầu về xác suất hư hỏng cho phép tối đa được bổ

sung tới điều kiện cuối cùng. Theo nguyên tắc làm việc, yêu cầu sau đây phải được thỏa

mãn: Xác suất của sức kháng của kết cấu mà nhỏ hơn tải trọng trong thời gian sử dụng

phải nhỏ hơn một xác suất hư hỏng cho phép nào đó:

Về mặt toán học yêu cầu được hiểu là:

(3.19) P{Hư hỏng}tg = P {R – S < 0 tg }< Pfmax

Ở đây P{Hư hỏng}[20]tg là xác suất hư hỏng của kết cấu trong tuổi thọ dài hạn

mong muốn tg.

Pfmax là xác suất hư hỏng cho phép tối đa.

Vấn đề có thể được giải quyết nếu các phân phối của tải trọng và sức kháng được

tìm ra. Trong phần 3.4.3 một giải pháp được đưa ra cho các trường hợp tải trọng và sức

kháng được phân phối.

Khi quy tắc tuổi thọ dài hạn được sử dụng, yêu cầu được thiết lập như sau: Xác suất mà tuổi thọ dài hạn của kết cấu ngắn hơn tuổi thọ mong muốn là nhỏ hơn xác suất hư hỏng cho phép nào đó.

(3.20) P{Hư hỏng}tg = P {tL < tg }< Pfmax

Vấn đề có thể được giải quyết nếu phân phối của tuổi thọ dài hạn được xác định. Nếu dạng phân phối không được xác định, nó phải được phỏng đoán theo một số phân

phối đã biết. Một giải pháp cho các trường hợp phân phối của tuổi thọ dài hạn được giả

định là loga chuẩn.

3.4.3. Thiết kế theo nguyên tắc làm việc trong trường hợp R và S có phân phối

chuẩn

Trường hợp nguyên tắc làm việc được sử dụng trong thiết kế độ bền, và tải trọng

và sức kháng là các tải trọng có phân phối chuẩn, xác suất hư hỏng được xác định bằng

cách sử dụng chỉ số thử β:

(3.21)

μ là giá trị trung bình, σ là độ lệch chuẩn.

Chỉ số thử β là phân phối chuẩn (0,1). Xác suất hư hỏng tương ứng với β là sẵn có

trong các bảng hoặc trong các hàm được cập nhật trong các ứng dụng bảng tính. Trong

thiết kế kết cấu chỉ số thử β được xem như là hệ số an toàn hoặc chỉ số độ tin cậy [18].

Thông thường R hoặc S là hằng số. Quan hệ trên được rút gọn :

(3.22)

(3.23)

Trong đó r và s là các hằng số.

Trong trường hợp r là hằng số và s là hàm theo thời gian được xấp xỉ bằng một mô

hình suy giảm, vấn đề này được gọi là một vấn đề về sự làm việc.

Vì các giá trị trung bình và các độ lệch chuẩn phụ thuộc vào thời gian nên chỉ số

β cũng phụ thuộc vào thời gian. Để tìm được phân phối của tuổi thọ dài hạn thì các xác

suất hư hỏng phải được giải quyết với một số giá trị của t (t= 0, 10, 20,… hàng năm).

3.4.4. Xây dựng mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê

tông cốt liệu nhẹ có xét đến tính bất định của các tham số đầu vào

Tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ được tính là thời

gian từ lúc đưa công trình vào khai thác đến thời điểm cốt thép trong bê tông bắt đầu bị

ăn mòn. Theo công thức (3.8), tuổi thọ phụ thuộc vào 4 yếu tố: hệ số khuếch tán clorua

D, nồng độ clorua cân bằng ở bề mặt bê tông Cs, nồng độ clorua giới hạn và lớp phủ bê

tông Ccr và chiều dày lớp bê tông bảo vệ h.

Trong các nghiên cứu gần đây, nồng độ clorua giới hạn Ccr được coi là có phân

phối chuẩn với giá trị trung bình và hệ số biến thiên (COV) là 0.027 - 0.045% và 0.05 -

0.296 (Enright và Frangopol 1998a; Stewart 2009; Stewart và Rosowsky 1998; Yanaka

2004. Nồng độ clorua bề mặt Cs được mô hình hóa bằng phân bố chuẩn loga với giá trị

trung bình và khoảng COV lần lượt là 0.10 - 0.40% và 0.05 - 0.50 (Vũ và Stewart 2000).

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ bị ảnh hưởng bởi chất lượng xây dựng, được mô phỏng

theo phân phối chuẩn hoặc phân phối xác suất loga chuẩn (Enright và Frangopol 1999a).

Hệ số khuếch tán clorua trong đề tài này được mô tả tuân theo luật phân phối chuẩn với giá trị trung bình và khoảng COV lần lượt là 0.32-2.58 cm2 /năm và 0.05-1.6 (mô

hình phân phối chuẩn được nhiều tác giả đề cập đến như Yanaka (2004) .

Điều kiện để các cốt thép trong kết cấu bê tông cốt liệu nhẹ bị ăn mòn là:

C(x, t) ≥ Ccr hay f = C(x, t) – Ccr ≥ 0

Xác suất để sự cố ăn mòn xuất hiện được biểu diễn như sau:

Pf = P[C(x, t) – CCr ≥ 0]

Sử dụng mô phỏng Monte-Carlo có có thể dễ dàng tính được xác suất sự cố ăn

mòn xảy ra. Xác suất ăn mòn xảy ra được tính theo công thức:

𝑁 1

𝑁

Pf = ∑ 𝐼(𝑓(𝑥, 𝑡) )

Trong đó I là hàm chỉ thị:

I = 0 nếu f(x,t) <0

I = 1 nếu f(x,t) ≥ 0.

Áp dụng các công thức trên đây với các thông số từ nghiên cứu, thí nghiệm thực

nghiệm có thể tính được xác suất sự cố ăn mòn cốt thép xảy ra. Tuổi thọ thiết kế dự kiến

của công trình là 100 năm.

3. KẾT LUẬN CHƯƠNG III

Để đề xuất mô hình dự báo tuổi thọ sử dụng theo độ thấm ion clo, mở đầu chương

III, tác giả đã trình bày các khái niệm, đặc điểm và sự khác nhau cơ bản về tuổi thọ sử

dụng và độ bền của một kết cấu. Sự suy giảm trực tiếp và sự suy giảm gián tiếp được

coi là hai cơ chế chủ yếu dẫn đến sự suy giảm của kết cấu cầu bê tông cốt thép, trong

đó, ở phạm vi nghiên cứu đề tài này, tác giả chỉ đề cập đến tuổi thọ sử dụng theo sự xâm

nhập ion clo vào trong kết cấu cầu bê tông gây ăn mòn cốt thép. Mô hình dự báo tuổi

thọ kết cấu bê tông cốt thép được xây dựng dựa trên mô hình của Tuutti. K gồm hai giai

đoạn theo sự xâm nhập ion clo vào trong kết cấu cầu bê tông gây ăn mòn cốt thép. Và

trong nghiên cứu này, liên quan đến phá hoại dài hạn của công trình do bị ăn mòn, tác

giả chỉ xem xét đánh giá tuổi thọ của một công trình giao thông bằng bê tông cốt thép

như là thời gian bắt đầu có sự ăn mòn các cốt thép trong bê tông do sự khuếch tán ion

clo vào bê tông hay chính xác hơn là thời gian mà nồng độ ion clo (C) ở bề mặt các cốt

thép đạt đến giá trị tới hạn (Ccr). Phương trình tính toán nồng độ ion clo ở bề mặt cốt

thép được lấy theo định luật 2 Fick (RILEM 14 (2005) - A.Sara & E. Vesikari).

