Báo cáo nghiên cứu khoa học: "ẢNH HƯỞNG CỦA TỶ LỆ NƯỚC/XI MĂNG ĐẾN CÁC TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG TỰ LÈN" doc

ẢNH HƯỞNG CỦA TỶ LỆ NƯỚC/XI MĂNG ĐẾN
CÁC
TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG TỰ LÈN

TS. NGUYỄN QUANG PHÚ
Bộ môn Vật liệu Xây dựng - Khoa Công trình, Trường Đại học Thủy lợi, Việt Nam
GS. JIANG LINHUA

Khoa Vật liệu Xây dựng, Trường Đại học Hồ Hải, TP. Nam Kinh, Trung Quốc
GS. LIU JIAPING
Viện nghiên cứu vật liệu mới, Tỉnh Giang Tô, TP. Nam Kinh, Trung Quốc

Tóm tắt:
Bê tông tự lèn (SCC) có những tính năng vượt trội trong tiến độ thi công so với bê tông
thường cho các công trình bê tông cốt thép, đặc biệt các công trình có lượng cốt thép nhiều. Các hỗn
hợp bê tông tự lèn luôn luôn được sản xuất với các tỷ lệ nước/xi măng trong phạm vi khác nhau, tuỳ
thuộc vào khả năng tự lèn chặt. Việc điều chỉnh tỷ lệ nước/xi măng và lượng dùng phụ gia giảm nước
bậc cao là một trong những tính chất then chốt trong tỷ lệ của các hỗn hợp SCC. Trong bài báo này,
năm hỗn hợp bê tông với các tỷ lệ nước/xi măng và lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao khác nhau
được nghiên cứu. Một số thí nghiệm như: độ chảy, phễu chữ V, hộp chữ L cũng được tiến hành để xác
định các thông số tối ưu cho khả năng tự lèn chặt của các hỗn hợp bê tông. Sự phát triển của cường độ
nén, mô đun đàn hồi và cường độ kháng nứt của các hỗn hợp bê tông cũng được tính toán và dự đoán.
1. Đặt vấn đề
Bê tông tự lèn (SCC) được sử dụng ngày càng phổ biến cho các công trình bê tông cốt thép có
hàm lượng cốt thép dày đặc, như các nhà cao tầng, dầm sàn, cầu cống… Để thiết kế một hỗn hợp
SCC thích hợp không phải là một công việc đơn giản. Khi thiết kế hỗn hợp SCC, sự tính toán định
lượng độ tự lèn chặt là một vấn đề hết sức cần thiết [1].
Trong việc chọn thành phần của bê tông truyền thống, tỷ lệ nước/xi măng luôn được giữ không đổi
để đảm bảo đạt được cường độ và độ bền yêu cầu. Tuy nhiên, với SCC thì tỷ lệ nước/bột phải được
chọn bởi khả năng tự lèn chặt của hỗn hợp bê tông là rất quan trọng trong thiết kế [2].

