MỘT SỐ TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG XI MĂNG CỐT LIỆU CAO SU VÀ KHẢ NĂNG ÁP DỤNG VỚI BÊ TÔNG DẠNG TẤM LỚN

MỘT SỐ TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG XI MĂNG CỐT LIỆU CAO SU
VÀ KHẢ NĂNG ÁP DỤNG VỚI BÊ TÔNG DẠNG TẤM LỚN
(The properties of rubberized concrete and its application for concrete large area)
Th.S. NCS. HỒ Anh Cương 1*, TS. TURATSINZE Anaclet 1, PGS. TS. VŨ Đức Chính 2
1

Đại học Toulouse,UPS, INSA, LMDC (Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions), F-31077
Toulouse cedex 4, France
2
Viện Khoa học và Công nghệ Giao thông Vận tải, Hà Nội, Việt Nam

TÓM TẮT: Đề tài nghiên cứu đã thực hiện các thí nghiệm trong phòng tại Trường Đại học Toulouse,
UPS, INSA, LMDC nhằm xác định đặc tính của bê tông xi măng sử dụng cốt liệu cao su - BTCS (là vật
liệu được sản xuất bằng cách nghiền nhỏ từ lốp xe đã qua sử dụng): cường độ chịu nén, chịu kéo, chịu
uốn, mô đun đàn hồi ở tuổi 28 ngày; độ co ngót tự do và co ngót hãm của 3 loại BTCS (tỷ lệ cao su thay
thế cho thể tích cát 20%, 30%, 40%) so sánh với bê tông đối chứng. Kết quả nghiên cứu cho thấy, mặc dù
độ bền cơ học có giảm nhưng đặc tính biến dạng của BTCS tăng lên, qua đó làm giảm độ nhạy cảm với
vết nứt. Chỉ số đặc tính đàn hồi (EQI) đã được áp dụng với BTCS nhằm dự báo khả năng sử dụng vật
liệu composit này trong ứng dụng với bê tông dạng tấm lớn. Kết quả nghiên cứu bước đầu đã khẳng định
được những ưu điểm của BTCS về tính chất cơ lý, về đặc tính biến dạng phù hợp để hạn chế sự nứt bê
tông do co ngót cũng như về khả năng sử dụng cao su phế thải trong việc bảo vệ môi trường.
ABSTRACT: Rubber aggregate is material produced by shredding and grinding end-of-life tyres. The
long-term goal of this research is to design a cement-based composite incorporating rubber aggregates
(rubberized concrete) that exhibit improved performance such as a high strain capacity to restrict the
cracking due to length changes (shrinkage or thermal length change); on the other hand, there is
worldwide of clean environment concern. With the specimen produced by replacing natural sand by
rubber aggregates (0-4 mm) up to 40% by volume, effects of rubber aggregate were investigated. In
particular their effects on the fresh concrete (workability) were identified and other tests with regard to
hardened properties were carried out at 28 days: compressive strength, splitting tensile strength, flexural
strength. Finally free shrinkage and ring tests were performed with the aim to evaluate resistance to
cracking due to restrained shrinkage. It was observed that, although its low tensile and compressive

strengths, the strain capacity of rubberized concrete is significantly improved and consequently, its
potential for cracking is reduced. From such results, it appeared that the Elastic Quality Index (EQI) is
improved by rubber aggregate incorporation, a token for durable applications in particular for concrete
large area.
Keywords: Rubberized concrete, Concrete, Rubber aggregate, Modulus of elasticity, Compressive strength, Strain Capacity,
Cracking resistance, Durability, Recycling, Elastic Quality Index (EQI), Performance

* HỒ Anh Cương, Bộ môn Công trình Giao thông Công chính và Môi trường,
Đại học Giao thông Vận tải., Cầu giấy, Hà Nội, Việt Nam
E-mail:

1


1. Mở đầu
Hiện nay, trung bình các quốc gia thải ra hàng triệu lốp xe đã qua sử dụng. Loại rác thải rất khó phân hủy
này nếu không được xử lý sẽ là thảm họa cho môi trường sống của con người. Tại các nước phát triển,
người ta đã tiến hành nghiên cứu xử lý, tái sử dụng chúng như : tái sinh làm nguyên liệu, làm nhiên liệu
cho công nghiệp xi măng, đắp lại lốp, làm vật liệu trong xây dựng, chôn lấp….
Tại Việt Nam, theo ước tính của Viện Khoa học Công nghệ Môi trường [1], hàng năm lượng polyme
phế thải trên toàn quốc có thể lên tới hàng trăm ngàn tấn (bao gồm các sản phẩm từ cao su, nhựa). Tuy
nhiên, ở nước ta, vấn đề nghiên cứu, xử lý tận dụng polyme phế thải nói chung và cao su phế thải nói
riêng hầu như chưa được chú ý.
Những năm gần đây, nhiều nghiên cứu trên thế giới đã tận dụng cốt liệu cao su nghiền từ lốp xe cao su
phế thải để làm cốt liệu trong bê tông và vữa xi măng. Các kết quả nghiên cứu đều chỉ ra rằng cường độ
chịu nén, kéo, uốn, mô đun đàn hồi của bê tông cốt liệu cao su (BTCS) đều giảm so với bê tông đối chứng
theo tỷ lệ tăng thể tích cao su sử dụng. Tuy nhiên, BTCS lại có đặc tính dẻo dai và có khả năng hấp thụ
nhiều năng lượng dẻo dưới tác dụng nén và uốn. Vì thế, composit này có khả năng chịu biến dạng lớn
trước khi bị phá hoại [3]. Không chỉ có thế, Li [3] còn chứng tỏ sự có mặt của cốt liệu cao su có thể làm
thay đổi phản ứng động và làm giảm sự rung cho kết cấu BTCS. Trong một nghiên cứu khác, Piti

Sukontasukkul [4] chứng tỏ rằng sức kháng trượt của BTCS lại tăng khi kiểm tra với thí nghiệm con lắc
Anh (ASTM E303-93).
Theo Turatsinze [5], vữa xi măng cốt liệu cao su có mô đun đàn hồi thấp nhưng khả năng biến dạng cao
hơn khi chịu kéo trước khi xuất hiện vết nứt. Không chỉ có vậy, vết nứt do co ngót xuất hiện chậm hơn,
độ mở rộng của các vết nứt nhỏ hơn và ít nguy hiểm cho kết cấu.
Trong kết cấu mặt đường, các vật liệu gia cố chất liên kết thủy hóa thường được đặc trưng bởi cặp hai giá
trị cường độ chịu kéo (fct) và mô đun đàn hồi chịu kéo (Et). Tuy nhiên cặp giá trị này không trực tiếp đánh
giá khả năng làm việc của vật liệu mà cần phải có một giá trị khác thay thế. Vì vậy, [10] đề xuất chỉ số
đặc tính đàn hồi EQI (Elastic Quality Index) là một chỉ số trực tiếp đánh giá khả năng làm việc của vật
liệu nhằm thay thế cho cặp giá trị (fct) và (Et).
Để đánh giá khả năng làm việc của vật liệu, [10] đề xuất sử dụng chỉ số đặc tính đàn hồi (EQI). Chỉ số
EQI của vật liệu là chiều dày cần thiết « h » của lớp kết cấu nhằm đáp ứng được những điều kiện tải trọng
và thời gian khai thác cho trước.
Báo cáo này trình bày một số tính chất của BTCS ở trạng thái tươi ; cường độ chịu nén, chịu kéo, chịu
uốn, mô đun đàn hồi ở tuổi 28 ngày của 3 loại BTCS (tỷ lệ cao su thay thế cho thể tích cát 20%, 30%,
40%) và được so sánh với bê tông đối chứng. Ngoài ra, báo cáo cũng đề cập đến đặc tính biến dạng và độ
bền chịu nứt do co ngót, đặc biệt là do co ngót hãm của BTCS thông qua các thí nghiệm xác định độ co
ngót tự do và co ngót hãm. Chỉ số đặc tính đàn hồi (EQI) cũng được áp dụng với BTCS nhằm đánh giá
khả năng làm việc của vật liệu này trong kết cấu dạng tấm lớn.

2. Chương trình thí nghiệm
2.1. Vật liệu
Cốt liệu cao su (CLCS) là vật liệu được sản xuất bằng cách nghiền nhỏ lốp xe cao su đã qua sử dụng, có
kích cỡ từ 0-4mm, tỷ trọng 1.2, có tính chất kỵ nước. Xi măng Portland CEM I 52.5R, tương đương xi
măng Portland theo tiêu chuẩn ASTM Type III. Cốt liệu lớn – sỏi sông tự nhiên có khối lượng thể tích
2.67, hệ số hấp thụ nước 1.1%. Cát sông tự nhiên có khối lượng thể tích 2.67, có kích cỡ 0-4mm, hệ số
hấp thụ nước 1.9%. Hai đường cong cấp phối của cát và CLCS đường biểu diễn trên hình 1.
Có hai loại phụ gia được sử dụng trong hỗn hợp vật liệu : phụ gia siêu dẻo (Sika ViskoCrete 3030, gốc
acrylic copolymer) và phụ gia ổn định có đặc tính nhớt (Sika Stabilizer 300 SCC). Trên thực tế, khi trộn
hỗn hợp BTCS thì có hiện tượng tách rời và phân tầng CLCS ra khỏi vữa xi măng. Cả hỗn hợp BTCS trở