Cuối chương, tác giả đưa ra mô hình dự báo tuổi thọ theo lí thuyết xác suất khi xét

đến quá trình xâm nhập clorua gây ăn mòn cốt thép. Và thiết kế theo nguyên tắc làm

việc trong trường hợp R và S có phân phối chuẩn được lựa chọn ở trong nghiên cứu này.

CHƯƠNG IV

TÍNH TOÁN DỰ BÁO TUỔİ THỌ KẾT CẤU BÊ TÔNG CỐT THÉP CỐT LIỆU NHẸ CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG ĐỒNG THỜI CỦA HIỆU ỨNG TẢI TRỌNG VÀ TÁC ĐỘNG CỦA MÔI TRƯỜNG

4.1. KẾT CẤU BẢN BÊ TÔNG CỐT LIỆU NHẸ ĐỀ XUẤT DÙNG THAY THẾ CHO TÀ VẸT GỖ TRÊN CẦU ĐƯỜNG SẮT

4.1.1. Kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ cốt thép thay thế cho tà vẹt gỗ trên cầu

đường sắt

Việc phải tìm ra giải pháp phù hợp với việc thay thế kết cấu tà vẹt gỗ trên cầu

đường sắt là vô cùng cấp thiết hiện nay khi mà yêu cầu xây mới và nâng cấp các công

trình cầu đường sắt để đảm bảo tốc độ và tải trọng khai thác trong những năm gần đây

của ngành đường sắt Việt Nam. Một trong các giải pháp được nghiên cứu này đề cập là

sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ kết hợp với cốt thép chế thành các cấu kiện dạng bản dùng

thay thế cho tà vẹt gỗ trên cầu thép đường sắt cả đối với cầu cũ và cầu mới. Tại Việt

Nam, việc ứng dụng bê tông cốt liệu nhẹ trong xây dựng cầu đường sắt là ý tưởng rất

mới. Việc nghiên cứu đề xuất phương án thay thế tà vẹt gỗ bằng tấm bê tông cốt liệu

nhẹ sẽ có ý nghĩa khoa học và thực tiễn cao. Sử dụng đồng thời 2 loại vật liệu này sẽ

cho một kết cấu có độ bền cao, nhẹ và đặc biệt có các tính năng gần với vật liệu gỗ hơn

so với bê tông thường. Đây là yếu tố quan trọng có thể dùng thay cho tà vẹt gỗ trên cầu

đường sắt.

Hình 4.1 - Bố trí cốt thép bản bê tông cốt liệu nhẹ

Hình 4.2 - Mặt cắt điển hình của bản bê tông cốt liệu nhẹ LWC

Kết cấu bản đề xuất trong nghiên cứu này là bản bê tông cốt liệu nhẹ có chiều dài

2.2m (bằng chiều dài tà vẹt gỗ), bề rộng 1m, dày 0.22 m (bằng chiều cao tà vẹt gỗ) sử

dụng cốt thép làm cốt chịu lực. Kích thước hình học của bản bê tông cốt liệu nhẹ được

thể hiện trong hình 4.2. Bản mặt cầu bê tông cốt liệu nhẹ (LWC) liên kết với một dầm

thép (tạo thành từ hai dầm thép chữ I) dạng không liên hợp. Thiết kế này giúp thay thế

cho 2 tà vẹt gỗ trên cầu đường sắt, với tổng chiều dài là 1m. Bê tông cốt liệu nhẹ sử dụng

là loại bê tông cốt liệu nhẹ Karemzit có cường độ thiết kế 30 MPa. Cốt thép có kích thước khác nhau được bố trí để đảm bảo yêu cầu chịu tải tĩnh và động của đoàn tàu. Chi tiết về

các thông số lý và hình học của 2 loại vật liệu này được giới thiệu ở mục 4.1.2.

Hình 4.3 - Kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ đề xuất thay thế tà vẹt gỗ trên cầu đường sắt

4.1.2. Phân tích ứng xử của kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ

4.1.2.1. Mô hình tính toán

Các mô hình phi tuyến vật liệu được áp dụng cho bê tông cốt liệu nhẹ và cốt thép

nằm trong vùng dự báo chịu ảnh hưởng hư hỏng của dầm bảm; các mô hình đàn hồi của vật liệu gán cho vùng an toàn hơn để giảm khối lượng tính toán. Quá trình mô hình hóa

được thực hiện cùng với kiểm soát tải trọng. Bê tông cốt liệu nhẹ được định nghĩa như

một vật liệu phi tuyến với ứng xử kéo dựa trên đề xuất Hordijk’s với các thông số kỹ thuật bao gồm cường độ chịu nén 30MPa, cường độ chịu kéo 3.33 MPa, môn đun đàn hồi là 15,949 MPa, hệ số Poisson là 0.2, và khối lượng riêng là 1700 kg/m3. Cốt thép bao gồm thanh Ф12 & Ф14.

Tải trọng thẳng đứng lên đến giá trị T22 nằm trong khoảng giá trị tải trọng động cho phép, có giá trị là 20,163kN. Tải trọng dọc trục tiêu chuẩn của một đoàn tàu sử dụng

tại Việt Nam là 220kN. Xét đến hệ số xung kích (1+IM) = 1,6. Do đó, mô hình được đặt tải từ 0 kN đến P = 400kN > Pmax (1+IM) = 352 kN.

Lưới phần tử hữu hạn được thể hiện trong hình 4.4.

Hình 4.4 - Lưới phần tử hữu hạn

4.2.2.2. Kết quả phân tích tĩnh

Trường ứng suất của bê tông và lực dọc trục của cốt thép được coi như là kết quả

đầu ra của mô hình.

Hình 4.5 - Trường ứng suất: Mặt cắt ngang của bản bê tông cốt liệu nhẹ LWC.

Trong hình 4.5 thể hiện lực nén cục bộ tại vị trí đặt tải lên đến 21 - 22 MPa. Giá trị này nhỏ hơn giá trị cuối cùng của lực nén bê tông là 28 MPa. Điều này có nghĩa là

dưới tác dụng của tĩnh tải quy đổi T22, bản bê tông cốt liệu nhẹ thiết kế vẫn chưa vượt

ra khỏi ngưỡng phá hoại của vật liệu.

Đồng thời, một số vết nứt cũng xuất hiện trên bê tông do ứng suất kéo cao tương

ứng với sự truyền lực trực tiếp từ ray đến bệ đỡ dầm thép. Về mặt lý thuyết, một giàn

có thể được tạo thành liên kết mặt trên của bản bê tông cốt liệu nhẹ LWC dưới đường

ray và mặt dưới của nó nằm phía trên bệ đỡ dầm thép.

Theo như kết quả thu được bằng phân tích phần tử hữu hạn, chúng ta có thể xác

định những vết nứt do ảnh hưởng của nén, các vết nứt xuất hiện tập chung tại vùng liên

kết mặt dưới của ray và mặt dưới phía trên dầm đỡ.

