Đề tài nghiên cứu ứng dụng công nghệ bê tông đầm lăn tại việt nam và những thách thức

ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ BÊ TÔNG ĐẦM LĂN
TẠI VIỆT NAM . THỰC TRẠNG VÀ NHỮNG THÁCH THỨC

1. MỞ ĐẦU
Trong tiến trình hội nhập và phát triển nhu cầu điện năng của nước ta năm sau cao hơn năm
trước. Với ưu thế về tiềm năng thuỷ điện việc xây dựng các công trình thuỷ điện mới được
đặt ra hết sức cấp thiết. Theo kế hoạch phát triển thuỷ điện đến năm 2013 cả nước sẽ có 22
nhà máy thuỷ điện mới được đưa vào khai thác (xem bảng 1). Để thực hiện được nhiệm vụ
đó việc lựa chọn phương pháp thi công tiên tiến có hiệu quả được đặt ra cho người làm
thuỷ điện. Trong vòng khoảng 4 thập kỷ qua trên thế giới đã có khoảng 176 đập có độ cao
trên 50 m được xây dựng bằng công nghệ bê tông đầm lăn (RCC), (xem bảng 2). Đây là
công nghệ thi công đập bê tông dựa trên nguyên lý thi công đập đất sử dụng thiết bị vận
chuyển, rải và lèn chặt có công suất lớn. Hỗn hợp bê tông có hàm lượng chất kết dính thấp
và độ ẩm nhỏ được lèn chặt bằng lu rung. Tốc độ thi công nhanh, giá thành rẻ là những ưu
việt của loại hình công nghệ này so với công nghệ thi công đập bê tông thường đã biến
công nghệ RCC trở nên phổ biến. Trong điều kiện hiện tại tuy còn thiếu kinh nghiệm thi
công đập RCC nhưng Việt Nam đã có những cố gắng nhằm đốt cháy giai đoạn để đưa công
nghệ thi công RCC vào áp dụng trong xây dựng nhiều đập thuỷ điện trên cả 3 miền. Việc
tiếp cận và làm chủ công nghệ RCC trong một thời gian ngắn không thể tránh khỏi những
khó khăn thách thức về mọi phương diện. Trong khuôn khổ bài viết này tác giả chỉ sơ bộ
phân tích tình hình ứng dụng công nghệ RCC hiện nay ở Việt Nam và chỉ ra một số thách
thức mà chúng ta đang phải đối mặt.
2. THỰC TRẠNG ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ RCC TRONG THI CÔNG MỘT SỐ
ĐẬP THUỶ ĐIỆN Ở VIỆT NAM
Đập thuỷ điện đầu tiên ở nước ta đang được thi công bằng công nghệ RCC là đập
Pleikrông tại tỉnh Kon Tum có chiều cao 75 m được thiết kế bởi Công ty Tư vấn Xây dựng
Điện I, dự kiến hoàn thành vào năm 2009. Hiên nay một số đạp khác đang trong quá trình
tiển khai thi công theo công nghệ RCC như: Đập thuỷ điện A Vương tại tỉnh Quảng Nam.
có chiều cao 7 m được thiết kế bởi Công ty Tư vấn Xây dựng Điện III, dự kiến hoàn thành
vào năm 2008. Đập thuỷ điện Bản Vẽ tại tỉnh Nghệ An. có chiều cao 138 m được thiết kế
bởi Công ty Tư vấn Xây dựng Điện I, dự kiến hoàn thành vào năm 2008. Đập thuỷ điện Sê

San 4 tại tỉnh Gia Lai có chiều cao 80 m được thiết kế bởi Công ty Tư vấn Xây dựng Điện
I, dự kiến hoàn thành vào năm 2010 (2012). Đập thuỷ điện Sơn La tại tỉnh Sơn La có chiều
cao 138 m được thiết kế bởi Công ty Tư vấn Xây dựng Điện I, dự kiến hoàn thành vào năm
2010.
Bảng 1- Các đập bê tông đầm lăn đang thi công hoặc trong giai đoạn thiết kế
STT. Tên đập Địa điểm
Chiều
cao(m)
Năm dự
kiến
hoàn thành Cấp phối: XM+P
1 A Vương Quảng Nam 70 2008 90+190 Dmax=40
80+180 Dmax=60
2 Bắc Hà Lào Cai 100 2008 -
3 Bản Chát Lai Châu 70 -
4 Bản Vẽ Nghệ An 138 2010 90+130 (TVĐ1)
80+120 (TVĐHXD)
5 Bình Điền Thừa Thiên - Huế 75 2007-2008 -
6 Cổ Bi Thừa Thiên - Huế 70 2008 -
7 Đak Rinh Quảng Ngãi 100 2008 -
8 Định Bình Bình Định 52 - 120+114
9 Đồng Nai 3 Đắc Nông 110 - 80+100
10 Đồng Nai 4 Đắc Nông 129 2008 80+100
11 Hủa Na Nghệ An - 2010 -
12 Huội Quảng Sơn La - 2012 -
13 Lai Châu Lai Châu - - -
14 Nậm Chiến Sơn La 130 2013 -
15 Pleikrông Kon Tum 75 - 80 + 210
16 Sê San 4 Gia Lai 80 2007-2008 80 + 120
17 Sơn La Sơn La 138 2009 70+150 (F)