nên rời rạc mà các giải pháp thông thường không thể cải thiện được. Để giải quyết hiện tượng này, Sika
Stabilizer 300 SCC là được đánh giá là giải pháp hiệu quả nhất trong các giải pháp thử nghiệm chống
phân tầng. Kết quả sự phân tán đồng đều của CLCS trong BTCS được thể hiện hình 2 (cưa dọc một mẫu
BT30CS hình trụ đường kính 118mm và cao 236mm).
2


2.2. Chế tạo hỗn hợp vật liệu
Nghiên cứu đã chế tạo được ba công thức BTCS với các tên gọi BT20CS, BT30CS, BT40CS tương ứng
với các tỷ lệ thay thế CLCS 0-4mm về thể tích 20%, 30%, 40% cho cát sông tự nhiên 0-4mm và một công
thức bê tông đối chứng BT0CS (không sử dụng CLCS).
Trong tất cả các hỗn hợp, tỷ lệ N/X cũng như lượng phụ gia ổn định Stabilizer 300SCC được giữ
nguyên. Chỉ duy nhất lượng phụ gia siêu dẻo ViskoCrete 3030 được tăng lên theo tỷ lệ tăng của thể tích
CLCS với mục đích khống chế độ sụt của các hỗn hợp dao động trong khoảng SN = 10+ 2cm.
Kết quả công thức thành phần của 4 hỗn hợp được thể hiện ở bảng 1 sau quá trình chế tạo.

Lọt sàng tích lũy (%)

100
80
60
Cát

40

Cao su

20
0
0.01

0.1

1

Cỡ sàng (mm) 10

Hình 1: Đường cong cấp phối của cát (0-4mm) và CLCS (0-4mm)

Hình 2: Sự phân tán đồng đều của CLCS khi
sử dụng phụ gia ổn định (mẫu BT30CS)

Bảng 1 : Thành phần của các hỗn hợp (kg/m3)
BT0CS BT20CS BT30CS BT40CS
Xi măng
Cát (0 -4 mm)
872
CLCS (0 -4 mm) 0
Sỏi (4 -10 mm)
Nước
Phụ gia siêu dẻo 3.03
Phụ gia ổn định

698
79

3.29

323
611

118
967
153
3.61
0.91

524
157

3.99

2.3. Chế tạo mẫu và các thí nghiệm
Các hỗn hợp bê tông được trộn trong máy trộn trục đứng thể tích 80 lít theo trình tự như sau :
Toàn bộ thành phần rắn (cát, sỏi, xi măng, CLCS) được trộn khô cùng lúc trong 180 giây đầu tiên.
Tiếp theo, tám mươi phần trăm dung dịch nước và toàn bộ phụ gia (cả 2 loại phụ gia) được cho từ từ vào
máy trộn. Sau 120 giây trộn, phần nước còn lại (không có phụ gia) được tiếp tục cho hết vào máy và được
trộn hoàn thiện thêm 120 giây nữa để có hỗn hợp hoàn toàn đồng nhất trước khi cho bê tông ra khỏi máy
trộn.
Thí nghiệm độ sụt hình côn được thực hiện để xác định được lượng phụ gia siêu dẻo phù hợp với độ
sụt ở trên.
2.3.1. Thí nghiệm nén, mô đun đàn hồi, kéo, uốn
Với các mẫu cho thí nghiệm nén, kéo, mô đun đàn hồi; khuôn hình trụ (PVC) được sử dụng để tạo mẫu có
đường kính 118mm và chiều cao 236mm ; với mẫu uốn, sử dụng khuôn dầm để tạo mẫu có kích thước
100x100x500mm.
3


Bê tông tươi được đổ vào khuôn thành 2 lớp, đầm trên đầm bàn rung 8-10giây/lớp. Ngay sau khi đổ,
các mẫu được bảo dưỡng trong phòng dưỡng hộ có các điều kiện về nhiệt độ 20oC và độ ẩm 100%. Sau
24 giờ, các mẫu được tháo khuôn và được để tiếp tục trong phòng dưỡng hộ cho đến ngày thứ 28 thì được

mang ra để tiến hành thí nghiệm.Với mỗi loại thí nghiệm, sử dụng ít nhất tổ hợp ba mẫu và so sánh với bê
tông đối chứng.
Các thí nghiệm nén, kéo, mô đun đàn hồi đều được thực hiện trên máy có lực nén tối đa 3000 kN.
Sử dụng hỗn hợp bột sunfua và cát tiêu chuẩn 0-0.5mm đun nóng chảy như hình 3 để tạo phẳng cho bề
mặt của các mẫu trụ khi thí nghiệm nén và mô đun đàn hồi.