Hình 4.6 - Trạng thái dẻo của các phần tử đặc.

Những vị trí cục bộ, cụ thể là phần tiếp giáp giữa đệm ray với bản mặt cầu và phần tiếp giáp giữa dầm thép với bản mặt cầu có xuất hiện hiện tượng chảy dẻo. Như vậy có

thể xác định các vị trí này là vị trí nứt đầu tiên của bản mặt cầu. Hiện tượng nứt này là

hiện tượng nứt do ảnh hưởng của hiệu ứng nén của tải trọng lên ray. Tải trọng của tàu

truyền xuống bản mặt cầu gây nén thớ trên của bản mặt cầu đồng thời gây kéo thớ dưới.

Do vậy để hạn chế vết nứt cần thiết phải bổ sung cốt thép ở tại vị trí này.

100

Hình 4.7 - Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và độ võng giữa nhịp của bản mặt cầu (Tải trọng lên đến 400 kN tương đương 2 lần tải trọng cuối cùng của T22)

Kết quả mô hình hóa cho thấy giai đoạn phá hoại của bê tông xảy ra sớm hơn giai

đoạn dẻo của cốt thép. Vùng chịu nén cục bộ và cùng chịu kéo tổng thể được thể hiện

một cách rõ ràng Khi tải trọng nhỏ và không phức tạp cốt thép chưa phát huy tác dụng

tối đa. Tuy nhiên khi tải trọng lớn vượt mức giới hạn của kết cấu hay tải trọng phức tạp

thì cốt thép phát huy tác dụng tối đa và đảm bảo chịu lực cũng như an toàn cho kết cấu.

Xét hình 4.7, chúng ta có thể thấy đường mối quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị

gần như tuyến tính. Điều này thể hiện rõ ràng rằng cốt thép làm việc đàn hồi khá tốt và

đảm bảo chịu được những tải trọng lớn và đặc biệt lớn.

4.2. TÍNH TOÁN DỰ BÁO TUỔİ THỌ KẾT CẤU BẢN BÊ TÔNG CỐT LİỆU NHẸ

THAY THẾ CHO TÀ VẸT GỖ TRÊN MẶT CẦU ĐƯỜNG SẮT

4.2.1. Tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ mặt cầu đường

sắt với mô hình xác định.

Khác với trạng thái khi không chịu tải, cấu trúc bê tông còn nguyên vẹn, khi

phải chịu một tải trọng đủ lớn, cấu trúc bê tông bị phá hủy dẫn đến độ thấm của bê

tông tăng rất nhanh, điều này sẽ tạo điều kiện cho độ khuếch tán clorua vào bê tông

tăng càng nhanh, làm tăng nồng độ ion clo ở bề mặt cốt thép và hậu quả là gây ăn

mòn cốt thép sớm hơn. Để giải thích điều này, khi ứng suất trong bê tông vượt quá

giới hạn nứt sẽ làm cho bê tông nứt và tạo điều kiện cho độ thấm nước và độ khuếch

tán ion clo tăng nhanh.

101

Ðể xét ảnh hưởng của trạng thái ứng suất đến quá trình khuếch tán ion clo vào

bê tông, công thức xác định mối quan hệ giữa sự gia tăng hệ số khuếch tán ion clo theo

thời gian và trạng thái ứng suất nén nén trực tiếp ở chương sẽ được sử dụng trong các

tính toán.

Công thức xác định tuổi thọ công trình bê tông cốt thép theo tiêu chí khởi đầu ăn

mòn cốt thép trong bê tông trường hợp xét tới trạng thái ứng suất nén trực tiếp được

m (4.4975 (

− 1.9529 (

) + 0.9543) × erf −1 (

2 )

h = 2√D0t1−mt0

σ σmax

Ccr Csotn)

thiết lập như sau:

Trong ví dụ tính toán này, tuổi thọ các cấu kiện bê tông cốt thép công trình cầu

được tính toán theo công thức tính chiều dày lớp bê tông bảo vệ với tuổi thọ công trình

theo ứng suất nén trực tiếp. Các thông số liên quan đến bê tông cốt liệu nhẹ đã được tiến

hành trong các thí nghiệm ở các mục trước của chương III sẽ được sử dụng ở phần này.

Các thông số khác được lấy theo khuyến cáo của một số kết quả nghiên cứu và tiêu

chuẩn điển hình trên thế giới đã được phân tích ở các phần trên.

Hệ số khuếch tán ion clo ban đầu D được xác định qua các thí nghiệm ở chương II

có giá trị là D = 1.205x10-12 (m2/s)

Khi xem xét đến yếu tố thời gian, trong luận án này, tác giả sử dụng mô hình

của Mangat & Molloy (1994) [50]. Giá trị nồng độ ion clo ở bề mặt kết cấu bê tông

cốt thép Cs trong các tính toán sau được lấy theo kết quả nghiên cứu của A. Costa &

J.Appeleton (1999) [32] và có xét đến các yếu tốt thời gian. Các giá trị đó như đã

trình bày ở mục 3.3.3.

Theo EN206 concrete, giá trị giới hạn của nồng độ ion clo ở bề mặt cốt thép

được lấy là: Ccr = 0.4% theo khối lượng xi măng hay xấp xỉ bằng 0.05 đến 0.07%

theo khối lượng bê tông (KLBT). Trong tính toán này Ccr được lấy là 0.05% theo

khối lượng bê tông.

Mô hình đề xuất và các giá trị thực nghiệm đã được trình bày ở chương 3 được áp

dụng trong mục tính toán này. Các thông số tính như bảng dưới đây.

Bảng 4.1 - Bảng thông số đầu vào

Hệ số khuyếch tán ion clo ban đầu (m2/s) 𝐷0 = 1.205 × 10−12

Ngưỡng nồng độ gây ăn mòn Ccr = 0.06%

102

Vùng ảnh hưởng bởi sóng biến: 𝐶𝑠𝑜 = 0.24 - Nồng độ ion clo bề mặt sau 1 năm: n = 0.47 - Hệ số n:

Hệ số thực nghiệm m: m = 0.245

)

m c (

0.0 0.3 0.5 0.7 11

0 10 20 30 50 60 70 80 40 t (năm)

Hình 4.8 - Quan hệ giữa chiều dày lớp bê tông bảo vệ với tuổi thọ công

trình theo ứng suất nén trước

Trên hình 4.8 ta thấy, với trường hợp tải trọng nén trước; quy luật thay đổi tuổi thọ

công trình theo chiều dầy lớp bê tông bảo vệ khá tương đồng; sự gia tăng ứng suất nén

)

trước sẽ yêu cầu chiều dày lớp bê tông bảo vệ dày hơn.

m c (

0.0 0.3 0.5 0.7

14 13 12 11 10 9 8 7 6 5

0 10 20 30 50 60 70 80

40 t (năm)

Hình 4.9 - Quan hệ giữa chiều dày lớp bê tông bảo vệ với tuổi thọ công trình theo ứng suất nén trực tiếp

103

Trên hình 4.9 ta thấy, với trường hợp tải trọng nén trực tiếp; quy luật thay đổi tuổi

thọ công trình theo chiều dày lớp bê tông bảo vệ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất nén

trước theo các giai đoạn khác nhau. Khi /max = 0.3 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ

giảm xuống nhưng khi /max = 0.5 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ tăng lên và tăng

lên đáng kể tại /max = 0.7

4.2.2. Tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ mặt cầu đường

sắt với mô hình xác suất

Áp dụng các công thức ở mục 3.4 với các thông số như bảng dưới đây có thể tính

được xác suất sự cố ăn mòn cốt thép xảy ra. Tuổi thọ thiết kế dự kiến của công trình là

100 năm.