Các phương pháp kiểm tra khác nhau đã phát triển với nỗ lực mô tả đầy đủ các tính chất của SCC.
Không một phương pháp đơn lẻ nào có thể lựa chọn được tất cả các tính công tác của SCC, do đó mỗi
hỗn hợp thiết kế nên được kiểm tra bởi nhiều phương pháp để đạt được các đặc trưng tính công tác
khác nhau của hỗn hợp bê tông [3].
Về mặt hướng dẫn thực hiện, có hai phương pháp nói chung là đủ để kiểm tra chất lượng của
SCC. Điển hình là sự kết hợp của phương pháp độ chảy và phễu V, hoặc độ chảy và vòng J. Tuy
nhiên độ điền đầy và khả năng di chuyển của SCC không thể được tính toán đầy đủ nếu chỉ dùng một
phương pháp độ chảy [1]. Cả hai phương pháp hộp chữ L và chữ U có thể được sử dụng để đánh giá
khả năng di chuyển của SCC [3].
Từ quan điểm của độ lưu hóa, SCC cần có tính dẻo vừa đủ để đảm bảo cho sự lơ lửng và phân bố
đồng đều của các phần tử rắn trong suốt quá trình thi công. Việc giảm hàm lượng nước tự do và tăng sự
tập trung của các phần tử mịn có thể làm tăng tính dính kết và tính dẻo, do đó làm tăng tính ổn định của
SCC. Lượng nước tự do bằng tổng lượng nước trừ đi lượng nước tự nhiên và hoá học bị giữ lại bởi cốt
liệu và vật liệu bột cũng như bất kỳ lượng nước kết hợp nào đó của các phụ gia hóa học. Nói chung
phương pháp giảm thiểu hàm lượng nước tự do để tăng sự ổn định có thể làm cho hỗn hợp SCC có ứng
suất đàn hồi thấp và mức dính kết từ cấp độ vừa phải đến cao. Hàm lượng nước tự do thấp đòi hỏi có
liên quan tới lượng dùng phụ gia giảm nước cao để đạt được độ chảy yêu cầu, đặc biệt với những hàm
lượng chất kết dính thấp [4].
Trong nghiên cứu này, năm hỗn hợp SCC khác nhau được chế tạo với cùng hàm lượng xi măng
(376 kg/m
3
), hàm lượng nước tự do được giảm từ 277 đến 140 lít/m
3
; khi đó liều lượng dùng phụ gia
giảm nước tăng từ 3.7 đến 13.0 lít/m
3
để đảm bảo độ chảy trong khoảng 60-80 cm. Để áp dụng các
hỗn hợp SCC cho thực tế thì mẫu thích hợp nhất phải được phát triển đặc biệt và kiểm tra đầy đủ các
thông số kỹ thuật [5]. Mục đích của nghiên cứu này là đề nghị một phương pháp để lựa chọn hỗn hợp
mẫu thiết kế thích hợp. Khả năng tự lèn chặt và các tính năng kỹ thuật của các mẫu SCC cũng được

kiểm tra bằng một số phương pháp thí nghiệm.
2. Vật liệu và phương pháp nghiên cứu
2.1. Vật liệu
2.1.1. Xi măng

Xi măng Pooclăng PC 42.5 có cường độ nén xác định theo tiêu chuẩn GB/T 17671-1999 [6] đạt
tại 7 ngày và 28 ngày tương ứng là 49.7 MPa và 60.1 MPa. Thành phần hóa học và vật lý của xi măng
được thể hiện trong bảng 1:
Bảng 1.

Thành phần hóa học và vật lý của xi măng

Thành phần hoá học chính (%) Khối lượng riêng Diện tích bề mặt
SiO
2
Al
2
O
3
CaO MgO Fe
2
O
3
SO
3
Loss (g/cm
3
) (m
2
/kg)

20.60 5.03 64.11 1.46 4.38 1.72 1.18 3.15 450
2.1.2. Bột đá
Bột đá được dùng cho thí nghiệm nhằm nâng cao độ dẻo của bê tông. Khối lượng riêng của bột đá
là 2.58 g/cm
3
và có độ mịn với diện tích bề mặt theo Blaine là 4400 m
2
/kg.
2.1.3. Cốt liệu mịn (cát)
Cát tự nhiên có cấp phối tốt, độ sạch đạt yêu cầu; các tính chất của cát được thể hiện trong bảng 2:

Bảng 2.

Các tính chất của cát
Khối lượng riêng (g/cm
3
)
Khối lượng đơn vị
(g/cm
3
)
Độ ẩm (%)
Mô đun độ lớn
2.66 1.65 1.5 2.92
2.1.4 Cốt liệu thô (đá)
Đá dăm nghiền được dùng trong thí nghiệm có đường kính lớn nhất đạt 15mm; các tính chất của
đá được thể hiện trong bảng 3:
Bảng 3.

Các tính chất của đá

Khối lượng riêng (g/cm
3
) Khối lượng đơn vị (g/cm
3
) Độ ẩm (%)
2.76 1.70 0.50
Đường cong cấp phối của cốt liệu dùng cho các hỗn hợp SCC được thể hiện ở hình 1.
0.25, 7
0.5, 14
1, 26
2, 44
4, 62
8, 79
16, 100
0
20
40
60
80
100
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Kích thước mắt sàng (mm)
Lượng sót tích lũy (%)

Hình 1.
Cấp phối cốt liệu cho các hỗn hợp SCC
2.1.5. Phụ gia hoá học
Phụ gia giảm nước bậc cao (high-range water-reducing admixture, HRWR) ký hiệu PCA (I) được
dùng cho tất cả các mẫu thí nghiệm, các tính chất của HRWR được thể hiện trong bảng 4:
Bảng 4.