Hình 3: Tạo phẳng bề mặt mẫu bằng bột sunfua và cát

Hình 4: Xác định mô đun đàn hồi Ec bằng lồng ứng biến J2P

Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén fc tiến hành theo tiêu chuẩn European NF EN 12390-3, tốc độ
gia tải 5kN/s. Còn thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi Ec (hình 4) dựa theo hướng dẫn RILEM CPC8, sử
dụng hệ thống lồng ứng biến – J2P [6] trên hình 4 với 3 đầu đo chuyển vị LVDT xác định biến dạng dọc
trục. Quá trình thí nghiệm xác định mô đun có một sự điều chỉnh so với theo RILEM CPC8 đó là không
phá hoại mẫu sau chu kỳ gia tải lần thứ 5. Các số liệu từ các LVDT được thu lại bằng phần mềm Strain
Mart trong suốt quá trình thí nghiệm.
Thí nghiệm xác định cường độ chịu kéo ép chẻ được thực hiện theo tiêu chuẩn European NF EN
12390-6 với tốc độ gia tải là 1kN/s theo hình 5.
Thí nghiệm chịu uốn bốn điểm được thực hiện theo tiêu chuẩn European NF EN 12390-5 như hình 6
(tuy nhiên có 1 vài khác biệt nhỏ so với tiêu chuẩn). Máy kéo nén có lực nén tối đa 50kN, được kết nối
với hệ thống điều khiển kỹ thuật số tự động vòng mạch kín.
Độ võng ở vị trí giữa mẫu được xác định bởi một đầu đo LVDT gắn trên một thanh đỡ. Ảnh hưởng do
biến dạng của gối đỡ cũng như thanh đỡ đã được triệt tiêu do cách lắp đặt thanh đỡ. Thí nghiệm được
theo dõi dựa trên độ võng với tỷ số 50 µm/phút. Tải trọng F và độ võng (δ) được máy tính tự động ghi với
tần số 1 dữ liệu/giây. Đường quan hệ lực – độ võng thể hiện đặc tính của composit dưới tác dụng của tải
trọng uốn (Fmax và độ võng δmax)

Hình 5: Xác định cường độ chịu kéo ép chẻ, fct

Hình 6: Xác định cường độ chịu uốn, ff, thí nghiệm chịu uốn 4 điểm

4


2.3.2. Thí nghiệm co ngót tự do và co ngót hãm
Thí nghiệm co ngót tự do được thực hiện với mục
đích xác định sự thay đổi chiều dài của mẫu theo thời
gian. Các mẫu có kích thước 70x70x280mm, được để
liên tục trong phòng dưỡng hộ có nhiệt độ 20 + 1oC và
độ ẩm 50 + 5%.
Sự thay đổi chiều dài dọc trục mẫu được đo bằng
thiên phân kế giữa hai ốc định vị được đặt vào hai đầu
mẫu bê tông ngay từ khi đổ mẫu, hình 7.
Hai loại co ngót được đo trực tiếp: Độ co ngót tổng
cộng - mẫu bê tông có những trao đổi độ ẩm với môi
trường và độ co ngót liên kết – các mẫu được bọc kín
bằng giấy dán aluminum để đảm bảo mẫu bê tông
không bị tác động bởi môi trường xung quanh. Độ co
ngót khô được xác định bằng hiệu số giữa độ co ngót
tổng cộng trừ đi độ co ngót liên kết.
Công tác đo độ co ngót được tiến hành từ giờ thứ
24 sau khi đổ bê tông, các lần đo đầu tiên cách nhau
khoảng một tiếng/lần (từ giờ thứ 24 – 48), sau đó
khoảng cách giữa các lần đo tăng dần theo thời gian.