Bảng 4.2 - Bảng tham số đầu vào

Giá trị trung Độ lệch Hệ số biến Các tham số đầu vào thiên Cv (%) bình 𝝁 chuẩn 𝝈

38,00 5,70 15 Hệ số khuyếch tán ion clo ban đầu (mm2/năm)

Ngưỡng nồng độ gây ăn mòn 0,06 0,009 15

Nồng độ ion clo bề mặt sau 1 năm: 0,24 0,03 15

Hệ số n 0,47 0,0705 15

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ h 60 9 15

Hệ số thực nghiệm m 0,245 3,675 15

Trong nghiên cứu này, các tham số D, m, Cs, Ccr và m coi là các biến ngẫu

nhiên có dạng phân phối chuẩn N(µ, σ) với µ là giá trị trung bình và σ là độ lệch

chuẩn, các tham số khác coi là hằng số. Hệ số biến thiên Cv được tham khảo là 15%

không đổi (với độ lệch chuẩn bằng 15% giá trị trung bình) cho tất cả các tham số

trong Bảng 4.2 [19].

D = 38,00 (mm2/năm) (D = 1.205x10-12 (m2/s)) với bê tông là bê tông cốt liệu nhẹ

theo tiêu chí khởi đầu ăn mòn; với tỷ lệ nước/xi măng (N/X) = 0,27 [20]; hmin = 60mm

đối với KCBT ven biển [2]. Ở đây chọn h = 60mm; Δh = 0 (mm) với vùng khí quyển

biển [9] tuổi thọ sử dụng thiết kế là 100 năm [2]; m = 0,245 với bê tông cốt liệu nhẹ

[23], CCr = 0,06% (theo khối lượng bê tông). kcu = 1,0 với bảo dưỡng KCBT 7 ngày và

ken = 0,68 với vùng khí quyển biển [39].

104

4.2.2.1. Ảnh hưởng của hệ số khuếch tán ion clorua D

Ảnh hưởng của hệ số khuếch tán D đến xác suất sự cố ăn mòn Pf được thể hiện

trong Hình 4.10. Ta thấy rằng trong một khoảng thời gian nhất định, khi giữ nguyên các

tham số khác, sự gia tăng của D dẫn đến gia tăng Pf, điều này là do độ khuếch tán càng

cao thể hiện việc vận chuyển các ion clorua vào trong bê tông càng nhanh, hệ số D0 phụ

thuộc vào chất lượng của bê tông chủ yếu là tỉ lệ N/X và loại chất kết dính (CKD) [19],

[31], [23], [2]. Giả sử Pmt = 0,1 (β = 1,3), Hình 4.10 cho thấy rằng thời gian bắt đầu ăn

D=57,01

0.8

D=38,00

0.6

0.4

D=47,50

=1,3

f P n ò m n ă t ấ u s c á X

0.2

100

Thời gian (năm)

mòn của KCBT lần lượt là khoảng 28, 20 và 19 năm tương ứng với hệ số khuếch tán D = 47,50; 38,00 và 57,01 (mm2/năm).

Hình 4.10 - Ảnh hưởng của hệ số khuếch tán D đến xác suất sự cố ăn mòn

4.2.2.2. Ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ h

Ảnh hưởng của h đến Pf được thể hiện trong Hình 4.11. Khi h tăng lên thì Pf

giảm xuống, hay nói cách khác nếu Pf là như nhau thì thời gian bắt đầu ăn mòn cốt

thép tăng lên. Để có thể bắt đầu ăn mòn, các ion clorua bên ngoài phải được vận

chuyển từ bề mặt bê tông đi qua lớp bảo vệ và đến cốt thép, do đó, chiều dày lớp bê

tông bảo vệ càng lớn làm cho nồng clorua đạt đến cốt thép ở mức tới hạn càng lâu và

tuổi thọ của KCBT càng lớn. Như vậy chiều dày lớp bê tông bảo vệ là một trong

những tham số quan trọng nhất ảnh hưởng đến tuổi thọ của KCBT. Nếu lấy Pmt = 0,1

(β = 1,3), thời gian bắt đầu ăn mòn của KCBT lần lượt là khoảng 29, 41 và 57 năm

tương ứng với chiều dày lớp bê tông bảo vệ h = 60, 75 và 90 mm.

105

0.8

h=75mm

0.6

h=60mm

0.4

h=90mm

P n ò m n ă t ấ u s c á X

0.2

=1,3

100

40 50 60 Thời gian (năm)

Hình 4.11 - Ảnh hưởng của chiều dày lớp bê tông bảo vệ h đến xác suất sự cố ăn mòn

4.2.2.3. Ảnh hưởng của nồng độ clorua tới hạn Ccr

0.8

CCr = 0,075%

0.6

CCr = 0,06%

0.4

CCr = 0,09%

P n ò m n ă t ấ u s c á X

0.2

=1,3

100

40 50 60 Thời gian (năm)

Hình 4.12 cho thấy ảnh hưởng của CCr đến Pf tương tự như chiều dày lớp bê tông bảo vệ, tức là Pf giảm khi CCr tăng lên. Rõ ràng khi CCr tăng lên dẫn đến thời gian để các ion clorua từ bên ngoài xâm nhập vào bê tông đạt đến mức CCr tăng lên và do đó Pf giảm xuống. Nồng độ CCr phụ thuộc vào chất lượng bê tông (tỷ lệ N/X, loại CKD) và loại thép sử dụng [19], [31], [2], [23]. Nếu lấy Pmt = 10-1 (β = 1,3), thời gian bắt đầu ăn mòn của KCBT lần lượt là khoảng 29, 38 và 46 năm tương ứng với CCr = 0,06, 0,075 và 0,09%.

Hình 4.12 - Ảnh hưởng của nồng độ clorua tới hạn Ccr đến xác suất sự cố ăn mòn

4.2.2.4. Ảnh hưởng của nồng độ clorua bề mặt bê tông CS

Ảnh hưởng của CS đến Pf được thể hiện trong Hình 4.13, CS tăng lên làm cho Pf

tăng lên. Vì CS càng cao sẽ làm tăng chênh lệch nồng độ clorua giữa bề mặt và phần bên trong của bê tông càng lớn dẫn đến sự vận chuyển clorua vào bê tông càng nhanh, kết

106

quả là clorua đạt đến nồng độ CCr diễn ra nhanh hơn. Nồng độ CS phụ thuộc thời gian, chất lượng của bê tông (tỉ lệ N/X, loại CKD) và loại môi trường tiếp xúc [19], [31], [41],

0.8

CS = 0,36%

0.6

CS = 0,3%

0.4

CS = 0,24%

P n ò m n ă t ấ u s c á X

0.2

=1,3

100

40 50 60 Thời gian (năm)

[61]. Thời gian bắt đầu ăn mòn của KCBT lần lượt là khoảng 25, 39 và 42 năm tương ứng với CS= 0,36; 0,3 và 0,24%.