Các tính chất của phụ gia giảm nước
Tên Thành phần chính Màu Khối lượng riêng (g/cm
3
)
PCA (I) Polycarboxylate Dark brown 1.04
Tất cả các loại vật liệu và phụ gia dùng cho thí nghiệm đều được cung cấp tại phòng thí nghiệm
của Viện nghiên cứu Vật liệu, thành phố Nam Kinh, tỉnh Giang Tô - Trung Quốc (Jiangsu Bote New
Materials - SBT).
2.2. Phương pháp thí nghiệm
Các mẫu thí nghiệm được thực hiện trên 5 hỗn hợp SCC khác nhau đảm bảo đạt được các tính
chất của trạng thái bê tông tươi khác nhau. Hàm lượng nước giảm và lượng dùng phụ gia giảm nước
tăng tương ứng để đạt được các độ chảy yêu cầu. Hàm lượng xi măng và cấp phối của cốt liệu các
hỗn hợp SCC được giữ không đổi cho tất cả các mẫu thí nghiệm. Thành phần hỗn hợp bê tông được
thể hiện ở bảng 5.

Bảng 5.

Thành phần hỗn hợp bê tông
Mẫu
Xi
măng
(kg/m
3
)
Bột đá
(kg/m
3
)
Đá

dăm
(kg/m
3
)
Cát
(kg/m
3
)
Nước
(kg/m
3
)
HRW
R
(kg/m
3
)
Tổng
lượng bột,
P
(kg/m
3
)
W/C
(theo
k.lượng
)
W/P
(theo
k.lượng)

K. lượng
đơn vị
(kg/m
3
)
1 376 240 562 861 225 3.7 612 0.60 0.37 2269
2 376 245 577 886 200 6.5 620 0.53 0.32 2293
3 376 245 593 898 180 7.9 623 0.48 0.29 2303
4 376 262 609 932 154 9.0 637 0.41 0.24 2346
5 376 270 630 963 140 13.0 650 0.37 0.22 2394

Một mẻ trộn dung tích 100 dm
3
được chuẩn bị cho tất cả các mẫu. Khoảng 30% lượng bê tông của
mẻ trộn được dùng kiểm tra các tính chất của bê tông tươi. Phần còn lại được dùng để đúc các mẫu
hình trụ (không đầm rung) để xác định các tính chất cơ lý của bê tông; các mẫu được bảo dưỡng trong
nước vôi bão hòa ở nhiệt độ khoảng 20
o
C. Để xác định tính chất tự lèn chặt, các thí nghiệm như: độ
chảy, thời gian T
50
, độ chảy trong phễu chữ V, hộp chữ L được kiểm tra. Độ hàm khí của bê tông
cũng được xác định. Tất cả các thí nghiệm của bê tông tươi được thực hiện trong 30 phút (ngay sau
khi trộn) theo tiêu chuẩn EFNARC [3].
Cường độ nén được kiểm tra tại các ngày tuổi: 1, 7, 28 ngày với các mẫu hình trụ kích thước DxH
= 100 x 200 mm. Cường độ kháng nứt và mô đun đàn hồi được kiểm tra tại tuổi 28 ngày với các mẫu
hình trụ kích thước DxH = 150 x 300 mm [7, 8].
3. Kết quả thí nghiệm và thảo luận
3.1. Kết quả thí nghiệm của bê tông tươi
Độ chảy của các hỗn hợp SCC xác định được nằm trong khoảng 65 đến 80 cm. Lượng dùng phụ

