Nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông dùng cho thi công hạng mục bê tông khối lớn

TÓM TẮT Đề tài nghiên cứu bao gồm 2 nghiên cứu độc lập: nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông dựa vào cường độ chịu nén và nhiệt hydrate hóa bán-đoạn nhiệt; và nghiên cứu dự đoán nhiệt độ h

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA – ĐHQG - HCM

Cán bộ hướng dẫn 1: PGS TS TRẦN VĂN MIỀN Chữ ký:

Cán bộ hướng dẫn 2: TS CAO NGUYÊN THI Chữ ký: Cán bộ chấm nhận xét 1: PGS TS LÊ ANH TUẤN Chữ ký: Cán bộ chấm nhận xét 2: TS VÕ VIỆT HẢI Chữ ký:

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM, ngày 29 tháng 08 năm 2020

Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn thạc sĩ gồm:

1 PGS TS NGUYỄN NINH THỤY

2 PGS TS LÊ ANH TUẤN

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Ngày, tháng, năm sinh: 11/07/1995 Nơi sinh: Phan Thiết Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng

Mã số: 8 58 02 01

I TÊN ĐỀ TÀI:

NGHIÊN CỨU TỐI ƯU CẤP PHỐI BÊ TÔNG DÙNG CHO THI CÔNG HẠNG

MỤC BÊ TÔNG KHỐI LỚN

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

1 Tổng quan

2 Cơ sở khoa học

3 Hệ nguyên liệu và phương pháp thí nghiệm

4 Kết quả nghiên cứu

5 Kết luận và kiến nghị

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 19/08/2019

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 07/06/2020

V HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS TS TRẦN VĂN MIỀN, TS CAO

PGS.TS Trần Văn Miền TS Cao Nguyên Thi

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

(Họ tên và chữ ký)

LỜI CẢM ƠN

Để có thể đi đến được ngày hôm nay, em xin chân thành cảm ơn quý Thầy Cô Khoa Kỹ thuật Xây dựng, trường Đại học Bách Khoa Tp.HCM đã truyền dạy những kiến thức quý giá cho em, đó cũng là những kiến thức không thể thiếu trên con đường nghiên cứu khoa học và sự nghiệp của em sau này

Đặc biệt, em xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến thầy PGS.TS Trần Văn Miền,

và TS Cao Nguyên Thi.Các thầy đã hết lòng giúp đỡ, góp ý cho em rất nhiều về cách nhận định đúng đắn trong những vấn đề nghiên cứu và tạo mọi điều kiện thuận lợi cho em trong quá trình làm Luận văn

Cuối cùng, em xin gửi lời cảm ơn đến gia đình luôn là chỗ dựa tinh thần vững chắc để em có thêm niềm tin, nỗ lực vượt qua khó khăn trong quá trình làm Luận văn

Luận văn thạc sĩ đã hoàn thành trong thời gian quy định với sự nỗ lực của bản thân, tuy nhiên không thể không có những thiếu sót Kính mong quý Thầy, Cô chỉ dẫn thêm để em bổ sung những kiến thức và hoàn thiện bản thân mình hơn

Xin trân trọng cám ơn quý Thầy, Cô

Tp HCM, ngày 26 tháng 07 năm 2020

Châu Ngọc Vinh

TÓM TẮT

Đề tài nghiên cứu bao gồm 2 nghiên cứu độc lập: nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông dựa vào cường độ chịu nén và nhiệt hydrate hóa bán-đoạn nhiệt; và nghiên cứu

dự đoán nhiệt độ hydrate hóa đoạn nhiệt của bê tông từ kết quả thí nghiệm đo nhiệt

độ hydrate hóa bán-đoạn nhiệt Mục đích của nghiên cứu là đề ra phương pháp khảo sát cấp phối bê tông khối lớn từ thí nghiệm bán-đoạn nhiệt cũng như củng cố độ tin cậy của thí nghiệm bán-đoạn nhiệt trong việc áp dụng vào nghiên cứu nhiệt độ hydrate hóa của bê tông khối lớn Việc đưa ra cấp phối tối ưu về cường độ và nhiệt

độ hydrate hóa được thực hiện trên việc khảo sát 3 yếu tố ảnh hưởng của hệ nguyên vật liệu là xi măng, tro bay và silica fume, mỗi yếu tô khảo sát 3 cấp độ Kết quả thu được sẽ giúp đề xuất cấp phối tối ưu dùng cho việc thi công hạng mục bê tông khối lớn: cường độ chịu nén 50Mpa với nhiệt độ tăng lên trong quá trình hydrate hóa thấp nhất có thể Ngoài ra, nghiên cứu dự đoán nhiệt độ hydrate hóa trong điều kiện đoạn nhiệt từ thí nghiệm đo nhiệt bán-đoạn nhiệt chỉ ra mối quan hệ giữa hai phương thức thí nghiệm cũng như đưa ra phương pháp dự đoán đường công nhiệt đoạn nhiệt Điều này giúp tăng độ tin cậy của phương pháp đo nhiệt bán-đoạn nhiệt trong bê tông, giúp tiết kiệm thời gian và chi phí thí nghiệm

Từ khóa: Bê tông khối lớn, nhiệt hydrate hóa, độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt, độ tăng nhiệt độ bán-đoạn nhiệt, tro bay , silica fume

This dissertation consists of two individual topics: optimization of concrete mixtures based on compressive strength test and semi-adiabatic temperature rise test; and experimental prediction of adiabatic temperature rise based on semi-adiabatic temperature rise test The purposes of both studies are to propose a method to investigate the concrete mixture proportion using the semi-adiabatic test

as well as to strengthen the reliability of the application of semi-adiabatic test on studying mass concrete heat of hydration To obtain the optimum mixture, a full factorial experiment had been carried Cement, fly ash and silica fume were 3 factors that had been investigated and each factor was investigated in 3 levels The results helped to propose the optimal concrete mixture used for massive concrete pouring that meets the requirements of 50 Mpa compressive strengths and produce low heat of hydration In addition, the experimental prediction of concrete adiabatic temperature rise using semi-adiabatic test showed the relationship between the two tests as well as provided a method for predicting concrete adiabatic temperature curves This helps to increase the reliability of the use of semi-adiabatic test to study concrete, reducing testing time and testing cost

Key words: mass concrete, heat of hydration, adiabatic temperature rise, adiabatic temperature rise, fly ash, silica fume

semi-LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan: Luận văn này là công trình nghiên cứu thực sự của cá nhân, được thực hiện dưới sự hướng dẫn của Thầy PGS TS Trần Văn Miền và Thầy

TS Cao Nguyên Thi

Các số liệu và kết quả được trình bày trong Luận văn là đúng sự thật và chưa được công bố ở các nghiên cứu khác