18 Sông Bung 2 Quảng Ngãi 95 2010-2012 -
19 Sông Côn 2 Quảng Nam 50 2010 -
20 Sông Tranh 2 Quảng Ngãi 100 2010 -
21 Thượng Kon
Tum
Kon Tum - 2009
-
22 Trung Sơn
(Bản Uôn)
Thanh Hoá 85 2011
-
Trong đập bê tông RCC quá trình phát triển nhiệt cần được khống chế nhằm tránh tạo ra
ứng suất nhiệt lớn gây nứt, do đó hàm lượng xi măng clanhke thường được khống chế ở
mức thấp. Để bổ sung phần hạt mịn giúp tăng độ đặc chắc và khả năng chống thấm cho
RCC cần sử dụng phụ gia khoáng hoạt tính có chất lượng đáp ứng yêu cầu tiêu chuẩn
ASTM C 618, cụ thể là loại F và loại N. Loại C nhìn chung chưa được sử dụng rộng rãi ở
Việt Nam do trữ lượng tro đốt than nâu nhỏ. Mặt khác do có chứa một lượng SO
3
lớn nên
khi đốt than nâu thường phải đốt kèm một lượng lớn đá vôi (CaCO
3
). Kết quả là trong tro
loại này có mặt thạch cao (CaSO
4
). Khi thuỷ hoá tro này toả nhiệt mạnh và tốc độ đông
cứng rất nhanh, không phù hợp với việc sử dụng trong bê tông nói chung và bê tông đầm
lăn nói riêng.
Phụ gia loại F ở nước ta chủ yếu do nhà máy nhiệt điện Phả Lại thải ra có lượng mất khi
nung cao (15-20% hay cao hơn) không cho phép sử dụng trực tiếp trong bê tông. Để có thể
sử dụng được tro bay nhiệt điện Phả Lại phải qua xử lý giảm lượng mất khi nung xuống

<6%. Việc làm này đã tăng giá thành của tro bay lên bằng hay đắt hơn so với xi măng phụ
thuộc vào khoảng cách vận chuyển. Khi đó việc sử dụng tro bay trở nên kém khả thi về mặt
kinh tế nhất là khi công trình ở xa nguồn cung cấp tro bay như các tỉnh phía nam. Trong
khi đó theo các số liệu khảo sát và
Bảng 2 - Một số đập RCC có độ cao trên 50 m được xây dựng trong vòng 40 qua trên
toàn thế giới
STT
Tên đập
Chiều cao
(m)
Ngày bắt đầu
đổ
RCC
Ngày hoàn
thành đổ
RCC
Ximăng
kg/m
3
Pudơlan
kg/m
3
1 2 3 4 5 6
1 Longtan 192 4-Oct-05 8-Apr-05 99 121 (F)
2 Miel I 188 1-Apr-00 2-Jun-05 85 0
3 Urayama 156 1-Dec-92 1-Dec-95 91 39 (F)
4 Ralco 155 2-Jan-05 3-Sep-05 133 95 57 (N)
5 Miyagase 155 1-Nov-91 1-Feb-95 91 39 (F)
6 Ait M´Zal 149 3-Jan-05 3-May-05 80 0
7 Takizawa 140 1-Nov-05 3-Oct-05 84 36 (F)

8 Bureiskaya 136 1-Jan-92 -/02 95 25 (N)
9 Çine 135 4-Oct-05 9-Mar-05 85 105 (F)
10 Yeywa 132 5-Oct-05 8-Jul-05 70 150 (N)
11 Jiangya 131 1-Oct-96 1-Apr-99 87 107 (F)
12 Baise 130 3-Oct-05 6-Oct-05 80 132 (F)
13 Shapai 129 1-Mar-99 1-Jun-05 115 77 (F)
14 Porce II 123 1-Dec-96 1-Sep-00 132 88 (N)
15 Gassan 123 1-Jun-94 1-Oct-98 91 39 (F)
16 Suofengying 122 3-Dec-05 5-Jan-05 (F)
17 Ueno 120 1-Jul-99 1-Dec-00 77 33 (F)
18 Sidi Said 120 3-Mar-05 4-Apr-05 65 15 (N)
19 Wudu 119 -/05 -/07 (F)
20 Beni Haroun 118 1-Oct-98 1-Jul-00 82 143 (F)
21 Koudiat Acerdoune 116 4-Apr-05 5-Jul-05 77 87 (F)
22 Sakaigawa 115 1-Jul-88 1-Jul-91 91 39 (F)
23 Satsunaigawa 114 1-Apr-91 1-Oct-95 42 78 (S)
24 Origawa 114 1-Nov-96 1-Jul-00 91 39 (F)
25 Pangue 113 1-Feb-95 1-Feb-96 80 100 (N)
26 Mianhuatan 113 1-Dec-98 1-Nov-05 82 100 (F)
27 Yantan 111 1-Feb-89 1-Mar-92 55 104 (F)
28 Dachaoshan 111 1-Dec-98 1-Oct-05 94 94 (N)
29 Tomisato 111 1-Feb-94 1-Feb-97 84 36 (F)
30 Capanda 110 1-Oct-89 1-May-92 70 100 (M)
31 Shimenzi 109 1-Jun-99 1-Jun-05 93 110 (F)
32
Rompepicos at
Corral des Palmas 109 3-Mar-05 -/03 65 35 (F)
33 Zhaolaihe 107 3-Mar-05 5-May-05 84 126 (F)
34 Cindere 107 2-Jul-05 5-May-05 50 20 (F)
35 Kazunogawa 105 1-Aug-95 1-Jul-97 91 39 (F)