gia được điều chỉnh sao cho đạt được độ chảy ban đầu lớn hơn 65 cm, điều này là cần thiết cho việc
chế tạo các hỗn hợp SCC có độ lưu động cao.
Từ quan điểm của độ lưu hóa, bê tông tươi được coi như một dòng chảy có thể được định nghĩa
bởi hai đại lượng: ứng suất đàn hồi và dẻo nhớt. Nếu chỉ sử dụng một đại lượng độ chảy để đánh giá
đặc tính của bê tông tươi thì chưa đủ chính xác [9], vì nếu so sánh mẫu 1 và 5 có cùng độ chảy tương
ứng là 69.0 cm và 69.5 cm nhưng thời gian chảy trong phễu chữ V tương ứng là: 3 giây và 46 giây; và
hệ số điền đầy hộp chữ L tương ứng là: 0.95 và 0.50.
Ảnh hưởng của tỷ lệ nước/bột và lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao đến độ chảy (Slump
flow) và thời gian chảy trong phễu chữ V (V-funnel time) được thể hiện ở hình 2; việc giảm hàm
lượng nước tự do, đồng thời tăng lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao không đủ để đạt được cùng
thời gian chảy trong phễu chữ V trong khoảng giá trị độ chảy cho phép (65-80 cm). Do đó ảnh hưởng
của việc giảm hàm lượng nước tự do đến thời gian chảy trong phễu chữ V là trội hơn so với ảnh
hưởng của lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 3 Mẫu 4 Mẫu 5
Độ chảy (cm)
0
5
10
15
20

25
30
35
40
45
50
Thời gian chảy qa phễu chữ V (s)
Slump flow
V-funnel time

Hình 2.

Ảnh hưởng của W/P, lượng dùng phụ gia đến độ chảy và thời gian chảy trong phễu chữ V

Để đánh giá tính dẻo cao của các hỗn hợp bê tông, trong thí nghiệm đã sử dụng cả hai đại lượng là
thời gian T
50
và thời gian chảy trong phễu chữ V. Quan hệ giữa hai đại lượng này cho các hỗn hợp
SCC được thể hiện trong hình vẽ 3. Khi thời gian T
50
và thời gian chảy trong phễu chữ V quá lớn sẽ
giảm khả năng tự lèn chặt của các hỗn hợp bê tông.
V
ft
= 3.0118 [T
50
]
2.0065
R
2

= 0.8832
0
10
20
30
40
50
60
0 1 2 3 4 5
T
50
(s)
Thời gian chảy qua phễu chữ V (s)

Hình 3.

Quan hệ giữa thời gian T
50
và thời gian chảy qua phễu chữ V

Các thí nghiệm liên quan đến hệ số độ chảy trong hộp chữ L là để xác định khả năng điền đầy và
tự chảy của mỗi mẫu thí nghiệm; sẽ có sự kết tảng của hỗn hợp bê tông khi hệ số đó nhỏ hơn 0.8 [10].
Tuy nhiên, thí nghiệm trên nhiều mẫu thử nghiệm cho thấy rằng, hệ số chảy trong hộp chữ L khoảng
0.60 là có thể đạt được khả năng điền đầy tốt của các hỗn hợp bê tông [11]. Kết quả hệ số chảy trong
hộp chữ L của 5 hỗn hợp bê tông được thể hiện ở hình 4. Từ hình 4 nhận thấy rằng, những mẫu có tỷ
lệ W/C lớn hơn 0.48 sẽ đạt được hệ số chảy trong hộp chữ L lớn hơn 0.80. Tuy nhiên, điều này không
có nghĩa là không thể chế tạo các hỗn hợp SCC có tỷ lệ W/C nhỏ hơn 0.48. Nếu các thành phần bê
tông được thiết kế lại theo tiêu chuẩn khả năng tự lèn chặt, SCC có thể được chế tạo với các tỷ lệ W/C
thấp hơn.
Hàm lượng khí của bê tông tươi cũng được xác định theo ASTM C231 [12]. Kết quả được thể

hiện ở hình 4 cho thấy tỷ lệ W/C lớn thì lượng hàm khí trong bê tông sẽ giảm.

0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 3 Mẫu 4 Mẫu 5
Hệ số kết tảng
0
1
2
3
4
5
Hàm lượng khí (%)
Hệ số kết tảng
Hàm lượng khí, %

Hình 4.