Tôi xin chịu trách nhiệm về công việc thực hiện của mình

Tp HCM, ngày 26 tháng 07 năm 2020

Học viên

Châu Ngọc Vinh

MỤC LỤC

LỜI CẢM ƠN i

TÓM TẮT ii

LỜI CAM ĐOAN iv

MỤC LỤC v

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ viii

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU x

DANH MỤC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT xii

TỔNG QUAN 1

Chương 1 1.1 Giới thiệu chung 1

1.2 Tình hình nghiên cứu trên thế giới 6

1.3 Tình hình nghiên cứu trong nước 8

1.4 Mục tiêu nghiên cứu 9

1.5 Phạm vi nghiên cứu 10

1.6 Ý nghĩa nghiên cứu 10

Ý nghĩa khoa học 10

1.6.1 Ý nghĩa thực tiễn 11

1.6.2 CƠ SỞ KHOA HỌC 12

Chương 2 2.1 Xi măng Portland 12

Thành phần khoáng chính trong xi măng Portland 12

2.1.1 Các khoáng phụ 13

2.1.2 2.2 Phản ứng hydrate hóa của các khoáng trong xi măng Portland 13

Hydrate hóa của các khoáng Calcium Silicate 14

2.2.1 Hydrate hóa của các khoáng Tricalcium Aluminate 16 2.2.2

Hydrate hóa của khoáng Ferrites 18

2.2.3 2.3 Sự tăng nhiệt độ trong bê tông 19

2.4 Vai trò của tro bay 21

Ảnh hưởng của tro bay đến tính công tác của hỗn hợp bê tông 23

2.4.1 Ảnh hưởng của tro bay đến thời gian đông kết của bê tông 24

2.4.2 Ảnh hưởng của tro bay đến nhiệt hydrate hóa trong bê tông 25

2.4.3 Ảnh hưởng của tro bay đến cường độ chịu nén của bê tông 28

2.4.4 2.5 Vai trò của Silica Fume 29

2.6 Hàm mô phỏng nhiệt độ đoạn nhiệt Gompertz 30

2.7 Phương pháp phân tích hồi quy đa biến 32

Hệ NGUYÊN LIỆU VÀ PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM 33

Chương 3 3.1 Nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông khối lớn 33

Xi măng 33

3.1.1 Tro bay 33

3.1.2 Silica fume 34

3.1.3 Cốt liệu lớn (Đá) 35

3.1.4 Cốt liệu nhỏ (cát sông + cát nghiền) 35

3.1.5 Phụ gia 37

3.1.6 Thành phần cấp phối bê tông nghiên cứu 37

3.1.7 3.2 Nghiên cứu dự đoán nhiệt độ đoạn nhiệt của bê tông khối lớn 40

Thành phần nguyên liệu dùng trong nghiên cứu 40

3.2.1 Thành phần cấp phối bê tông nghiên cứu 40

3.2.2 3.3 Thí nghiệm và quy trình nhào trộn bê tông 41

Thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt 41

3.3.1 Thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện bán-đoạn nhiệt 42

3.3.2 Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén 43 3.3.3

Quy trình nhào trộn 443.3.4.

KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU 46Chương 4

4.1 Tối ưu cấp phối bê tông khối lớn 46

Kết quả tăng nhiệt độ bán-đoạn nhiệt 484.1.1

Phân tích hồi quy kết quả cường độ chịu nén 514.1.2

Mối quan hệ tuyến tính giữa cường độ chịu nén và nhiệt độ gia tăng 4.1.3

trong điều kiện bán-đoạn nhiệt 52 Tối ưu cấp phối bê tông 554.1.4

4.2 Dự đoán nhiệt độ đoạn nhiệt từ thí nghiệm bán-đoạn nhiệt độ 57

Phân tích kết quả đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt 574.2.1

Phân tích kết quả đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện bán-đoạn nhiệt 604.2.2

Hệ số chuyển đổi của các thông số giữa hai thí nghiệm 624.2.3

Phương pháp dự đoán nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt từ 4.2.4

dữ liệu của thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện bán-đoạn nhiệt 64 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 66Chương 5

5.1 Kết luận 665.2 Kiến nghị 67Tài liệu tham khảo 67

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 1.1.Đường cong nhiệt độ của bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt độ 4

Hình 1.2 Đường cong nhiệt của bê tông trong thí nghiệm bán-đoạn nhiệt 5

Hình 1.3 Kết quả thí nghiệm đoạn nhiệt từ nghiên cứu của Mitani 6

Hình 1.4 Kết quả đo nhiệt độ bê tông bằng các khối Mock-up của Tada 7

Hình 1.5 Kết quả đo nhiệt Mock up từ nghiên cứu 9

Hình 2.1 Quá trình hydrate hóa của C3S 15

Hình 2.2 Quá trình hydrate hóa của khoáng C3A 17

Hình 2.3 Hạt tro bay dưới kính hiển vi điện tử 22

Hình 2.4 Biểu đồ ảnh hưởng của độ mịn của tro bay đối với lượng nước yêu cầu của những cấp phối bê tông có cùng đọ sụt (Owen 1979) 23

Hình 2.5 Biểu đồ ảnh hưởng lượng mất khi nung của tro bay đối với lượng nước yêu cầu của những cấp phối bê tông có cùng độ sụt (Sturrup 1983) 24

Hình 2.6 Thí nghiệm ảnh hưởng của độ tăng nhiệt độ đập bê tông 26

Hình 2.7 Điểm uốn trong đường cong Gompertz 31

Hình 3.1 Biểu đồ cấp phối hạt của cát sông 36

Hình 3.2 Biểu đồ cấp phối hạt cát nghiền 36

Hình 3.3 Biểu đồ cấp phối hạt giữa cát sông và cát nghiền 37

Hình 3.4 Thiết bị thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt 42

Hình 3.5 Thiết bị thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong điều kiện bán-đoạn nhiệt 43

Hình 3.6 Mẫu bê tông sau khi tháo khuôn 43

Hình 3.7 Dưỡng hộ bê tông sau khi tháo khuôn 44

Hình 3.8 Thí nghiệm nén mẫu bê tông 44

Hình 4.1 Lưu đồ nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông 46

Hình 4.2 Đường công nhiệt trong thí nghiệm bán-đoạn nhiệt 48

Hình 4.3 Thí nghiệm bán đoạn-nhiệt (CKD = 431 kg/m3) 49

Hình 4.4 Thí nghiệm bán đoạn-nhiệt (CKD = 411 kg/m3) 49

Hình 4.5 Thí nghiệm bán đoạn-nhiệt (CKD = 391 kg/m3) 49

Hình 4.6 Cường độ chịu nén và nhiệt tích tụ của nhóm cấp phối có lượng dùng CKD = 431kg/m3 (1) 53

Hình 4.7 Cường độ chịu nén và nhiệt tích tụ của nhóm cấp phối có lượng dùng CKD = 431kg/m3 (2) 53

Hình 4.8 Cường độ chịu nén và nhiệt tích tụ của nhóm cấp phối có lượng dùng CKD = 431kg/m3 (3) 54

Hình 4.9 Nhiệt độ bán-đoạn nhiệt lớn nhất và Cường độ chịu nén 54

Hình 4.10 Mô tả phương pháp tính toán cấp phối tối ưu 55

Hình 4.11 Thực nghiệm xác nhận đường cong nhiệt của cấp phối tối ưu 56

Hình 4.12 Lưu đồ mô tả phương thức thực hiện nghiên cứu 57

Hình 4.13 Đường cong nhiệt của bê tông trong thí nghiệm đoạn nhiệt 58

Hình 4.14 Điểm uốn trong đường cong Gompertz (40) 59

Hình 4.15 Tốc độ phát triển nhiệt độ 60

Hình 4.16 Đường cong nhiệt thí nghiệm bán-đoạn nhiệt (semi-adiabatic) 61

Hình 4.17 Tương quan giữa nhiệt độ lớn nhất lên 2 điều kiện thí nghiệm 62

Hình 4.18 Tương quan tốc độ phản ứng giữa 2 thí nghiệm 63

Hình 4.19 Tương quan thời gian đạt được giá trị điểm uốn và thời gian đạt tới giá trị nhiệt độ bán-đoạn nhiệt tối đa 64

Hình 4.20 Đề xuất phương pháp dự đoán đường cong đoạn nhiệt từ thí nghiệm bán-đoạn nhiệt 64