36
Sabigawa (lower
dam) 104 1-Mar-90 1-Dec-91 91 39 (F)
37 Kodama 102 1-May-91 1-Dec-93 84 36 (S)
38 Shuikou 101 1-Oct-90 1-May-92 60 110 (F)
39 Linhekou 100 1-Dec-05 3-Jun-05 74 111 (F)
40 Tamagawa 100 1-Sep-83 1-Jul-86 91 39 (F)
41 Ryumon 100 1-Mar-90 1-Nov-92 91 39 (F)
42 Trigomil 100 1-Feb-91 1-Dec-92 148 47 (F)
43 Rialb 99 1-Oct-95 1-Dec-98 70 130 (F)
44 Chiya 98 1-Sep-92 1-Apr-95 77 33 (F)
45 Olivenhain 97 2-Feb-05 2-Oct-05 74 121 (F)
46 Jordão 95 1-Jan-95 1-Feb-96 68 17 (N)
47 Platanovryssi 95 1-Oct-95 1-Mar-97 50 225 (C)
48 Balambano 95 1-Apr-98 1-Jun-99 81 54 (F)
49 Kubusugawa 95 1-Apr-98 1-Apr-00 84 36 (F)
50 Tha Dan 95 1-Mar-05 4-Jul-05 90 100 (F)
51 Upper Stillwater 91 1-Sep-85 1-Aug-87 79 173 (F)
52 Shimagawa 90 1-Sep-93 1-May-96 84 36 (F)
53 Buchtarma 90 1-Sep-57 1-Oct-61 135 80 (F)
54 Shimajigawa 89 1-Oct-78 1-Apr-80 84 36 (F)
55 Tongjiezi (with 88 1-Oct-88 1-Dec-89 79 79 (F)
Niurixigou saddle
dam)
56 Fenhe No2 88 1-Aug-98 1-Mar-99 127 84 (F)
57 Yongxi No3 87 1-Oct-97 1-Oct-98 80 90 (F)
58 Sa Stria 87 5-Sep-05 6-Jul-05
59 Chubetu 86 1-Sep-97 1-Oct-05 84 36 (F)
60 Shibanshui 85 1-Apr-94 1-Dec-97 60 90 (F)
61 Huatan 85 1-Jun-96 1-Dec-98 74 90 (F)

62 Kinta 85 4-Feb-05 6-Feb-05 100 100 (F)
63
Ghatghar (lower
dam) 84 4-Dec-05 6-May-05 70 160 (F)
64 Asahi Ogawa 84 1-May-86 1-Jun-88 96 24 (F)
65 Santa Eugenia 84 1-Jun-87 1-Jun-88 88 152 (F)
66 Wangyao 83 1-Jan-95 1-May-97 64 96 (F)
67 Hattabara 83 1-Apr-90 1-Aug-93 84 36 (F)
68 Zaoshi 82 -/03 -/04 (F)
69 Yangxishui No1 82 1-Oct-05 2-Nov-05 (F)
70
Guanyinge (Kwan-
in-Temple) 82 1-Sep-91 1-Sep-95 91 39 (F)
71 Queiles y Val 82 1-Oct-95 1-May-97 80 145 (F)
72 Serra do Facão 80 2-Sep-05 -/03 90 0
73 Longshou 80 1-Mar-00 1-Jun-05 96 109 (F)
74 Acauã 79 -/93 -/94 56 14 (N)
75 Shiokawa 79 1-Aug-93 1-Nov-95 96 24 (F)
76 Qued R\'Mil 79 -/05 -/06 100
77
Tucuruί - 2nd
Phase 78 1-Jun-99 1-Sep-00 70 30 (N)
78 Jahgin 78 4-Apr-05 5-May-05 100 95 (N)
79 Urugua-i 77 1-Apr-88 1-Apr-89 60 0
80 Qilinguan 77 -/04 -/05
81 Tsugawa 76 1-Oct-91 1-Jul-93 96 24 (F)
82 Kutani 76 1-Apr-00 2-Jun-05 84 36 (F)
83 Taolinkou 75 1-Dec-94 1-Dec-97 135 70 (F)
84 Puding 75 1-Jun-92 1-May-93 85 103 (F)
85 Yoshida 75 1-Jul-93 1-Feb-95 84 36 (F)

86 Tashkumyr 75 1-Mar-87 1-Dec-89 90 30 (N)
87 Aoulouz 75 1-Nov-89 1-Sep-90 120 0 (M)
88 Zhouba 74 -/05 -/06 110 73 (F)
89 Hayachine 74 1-Oct-95 1-Jun-98 84 36 (F)
90 Asari 74 1-Oct-87 1-Sep-90 96 24 (F)
91 Spring Hollow 74 1-Mar-93 1-Aug-93 53 53 (F)
92 Zhouning 73 3-Apr-05 4-Mar-05 67 100 (F)
93 Tongkuo 73 -/02 -/04 (F)
94 Toker 73 1-Feb-98 1-May-99 110 85 (F)
95 Ohnagami 72 1-Apr-98 1-Apr-00 84 36 (F)
96 Nunome 72 1-Jan-88 1-Oct-88 78 42 (F)
97 Cana Brava 71 1-Feb-00 1-Oct-05 45 55 (S)
98 Xixi 71 -/04 -/04 (F)
99
La Puebla de
Cazalla 71 1-Aug-89 1-Oct-91 80 130 (F)
100 Liubo 70 -/03 -/04 (F)
101 Hiyoshi 70 1-Oct-94 1-Jul-96 84 36 (F)
102 Dodairagawa 70 1-Jun-88 1-Jan-90 96 24 (F)
103 Wirgane 70 -/05 -/06
104 Wolwedans 70 1-Oct-88 1-Sep-89 58 136 (F)
105 Changshun 69 1-Mar-97 1-Jun-99 134 89 (F)
106 Mano 69 1-Apr-85 1-Jan-88 96 24 (F)
107 Concepciόn 68 1-Dec-89 1-Jun-90 95 0
108 Shin-miyaka 68 1-Jul-97 1-Aug-00 91 39 (F)
109
Santa Clara -
Jordão 67 3-Dec-05 -/04 60 30
110 Salto Caxias 67 1-Jan-96 1-Jul-98 80 20 (F)
111 Mujib 67 1-Jan-05 3-Feb-05 85 0