Hình 4.13 - Ảnh hưởng của nồng độ clorua bề mặt bê tông CS đến xác suất sự cố ăn mòn

4.2.2.5. Ảnh hưởng của hệ số tuổi n

Ảnh hưởng của n đến Pf được thể hiện trong Hình 4.14, n càng lớn thể hiện sức kháng của bê tông với xâm nhập clorua từ môi trường theo thời gian càng lớn (hệ số khuếch tán ion clorua của bê tông theo thời gian càng thấp) dẫn đến Pf giảm xuống (tăng tuổi thọ của KCBT). Hệ số n phụ thuộc phụ thuộc chủ yếu vào loại

CKD và điều kiện môi trường tiếp xúc [19], [31], [61], [23]. Thời gian bắt đầu ăn

mòn của KCBT lần lượt là khoảng 32, 42 và 56 năm tương ứng với hệ số n = 0,47;

0.8

n = 0,47

n = 0,5875

0.6

0.4

n = 0,705

P n ò m n ă t ấ u s c á X

0.2

=1,3

100

Thời gian (năm)

0,5875 và 0,705.

Hình 4.14 - Ảnh hưởng của hệ số tuổi n đến xác suất sự cố ăn mòn

107

4.3. KẾT LUẬN CHƯƠNG IV

Áp dụng tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản mặt cầu đường sắt bằng bê tông cốt

thép cốt liệu nhẹ với các thông số từ thí nghiệm và lấy theo khuyến cáo của một số tiêu

chuẩn điển hình trên thế giới, kết quả cho thấy tuổi thọ kết cấu bản mặt cầu đường sắt bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ theo tiêu chỉ khởi đầu ăn mòn giảm đáng kể khi ứng suất

nén trước tăng. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ thay đổi có ảnh hưởng rất lớn đến tuổi thọ

kết cấu bê tông cốt thép.

- Với trường hợp tải trọng nén trước; quy luật thay đổi tuổi thọ công trình theo

chiều dầy lớp bê tông bảo vệ khá tương đồng; sự gia tăng ứng suất nén trước sẽ yêu cầu

chiều dày lớp bê tông bảo vệ dày hơn.

- Với trường hợp tải trọng nén trực tiếp; quy luật thay đổi tuổi thọ công trình theo chiều dày lớp bê tông bảo vệ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất nén trước theo

các giai đoạn khác nhau. Khi max = 0.3 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ giảm

xuống nhưng khi max = 0.5 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ tăng lên và tăng lên

đáng kể tại max = 0.7.

Thông qua áp dụng lý thuyết xác suất khi xét đến quá trình xâm nhập clorua

gây ăn mòn cốt thép để dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép sử dụng loại vật liệ u

bê tông cốt liệu nhẹ. Mô hình dự báo báo tuổi thọ được thiết kế dựa theo nguyên tắc

làm việc trong trường hợp sức kháng R và tải trọng S có phân phối chuẩn được lựa

chọn trong nghiên cứu này. Kết hợp mô phỏng Monte - Carlo với 4 thông số đầu vào: hệ số khuếch tán clorua D, nồng độ clorua cân bằng ở bề mặt bê tông Cs, nồng độ clorua giới hạn Ccr và chiều dày lớp bê tông bảo vệ h suy ra được mối quan hệ giữa xác suất sự cố ăn mòn với các yếu tố liên quan đến bê tông. Từ kết quả nghiên cứu,

rút ra một số kết luận như sau:

- Chiều dày lớp bảo vệ bê tông h ảnh hưởng lớn nhất đến xác suất sự cố ăn mòn

Pf, tiếp đến là các tham số n, Ccr, Cs và D.

- Dưới sự xâm nhập của ion clorua, muốn tăng chất lượng của kết cấu bê tông hay nói cách khác là tăng tuổi thọ của kết cấu bê tông cần phải tăng các giá trị các tham số n, Ccr và đồng thời giảm các tham số D, Cs để giảm xác suất sự cố ăn mòn Pf.

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ đóng một vai trò vô cùng thiết yếu dưới sự tác động của môi trường đối với kết cấu bê tông cốt thép. Vì vậy, phải chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ hợp lý nhất có thể.

108

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. KẾT LUẬN

Luận án đã thực hiện được các nội dung nghiên cứu liên quan đến phân tích độ

thấm nước và thấm ion clorua của một số loại bê tông cốt liệu nhẹ dùng trong xây dựng

công trình có xét đến ảnh hưởng ứng suất nén trong bê tông. Các đóng góp mới của luận

án được tóm tắt như sau:

1/ Các nghiên cứu thực nghiệm, phân tích tính thấm nước qua bê tông cốt liệu

nhẹ chịu ảnh hưởng của tải trọng với bê tông C30. Kết quả nghiên cứu cho thấy khi

tăng cấp tải trọng nén thì độ thấm nước của bê tông tăng đáng kể; đặc biệt sau khi

trong bê tông bắt đầu có thay đổi cấu trúc rỗng do tác động của tải trọng nén trước

hoặc nén trực tiếp.

Kết quả thí nghiệm đo thấm nước chịu ảnh hưởng của tải trọng nén trước cho thấy,

ở ngưỡng max > 0.5 đánh dấu sự gia tăng nhanh của độ thấm nước khi áp lực nước

lớn hơn 10 atm, điều này chứng tỏ ảnh hưởng của ứng suất nén trước đủ lớn đến gia

tăng độ thấm nước của bê tông cốt liệu nhẹ, chính các tác động cơ học dư này tạo điều

kiện cho nước thẩm thấu dễ dàng hơn qua mẫu bê tông, đặc biệt khi max > 0.5, sự

xuất hiện sự phá hủy bê tông đã làm cho gia tăng thấm nước tăng nhanh hơn. Đặc biệt

trong thí nghiệm, ta thấy ở ngưỡng max = 0.8 đã cho ta thấy sự chênh lệch rất lớn về

độ thấm nước trong bê tông cốt liệu nhẹ.

Kết quả thí nghiệm đo thấm nước chịu ảnh hưởng của tải trọng nén trực tiếp cho

thấy, Độ thấm nước của bê tông gần như không thay đổi hoặc thay đổi chậm khi giá trị

ứng suất tương đối /𝑚𝑎𝑥 < 0.5; sau ngưỡng này, hệ số thấm bắt đầu tăng nhanh. Khi ứng suất tương đối /𝑚𝑎𝑥 ≥ 0.6, độ thấm nước gia tăng rất nhanh; điều này có thể giải thích là do cấu trúc vimô của bê tông bị phá hủy sau ngưỡng ứng suất này - vốn là

ngưỡng làm xuất hiện các vùng phá hủy phân tán (theo tiếp cận của cơ học phá hủy bê

tông) - làm gia tăng độ thấm nước của bê tông.

2/ Các nghiên cứu thực nghiệm phân tích tính thấm ion clorua qua bê tông cốt

liệu nhẹ chịu ảnh hưởng của tải trọng với bê tông C30, kết quả nghiên cứu cho thấy

ảnh hưởng đáng kể của tải trọng nén đến dộ thấm ion clorua của bê tông cốt liệu

nhẹ.