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Tóm tắt một số nghiên cứu dùng tro bay để giảm nhiệt hydrate của

bê tông 2

Bảng 2.1 Thành phần khoáng của một số loại xi măng 14

Bảng 2.2 Kết quả thí nghiệm của Langley 26

Bảng 2.3 Kết quả thí nghiệm của Bisaillon. 27

Bảng 3.1 Thành phần hóa học của xi măng 33

Bảng 3.2 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của xi măng 33

Bảng 3.3 Thành phần hóa học của tro 34

Bảng 3.4 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của tro bay 34

Bảng 3.5 Thành phần hóa học của Silica fume 34

Bảng 3.6 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của Silica fume 34

Bảng 3.7 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của cốt liệu lớn (đá) 35

Bảng 3.8 Tổng hợp kết quả thí nghiệm của cát sông và cát nghiền 35

Bảng 3.9 Đặc tính của phụ gia hóa SR 37

Bảng 3.10 Quy trình thiết kế cấp phối bê tông 38

Bảng 3.11 Thành phần vật liệu chi tiết của 27 cấp phối nghiên cứu 39

Bảng 3.12 Thành phần hóa học của xi măng Hà tiên tỏa nhiệt trung bình 40

Bảng 3.13 Cấp phối bê tông khảo sát 41

Bảng 3.14 Quy trình nhào trộn 44

Bảng 4.1 Tổng hợp kết quả thí nghiệm 47

Bảng 4.2 Bảng phân tích hồi quy tuyến tính kết quả thí nghiệm đoạn nhiệt 51

Bảng 4.3 Kết quả phân tích hồi quy thí nghiệm cường độ chịu nén 52

Bảng 4.4 Cấp phối tối ưu được tính toán 56Bảng 4.5 Hệ số Gompertz mô tả đường cong nhiệt của các cấp phối khảo sát 59 Bảng 4.6 Kết quả của thí nghiệm bán-đoạn nhiệt 61

DANH MỤC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

Chữ viết tắt

Adiabatic Đoạn nhiệt

BTKL Bê tông khối lớn

R7, R28 Cường độ chịu nén 7 ngày và 28 ngày

XM Xi măng Portland (PC: Portland cement)

Ký hiệu

Nhiệt độ trong điều kiện đoạn nhiệt tại thời điểm 

C) Nhiệt độ tối đa trong điều kiện đoạn nhiệt (C)

 Tuổi của bê tông

T Hàm phân bố nhiệt độ không đồng bộ theo trục tung

Cường độ chịu nén của bê tông (MPa)

MCKD Tổng hàm lượng CKD (kg/m3)

PFA+SF Hàm lượng FA và SF thay thế xi măng (%)

PSF Hàm lượng SF thay thế xi măng (%)

TỔNG QUAN CHƯƠNG 1

1.1 Giới thiệu chung

Hiện nay, các cấu kiện có kích thước lớn như là dầm, móng bê tông ngoài công trường thường được đổ toàn khối, đòi hỏi một khối lượng lớn thể tích bê tông tươi phải được đổ liên tục vào trong ván khuôn Trong giai đoạn bê tông đóng rắn, phản ứng hydrate hóa của xi măng Portland khiến cho các cấu kiện này tích tụ nhiệt trong tâm khối do bê tông là loại vật liệu có hệ số dẫn nhiệt thấp Lượng nhiệt tích tụ này gây nên chênh lệch nhiệt độ giữa tâm khối bê tông và bề mặt bê tông, tạo nên các ứng suất nhiệt Ngoài ra, các cấu kiện trong quá trình sử dụng có thể chịu ảnh hưởng bởi sự biến thiên nhiệt độ môi trường khi chúng được đặt trong môi trường không khí hoặc môi trường nước, điều này cộng hưởng với ứng suất nhiệt có thể tạo nên ứng suất kéo lớn lên các cấu kiện bê tông [1] Tại thời điểm khi ứng suất kéo vượt quá khả năng chịu kéo của bê tông, các vết nứt nhiệt sẽ xuất hiện Những vết nứt này nếu trở nên nghiêm trọng có thể ảnh hưởng xấu tới tính ổn định và toàn vẹn của kết cấu, hoặc làm giảm độ bền của cấu kiện bê tông bởi chúng tạo điều kiện cho các ion xâm thực xâm nhập vào bên trong, phá hủy kết cấu bê tông và cốt thép Do

đó, việc giảm thiểu rủi ro gây nứt bằng cách giảm lượng nhiệt tích tụ bên trong khối kết cấu bê tông là rất quan trọng

Phản ứng hydrate hóa của xi măng Portland là phản ứng tỏa nhiệt, nhiệt lượng của các thành phần khoáng chính trong clinker xi măng có thể đạt 120cal/g [2] Theo hiệp hội xi măng Portland (PCA), cứ 100 kg/m3 xi măng trong thành phần cấp phối

bê tông sẽ làm tăng nhiệt độ tối đa trong quá trình đóng rắn của bê tông lên 12oC so với nhiệt độ bê tông ban đầu [3] Vì vậy, muốn giảm lượng nhiệt tích tụ trong bê tông khối lớn thì phải giảm hàm lượng sử dụng xi măng trong cấp phối bê tông

Có rất nhiều nghiên cứu trên thế giới về việc giảm nhiệt hydrate hóa bằng cách thay thế một phần xi măng Portland trong cấp phối bằng các loại vật liệu phụ gia vô cơ

hoạt tính như là tro bay, xỉ lò cao, Bảng 1.1 tổng hợp một số ảnh hưởng của tro bay loại F lên nhiệt hydrate hóa của bê tông khi chúng được sử dụng để thay thế một phần xi măng Về cơ bản, tro bay loại F có rất ít đặc tính thủy lực, điều này giúp hạn chế lượng nhiệt hydrate hóa của bê tông Tuy nhiên, đối với các cấp phối

sử dụng hàm lượng lớn tro bay để thay thế xi măng thì sẽ gặp bất lợi lớn về mặt cường độ ở tuổi sớm Chính vì vậy mà hiện nay Silica fume (SF) thường được sử dụng để cải thiện cường độ ở tuổi sớm của bê tông Imam và các cộng sự nhận xét rằng, sử dụng SF để thay thế xi măng trong khoảng từ 8 – 12% giúp cải thiện rõ rệt cường độ chịu nén ở tuổi sớm của bê tông [4] Gesoğlu khảo sát cường độ chịu nén của bê tông sử dụng 60% tro bay và kết luận rằng khi sử dụng 15% SF để thay thế tro bay, cường độ chịu nén ở tuổi sớm đã được cải thiện 5.65% [5] Shaikh kết luận khi sử dụng SF thay thế xi măng với liều lượng 5% và 10% sẽ giúp cải thiện cường

độ chịu nén ở tuổi 7 ngày lên 5% và 6% [6] Sự kết hợp giữa tro bay và silica fume trong hỗn hợp bê tông sẽ giúp sản phẩm bê tông sau khi đóng rắn đạt được nhiều tính chất ưu việt hơn khi chỉ sữ dụng riêng lẽ từng loại vật liệu Tuy nhiên, do SF là loại vật liệu có hoạt tính pozzolan cao, phản ứng giữa SF với Ca(OH)2 để tạo thành các khoáng C-S-H là phản ứng tỏa nhiệt Phần xi măng bị thay thế bởi tro bay sẽ giúp giảm nhiệt độ hydrate hóa khi bê tông đóng rắn, nhưng phản ứng pozzolan của

SF với các sản phẩm của đá xi măng lại có khuynh hướng làm tăng nhiệt độ bê tông trong quá trình đóng rắn Kadri và Duvral báo cáo rằng, nhiệt tích tụ trong khối bê tông sử dụng 10% SF để thay thế xi măng là cao hơn so với mẫu bê tông đối chứng

sử dụng tro bay và silica fume [7] Chính vì vậy nên việc tìm ra hàm lượng thích hợp cho mỗi loại vật liệu, để tận dụng ưu điểm và hạn chế nhược điểm của chúng là rất quan trọng trong việc thiết kế cấp phối bê tông