112 Shanzi 66 1-Nov-93 1-May-94 65 125 (F)
113 Wanmipo 65 2-Nov-05 3-May-05 68 83 (F)
114 Ohmatsukawa 65 1-Oct-92 1-Jun-95 91 39 (F)
115 Koyama 65 1-May-00 2-Dec-05 54 66 (S)
116 Fukutiyama 65 1-Apr-00 -/02 84 36 (F)
117
Saluda dam
remediation 65 -/03 -/04 (F)
118 Jucazinho 63 1-Nov-96 1-Oct-98 64 16 (N)
119 Dona Francisca 63 1-Jun-99 1-Oct-00 72 18 (N)
120 Xibin 63 1-Dec-94 1-Jul-95 79 105 (F)
121 Shuidong 63 1-Nov-92 1-Oct-93 50 90 (F)
122 Xihe 62 4-Feb-05 5-May-05 (F)
123 Pingban 62 -/02 -/04 (F)
124 Tianshenqiao No2 61 1-Apr-87 1-Jun-90 79 79 (F)
125 Kamuro 61 1-Jul-88 1-Oct-90 96 24 (F)
126 Castanhão 60 -/00 1-Dec-05 85 0
127 Jingjiang 60 1-Oct-91 1-Mar-93 70 80 (F)
128 Tannur 60 1-Dec-99 1-Dec-00 125 75 (N)
129 Boukerkour 60 4-Apr-05 4-Sep-05
130 Bouhouda 60 1-Apr-96 1-May-98 100 0
131 Mae Suai 59 1-Oct-00 2-Jan-05 70 80 (F)
132
Santa Cruz do
Apodi 58 -/99 -/00 80 0
133 Longmentan 58 1-Dec-87 1-Aug-89 72 82 (F)
134 Urdalur 58 1-Aug-91 1-Jul-92 53 123 (F)
135 Boqueron 58 1-Feb-96 1-Aug-96 55 130 (F)
136 Arriarán 58 1-Apr-92 1-Sep-92 85 135 (F)
137 Shankou No3 57 1-Feb-00 1-Jan-05 105 86 (F)

138 Kengkou 57 1-Nov-85 1-Apr-86 60 120 (F)
139 Gaobazhou 57 1-Nov-98 1-Feb-00 123 100 (F)
140 Daguangba 57 1-Dec-91 1-Dec-93 55 96 (F)
141 Hinata 57 1-Nov-92 1-May-94 84 36 (F)
142 Joumoua 57 1-Jun-90 1-Nov-92 105 45 (N)
143
Saco de Nova
Olinda 56 1-Jul-86 1-Oct-86 55 15 (N)
144 Wangkeng 56 -/01 -/03 (F)
145 João Leite 55 3-Jan-05 -/03
146 Hongpo 55 1-Jul-98 1-Nov-99 54 99 (F)
147 Shiromizugawa 55 1-Oct-85 1-Jun-88 96 24 (F)
148 Sahla 55 1-Nov-92 1-Dec-93 85 15 (N)
149
Huilong PSS
(upper dam) 54 2-Nov-05 3-Dec-05 (F)
150 Nacaome 54 1-Aug-94 -/95 64 21 (N)
151 Bab Louta 54 1-Feb-98 1-Feb-99 65 15 (N)
152 Sierra Brava 54 1-Jun-92 1-Nov-93 70 130 (F)
153 Candonga 53 -/03 -/04 90 0
154 Rongdi 53 1-Nov-88 1-Jul-89 90 140 (F)
155
Huilong PSS
(lower dam) 53 -/02 -/04 (F)
156 Inyaka 53 1-Jun-97 1-Oct-00 60 120 (F)
157 Maroño 53 1-Nov-89 1-Aug-90 80 170 (F)
158 New Victoria 52 1-Mar-91 1-Aug-91 79 160 (F) -
159 La Cañada 52 1-Aug-05 2-Feb-05 140 100 (N)
160 Shuangxi 52 1-Mar-96 1-Oct-97 90 110 (F)
161 Wala 52 1-Oct-00 2-Apr-05 120 0

162 Willow Creek 52 1-Apr-82 1-Sep-82 47 19 (F)
163 Canoas 51 1-Aug-94 1-May-95 64 16 (N)
164 Burnett River 50 4-May-05 5-Oct-05 65
165 Yushi 50 -/99 -/01 (F)
166 Yujiankou 50 -/03 -/04
167 Yujiankou 50 -/03 -/04 (F)
168 Baishi 50 1-Apr-97 1-Sep-99 72 58 (F)
169 Takisato 50 1-Jun-92 1-Jul-97 84 36 (F)
170 Al Wehdah 50 4-Oct-05 5-Nov-05 65
171 Vindramas 50 1-Apr-93 1-Dec-93 100 100 (M)
172 Ooooooo 50 -/01 -/03
173 Taung 50 1-Aug-91 1-Sep-92 44 66 (F)
174 Knellpoort 50 1-May-88 1-Nov-88 61 142 (F)
175 Galesville 50 1-May-85 1-Aug-85 53 51 (F)
176 Cuchillo Negro 50 1-Mar-90 1-May-91 77 59 (F)
nghiên cứu của các cơ quan chuyên ngành ở Việt Nam có rất nhiều mỏ puzơlan thiên nhiên
có trữ lượng lớn và chất lượng tốt có thể sử dụng trong chế tạo RCC như mỏ Sơn Tây tỉnh
Hà Tây, mỏ Núi Béo tỉnh Quảng Ninh ở phía Bắc, mỏ Phong Điền tỉnh Thừa Thiên Huế,
mỏ Mu Rùa, Long Đất tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu, v.v mà việc sử dụng trong RCC chắc chắn
đưa lại hiệu quả cao. Từ những phân tích trên có thể thấy rằng việc nghiên cứu sử dụng
puzơlan trong chế tạo RCC là một thách thức lớn mà các nhà nghiên cứu, thiết kế, các nhà
đầu tư và nhà thầu trong nước đang phải đối mặt. Mặc dù cho đến nay việc ứng dụng
puzơlan trong RCC đã bước đầu được triển khai song thực tế nảy sinh nhiều vấn đề cần
được tập hợp nghiên cứu tìm phương hướng khắc phục
Dưới đây là một vài dẫn chứng dưới góc nhìn của các tác giả.
Bảng 3- Một số đặc điểm chính của một số đập thuỷ điện đang trong quá trình thiết
kế hay thi công sử dụng RCC tại Việt Nam
STT. Tên đập Chiều cao
(m)
Cường độ