Kết quả thí nghiệm thấm ion clorua với mẫu bê tông cốt liệu nhẹ chịu tải trọng

nén trước cho thấy, Độ thấm ion clo ở các cấp tải trọng /max = 0; 0,3; 0,5 của bê tông

cốt liệu nhẹ C30 thuộc mức thấp và có sự thay đổi nhẹ hơn so với bê tông thường C30.

Sự thay đổi lớn ở cấp 0,8P đánh dấu sự gia tăng nhanh độ thấm ion clo của bê tông cốt

109

liệu nhẹ C30 so với bê tông thường C30. Thay đổi này có sự khác biệt lớn do ứng suất

nén tiến tới giá trị phá hoại, các cấu trúc trong bê tông bị phá vỡ vào tạo điều kiện cho

ion clo thấm nhập qua.

Khi nén với cấp tải 0,8P các hạt sét bị vỡ, mất khả năng ngăn ion clo, nhờ đó các

ion clo có thể nhanh trong thấm nhập qua bê tông. Các hạt sét của bê tông nhẹ chứa đầy

nước đến trạng thái bão hoà nước trong bê tông, khi mẫu bão hoà nước hiện tượng thấm

mới bắt đầu xảy ra. Ngược lại với bê tông thường, hiện tượng thấm xảy ra sớm hơn do

hạt cốt liệu là sỏi đá nên không thấm nước. Ngoài ra khi sử dụng thêm phụ gia khoáng

mịn vào thành phần cho bê tông nhẹ thì hiệu quả của việc chống thấm ion clo tăng mạnh.

Quy luật gia tăng hệ số thấm ion clo theo ứng suất nén trước của bê tông cốt liệu

nhẹ C30 được biểu diễn theo công thức như sau:

Hồi quy hàm mũ: D/Do = 9.1226(/max)2 – 3.4256(/max) + 1.0816

Kết quả thí nghiệm thấm ion clorua với mẫu bê tông cốt liệu nhẹ chịu tải trọng

nén trực tiếp cho thấy, độ thấm ion clo thay đổi mạnh khi có sự xuất hiện của tải

trọng tác động đồng thời. Tuy nhiên trước và sau khi gia tải độ thấm ion clo đều nằm

trong mức “trung bình” theo TCVN 9337-2012. Khi tăng ứng suất lên 30% và 50%

max, độ thấm của bê tông tăng lần lượt là 24,50% và 39,48%. Khi tăng ứng suất lên

80% max độ thấm của bê tông có sự gia tăng lớn. Trong trường hợp độ thấm ion clo

giảm sẽ dẫn tới kéo dài thời gian xâm nhập ion clo qua lớp bê tông bảo vệ để gây ăn

mòn cốt thép trong các công trình bê tông cốt thép.

Quy luật gia tăng hệ số thấm ion clo theo ứng suất nén trước của bê tông cốt liệu

nhẹ C30 được biểu diễn theo công thức như sau:

Hồi quy hàm mũ: D/Do = 4.4975(max)2 – 1.9529(max) + 0.9543

3/ Xác định được hệ số C để tính toán hệ số khuếch tán ion clorua từ hệ số thấm

nước của cùng loại bê tông. Từ đó đề xuất công thức tính toán quan hệ giữa hệ số

thấm nước và hệ số khuếch tán clorua của bê tông có xét đến ảnh hưởng của ứng

suất trong bê tông C30 như sau:

Kw = 29.05 S0.5 D.

4/ Luận án đã sử dụng mô hình đề xuất để tính toán dự báo tuổi thọ sử dụng

của các kết cấu công trình bê tông cốt thép sử dụng bê tông cốt liệu nhẹ trong điều

kiện Việt Nam có xét đến ảnh hưởng của tải trọng thường xuyên và tải trọng khai

thác.

- Trường hợp xét tới trạng thái ứng suất nén trước (tải trọng khai thác)

110

2 )

m (9.1226 (

− 3.4256 ( ) + 1.0816) × erf −1 ( h = 2√D0t1−mt0 Ccr Csotn) σ σmax σ σmax

2 )

m (4.4975 (

- Trường hợp xét tới trạng thái ứng suất nén trực tiếp (tải trọng thường xuyên)

− 1.9529 ( ) + 0.9543) × erf −1 ( h = 2√D0t1−mt0 Ccr Csotn) σ σmax σ σmax

Với trường hợp tải trọng nén trước; quy luật thay đổi tuổi thọ công trình theo chiều

dầy lớp bê tông bảo vệ khá tương đồng; sự gia tăng ứng suất nén trước sẽ yêu cầu chiều

dày lớp bê tông bảo vệ dày hơn.

Với trường hợp tải trọng nén trực tiếp; quy luật thay đổi tuổi thọ công trình theo

chiều dày lớp bê tông bảo vệ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất nén trước theo các

giai đoạn khác nhau. Khi /max = 0.3 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ giảm xuống

nhưng khi /max = 0.5 thì chiều dày lớp bê tông bảo vệ tăng lên và tăng lên đáng kể

tại /max = 0.7

Trong mô hình dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép sử dụng bê tông cốt liệu

nhẹ có đã có xét đến tính bất định của tham số đầu vào và mô phỏng Monter- Carlo để

tính xác suất để sự cố ăn mòn xảy ra.

5/ Tiến hành áp dụng tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản mặt cầu đường sắt

bằng bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ với các thông số từ thí nghiệm và lấy theo khuyến

cáo của một số tiêu chuẩn điển hình trên thế giới, kết quả cho thấy tuổi thọ kết cấu

bản mặt cầu đường sắt bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ theo tiêu chỉ khởi đầu ăn mòn

giảm đáng kể khi ứng suất nén trước tăng. Chiều dày lớp bê tông bảo vệ thay đổi có

ảnh hưởng rất lớn đến tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép.

6/ Áp dung tính toán dự báo tuổi thọ kết cấu bản bê tông cốt liệu nhẹ mặt cầu

đường sắt với mô hình xác suất cho 1 số kết luận:

- Chiều dày lớp bảo vệ bê tông h ảnh hưởng lớn nhất đến xác suất sự cố ăn mòn

Pf, tiếp đến là các tham số n, Ccr, Cs và D.

- Dưới sự xâm nhập của ion clorua, muốn tăng chất lượng của kết cấu bê tông hay

nói cách khác là tăng tuổi thọ của kết cấu bê tông cần phải tăng các giá trị các tham số

n, Ccr và đồng thời giảm các tham số D, Cs để giảm xác suất sự cố ăn mòn Pf

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ đóng một vai trò vô cùng thiết yếu dưới sự tác động

của môi trường đối với kết cấu bê tông cốt thép. Vì vậy, phải chọn chiều dày lớp bê tông

bảo vệ hợp lý nhất có thể.

111

2. KIẾN NGHỊ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

Hướng nghiên cứu tiếp theo dự kiến như sau:

- Nghiên cứu sự tích tụ ion clorua trên bề mặt bê tông cốt liệu nhẹ của các loại bê

tông khác nhau cho các vùng của Việt Nam, có thể vẽ bản đồ phân vùng nồng độ ion clorua trên bề mặt bê tông của Việt Nam.

- Nghiên cứu đặc tính ngẫu nhiên của quá trình khuếch tán và ăn mòn.

- Nghiên cứu các tác động đồng thời của nhiều yếu tố như: cơ, lý, hóa, nhiệt.