Bảng 1.1 Tóm tắt một số nghiên cứu dùng tro bay để giảm nhiệt hydrate của bê tông

FA (%)

Tác dụng Poon (2000) [8] 45 Giảm nhiệt hydrat hóa 36%

Li và Gengying (2004) [9] 50 Giảm đáng kể nhiệt hydrat hóa

Yoshitake (2013) [10] 50 Giảm nhiệt độ bê tông trong thí nghiệm đoạn

Duràn-Herrera (2011) [11] 45, 60, 75 Giảm đáng kể nhiệt độ cao nhất trong thí

nghiệm bán-đoạn nhiệt

Việc nghiên cứu nhiệt độ bê tông khối lớn hiện nay thường sử dụng các phương pháp sau:

- Quy mô công trường : Thực hiện đo nhiệt độ các khối Mock-up

- Quy mô phòng thí nghiệm : Thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong môi trường đoạn nhiệt độ (adiabatic)

Các khối Mock-up là những khối bê tông thử nghiệm có kích thước lớn để khi bê tông đóng rắn, nhiệt độ sẽ bị tích tụ trong tâm khối do không thoát ra ngoài môi trường được Thí nghiệm này mô tả thực tế làm việc của các cấu kiện bê tông khối lớn Tuy nhiên, thí nghiệm này tương đối khó thực hiện do phụ thuộc vào điều kiện kinh tế Trong quy mô phòng thí nghiệm, thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông trong môi trường đoạn nhiệt độ (adiabatic) có thể giúp ta tiết kiệm chi phí hơn so với việc thí nghiệm các khối Mock-up Trong thí nghiệm đoạn nhiệt độ, nhiệt độ của bê tông sẽ không bị ảnh hưởng bởi nhiệt độ môi trường xuyên suốt quá trình thí nghiệm Thất thoát nhiệt xuyên suốt quá trình thí nghiệm nhỏ hơn 0.02 K/h [12] Mẫu bê tông thí nghiệm cũng không cần thiết phải có kích thước quá lớn, thông dụng nhất là các mẫu bê tông hình trụ có thể tích 30 lít và 50 lít Hình 1 mô tả quá trình tăng nhiệt độ của bê tông trong thí nghiệm đoạn nhiệt độ Do không chịu ảnh hưởng từ nhiệt độ môi trường bên ngoài, nhiệt độ trong tâm khối bê tông thử nghiệm sẽ được tích tụ

và gia tăng liên tục cho tới khi đạt được đỉnh nhiệt Thông thường, để tạo điều kiện đoạn nhiệt cho thí nghiệm đo nhiệt bê tông đoạn nhiệt độ, mẫu thí nghiệm thường được đặt trong một hệ cô lập, thông thường là được đặt trong lò sấy Lò sấy này có nhiệm vụ duy trì nhiệt độ của môi trường xung quanh mẫu bê tông thí nghiệm bằng chính nhiệt độ bên trong mẫu bê tông thí nghiệm đó Qua đó, nhiệt độ của mẫu bê tông thí nghiệm sẽ không bị ảnh hưởng bởi nhiệt độ môi trường xung quanh Khiến cho nhiệt độ mẫu bê tông luôn luôn tăng và không bị thất thoát nhiệt ra môi trường bên ngoài

a Phát triển nhiệt độ nhanh tại thời điểu ban

đầu

b Nhiệt độ phát triển từ từ trong giai đoạn đầu

Hình 1.1 Đường cong nhiệt độ của bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt độ

Các mô hình toán học dùng để mô tả đường cong nhiệt của bê tông trong thí nghiệm đoạn nhiệt độ thể hiện ở các công thức sau [1]:

- ( ) (1.1)

-

(1.2)

- ( ) (1.3) Trong đó là nhiệt độ đoạn nhiệt tại thời điểm ,  là nhiệt độ đoạn nhiệt tối đa và

a, b, m, n là các hằng số thu được qua nhiều thực nghiệm Các công thức này cũng như một số công thức biến đổi dựa trên chúng đã được dùng để nghiên cứu nhiệt độ

bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt độ [13;14;15] và trong chỉ dẫn kĩ thuật của hiệp hội bê tông Nhật Bản (JCI) [16] Hình 1.1.a mô tả đường cong nhiệt được xây dựng dựa trên các công thức này, theo đố tốc độ phát triển nhiệt độ ban đầu là rất nhanh Tuy nhiên mô hình này hiện nay không còn quá chính xác vì cấp phối bê tông khối lớn thường được sử dụng loại xi măng ít tỏa nhiệt, hoặc rất hạn chế lượng dùng xi măng Hơn nữa, để kéo dài thời gian vận chuyển cũng như thời gian chờ để được đổ

bê tông, phụ gia kéo dài ninh kết cũng được sử dụng rất nhiều Thế nên, tốc độ phát triển nhiệt độ ban đầu của bê tông khối lớn trong điều kiện đoạn nhiệt là rất chậm

Tăng chậm Tăng nhanh

Tộc độ giảm dần

Tiệm cận với đỉnh nhiệt

(hình 1.1.b) Điều này đặt ra yêu cầu phải xây dựng mô hình phát triển nhiệt độ đoạn nhiệt độ của bê tông một cách chính xác hơn

Ngoài các phương pháp trên thì hiện nay phương pháp đo nhiệt độ trong điều kiện bán-đoạn nhiệt độ (semi-adiabatic) cũng bắt đầu trở nên phổ biến Thí nghiệm bán-đoạn nhiệt độ cho phép nhiệt lượng thất thoát xảy ra và phải nhỏ hơn 100J/(h.K) [12] Phương pháp thí nghiệm cũng đơn giản và tiết kiệm chi phí hơn nhiều so với thí nghiệm đoạn nhiệt độ Hình 1.2 mô tả đường cong nhiệt của bê tông trong thí nghiệm bán-đoạn nhiệt Đầu tiên là đỉnh nhiệt ban đầu do phản ứng của các khoáng aluminate (C3A), theo sau đó là giai đoạn trì hoãn ninh kết do tác dụng của thạch cao Cuối cùng là đỉnh nhiệt do phản ứng của các khoáng C3S Khoảng thời gian trì hoãn trong thí nghiệm bán-đoạn nhiệt càng lâu thì tốc độ tăng nhiệt ban đầu trong thí nghiệm đoạn nhiệt sẽ càng chậm

Hình 1.2 Đường cong nhiệt trong thí nghiệm bán-đoạn nhiệt

Trong đề tài luận văn thạc sĩ này, tác giả mong muốn đóng góp một số kết quả hữu ích cho công tác tối ưu hàm lượng vật liệu kết dính trong bê tông khối lớn, cũng như đưa

ra quy trình phù hợp để dự đoán đường cong nhiệt của bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt từ thí nghiệm bán-đoạn nhiệt độ Phạm vi của đề tài sẽ tập trung khảo sát hàm lượng tro bay và silica fume thay thế xi măng để tìm ra cấp phối đạt yêu cầu về cường

độ cũng như có hạn chế được lượng nhiệt tích tụ trong bê tông Phương pháp thí

26 27 28 29 30 31 32 33 34 35

nghiệm chủ yếu sử dụng phương pháp đo nhiệt trong điều kiện bán-đoạn nhiệt, và đưa

ra giải pháp dự đoán đường cong nhiệt độ đoạn nhiệt từ thí nghiệm bán-đoạn nhiệt

1.2 Tình hình nghiên cứu trên thế giới

Năm 2016, Mitani và các cộng sự [17] đã thực hiện nghiên cứu khảo sát tính chất vật lý và khả năng nứt nhiệt của bê tông khối lớn trong môi trường khí hậu Đông Nam Á Nghiên cứu nhằm đánh giá khả năng ứng dụng của tro bay và xỉ lò cao đối

với bê tông khối lớn về các tính chất cường độ, độ tăng nhiệt độ trong điều kiện

đoạn nhiệt của bê tông xi măng đồng thời so sánh với các sản phẩm xi măng chứa 30% tro bay (FA), 65% xỉ lò cao (GGBS), và xi măng chứa cả FA và GGBS (14%FA và 55%GGBS)