thiết kế, MPa.
Hàm lượng XM +
PGK, kg/m
3
Tỷ lệ P/
(XM+P), %
Loại cát
1 A Vương 70 R
180
=15 90XM+190Puz. 67,85 Tự nhiên
2 Pleykrông 75 R
180
=15 80XM+210Puz. 72,41 Tự nhiên
3 Sê San 4 80 R
365
=15 80XM+120Puz. 60,00 cát xay
4 Bản Vẽ 138 R
365
=17 90XM+130Puz. 59,10 cát xay
5 Sơn La 138 R
365
=16 70XM+150FA. 60,00 cát xay
Để phân tích số liệu có thể nêu điển hình các thông số chính của 5 đập thuỷ điện (xem bảng
3). Khi so sánh cấp phối RCC của đập Pleykrông và đập A Vương cho thấy chúng có các
thông số đầu vào tương đương song hàm lượng puzơlan và tỷ lệ P/(XM+P) có sự chênh
lệch khá lớn mà bản chất sự việc chưa được giải thích làm rõ. Cũng tương tự khi so sánh
cấp phối RCC của đập Bản Vẽ và đập Sê San 4 có sự khác biệt chiều cao khá lớn song tỷ lệ
P/(XM) là như nhau. Sự chênh lệch hàm lượng chất kết dính (» 20 kg/m
3
) khó tạo ra được

sự khác biệt về cường độ nén khi RCC được đầm chặt tốt như nhau.
Theo EM 1110-2-2006 trong cát xay hàm lượng hạt mịn có kích thước <0,075 mm hợp lý
nằm trong khoảng 6-18%. Khi sử dụng cát tự nhiên để chế tạo RCC do thiếu hụt cấp hạt
này cần bổ sung bằng puzơlan hay các hạt không có tính dẻo khác. Tuy nhiên lượng hạt
mịn bổ sung chỉ nên chọn trong khoảng 6-7% lượng dùng cát tự nhiên. Từ bảng 3 cho thấy
hàm lượng CKD của RCC cho đập thuỷ điện Sơn La, Sê San 4 và Bản Vẽ sử dụng cát xay
tương ứng là 200-220 kg/m
3
. Trong khi đó hàm lượng CKD cho RCC của đập thuỷ điện A
Vương và Pleykrông sử dụng cát tự nhiên tương ứng là 280 và 290 kg/m
3
. Chênh lệch giữa
tổng hàm lượng CKD giữa hai nhóm đập này được hiểu là lượng hạt mịn bổ sung cho RCC
sử dụng cát tự nhiên bằng 60-80 kg/m
3
cho RCC của đập A Vương và 70-90 kg/m
3
cho
RCC của đâp Pleykrông. Theo cảm nhận ban đầu lượng hạt mịn bổ sung quá lớn có thể gây
ảnh hưởng xấu đến tính chất công nghệ của RCC thể hiện trong thi công và làm suy giảm
tốc độ phát triển cường độ ở tuổi dài ngày của RCC.
3. NHỮNG VẤN ĐỀ LIÊN QUAN ĐẾN ĐẶC THÙ CÔNG NGHỆ RCC CẦN TIẾP
TỤC LÀM RÕ
3.1. Ảnh hưởng của tổng lượng chất kết dính và loại phụ gia khoáng đến sự phát triển
cường độ của RCC
Chất kết dính trong hỗn hợp bê tông đầm lăn được xem là tổng lượng dùng xi măng từ
clanhke xi măng poóclăng và phụ gia khoáng hoạt tính đạt yêu cầu kỹ thuật theo tiêu chuẩn
ASTM C618. Xuất phát từ quan điểm phụ gia thuỷ lực (phụ gia có khả năng tác dụng với
Ca(OH)
2