a: Co ngót tổng cộng

b: Co ngót liên kết

Hình 7: Thí nghiệm đo độ co ngót

Các mẫu được kiểm tra khối lượng bằng cân điện tử (chính xác đến một gram) tại tất cả những lần đo
co ngót để theo dõi sự thay đổi của khối lượng theo thời gian.
Hai loại composit được đo để so sánh : BT20CS và BT0CS. Mỗi loại co ngót được dựa trên kết quả trung
bình của tổ hợp ba mẫu.
Thí nghiệm co ngót hãm được thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM C 1581-04. Thí nghiệm này nhằm xác
định thời điểm xuất hiện vết nứt cũng như xác định sức căng của bê tông dưới tác dụng của sự co khi bị
hãm. Nghiên cứu thực hiện với toàn bộ 3 loại BTCS và bê tông đối chứng.
Thí nghiệm này được thực hiện bằng cách bê tông được đổ theo hình vành khuyên xung quanh một
vòng thép cứng để hãm lại sự co ngót của vật liệu, trên vòng thép có dán hai gage đo biến dạng, hình 8.
Mẫu bê tông sau khi đổ ngay lập tức được đưa vào phòng dưỡng hộ có nhiệt độ 20 + 1oC, độ ẩm 50 +
5% và được phủ kín bằng tấm plastic để tránh cho phần bê tông hở tiếp xúc với không khí. Các ốc vít lệch
tâm được mở ra để các gage có thể đo được biến dạng của vòng thép do co ngót liên kết (autogenous
strinkage) và do co ngót nhiệt độ trong quá trình hydrat xi măng của vành khuyên bê tông. Các dữ liệu
được tự động ghi lại với tần số 10 phút/lần ghi bằng một thiết bị ghi biến dạng P3 (Strain Indicator and
Recorder).
Sau 24 giờ, hai ván khuôn thép ngoài được dỡ bỏ. Bề mặt phía trên của mẫu được phủ lớp silicon
nhằm đảm bảo bê tông bị khô duy nhất theo bề mặt chu vi ngoài của vành khuyên bê tông. Hình 9 thể
hiện mẫu bê tông sau khi tháo 2 ván khuôn bên ngoài và chuẩn bị được phủ silicon lên mặt trên.
Tiêu chuẩn ASTM đề ra trình tự tính toán để xác định hai chỉ số phân loại mức độ nhạy cảm của vật
liệu với sự nứt: tỷ số sức căng trung bình S (Mpa/ngày) và thời điểm xuất hiện vết nứt tcr (ngày), (net
time-to-Cracking), bảng 2.
Bảng 2. Mức độ nhạy cảm với sự nứt theo ASTM C1581-04
Thời điểm nứt tcr Tỷ số sức căng trung bình, S Mức độ nhạy cảm với sự nứt
Ngày

MPa/ngày

0 < tcr ≤7
7 < tcr ≤14

14< tcr ≤ 28

0.34 ≤ S
0.17 ≤ S < 0.34
0.10 ≤ S < 0.17

Cao
Cao vừa phải
Thấp vừa phải

28 < tcr

S < 0.10

Thấp
5


Hình 8: Sơ đồ thí nghiệm co ngót hãm theo tiêu chuẩn ASTM C
1581-04. Với A = 13mm, B = 330 mm, C = 406 mm và H = 130
mm.

Hình 9: Mẫu co ngót khi tháo khuôn

3. Kết quả và thảo luận
3.1. Tính chất bê tông ở trạng thái tươi
Trong quá trình xác định thành phần tối ưu cho composit, nhóm nghiên cứu nhận thấy tính công tác của
hỗn hợp BTCS giảm thể hiện qua độ sụt (SN) giảm khi tăng tỷ lệ thể tích CLCS. Nhận xét này cũng phù
hợp với kết quả quan sát của [12]. Có thể do khuynh hướng đẩy nước của các hạt cao su khiến phần hồ xi
măng của hỗn hợp bê tông không có được tính dính, tính dẻo cần thiết bao bọc CLCS nhằm đảm bảo cho

hỗn hợp có tính công tác phù hợp. Tuy nhiên, theo như giới thiệu ở mục 2.2, phụ gia siêu dẻo đã được sử
dụng để đảm bảo cho composit có được tính công tác, độ sụt mong muốn.

2.45

7.0%
6.4%

6.0%
5.0%

4.6%

4.0%
3.0%
2.0%

2.6%

1.0%
0.0%
0%

10%

20%

30%

40%

50%

Cốt liệu cao su (%)

Hình 10: Ảnh hưởng của CLCS đến hàm lượng khí ở trạng
thái tươi

Khối lượng thể tích (T/m3)

Hàm lượng khí (%)

Hàm lượng khí trong BTCS tăng (hình 10), khối lượng thể tích giảm theo tỷ lệ tăng thể tích CLCS
(hình 11). Hàm lượng khí tăng mặc dù đã có những biện pháp tăng độ chặt khi chế tạo mẫu bê tông. Để
giải thích cho việc tăng hàm lượng khí này, tại [13] có giải thích rằng, có thể do CLCS có tính không cực
nên có xu hướng cuốn các hạt khí bám vào bề mặt xù xì của chúng dẫn đến tăng hàm lượng khí trong
BTCS.
2.43