Bài nghiên cứu chỉ ra rằng:

 Cường độ chịu nén của bê tông sử dụng 30%FA thấp hơn so với cường độ chịu nén của bê tông sử dụng kết hợp xỉ và FA

 Bê tông sử dụng kết hợp FA và GGBS cho kết quả tăng nhiệt độ trong môi trường đoạn nhiệt thấp hơn hẵn so với cấp phối sử dụng riêng lẻ FA và GGBS

Hình 1.3 Kết quả thí nghiệm đoạn nhiệt từ nghiên cứu của Mitani [17]

Cũng trong năm 2016, Tada và các cộng sự [18] đã báo cáo nghiên cứu về bê tông khối lớn trong thực tế làm việc ở Singapore Nghiên cứu này nhằm xác minh tính ứng dụng thực tế của tro bay đến bê tông khối lớn ở Singapore Nghiên cứu dựa trên

3 cấp phối bê tông: 30%FA, 65%GGBS và cấp phối kết hợp giữa 14.5% FA và 55%GGBS Thí nghiệm đo nhiệt được thực hiện dưới dạng đo các khối Mock-up tại hiện trường Những phát hiện chính được tóm tắt như sau:

 Cấp phối sử dụng kết hợp FA và GGBS có cường độ chịu nén cao hơn với xi măng tro bay

 Cấp phối sử dụng kết hợp FA và GGBS có kết quả đo nhiệt thực tế trên các khối Mock-up thấp hơn so với các cấp phối sử dụng FA và GGBS riêng lẻ

Hình 1.4 Kết quả đo nhiệt độ bê tông bằng các khối Mock-up trong nghiên cứu của

Mitani [17], thí nghiệm đo nhiệt độ bê tông bằng phương pháp đoạn nhiệt cũng cần mẫu bê tông thể tích 50 lit Thế nên việc tìm ra cấp phối với mức kết hợp tối ưu của hàm lượng từng loại vật liệu là rất khó khăn

1.3 Tình hình nghiên cứu trong nước

Về tình hình nghiên cứu trong nước, các nghiên cứu về bê tông khối lớn là không nhiều và đăc biệt là các nghiên cứu về mặt vật liệu là rất ít Năm 2013, nghiên cứu đặc trựng nhiệt của bê tông sử dụng hàm lượng lớn tro bay để thay thế xi măng dựa theo phương pháp đo mock-up [19] đã cho thấy:

 Khi có mặt tro bay trong bê tông dẫn đến sự phát nhiệt thủy hóa chậm và thấp hơn nhiều so với mẫu bê tông không sử dụng tro bay đồng thời làm giảm chênh lệch nhiệt độ lớn nhất giữa tâm khối bê tông và nhiệt độ môi trường xung quanh Điều này phù hợp với công tác thi công bê tông khối lớn

vì sẽ hạn chế được các vết nứt do ứng suất nhiệt và có thể tính toán bố trí khối đổ lớn hơn, tạo điều kiện tăng tiến độ thi công

 Nhiệt độ tại tâm của khối bê tông có tỷ lệ nghịch với hàm lượng tro bay trong khối đổ Với tỷ lệ thay thế là 50% xi măng PC50 bằng tro bay đã giảm được 220C tại tâm khối bêtông

 Sử dụng tro bay hàm lượng lớn có thể ảnh hưởng đến sự phát triển cường độ của bê tông Có thể xem xét sử dụng hàm lượng tro bay thay thế cho xi măng

từ (20 ÷ 40) % để giảm nhiệt độ trong khối bê tông, giảm sự chênh lệch nhiệt

độ giữa khối bê tông và môi trường xung quanh đồng thời vẫn đạt được cường độ thiết kế phù hợp với độ tuổi yêu cầu

Nghiên cứu này cũng gặp khó khăn trong việc khảo sát quy mô lớn thành phần nguyên vật liệu khi chỉ có thể khảo sát trên 5 cấp phối bê tông Do các khối Mock-

up trong nghiên cứu này có thể tích rất lớn: hình lập phương cạnh 1.5m

Hình 1.5 Kết quả đo nhiệt Mock-up từ nghiên cứu [19]

1.4 Mục tiêu nghiên cứu

Dựa vào kết quả khảo sát và phân tích đã trình, ta thấy rằng việc nghiên cứu nhiệt

độ bê tông khối lớn là rất tốn kém và phức tạp, do đó các nghiên cứu về nhiệt bê tông gặp nhiều khó khăn trong việc khảo sát cấp phối với quy mô lớn Chính vì vậy mục tiêu chính của Luận văn là áp dụng một phương pháp đo nhiệt nhanh và ít tốn

kém để nghiên cứu tối ưu cấp phối bê tông khối lớn Nghiên cứu này chỉ thực hiện

trong phạm vi phòng thí nghiệm và chưa tính đến việc khảo sát các yêu câu cơ lý khác của cấu kiện bê tông khối lơn ngoài thực tế Cụ thể, nghiên cứu này xác định:

- Ảnh hưởng của FA và Silica fume đến các tính chất về cường độ chịu nén và sự phát triển nhiệt độ trong điều kiện bán-đoạn nhiệt

- Xác định hàm lượng vật liệu tối ưu để bê tông đạt cường độ chịu nén 50 MPa với nhiệt độ trong điều kiện bán-đoạn nhiệt thấp nhất có thể

Ngoài ra, một nghiên cứu độc lập thứ hai cũng được thực hiện về việc dự đoán nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt độ từ thí nghiệm bán đoạn nhiệt

độ Nghiên cứu này nhằm mục đích:

- Đưa ra phương pháp dự đoán nhiệt độ bê tông trong điều kiện đoạn nhiệt từ các

dữ liệu trong thí nghiệm đo nhiệt trong điều kiện bán đoan nhiệt

- Củng cố độ tin cậy của thí nghiệm bán đoạn nhiệt, vốn chưa được sử dụng phổ biến Từ đó rút ngắn thời gian và chi phí thí nghiệm

Tìm ra tương quan giữa thí nghiệm đoạn nhiệt và bán đoạn nhiệt sẽ củng cố việc tối

ưu cấp phối bê tông từ thí nghiệm cường độ nén và thí nghiệm đo nhiệt bán đoạn nhiệt

- Khảo sát 3 cấp phối sử dụng CKD là xi măng tỏa nhiệt trung bình và silica fume

về độ tăng nhiệt độ trong điều kiện đoạn nhiệt và bán-đoạn nhiệt Từ đó đưa ra

sự tương quan của hai thí nghiệm và đưa ra phương pháp dự đoán nhiệt độ trong thí nghiệm đoạn nhiệt từ các kết quả của thí nghiệm bán-đoạn nhiệt

1.6 Ý nghĩa nghiên cứu

Ý nghĩa khoa học

1.6.1

Cung cấp được cho cộng đồng nghiên cứu một dữ liệu rộng, xác thực và góp phần củng cố thêm các hiểu biết về ảnh hưởng của tro bay, silica fume lên tính nhiệt của

bê tông trong quá trình hydrate hóa Đóng góp thêm một phương pháp dự đoán nhiệt độ đoạn nhiệt độ bê tông trong quá trình hydrate hóa