thải ra khi thuỷ hoá xi măng) lượng phụ gia tối đa có thể kết hợp với Ca(OH)
2
trong RCC có thể tính toán được xuất phát từ lượng Ca(OH)
2
và SiO
2
hoạt tính. Khi lượng
SiO
2
hoạt tính thấp hơn yêu cầu, lượng sản phẩm tạo ra phụ thuộc vào hàm lượng phụ gia
khoáng hoạt tính sử dụng. Khi lượng SiO
2
hoạt tính đưa vào cao hơn mức cần thiết thì
lượng sản phẩm tạo ra phụ thuộc vào Ca(OH)
2
có trong RCC. Như vậy trên thực tế luôn
tồn tại một hàm lượng phụ gia khoáng tối đa hợp lý thay thế xi măng mà không làm giảm
cường độ của bê tông. Nếu lấy cường độ bê tông ở tuổi 28 ngày làm cơ sở để xem xét thì
hàm lượng puzơlan thiên nhiên hợp lý nằm trong khoảng 15 -20% tổng lượng chất kết dính
và giá trị này là 20–30% trong trường hợp sử dụng tro bay. Tuy nhiên đối với bê tông thuỷ
công trong đó có RCC, cường độ thường được xác định ở tuổi 91, 112 hoặc 182 ngày thì tỷ
lệ thay thế xi măng của hai loại phụ gia khoáng này cao hơn tương ứng là 20 – 30% và 30
– 40%. Đây cũng là khoảng giá trị tỷ lệ thay thế xi măng bằng phụ gia khoáng được các kỹ
sư xây dựng Nhật Bản và kỹ sư quân sự Hoa Kỳ kiến nghị [1, 2]. Tuy vậy trong trường hợp
sử dụng tro bay (puzơlan loại F theo ASTM C168) theo phương pháp thiết kế thành phần
bê tông RCC ACI 211.3, tỷ lệ thể tích rắn giữa tro bay và xi măng poóc lăng có thể biến
động trong khoảng 1÷6 và nếu kể đến sự chênh lệch về khối lượng riêng của tro bay và xi
măng thì tỷ lệ tro bay : (tro bay + xi măng) có thể đạt từ 40÷80%. Như vậy nếu so sánh với
tỷ lệ tối đa do các kỹ sư Nhật Bản và kỹ sư quân sự Hoa Kỳ khuyến cáo thì tỷ lệ tối đa mà
ACI 211.3 đề xuất cao hơn khoảng 40%. Theo quan điểm của chúng tôi thì với khối lượng

tro bay lớn như thế sẽ có tác dụng thay thế một phần cốt liệu trong RCC. Khi một phần cốt
liệu được thay thế bằng tro bay, cường độ của bê tông thường và cả RCC đều tăng cao hơn
mẫu đối chứng, và sự tăng trưởng cường độ này ít liên quan đến phản ứng kết hợp giữa
Ca(OH)
2
và SiO
2
hoạt tính trong tro bay, mà chủ yếu là do sự có mặt của một khối lượng
lớn tro bay đã cải thiện đáng kể th ành phần hạt, vi cấu trúc của bê tông làm tăng độ đặc
chắc và tăng cường độ.
Từ đó có thể rút ra kết luận là: Khi tổng lượng dùng chất kết dính gồm xi măng poóc lăng
và phụ gia khoáng hoạt tính ở mức thấp tức từ 100-150 kg/m
3
RCC, nên áp dụng khuyến
cáo của các kỹ sư xây dựng Nhật Bản và các kỹ sư quân sự Hoa Kỳ. Trong trường hợp giá
trị này đạt từ 150-200 kg /m
3
hay cao hơn, có thể cân nhắc sử dụng phương pháp mà ACI
211.3 đề xuất. Tức là lượng xi măng poóc lăng trong RCC cần phải được giữ ở mức cao
hơn giá trị tối thiểu cho phép.
Trong trường hợp sử dụng phụ gia khoáng hoạt tính loại N theo ASTM C618 cho thấy do
cấu trúc, hình dạng, tính chất bề mặt của hạt, việc cải thiện cấu trúc RCC làm tăng độ đặc
và cư ờng độ đạt đ ư ợc khi sử dụng với tỷ lệ thay thế thấpcó thể bị mất tác dụng do khi
được sử dụng với tỷ lệ thay thế cao hơn sẽ làm tăng lượng nước yêu cầu của hỗn hợp để
đạt được tính công tác tương đương như khi sử dụng tro bay. Sau đ ây là một số kết quả
ban đầu của chúng tôi thu được khi nghiên cứu sự phát triển cường độ của RCC chế tạo từ
xi măng PC40, tro bay nhiệt điện và puzơlan thiên nhiên.
Bảng 4. Sự phát triển cường độ của RCC có sử dụng tro bay nhiệt điện và puzơlan
thiên nhiên
Ký hiệu cấp

phối
Xi măng
PC40, kg/m
3
Puzơlan thiên
nhiên, kg/m
3
Tro bay nhiệt
điện, kg/m
3
Cường độ nén mẫu trụ
f150H300mm, MPa.
7 ngày 28 ngày
1 65 100 - 6,6 8,0
2 65 120 - 7,5 8,6
3 85 100 - 9,5 11,7
4 85 120 - 10,0 13,5
5 65 - 100 7,1 11,5
6 65 - 120 7,8 12,0
7 85 - 100 10,3 15,0
8 85 - 120 11,1 18,0
Dựa trên kết quả thu được có thể sơ bộ đưa ra nhận xét sau: Khi được sử dụng với cùng tỷ
lệ thay thế như nhau tro bay nhiệt điện có khả năng cải thiện cường độ của RCC tốt hơn so
với puzơlan thiên nhiên. Khi có cùng tổng lượng dùng chất kết dính (xem cấp phối 2 và 3)
cường độ nén ở tuổi 7 và 28 ngày của RCC chứa puzơlan thiên nhiên có hàm lượng xi
măng cao hơn thì cao hơn. Khi sử dụng tro bay cũng có kết luận tương tự.
3.2. Ảnh hưởng của tổng lượng dùng chất kết dính và loại phụ gia khoáng hoạt tính
đến sự tăng nhiệt độ trong thân đập.
Khi thuỷ hoá, xi măng poóc lăng toả nhiệt. Lượng nhiệt toả ra tỷ lệ với lượng dùng xi
măng.Ứng suất nhiệt trong đập phụ thuộc chủ yếu vào chênh lệch nhiệt độ trong đập với