2.40
2.35
2.30
2.25

2.20

2.20

2.16
2.15

2.15
2.10
0%

10%

20%

30%

40%

Cốt liệu cao su (%)

Hình 11: Ảnh hưởng của CLCS đến khối lượng thể tích ở
trạng thái tươi
6


Khối lượng thể tích của BTCS giảm khi tăng hàm lượng cao su. Điều này là dễ hiểu vì tỉ trọng của cao
su nhỏ hơn nhiều so với cát cũng như hàm lượng khí tăng dẫn đến giảm khối lượng thể tích của BTCS.
Tuy nhiên, do hàm lượng cao su trong các loại BTCS ở đây không lớn (tỷ lệ thể tích CLCS/tổng thể tích
cốt liệu <20%) nên sự giảm khối lượng thể tích là không đáng kể.
3.2. Cường độ chịu nén, fc

Kết quả thí nghiệm cũng phù hợp với các kết quả
nghiên cứu khác đó là cường độ chịu nén giảm theo sự
tăng tỷ lệ thể tích CLCS trong composit. Cụ thể, với tỷ lệ
40% CLCS thay thế cát, fc giảm 72%.

fc (MPa)

Sự ảnh hưởng của CLCS đến cường độ chịu nén fc của bê tông được xác định ở ngày thứ 28 được thể
hiện ở hình 12. Các giá trị trên đường biểu diễn là giá trị trung bình của 3 mẫu thí nghiệm.
fc (MPa)

70.0
60.0

63.3

50.0

Tuy nhiên, từ biểu đồ có thể thấy, có sự thay đổi về tốc
độ suy giảm fc, từ tỷ lệ 20% đến 40% tốc độ giảm fc chậm
lại so với từ 0% đến 20%. Một hướng nghiên cứu đặt ra
là, quan hệ giữa cường độ fc và tỷ lệ thay thế CLCS tuân
theo quy luật như thế nào?.

40.0
30.5

30.0

26.3

20.0

17.9

10.0
0%

10%

20%

30%

40%

50%

Cốt liệu cao su (%)
Nguyên nhân chính của hiện tượng giảm fc là do
CLCS có độ cứng nhỏ (từ 1-5GPa) hơn nhiều so với cát Hình 12: Ảnh hưởng của CLCS đến f ở 28 ngày tuổi
c
tự nhiên khiến cho bộ khung liên kết của bê tông yếu đi
nên cường độ giảm. Hệ số Poisson cao (ν ~ 0.5) của CLCS có thể là nguyên nhân tạo những vết nứt siêu
nhỏ (microcracking) khi bê tông bị nén. Ngoài ra, sự kém dính bám giữa CLCS và vữa xi măng cũng là
nguyên nhân quan trọng dẫn đến sự giảm cường độ này. Do cấu tạo bề mặt cũng như độ lớn trung bình
của CLCS mà vùng tiếp giáp giữa CLCS và vữa xi măng trở nên dãn ra so với trường hợp giữa cát và vữa
xi măng [3].

Một nguyên nhân nữa có thể xét đến là hàm lượng khí trong BTCS cao hơn so với bê tông đối chứng
dẫn đến làm giảm cường độ của BTCS.

Cũng tương tự như các kết quả của cường độ chịu nén
fc, cường độ chịu kéo ép chẻ fct của BTCS cũng giảm

theo sự tăng thể tích thay thế của CLCS, hình 13 . Từ
các kết quả của cường độ chịu nén fc thì sự giảm fct
cũng là một sự hợp lý. Tuy nhiên, mức độ giảm cường
độ của fct nhỏ hơn sự giảm của fc, với tỷ lệ CLCS 40%,
fct chỉ giảm 52% so với bê tông đối chứng. Kết quả fct
trong nghiên cứu cũng tương đối phù hợp với các kết
quả của các tác giả khác. Theo quan sát tại các mặt vỡ
của mẫu BTCS chịu kéo, xuất hiện nhiều vết bong của
CLCS ra khỏi vữa xi măng. Điều đó chứng tỏ, vùng
tiếp giáp kém dính bám giữa CLCS và vữa xi măng là
một trong những nguyên nhân chính dẫn đến sự giảm
fct của BTCS.

fct (MPa)

3.3. Cường độ chịu kéo, fct
fct (Mpa)

6.0

5.0

4.9

4.0

3.3
3.0

2.8

2.1

2.0

1.0
0%

10%

20%

30%

40%

50%

Cốt liệu cao su (%)