- Nghiên cứu độ thấm nước và độ thấm clorua cho các kết cấu bê tông nhẹ chịu

uốn và kéo đồng thời.

112

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA NGHIÊN CỨU SINH

1. Tran The Truyen, Le Quang Vu, Ho Xuan Ba, Service life estimation of high performance reinforced concrete structures in considering the damage of concrete cover¸ Procedings of the International Conference EASEC-14, HCM City, 1/2016.

2. Hồ Xuân Ba, Lê Quang Vũ, Ảnh hưởng của trạng thái chịu tải đến khả năng chống thấm của bê tông, Tạp chí KHGTVT số 51, 4/2016.

3. Trần Thế Truyền, Hồ Xuân Ba, Thái Khắc Chiến, Lê Quang Vũ” Ảnh hưởng của trạng thái chịu tải nén trước đến độ thấm ion clo của một số loại bê tông, ứng dụng trong dự báo tuổi thọ các kết cấu bê tông cốt thép”. Tạp chí KHGTVT, số 57, 7/2017.

4. Lê Quang Vũ, Hồ Xuân Ba, Đoàn Bảo Quốc và Trần Thế Truyền, “Ảnh hưởng của ứng suất nén trước trong bê tông đến độ thấm của bê tông cốt liệu nhẹ, Tuyển tập hội

nghị cơ học toàn quốc lần thứ X, Hà nội, 12/2017.

5. Lê Quang Vũ, Thái Khắc Chiến, Trần Thế Truyền: Thực nghiệm ảnh hưởng của tải trọng nén trước đến độ thấm ion clo của bê tông sử dụng cốt liệu nhẹ”, Tạp chí

KHGTVT, số 61., 6/2018.

6. Hồ Xuân Ba, Lê Quang Vũ, Thái Khắc Chiến, Trần Thế Truyền, Ảnh hưởng của ứng suất nén đến độ khuếch tán ion clo của bê tông, Tạp chí Khoa học GTVT số 66,

10/2018.

7. Lê Quang Vũ, Thái Khắc Chiến, Trần Thế Truyển, Ảnh hưởng của ứng suất nén trực tiếp đến xâm nhập clorua qua bê tông keramzit, Tạp chí GTVT số 7/2019

8. Trần Thu Minh, Lê Quang Vũ, Trần Đức Mạnh, Hồ Xuân Ba, Trần Thế Truyền, Dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép cốt liệu nhẹ có xét đến lý thuyết xác suất, Tạp

chí GTVT, số 5, 2022.

113

TÀI LIỆU THAM KHẢO

TIẾNG VIỆT

Hồ Xuân Ba (2019), "Đánh giá độ thấm nước và thấm ion clorua của bê tông có xét đến yếu tố ứng suất, ứng dụng trong kết cấu cầu", Luận án tiến sỹ kỹ thuật.

2. Bộ Giao Thông Vận Tải (2005), "Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN272-05".

Bộ KHCN, "TCVN 8219:2009: Hỗn hợp bê tông thủy công và bê tông thủy công - phương pháp thử.".

Bộ KHCN (2012), "TCVN 9337:2012, Bê tông nặng - xác định độ thấm ion clo bằng phương pháp đo điện lượng.".

Bộ KHCN, "TCVN 7572-4:2006: Cốt liệu cho bê tông và vữa - Xác định khối lượng riêng và độ hút nước.".

6. Bộ KHCN, "TCVN 4576:2012: Nước trộn bê tông và vữa - Yêu cầu kỹ thuật.".

Nguyễn Văn Chánh và Lê Phúc Lâm (2005), ""Nghiên cứu công nghệ chế tạo hạt keramzit để ứng dụng sản xuất vật liệu nhẹ", Hội thảo khoa học Công nghệ mới, TP Hồ Chí Minh.".

Đặng Thùy Chi (2017), “Nghiên cứu thành phần, tính chất của bê tông cốt liệu nhẹ dùng trong xây dựng cầu ở Việt Nam”, Luận án tiến sĩ kĩ thuật.

Đặng Thùy Chi (2018), "Nghiên cứu thực nghiệm ứng xử uốn của dầm bê tông cốt thép chế tạo từ bê tông cốt liệu nhẹ cường độ cao", Tạp chí Cầu đường Việt Nam, pp. 17-21.

10. Đặng Thùy Chi, Ngô Thị Thanh Hương (2019), "Nghiên cứu thiết kế chế tạo bê tông cốt liệu nhẹ và đề xuất sử dụng cho công trình giao thông", Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Bộ, DT184012 (2019).

11. Đào văn Dinh (2014), "Dự báo tuổi thọ sử dụng của kết cấu cầu bê tông cốt thép

ở ven biển Việt Nam".

12. Nguyễn Văn Đỉnh (2001), "Nghiên cứu chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng", Luận

án Tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Xây dựng, Hà Nội.

13. Nguyễn Duy Hiếu (2009), "Nghiên cứu chế tạo bê tông keramzit chịu lực có độ

chảy cao", Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Xây dựng, Hà Nội.

14.

Phạm Duy Hữu và cộng sự (2016), "Thiết kế kết cấu theo độ bền", Nhà xuất bản Giao thông Vận tải.

114

15. Nguyễn Mạnh Kiểm (1982), "Dùng xỉ than làm cốt liệu bê tông nhẹ", Thông tin

TBKT xây dựng. 1, pp. 9-11.

16. Nguyễn Mạnh Kiểm và Cao Duy Tiến (1985), " Sử dụng tro và xỉ nhiệt điện để làm bê tông nhẹ và đảm bảo các phương tiện phù hợp", Viện Khoa học kỹ thuật xây dựng.

17. Nguyễn Đình Nghị (1995), "Nghiên cứu công nghệ sản xuất cốt liệu nhẹ Keramzit và bê tông nhẹ keramzit", Báo cáo kết quả nghiên cứu đề tài nghiên cứu khoa học mã số RD 94-30, Bộ Xây Dựng.

18.

Trần Đức Nhiệm (2016), "Độ tin cậy Kết cấu công trình.", Nhà xuất bản Giao thông Vận tải.

19. Hồ Văn Quân (2019), "Thiết kế độ bền của kết cấu bê tông ở vùng khí quyển biển dựa trên xác suất", Tạp chí Khoa học Giao thông Vận tải, Tập 70, Số 4 (10/2019), 299 - 308.

20. Hồ Văn Quân, Phạm Duy Hữu và Nguyễn Thanh Sang (2015), "Cải thiện độ chống thấm ion clo và kéo dài tuổi thọ kết cấu bê tông ở môi trường biển bằng cách sử dụng kết hợp muội silic và tro bay", Tạp chí GTVT tháng 12/2015, pp. 81-84.

21.

Trần Thế Truyền, Hồ Xuân Ba, Thái Khắc Chiến, Lê Quang Vũ, , "Ảnh hưởng của lịch sử chịu tải nén trước đến độ thấm clorua của một số loại bê tông, ứng dụng trong dự báo tuổi thọ kết cấu bê tông cốt thép", Tạp chí KHGTVT, số 57, (2017).

TIẾNG ANH

22. ACI (2012), "Committe 365. "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 2.1.".

23. ACI, "201 2R-08: "Guide to Durable Concrete", Reported by ACI Committee

201".

24. ACI, "211.2-98 : "ACI Standard practice for Selecting Proportions for Structural

Lightweight Concrete"".