nhiệt độ trung bình năm, Dt, hệ số giãn nở nhiệt của bê tông, b, mô đun biến dạng, E và
khả năng kiềm chế biến dạng, R :
s
t
= R.E.b.Dt
Có thể hiểu Dt là chênh lệch nhiệt độ giữa nhiệt độ tối đa của khối đập và nhiệt độ trung
bình năm tức nhiệt độ của môi trường. Những biến động nhiệt độ trong năm chỉ có thể ảnh
hưởng đến lớp mặt ngoài của đập. Đối với đập Upper Stillwater, khi nhiệt độ trung bình
năm tại khu vực đập là 3
o
C, thì nhiệt độ khối đổ được khống chế là 10
o
C và Dt trong
trường hợp này sẽ cao hơn 7
o
C. Vì nhiệt độ của khối RCC sau khi đầm chặt sẽ tăng và đạt
giá trị tối đa ước tính bằng 45% giá trị tăng nhiệt độ đoạn nhiệt khi tốc độ lên đập là 300
mm/ngày đêm (xem hình 1). Cấp phối RCC của đập Upper Stillwater gồm 79 kg xi măng +
173 kg tro bay. Nhiệt độ đoạn nhiệt đạt 19
o
C và 21
o
C khi sử dụng phụ gia giảm nước loại
D và loại A theo ASTM C494. Nhiệt độ ban đầu của khối đổ tương ứng là 7
o
C và 9
o
C, tức
giá trị tăng nhiệt độ đoạn nhiệt là 12
o

C cho cả hai trường hợp. Tăng nhiệt độ đoạn nhiệt này
phù hợp với kết quả của chúng tôi thu được từ RCC có lượng dùng xi măng poóc lăng
PC40 + tro bay nhiệt điện là 85 kg/m
3
+ 120 kg/m
3
đạt 11,2
o
C. Từ đó có thể sơ bộ xác định
được giá trị tăng nhiệt độ của đập Upper Stillwater là:
Dt
đn
= 0.45 x 12
o
C = 5.4
o
C.
Khi đó nhiệt độ tối đa trong thân đập là: t
max
= t
hhRCC
+ Dt
đn
= 10
o
C + 5.4
o
C = 15.4
o
C.

Từ đó: Dt = t
max
– t
mt
= 15.4
o
C – 3
o
C = 12.4
o
C
Trong điều kiện khí hậu nóng ẩm và có cường độ bức xạ mặt trời lớn ở cả 3 miền nước ta,
nhiệt độ khối đổ có thể đạt rất cao vào mùa nóng và vào ban ngày. Mặt khác khi nhiệt độ
không khí cao hơn nhiệt độ khối đổ thì khả năng san phẳng nhiệt độ là rất lớn. Về mùa
nóng khi nhiệt độ không khí cao hơn 32
o
C thì hỗn hợp bê tông nói chung và RCC nói riêng
đông kết rất nhanh và cường độ ở tuổi 28 ngày thường giảm 10–15%. Do vậy việc khống
chế lượng dùng xi măng kết hợp với việc thi công vào ban đêm là những biện pháp nhằm
giảm thiểu việc tăng nhiệt độ thân đập do nhiệt độ khối đổ cao.
Hình 1.Quan hệ giữa độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt với tốc độ đổ RCC trong đập
Để minh hoạ việc xác định nhiệt độ khối đổ có thể xem xét ví dụ sau : Nếu chọn giá trị
tăng nhiệt độ trong đập Dt = 12.4
o
C tương tự như của đập Upper Stillwater và nhiệt độ
trung bình năm là 24
o
C thì nhiệt độ tối đa của khối đổ t
max
= 24

o
C + 12.4
o
C = 36.4
o
C ; và giá
trị tăng nhiệt độ đoạn nhiệt Dt
đn
chọn là 6
o
C tức 45% của giá trị tăng nhiệt độ đoạn nhiệt
của RCC có lượng dùng xi măng 85 kg/m
3
là 12,8
o
C (xem biểu đồ hình 3) thì nhiệt độ của
khối đổ RCC không được cao hơn giá trị t
hhRCC
= 36.4
o
C – 6
o
C = 30,4
o
C. Để đạt được giá trị
nhiệt độ khối đổ này về mùa nóng khi nhiệt độ không khí cao cũng không hoàn toàn dễ
dàng.
Từ những lập luận đó rút ra kết luận sau: Trong công nghệ thi công đập RCC ở Việt Nam
nhất thiết phải xác định sự tăng nhiệt độ đoạn nhiệt của RCC, trên cơ sở nhiệt độ trung
bình năm của khu vực xây dựng đập có thể sơ bộ chọn nhiệt độ tối đa cho phép của khối đổ