Ảnh hưởng của tỷ lệ W/C đến khả năng điền đầy và hàm lượng khí của bê tông

3.2. Kết quả thí nghiệm của bê tông cứng khô
Cường độ nén của bê tông tại 1, 7 và 28 ngày tuổi được thể hiện ở hình 5. Kết quả cho
thấy, cường độ nén tăng rất nhanh khi tỷ lệ W/C giảm (lượng nước tự do giảm); tuy nhiên
trong thí nghiệm để đạt được độ tự chảy yêu cầu của các hỗn hợp SCC thì khi giảm lượng
nước tự do cần tăng liều lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao, do đó cường độ bê tông cũng
sẽ bị ảnh hưởng và phát triển chậm đi.

0
10
20
30
40
50
60
W/C = 0.60 W/C = 0.53 W/C = 0.48 W/C = 0.41 W/C = 0.37
f'c (MPa)
1 ngày
7 ngày
28 ngày

Hình 5.
Sự phát triển cường độ nén của bê tông

Dehn et al. [13] chỉ ra rằng, mô đun đàn hồi của SCC nhỏ hơn bê tông truyền thống. Jacobs và
Hunkeler [14] cho rằng, với cùng một giá trị cường độ nén của bê tông thì SCC có mô đun đàn hồi
nhỏ hơn bê tông truyền thống. Điều này là do SCC có độ lớn hạt nhỏ hơn và có hàm lượng vữa xi
măng lớn hơn bê tông truyền thống.
Sonebi và Bartos [17] chỉ ra rằng cường độ kháng nứt của SCC tại 28 ngày cao hơn so với bê tông
truyền thống, điều này là do tính đồng đều của SCC nhận được từ sự lèn chặt tự nhiên.
Từ các kết quả thí nghiệm của mô đun đàn hồi (
E
c
) và cường độ kháng nứt (f
t
) của các hỗn hợp
SCC, thành lập mối quan hệ

E
c


f
c
và
f
t



f
c
.
Mối liên hệ giữa cường độ nén (
f
c
) và mô đun đàn hồi (
E
c
) của các hỗn hợp SCC được biểu diễn
dưới dạng công thức 1.

E
c
= 1,568
f
c
0,804

(1)
Trong đó:
E
c
: mô đun đàn hồi (GPa);

f
c
: cường độ nén (MPa).
Mối liên hệ giữa cường độ nén (
f
c
) và cường độ kháng nứt (
f
t
) của các hỗn hợp SCC được biểu
diễn dưới dạng công thức 2:

f
t
= 0,428
f
c
0,612

(2)
Trong đó:
f
t
: cường độ kháng nứt (MPa);

f
c
: cường độ nén (MPa).
4. Kết luận

Để đạt được độ tự lèn và tính công tác cao, có thể chế tạo SCC dựa theo các chỉ tiêu sau:
- Các hỗn hợp bê tông được lựa chọn có độ chảy yêu cầu nằm trong khoảng 65-80 cm;
- Các hỗn hợp bê tông có thời gian chảy trong phễu chữ V dưới 20 giây và thời gian T
50
trong
khoảng 0-1 giây;
- Các hỗn hợp bê tông có hệ số chảy trong hộp chữ L lớn hơn 0.60.
Tỷ lệ nước/xi măng (theo thể tích) tối ưu cho chế tạo SCC nằm trong khoảng từ 0.84 đến 1.07. Với
các tỷ lệ nằm ngoài phạm vi trên có thể gây nên sự đóng tảng hoặc tách lớp cho các hỗn hợp SCC.
Các quy định của phương pháp thí nghiệm độ lèn chặt không được chấp nhận như là các nguyên
tắc phổ biến; mức độ chấp nhận được phụ thuộc vào sự điều chỉnh kỹ thuật, loại và các trạng thái
khác nhau của vật liệu dùng trong thí nghiệm. Hỗn hợp bê tông thích hợp có thể được sản xuất bằng
các mẫu thử nghiệm và điều chỉnh các thiếu sót của phương pháp.
Kết quả cho thấy các mẫu SCC có cường độ kháng nứt tăng và mô đun đàn hồi giảm so với các
mẫu bê tông được đầm chặt theo phương pháp thông thường. Khi sử dụng SCC trong xây dựng, cần
nghiên cứu thiết lập các quan hệ giữa các tính chất cơ học của các hỗn hợp SCC (cường độ nén với
cường độ kháng nứt và mô đun đàn hồi) một cách đầy đủ; và áp dụng tính toán cho nhiều mức cường
độ khác nhau với các loại vật liệu khác nhau.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. NOOR MA, UOMOTO T. Three-dimensional discrete element simulation of rheology tests of self-
compacting concrete.
First international RILEM symposium on self-compacting concrete,

Rilem

Publications s.a.r.l., 1999. p. 35-46.