25. ACI. (2003), Committee 213: "Guide for structural lightweight-aggregate

concrete", American Concrete Institute.

26. ASTM (2018), "C33 Standard specification for concrete aggregates", ASTM

International, West Conshohocken, PA.

115

27. ASTM, CPSC (2012), "1202: Standard test method for electrical indication of concrete’s ability to resist chloride ion penetration", Annual book of ASTM standards. 4(7).

28. Banthia, N, Biparva, A, and Mindess, S (2005), "Permeability of concrete under

stress", Cement and Concrete Research. 35(9), pp. 1651-1655.

29. Berke, N. and Hicks, M. (1992), "Estimating the life cycle of reinforced concrete

decks and marine piles using laboratory diffusion and corrosion data".

30. BSI (2000), BS EN 206-1: Concrete: Specification, performance, production and

conformity, Editor^Editors, BSI London, UK.

31. Code, CFFM (2006), "Model code for service life design. Lausanne: Federation

Internationale du Beton, fib", Bulletin(34).

32. Costa, A and Appleton, J (1999), "Chloride penetration into concrete in marine environment - Part I: Main parameters affecting chloride penetration", Materials and Structures. 32(4), pp. 252-259.

33. Crank (1975), "Mathematics of diffusion", Brunel University Uxbridge.

34. Chandra, Satish and Berntsson, Leif (2002), Lightweight aggregate concrete,

Elsevier.

35. Chia, Kok Seng and Zhang, Min-Hong (2002), "Water permeability and chloride penetrability of high-strength lightweight aggregate concrete", Cement and concrete research. 32(4), pp. 639-645.

36. Choinska, Marta, et al. (2007), "Effects and interactions of temperature and stress-level related damage on permeability of concrete", Cement and Concrete Research. 37(1), pp. 79-88.

37. De Kraker, A., Tichler, J., Vrouwenvelder (1982), "A.: Safety, Reliability and

Service Life of Structures. TNO Building and Metal Research".

38. Djerbi, Assia, et al. (2008), "Influence of traversing crack on chloride diffusion

into concrete", Cement and concrete research. 38(6), pp. 877-883.

39. DuraCrete (2000), "General Guidelines for Durability Design and Redesign, The European Union – Brite EuRam III, Project No. BE95-1347: “Probabilistic Performance Based Durability Design of Concrete Structures”.".

40. EN (1992), " Eurocode 2 Design of concrete structures".

41.

EN, "206-1 Concrete - Part 1: Specification, performance, production and conformity".

116

42.

Faust, T (2000), Properties of Different Matrices and Lightweight Aggregate Concrete, Proc. 2nd Int. Symp. Structural Lightweight Aggregate Concrete, pp. 502-511.

43.

FHWA, summary report (2012), "Literature Review of Chloride Threshold Values for Grouted Post-Tensioned Tendons", Long-term bridge performance program, FHWA Publication No.: FHWA-HRT-12-067.

44. Haque, MN, Al-Khaiat, H, and Kayali, O (2004), "Strength and durability of

lightweight concrete", Cement and Concrete Composites. 26(4), pp. 307-314.

45. Holm, TA, Bremner, TW, and Newman, JB (1984), "Concrete bridge decks: lightweight aggregate concrete subject to severe weathering", Concrete international. 6(6), pp. 49-54.

46. Holm, TA và Bremner TW. (1991), "The durability of structural lightweight concrete", Proceedings Second International CANMET/ACI Conference, Montreal, Canada.

47.

Lay, Sascha, Schießl, Peter, and Cairns, J (2003), "Lifecon deliverable D 3.2 - Service life models", Technical University of Munich, Munich, Germany.

48.

Liu, Xuemei, Chia, Kok Seng, and Zhang, Min-Hong (2011), "Water absorption, permeability, and resistance to chloride-ion penetration of lightweight aggregate concrete", Construction and building Materials. 25(1), pp. 335-343.

49.

Lo, TY, et al. (2009), "The effect of high temperature curing on the strength and carbonation of pozzolanic structural lightweight concretes", Construction and Building Materials. 23(3), pp. 1306-1310.

50. Mangat, PS and Molloy, BT (1994), "Prediction of long term chloride concentration in concrete", Materials and structures. 27(6), pp. 338-346.

51. Mays GC và Barnes RA (1991), "The performance of lightweight aggregate

concrete structures in service", The Structural Engineer. 69 (20),, pp. 351-361.

52. Nawel, Salem, Mounir, Ltifi, and Hedi, Hassis (2017), "Characterisation of lightweight concrete of Tunisian expanded clay: mechanical and durability study", European Journal of Environmental and Civil Engineering. 21(6), pp. 670-695.

53. Neville, Adam (2000), "The Question of Concrete Durabilty The Answer: We

Can Make Good Concrete Today", Concrete International. 22(7), pp. 21-26.

117

54.

Picandet, Vincent, Khelidj, Abdelhafid, and Bastian, Guy (2001), "Effect of axial compressive damage on gas permeability of ordinary and high-performance concrete", Cement and concrete research. 31(11), pp. 1525-1532.

55. Richardson, Mark G (2002), Fundamentals of durable reinforced concrete, CRC

Press.

56.

Saito, Mitsuru and Ishimori, Hiroshi (1995), "Chloride permeability of concrete under static and repeated compressive loading", Cement and Concrete Research. 25(4), pp. 803-808.

57.

Sarja, Asko and Vesikari, Erkki (1996), Durability design of concrete structures, RILEM TC130-CSL report, RILEM Report Series 14. E & FN Spon, Editor^Editors, Chapman & Hall, UK.

58.

Song, Ha-Won, Pack, Seung-Woo, and Ann, Ki Yong (2009), "Probabilistic assessment to predict the time to corrosion of steel in reinforced concrete tunnel box exposed to sea water", Construction and Building Materials. 23(10), pp. 3270-3278.

59.

Sugiyama, Takafumi, Bremner, Theodore W, and Holm, Thomas A (1996), "Effect of stress on gas permeability in concrete", Materials Journal. 93(5), pp. 443-450.

60.

Swamy, RN (1994), "A critical evaluation of chloride penetration into concrete in marine environment", Corrosion and corrosion protection of steel in concrete, pp. 404-419.

61.

Tegguer, A Djerbi, et al. (2013), "Effect of uniaxial compressive loading on gas permeability and chloride diffusion coefficient of concrete and their relationship", Cement and concrete research. 52, pp. 131-139.

62.

Tuutti, Kyosti (1980), "Service life of structures with regard to corrosion of embedded steel", Special Publication. 65, pp. 223-236.

63.

Tran, T.T (2009), Contribution à l’étude du comportement mécanique et hydromécanique du béton, Thèse, Université de Liège, Faculté des sciences Appliquées.

64. Yoon, In Seok, et al. (2007), The effect of cracks on chloride penetration into

concrete, Key Engineering Materials, Trans Tech Publ, pp. 769-772.

65.

Zhang, Tiewei and Gjørv, Odd E (2005), "Effect of chloride source concentration on chloride diffusivity in concrete", ACI materials journal. 102(5), p. 295.

66. F. De Larrard (1999), Structures granulaires et formulation des bétons, Ouvrage d'art OA 34, Etudes et Recheches des Laboratoires des Ponts et Chaussées.