Ý nghĩa thực tiễn

1.6.2

Kết quả thu được giúp tối ưu hàm lượng sử dụng tro bay và silica fume trong thực

tế sản xuất Việc dự đoán nhiệt độ đoạn nhiệt trong quá trình hydrate hóa của bê tông giúp giảm chi phí và thời gian thí nghiệm

Sự dụng phụ gia khoáng tro bay sẽ giải quyết được vấn đề về môi trường, giảm hàm lượng xi măng sử dụng Ngoài ra, việc sử dụng tro bay thay thế một phần lượng xi măng sẽ giúp giảm chi phí giá thành cho việc sản xuất bê tông

CƠ SỞ KHOA HỌC CHƯƠNG 2

2.1 Xi măng Portland

Xi măng Portland là CKD vô cơ rắn trong nước chứa khoảng (70÷80)% CaO Nó là sản phẩm nghiền mịn của clinker với phụ gia thạch cao (3÷5)% Clinker xi măng không phải là sản phẩm đồng nhất mà là tập hợp của nhiều khoáng khác nhau, bao gồm các khoáng chính: Alite, Belite, Celite, Aluminat Ngoài ra còn chứa hợp chất trung gian và còn một hàm lượng nhỏ các oxit khác

Thành phần khoáng chính trong xi măng Portland

2.1.1

Alite (3CaO.SiO 2 , viết tắt là C 3 S) là khoáng quan trọng nhất trong clinker xi măng Portland, chiếm khoảng 45÷60% , là dung dịch rắn chắc của silicat tricanxit và một

lượng nhỏ 2÷4% các oxit MgO, Al2O3, P2O5, Cr2O3 và các tạp chất khác Các tạp chất này có ảnh hưởng lớn đến cấu trúc và tính chất của alite Alite có thể kết tinh ở

6 dạng thù hình khác nhau Trong clinker tinh thể alite thường có hình 6 cạnh hoặc hình chữ nhật Alite là khoáng quan trọng nhất của clinker, nó quyết định cường độ

và các tính chất khác của xi măng Xi măng Portland chứa hàm lượng alite cao sẽ rắn chắc nhanh, cường độ cao, tỏa nhiệt lớn, ít co thể tích

Belite (2CaO.SiO 2 , viết tắc là C 2 S) là khoáng quan trọng thứ hai, chiếm khoảng

(20÷30)% trong clinker Trong khoảng nhiệt độ từ nhiệt độ thường đến 15000C belite có 5 dạng thù hình Trong clinker, belite là dung dịch rắn chắc của β silicat bicanxit (β-C2S) và một lượng nhỏ 1÷3% Al2O3, Fe2O3, MgO, Cr2O3,… Belite rắn chắc chậm nhưng đạt cường độ cao ở tuổi muộn Sản phẩm đóng rắn của β-C2S bền trong môi trường nước và nước khoáng

Aluminattricalci (3CaO.Al 2 O 3 , viết tắt là C 3 A) chiếm khoảng (4÷12)% Ở nhiệt

độ nung thích hợp tinh thể có dạng lập phương Là khoáng có tính kết dính, tốc độ thủy hóa và rắn chắc rất nhanh, nhưng cường độ không cao, tỏa nhiều nhiệt C3A rất

dễ bị ăn mòn trong môi trường sunfat, nên trong xi măng bền sunfat phải khống chế

Celite (4CaO.Al 2 O 3. Fe 2 O 3 , viết tắt là C 4 AF) chiếm 10÷12%, có khối lượng riêng

lớn nhất trong các khoáng clinker Nó là dung dịch rắn của feroaluminat canxi có thành phần khác nhau C4AF có tốc độ rắn chắc trung bình giữa alite và belite, vì vậy không có ảnh hưởng lớn đến tốc độ rắn chắc và sự tỏa nhiệt của xi măng Portland Celite đóng rắn cho cường độ tương đối thấp, nhưng sản phẩm đóng rắn bền trong môi trường nước và môi trường ăn mòn sulfat

Các khoáng phụ

2.1.2

CaO tự do ở dạng hạt, thường có trong clinker mới nung xong Quy định hàm lượng của nó không được vượt quá 1%, vì sẽ gây ra tính không ổn định thể tích dẫn đến phá vỡ cấu trúc bê tông

MgO tự do là thành phần của pha feroaluminat và thủy tinh clinker cùng tồn tại ở dạng tinh thể tự do, thủy hóa rất chậm Sự thủy hóa MgO kéo dài khá lâu (đến vài năm) và khi chuyển Mg(OH)2 thì làm tăng thể tích của pha rắn Nên nếu hàm lượng MgO>5% sẽ gây mất tính ổn định thể tích của xi măng

Thủy tinh clinker chiếm khoảng (5÷15)%, bao gồm chủ yếu là CaO, Al2O3, Fe2O3, MgO, K2O, Na2O

Oxit kiềm ( Na 2 O, K 2 O ) có trong pha feroaluminat của clinker cũng như ở dạng

sunfat Để tránh xảy ra nứt nẻ kết cấu, hàm lượng của chúng phải rất hạn chế khi dùng với cốt liệu ( cát, đá ) có chứa oxit silic vô định

2.2 Phản ứng hydrate hóa của các khoáng trong xi măng Portland

Xi măng Portland là một loại chất kết dính vô cơ mà khi được nhào trộn với nước, chúng xảy ra phản ứng hóa học và đóng rắn Khi kết hợp nước, cốt liệu lớn, cốt liệu nhỏ và xi măng Portland với nhau sẽ hình thành bê tông

Xi măng Portland bao gồm 4 khoáng chính, công thức hóa học và tên viết tắt của chúng được trình bày ở bảng 2.1:

Bảng 2.1 Thành phần khoáng của một số loại xi măng

Loại xi măng ASTM

3

2C S + 2H  C S H 3 2 4 +3CH

Sản phẩm chính của phản ứng là Calcium Silicate Hydrate, không phải lúc nào cũng

là hợp chất C3S2H4 Chúng đƣợc gọi tên một cách đơn giản là C-S-H C-S-H hình

TRICALCIUM

SILICATE

SILICATE HYDRATE

CALCIUM HYDROXIDE

thành ở dạng tinh thể với kích thước hạt rất nhỏ (nhỏ hơn 1m) Đây là sản phẩm chính tạo cường độ khi xi măng đóng rắn

Đường cong nhiệt lượng quá trình hydrate hóa của khoáng C3S được thể hiện ở hình 2.1 Có thể chia đường cong này thành 5 giai đoạn: giai đoạn phản ứng ban đầu (GD1), giai đoạn trì hoãn (GD2), giai đoạn tăng nhiệt (GD3), giai đoạn giảm nhiệt (GD4) và giai đoạn ổn định (GD5)

Hình 2.1 Quá trình hydrate hóa của C3S Ngay khi được nhào trộn với nước, sẽ xảy ra một quá trình phát triển nhiệt độ rất nhanh (giai đoạn 1) Ion Ca2+ và OH- trên bề mặt các hạt C3S đi vào hỗn hợp và làm tăng độ pH của hỗn hợp (pH 12) Giai đoạn 1 này kéo dài khoảng 15 phút Sau

đó, phản ứng bắt đầu chậm lại (Giai đoạn 2) C3S bị trì hoãn phản ứng ở giai đoạn 2 trong khoảng thời gian 2 † 4 giờ Sản phẩm quá trình hydrate hóa cho tới thời điểm này mới đạt được vài phần trăm so với tổng sản phẩm hydrate hóa cuối cùng

Khi hàm lượng calcium và hydroxide đạt tới một giá trị đủ lớn, phản ứng của C3S được tiếp tục một lần nữa Khoáng C3S trải qua quá trình hydrate hóa mạnh mẽ nhất xuyên suốt giai đoạn tăng nhiệt và hạ nhiệt (giai đoạn 3 và 4) C-S-H hình thành và phát triển trên bề mặt các hạt C3S và tạo thành rào cản mà nước và các ion phải vượt qua để tiếp tục quá trình hydrate hóa Khi rào cản khuếch tán này càng tăng,

phản ứng càng lúc càng chậm lại, và quá trình hydrate hóa được xem là đạt 100% (giai đoạn 5).