RCC phụ thuộc vào tốc độ lên đập và chiều dày lớp đổ.
Từ các kết quả nêu trong hình 3 có thể đưa ra nhận xét sau: Trong khoảng 100h thuỷ hoá,
sự có mặt của tro bay ít ảnh hưởng đến giá trị tăng nhiệt độ đoạn nhiệt của RCC. Giá trị đó
là 8.0÷8.5
o
C và 12÷13
o
C tương ứng với lượng dùng xi măng poóc lăng PC40 là 65 kg/m
3
và 85 kg/m
3
. Nhiệt độ đoạn nhiệt của RCC giảm tỷ lệ thuận với lượng xi măng clanhke bị
thay thế bằng tro bay.
So với bê tông truyền thống, RCCcó hệ số từ biến thấp do vậy ứng suất nhiệt sinh ra do
chênh lệch nhiệt độ cao hơn. Trong một chu kỳ tăng nhiệt độ do thuỷ hoá xi măng và giảm
nhiệt độ do làm lạnh tiếp theo thì từ biến của bê tông có thể giúp làm giảm ứng suất nén do
tăng nhiệt độ nhanh gây ra. Sau đó khi RCC giảm nhiệt độ ứng suất nén dư sẽ bị triệt tiêu.
Khi RCC tiếp tục bị làm lạnh trong bê tông sẽ xuất hiện ứng suất kéo. Do từ biến của bê
tông giảm theo thời gian, các vết nứt có thể xuất hiện ngay cả khi nhiệt độ của bê tông
chưa giảm xuống đến nhiệt độ ban đầu của khối đổ [2]. Từ đó cho thấy việc khảo sát tính
chất từ biến cũng như các loại biến dạng khác có ý nghĩa quan trong đối với thi công RCC
3.3. Ảnh hưởng của tổng lượng dùng chất kết dính và loại phụ gia khoáng hoạt tính
đến khả năng chống thấm của RCC
Trong thiết kế đập RCC các đặc trưng có tầm quan trọng nhất phải kể đến là :
ü Khả năng chống thấm.
ü Cường độ kéo và khả năng biến dạng kéo
ü Cường độ kháng cắt trên bề mặt khe nâng (độ bám dính và hệ số ma sát)
ü Cường độ nén
ü Tỷ số poátxông
ü Hệ số dãn nở nhiệt

ü Từ biến
Từ đó cho thấy khả năng chống thấm của RCC là chỉ tiêu có tầm quan trọng hàng đầu.
Kinh nghiệm xây dựng đập RCC cho thấy tổng lượng dùng chất kết dính có tính quyết định
đến khả năng chống thấm của RCC (xem hình 4).
Hình 4. Tương quan giữa khả năng chống thấm và lượng dùng chất kết dính
(ACI 207.5R)
Chiều cao đập càng lớn thì khả năng chống thấm của RCC càng cao. Đối với đập cao từ
50m trở lên hệ số thấm K tối thiểu phải đạt 10
-7
cm/s, đập cao từ 100m trở lên là 10
-8
cm/s,
và 150m là 10
-9

cm/s, từ đó có thể xác định lượng dùng chất kết dính tối thiểu tương ứng là
125÷170 kgm
3
; 150÷180 và 170÷210 kg/m
3
.
Tuy nhiên các tính chất của RCC phụ thuộc vào nhiều yếu tố, trong đó khả năng chống
thấm cũng vậy. Các yếu tố có thể ảnh hưởng đến khả năng chống thấm ngoài tổng lượng
dùng chất kết dính đó là : loại phụ gia khoáng hoạt tính, tỷ lệ thay thế xi măng poóc lăng
bằng phụ gia khoáng, loại cát, cỡ hạt lớn nhất của cốt liệu.
Phụ gia khoáng hoạt tính dạng puzơlan thiên nhiên có khả năng tạo cho RCC có K thấm
nhỏ hơn khi sử dụng tro bay, tuy nhiên tỷ lệ thay thế xi măng bằng puzơlan nên hạn chế ở
giá trị nhỏ hơn so với khi sử dụng tro bay. Nguyên nhân có thể vì trong tro bay có mặt than
chưa cháy mặc dù hàm lượng mất khi nung đã khống chế nhỏ hơn 6% theo yêu cầu của
ASTM C168. RCC sử dụng cát tự nhiên có hệ số K thấp hơn so với khi sử dụng cát nhân

tạo (cát xay).
Việc chọn tỷ lệ thay thế xi măng bằng puzơlan phải được xác định bằng thực nghiệm sao
cho giá trị K phải đạt nhỏ hơn K tối thiểu yêu cầu cho mỗi đập. Giá trị hệ số thấm phải
được xác định trực tiếp trên mẫu trong phòng thí nghiệm và có đối chiếu với mẫu nõn
khoan tại hiện trường.
4. KẾT LUẬN
Xuất phát từ những khảo sát ban đầu về thực trạng ứng dụng công nghệ RCC tại Việt Nam
và một số tư liệu mang tính tham khảo các tác giả đưa ra một vài kết luận sơ bộ dưới đây:
(1) Trong thời gian tới cần gấp rút hoàn chỉnh công tác khảo sát quy hoạch và đưa vào khai
thác các mỏ puzơlan có trữ lượng lớn chất lượng tốt phục vụ cho việc ứng dụng trông bê
tông đầm lăn.
(2) Cần tiến hành nghiên cứu sử dụng hợp lý nguồn tài nguyên puzơlan trên cỏ sở nghiên
cứu ảnh hưởng của tỷ lệ thay thế xi măng bằng puzơlan đến các tính chất của RCC nhất là
sự phát triển cường độ, khả năng chống thấm, độ bền trong môi trương của RCC ở tuổi dài
ngày.
(3) Nghiên cứu đề xuất một phương pháp thiết kế thành phần RCC có sử dụng puzơlan
thiên nhiên Việt Nam.
(4) Hoàn thiện quy trình thiết kế kết cấu đập RCC với tiêu chuẩn thiết kế thống nhất để có
thể tính toán đưa ra được các mác bê tông thích hợp./.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Kenneth D. H annsen, William G. Reinhrdt, « Roller Compacted Concrete Dams »
2. Neville A.M., « Properties of Concrete »
3. EM 1110-2-2006, « Roller Compacted Concrete »
4. ACI 2007-5R, « Roller-Compacted Mass Concrete »
(nguồn www.vncold.vn)