Hình 13: Ảnh hưởng của CLCS đến fct ở 28 ngày tuổi

Tuy nhiên, trong quá trình thí nghiệm, nhóm nghiên cứu nhận thấy ở thí nghiệm kéo ép chẻ, tại thời
điểm tới hạn thì mẫu BTCS ít khi bị vỡ tách đôi rời ra hoặc vụn nát như mẫu bê tông đối chứng mà vẫn
giữ được hình dạng.
Đặc biệt với BT40CS, mẫu khi bị phá hoại thường bị có hình dạng bẹp theo hình ô van, nhưng khi
nâng tấm ép phía trên lên, mẫu lại có xu hướng trở về gần hình dạng tròn ban đầu. Điều này, chứng tỏ
BTCS có tính biến dạng, tính dẻo cao, ít cứng và ít giòn hơn so với bê tông đối chứng.

7

3.4. Mô đun đàn hồi, Ec

Mô đun đàn hồi giảm chứng tỏ BTCS ít cứng và mềm
hơn so với bê tông xi măng thông thường.
Với quan hệ lý thuyết giữa Ec và fc thì việc giảm Ec
cũng là điều logic. Hơn nữa, chiều hướng giảm giá trị
mô đun đàn hồi cũng phù hợp với kết quả của các
nghiên cứu khác. Theo Neville [8], mô đun đàn hồi bê
tông phụ thuộc vào mô đun đàn hồi và tỷ lệ thể tích của
cốt liệu, như vậy việc giảm Ec của BTCS do CLCS có
mô đun đàn hồi thấp là điều giải thích hợp lý nhất.
Khi áp dụng quan hệ lý thuyết giữa Ec và fc theo
ACI 318-89 (Revised 1992)9.98 thì thấy rằng với một
giá trị fc, giá trị Ec thực tế thấp hơn giá trị Ec lý thuyết:
Ec = 4.73 (fc)0.5

Ec (MPa)

Sự giảm giá trị mô đun đàn hồi chịu nén Ec của BTCS theo thể tích CLCS được thể hiện trên hình 14.
Ec (MPa)

40,000
34,330

35,000
30,000

23,532

25,000

17,783

20,000

16,650

15,000
10,000
5,000
0
0%

10%

20%

30%
40%
50%
Cốt liệu cao su (%)

Hình 14: Ảnh hưởng của CLCS đến Ec ở 28 ngày tuổi

(1)

Trong đó Ec tính theo GPa và fc tính theo MPa.
Điều này dẫn đến giả thiết hoặc CLCS ảnh hưởng nhiều đến Ec hơn so với fc hoặc BTCS là loại
composit đặc biệt không tuân theo quy luật của bê tông xi măng thông thường. Vậy, quan hệ phụ thuộc Ec

của BTCS với tỷ lệ thể tích CLCS tuân theo quy luật như thế nào cũng là một câu hỏi cần phải giải đáp.
3.5. Cường độ chịu uốn, ff

Tuy nhiên, khi quan sát phần đường cong nằm
ngang tại vị trí Fmax của hai đường cong BTCS (hình
15) có thể nhận xét rằng mặc dù đã ở trạng thái giới
hạn Fmax, các vết nứt siêu nhỏ đã xuất hiện nhưng vết
nứt lớn vẫn chưa hình thành nên vật liệu này vẫn duy
trì được khả năng làm việc (trong khi tại BT0CS,
đường cong gẫy khúc và đổ xuống ngay sau khi đạt
đến trạng thái giới hạn).

18
Tải trọng F (kN)

Cường độ chịu uốn giảm theo tỷ lệ tăng CLCS. Sự
giảm này cũng có thể chấp nhận theo những lý giải như
ở các trường hợp fc, fct trên.

16

BT0CS

14

BT20CS

12

BT40CS

10
8
6
4
2
0
0

0.05

0.1

0.15

0.2

Độ võng (mm)

Hình 15: Quan hệ tải trọng uốn – độ võng - ảnh hưởng
của CLCS đến khả năng chịu tải trọng uốn Fmax và độ
biến dạng