2. OKAMURA H, OUCHI M. Self-compacting concrete. Development, present use and future. First
International RILEM symposium on self-compacting concrete.
Rilem Publications s.a.r.l., 1999. p.
3-14.
3. EFNARC, Specification and guidelines for self-compacting concrete.
UK, 2002. pp.32, ISBN
0953973344.
4. KHAYAT KH, HU C, MONTY H. Stability of self-consolidating concrete, advantages, and
potential applications. First international RILEM symposium on self-compacting concrete,
Rilem
Publications s.a.r.l., 1999. p. 143-52.
5. WALRAVEN J. Structural aspects of SCC. Third international RILEM symposium on self-
compacting concrete,
Ed: Rilem Publications s.a.r.l., 2003. 15-22.
6. China Building Materials Industries Association (CBMIA). 1999. Method of Testing Cements -
Determination of Strength (GB/T 17671—1999).
Beijing: Standards Press of China. (in Chinese).

7. BS 1881 part 117. Method for determination of tensile splitting strength.
1983.
8. BS 1881 part 121. Method for determination of static modulus of elasticity in compression.
1983.
9. UTSI S, EMBORG M, CARLSWARD J. Relation between workability and rheological parameters.
Third international RILEM symposium on self-compacting concrete,
Rilem Publications s.a.r.l.,
2003. p. 311–22.
10. TVIKSTA LG. Brite Euram Project: rational production and improved working environment
through using self compacting concrete.

Final report: Task 8.4, quality control, NCC AB, 2000.
28pp.
11. BERNABEU M, Laborde, Brite-EuRam project: rational production and improved working
environment through using self-compacting concrete,
Final report: Task-8.3, Production System
for Civil Engineering, GTM Construction, 2000. 40pp.
12. ASTM C231-91b Test for air content of freshly mixed concrete by the pressure method.
Annual
book of ASTM standards, 2002.
13. DEHN F, HOLSCHEMACHER K, WEI
Ò
E D. Self-compacting concrete time development of the
material properties and the bond behavior.
The Leipzig annual civil engineering report, Germany
LACER No. 5, ISSN 1432-6590, 2000. p. 115–24.
14. JACOBS F, HUNKELER F. Design of self-compacting concrete for durable concrete structures.
First international RILEM symposium on self-compacting concrete, Rilem Publications s.a.r.l.,
1999. p. 397–410.
15. TURCRY P, LOUKILI A, HAIDAR K. Mechanical properties, plastic shrinkage and free
deformations of self-consolidating concrete.
First North American conference on the design and
use of self-consolidating concrete, ACBM, 2002. p. 335–40.
16. V.B. BOSILJKOV, SCC mixes with poorly graded aggregate and high volume of limestone filler,
Cement Concrete Research
33
(2003), pp. 1279–1286.
17. SONEBI M, BARTOS PJM. Hardened SCC and its bond with reinforcement.
First international
RILEM symposium on self-compacting concrete, Rilem Publications s.a.r.l., 1999. p. 275–90.
18.

KửNING G, HOLSCHEMACHER K, DEHN F, WEIÒE D
. Self-compacting concrete -time
development of material properties and bond behaviour. Second international RILEM symposium
on self compacting Concrete,
COMS Engineering Corporation, 2001. p. 507–16.
19. ACI Building Code 318–99. Buýldýng code requirements for structural concrete (ACI 318-99)
and commentary (ACI 318R–99).
Reported by ACI Commýttee 318, 1999. 392pp.
20. CEB – FIB – 90. Model code for prediction of elastic modulus.
1990.