Quá trình hydrate hóa của khoáng C2S tương tự như C3S, nhưng sự phản ứng xảy ra chậm hơn nhiều và nhiệt lượng tỏa ra của khoáng C2S cũng nhỏ hơn so với C3S Đường cong nhiệt lượng của khoáng C2S được xem là giống với đường cong nhiệt lượng của khoáng C3S ngoại trừ việc nhiệt lượng cao nhất đạt được lần 2 (thời điểm kết thúc giai đoạn 3 và bắt đầu giai đoạn 4) sẽ thấp hơn nhiều so với khoáng C3S Phản ứng giữa C2S và nước được thể hiện qua phương trình sau:

2

2C S + 5H  C S H 3 2 4 + CH

Hydrate hóa của các khoáng Tricalcium Aluminate

2.2.2

C3A là khoáng phản ứng với nước nhanh và tỏa nhiều nhiệt nhất trong xi măng

C3A đóng vai trò quan trọng trong giai đoạn đầu của quá trình hydrate hóa bằng việc thúc đẩy phản ứng hydrate hóa của khoáng C2S

Khi có sự góp mặt của đá thạch cao, sản phẩm hydrate ban đầu của C3A với nước là Ettringite:

Ettringite sẽ là sản phẩm hydrate tồn tại ổn định miễn là có một hàm lượng ion sulfate đủ lớn trong dung dịch Nếu không có đủ hàm lượng ion sulfate trong dung dịch, Ettringite mất ổn định và bị chuyển đổi thành monosulfoaluminate:

DICALCIUM SILICATE

SILICATE HDRATE

CALCIUM HDROXIDE

Phản ứng tạo thành Ettringite và monosulfoalumiate đều là phản ứng tỏa nhiệt Cũng giống như C3S, quá trình hydrate hóa của khoáng C3A cũng chậm dần theo thời gian do sự hình thành rào cản khuếch tán Trong trường hợp của khoáng C3A, rào cản này là do Ettringite tạo thành sẽ bao bọc các hạt C3A lại, làm chậm sự khuếch tán của ion sulfate, ion hydroxide, và ion calcium Rào cản này bị phá vỡ trong giai đoạn mà Ettringite chuyển đổi thành monosulfoaluminate Khi có sự thiếu hụt ion sulfate, Ettringite chuyển đổi thành monosulfoaluminate và quá trình hydrate hóa của C3A tiếp tục với một tốc độ rất nhanh Đá thạch cao càng nhiều, Ettringite tạo thành càng nhiều, thì giai đoạn trì hoãn hydrate hóa của C3A càng dài

Hình 2.2 Quá trình hydrate hóa của khoáng C3A Hình 2.2 thể hiện đường cong nhiệt lượng quá trình hydrate hóa của khoáng C3A Khác biệt so với đường cong nhiệt lượng hydrate hóa của khoáng C3S là lượng nhiệt tỏa ra Lượng nhiệt tỏa ra cao hơn nhiều so với khoáng C3S Giai đoạn phát triển nhiệt lượng đầu tiên là do sự tạo thành Ettringite và kéo dài từ (10 ÷ 15) phút Nhiệt lượng phát triển lần hai do sự chuyển đổi ettringite thành monosulfoaluminate, và thường xảy ra trong khoảng thời gian từ (12 ÷ 36) giờ sau khi xi măng lần đầu tiên phản ứng với nước

Thời gian (h)

Khi chỉ có một lượng nhỏ đá thạch cao trong xi măng, khi hydrate hóa, sẽ có một lượng C3A không phản ứng Hàm lượng C3A này sẽ phản ứng với monosulfo aluminate tạo thành dung dịch rắn

Trong trường hợp không có đá thạch cao được nghiền trộn trong xi măng, khi hydrate hóa khoáng C3A sẽ phản ứng rất nhanh ban đầu tạo thành Calcium aluminate hydrates, dẫn đến việc xi măng ninh kết nhanh và phản ứng tỏa nhiệt lớn

Sản phẩm tạo thành là C4AH13 và C2AH8, không ổn định và dễ dàng bị biến đổi thành C3AH6

Hydrate hóa của khoáng Ferrites

2.2.3

Quá trình hydrate của khoáng Ferrites cũng giống khoáng Tricalcium aluminate ngoại trừ việc quá trình phản ứng chậm hơn nhiều Phương trình phản ứng được thể hiện như sau:

2.3 Sự tăng nhiệt độ trong bê tông

Phản ứng hydrate hóa của xi măng là phản ứng tỏa nhiệt Lượng nhiệt tỏa ra gây nên sự tăng nhiệt độ bên trong khối bê tông Nhiệt hydrate hóa của xi măng nếu đạt mức 100 cal/g có thể làm tăng nhiệt độ bê tông lên 750C trong trường hợp không có

sự thất thoát nhiệt xảy ra Tuy nhiên, môi trường đoạn nhiệt độ (không có sự thất thoát nhiệt) thật sự rất khó xảy ra trong thực tế ngay cả đối với bê tông khối lớn, và

sự tăng nhiệt độ trong bê tông thông thường chỉ từ (30÷50)0C [20]

Nhiệt độ cao trong tâm khối bê tông có thể làm giảm cường độ sau cùng của bê tông, làm tăng xu hướng co khô và co dẻo Nhưng vấn đề quan trọng hơn hết là khi nhiệt độ bê tông cao kết hợp với ứng suất nhiệt phát triển do bề mặt bê tông bên ngoài bị làm nguội nhanh bởi môi trường Nếu bê tông bị kiềm giữ và gradient nhiệt

độ qua các phần của khối bê tông đủ lớn, ứng suất kéo xuất hiện và làm nứt những vùng bê tông yếu Bản thân sự tăng nhiệt độ trong bê tông không gây nứt, vết nứt xảy ra khi gradient nhiệt độ tạo nên ứng suất kéo và ứng suất này lớn hơn khả năng chịu kéo của bê tông

Vết nứt do ứng suất nhiệt này có thể làm suy giảm kết cấu bê tông và gây ra các vấn

đề khi trong quá trình sử dụng Ví dụ như bê tông bị suy giảm độ bền, khiến cốt thép bị ăn mòn, làm tăng khả năng bị xâm thực sulfate do sự thâm nhập sulfate thông qua các vết nứt

Theo cách phân tích cổ điển của Timoshenko [21] về ứng suất nhiệt, ứng suất nhiệt phát triển ở phần mặt cắt bị kiềm chế do sự thay đổi nhiệt độ không đồng bộ xuyên suốt chiều sâu của khối bê tông có thể được tính theo công thức:

* E * T / 

Trong đó :  = Hệ số dãn nở nhiệt

E = Modul đàn hồi

 Hệ số poisson

T = Hàm phân bố nhiệt độ không đồng bộ theo trục tung

Hàm phân bố nhiệt độ này có thể được tính :

T = T0 * ( 1 – y2/c2 ) đối với gradient dạng parabol (2.1.1)

T = T0 * ( 1 – y/c) đối với gradient tuyến tính (2.1.2) Trong đó : T0 = Chênh lệch nhiệt độ giữa tâm và bề mặt khối bê tông

c = ½ chiều dày mặt cắt

y khoảng cách giữa điểm đang xét tới giữa tâm khối bê tông Phương pháp cổ điển để tính toán ứng suất nhiệt cho thấy sự phát triển ứng suất nhiệt phụ thuộc vào hàm gradient nhiệt độ, chứ không phải chỉ phụ thuộc vào sự chênh lệch nhiệt độ giữa tâm và bề mặt khối bê tông, ngay cả khi nếu gradient nhiệt

Sự kiềm chế bên trong : Khi nhiệt độ bê tông tăng nhanh trong quá trình đóng rắn,

việc thất thoát nhiệt ra ngoài môi trường dẫn tới kết quả là có sự chênh lệch giữa nhiệt độ bên trong khối bê tông (nóng) và bề mặt bên ngoài khối bê tông (lạnh) Sự chênh lệch nhiệt độ này và hệ số giản nở nhiệt của bê tông sẽ tạo nên ứng suất bên trong khối bê tông Ứng suất này gia tăng phụ thuộc vào độ cứng của bê tông (modul đàn hồi E) Bê tông có độ cứng càng cao thì ứng suất này càng lớn Ứng

suất kéo phát triển trên bề mặt bê tông trong khi ứng suất nén phát triển trong tâm khối bê tông Khi ứng suất kéo này vượt quá khả năng chịu kéo của bê tông, vết nứt

sẽ xuất hiện Khi nhiệt độ khối bê tông cân bằng với nhiệt độ môi trường, nội ứng suất này sẽ biến mất

Sự kiềm chế bên ngoài : Nhiệt độ tăng trong khối bê tông sẽ khiến bê tông có xu

hướng nở ra khi đóng rắn Nhưng khi khối bê tông được đổ trên các phần kết cấu bê tông khác đã đóng rắn, xu hướng nở ra của bê tông sẽ bị kiềm chế lại Sự kiềm chế này tạo nên ứng suất kéo lên kết cấu cũ và ứng suất nén lên khối bê tông mới đổ Trong quá trình nở ra này, khối bê tông mới còn „„mềm‟‟ do modul đàn hồi E chưa phát triển hoàn toàn nên ứng suất nén lên khối bê tông sẽ có giá trị nhỏ Khi khối bê tông cân bằng nhiệt với môi trường xung quanh, bê tông lúc này đã trở nên cứng hơn, ứng suất kéo phát triển trong giai đoạn này có giá trị lớn hơn nhiều so với những ứng suất trong giai đoạn bê tông có xu hướng nở ra Trạng thái cuối cùng sẽ

là ứng suất kéo ở vùng bê tông mới và ứng suất nén ở phần kết cấu cũ có trước đó Những ứng suất này là ứng suất dài hạn và sẽ đạt giá trị lớn nhất khi nhiệt độ của khối bê tông mới cân bằng với nhiệt độ môi trường Nếu ứng suất kéo dài hạn này vượt quá khả năng chịu kéo của bê tông, vết nứt dài hạn sẽ hình thành và phát triển xuyên suốt mặt cắt bê tông

ACI 207 đề nghị chênh lệch nhiệt độ trong bê tông khối lớn nên được giới hạn trong khoảng từ (14 ÷ 20)0C

2.4 Vai trò của tro bay

Tro bay là một loại bụi được thu tại bộ phận khí thải của ngành năng lượng từ quá trình đốt cháy than

Hình 2.3 Hạt tro bay dưới kính hiển vi điện tử Tro bay (FA) là một loại phụ gia khoáng hoạt tính, thành phần hoạt tính trong tro bay là oxit silic và oxit nhôm ở trạng thái vô định hình Khi sử dụng tro bay trong xi măng Portland, các thành phần hoạt tính trong tro bay sẽ tác dụng với calcium hydroxide tạo thành từ quá trình hydrate hóa calcium silicate, để tạo thành các sản phẩm C-S-H và C-A-H

CH + S* + H  C – S – H

CH + A* + H  C – A – H

Phản ứng trên là phản ứng pozzolanic cơ bản, quá trình phản ứng diễn ra chậm hay nhanh tùy theo loại phụ gia khoáng hoạt tính được sử dụng, khi dùng phụ gia tro bay thì phản ứng pozoolanic chậm và kéo dài theo thời gian, khi dùng các phụ gia hoạt tính mạnh như SF hoặc cao lanh hoạt hóa thì quá trình phản ứng pozzolanic diễn ra nhanh hơn

Khả năng hoạt tính của tro bay phụ thuộc vào tính chất vật lý, thành phần khoáng vật và hóa học của tro bay Thành phần khoáng vật và hóa học của tro bay phụ thuộc vào thành phần trong loại than được đốt cháy

Nhiều năm nay, tro bay được sử dụng trong bê tông để thay thế xi măng với hàm lượng từ 15 ÷ 25% theo khối lượng CKD Tuy nhiên lượng dùng tro bay trong thực

tế phụ thuộc rất nhiều yếu tố Hàm lượng tro bay lớn 30 ÷ 50% thường được sử dụng cho kết cấu bê tông khối lớn để kiểm soát sự tăng nhiệt độ

Ảnh hưởng của tro bay đến tính công tác của hỗn hợp bê tông

2.4.1

Việc sử dụng loại tro bay có chất lượng tốt, với cỡ hạt mịn và hàm lượng Carbon thấp sẽ giúp giảm lượng nước yêu cầu của hỗn hợp bê tông, vậy nên, với việc sử dụng tro bay sẽ cho phép chế tạo được hỗn hợp bê tông có lượng nước yêu cầu thấp hơn so hỗn hợp bê tông đối chứng có cùng độ sụt

Lượng giảm nước chính xác rất khó xác định bởi chúng phụ thuộc vào đặc tính tro bay và các thông số khác trong cấp phối, tuy nhiên có thể dự đoán tổng quát rằng khi sử dụng 10% tro bay có thể giảm được ít nhất 3% lượng nước yêu cầu

Hình 2.4 Biểu đồ ảnh hưởng của độ mịn của tro bay đối với lượng nước yêu cầu của

những cấp phối bê tông có cùng độ sụt (Owen 1979) [22]

Hình 2.5 Biểu đồ ảnh hưởng lượng mất khi nung của tro bay đối với lượng nước yêu cầu của những cấp phối bê tông có cùng độ sụt (Sturrup 1983) [23] Hình 2.4 và 2.5 cho thấy, hàm lượng hạt tro bay càng mịn nhiều hơn và lượng mất khi nung thấp hơn sẽ giúp giảm được lượng nước yêu cầu nhiều hơn

Một lượng tro bay thích hợp được sử dụng sẽ tạo cho hỗn hợp bê tông đó có tính công tác tốt Tro bay giúp hỗn hợp bê tông gắn kết tốt hơn, giảm hiện tượng phân tầng Cấu trúc dạng hình cầu của hạt tro bay giúp bôi trôn các cát hạt cốt liệu trong

bê tông, giúp hỗn hợp bê tông dễ dàng thi công, giảm áp lực bơm của thiết bị [24]

Ảnh hưởng của tro bay đến thời gian đông kết của bê tông

2.4.2

Ảnh hưởng của tro bay đến thời gian đông kết của bê tông phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố như: thành phần và hàm lượng tro bay, lượng và loại xi măng sử dụng, tỷ lệ nước trên chất kết dính (N/CKD), loại phụ gia hóa và nhiệt độ của bê tông Tro bay với hàm lượng CaO thấp thường kéo dài thời gian bắt đầu đông kết cũng như kết thúc đông kết của bê tông

Trong điều kiện thời tiết nóng, xu hướng chậm đông kết bởi tro bay thường giảm và

có lợi trong đa số trường hợp Trong điều kiện thời tiết lạnh, lượng dùng tro bay