Lý do của hiện tượng này là khi vết nứt siêu nhỏ đầu
tiên xuất hiện và chạm tới bề mặt của CLCS, các hạt
cao su hoạt động như các chướng ngại vật làm giảm độ
nhọn, chặn lại những vết nứt đó thông qua việc làm giảm ứng suất ở đỉnh vết nứt và làm chậm lại động
lực học của sự phát triển của vết nứt. Kết quả là làm chậm lại sự quá trình hình thành mạng lưới những
vết nứt siêu nhỏ - nguyên nhân tạo nên các vết nứt lớn [5].
Bảng 3: Ảnh hưởng của CLCS đến khả năng chịu tải trọng uốn Fmax

và độ biến dạng δFmax

BT0CS
BT20CS
BT40CS

Tải trọng uốn Fmax

Độ biến dạng δFmax

kN

mm

16.6
12.1
11.5

0.05
0.08
0.115

8


Phần đường cong này cũng chứng tỏ tính mềm dẻo BTCS lớn hơn và BTCS khó nứt hơn bê tông thông
thường, bảng 3 (tại vị trí cuối phần nằm ngang, δFmax BT40CS = 2,3 δFmax BT0CS). Đây cũng có thể coi
như là ưu điểm về khả năng biến dạng của BTCS. Nhận xét trên cũng trùng hợp với một số tác giả khác
khi cho rằng, BTCS có khả năng hấp thụ năng lượng dẻo lớn – đặc trưng cho những loại vật liệu có tính
mềm, dẻo ngược lại hoàn toàn với bê tông thông thường có tính dòn cao.

Khả năng làm chậm sự xuất hiện vết nứt nhờ tính mềm dẻo cao này của BTCS có thể là một giải pháp
tốt cải một yếu điểm của mặt đường cứng: vết nứt thường xuất hiện do sự thay đổi chiều dài đặc biệt do
co ngót hãm, hay sự uốn vồng do thay đổi nhiệt độ.
3.6. Độ co ngót tự do
Kết quả tại hình 16 cho thấy sự có mặt của CLCS làm tăng độ co ngót tổng cộng của BT20CS so với
BT0CS. Dựa theo nhận xét tương tự với bê tông tự đầm của [7] thì có thể dự đoán rằng, sự tăng độ co
ngót này tăng theo độ tăng tỷ lệ thể tích CLCS trong composit. Tại ngày thứ 110, độ co ngót của BT20CS
lớn hơn 20% so với BT0CS đối chứng.
Để giải thích được hiện tượng này, chúng ta có thể tham khảo kết quả [8]- hình 9.15 cho thấy độ cứng
của cốt liệu ảnh hưởng rất lớn đến độ co ngót. Điều này cũng phù hợp với BTCS khi CLCS có độ cứng
nhỏ hơn nhiều so với cát tự nhiên.
Theo dõi diễn biến phát triển độ co ngót liên kết trong những tuần đầu tiên thấy rằng không có sự khác
biệt quá lớn độ co ngót liên kết giữa hai composit này. Một câu hỏi đặt ra rằng, phải chăng CLCS đã
không ảnh hưởng nhiều đến quá trình thủy hóa của bê tông xi măng?
Co ngót tổng cộng
1000 ( / )

Co ngót liên kết (µm/m)
350
300

800

250

600

200
BT20CS

400

BT0CS

200

BT20CS

150

BT0CS

100
50

0
0

10

20

30

40

50

60

0

70 80 90 100 110 120
Thời gian (ngày)

Hình 16: Ảnh hưởng CLCS tới độ co ngót tổng cộng:
BT20CS và BT0CS

Khi đối chiếu kết quả co ngót liên kết trên
hình 17 và co ngót khô trên hình 18, có thể nhận
thấy rằng, co ngót khô là thành phần chủ yếu tạo
ra sự khác biệt của co ngót tổng cộng giữa BTCS
và bê tông đối chứng. Nguyên nhân của sự khác
biệt này có thể do tỷ lệ lỗ rỗng nhiều trong
BTCS đã tạo điều kiện cho nước dễ bay hơi từ
phía trong ra mặt ngoài của mẫu bê tông.

0

10

20

30

40

50

60

70

80 90 100 110 120
Thời gian (ngày)

Hình 17: Ảnh hưởng CLCS tới độ co ngót liên kết: BT20CS
và BT0CS

Co ngót khô (µm/m)
600
500
400
300

BT20CS

200

BT0CS

100
0
0

10

20

30

40

50 60 70 80
Thời gian (ngày)

90

100 110 120

Hình 18: Ảnh hưởng CLCS tới độ co ngót khô: BT20CS và
BT0CS

9


3.7. Ảnh hưởng của cốt liệu cao su đến độ bền của bê tông với sự nứt do co ngót hãm
Kết quả trình bày ở phần 3.5 và 3.6 cho thấy có sự đối lập đó là một mặt CLCS làm tăng tính mềm dẻo
của bê tông, làm chậm lại sự xuất hiện và phát triển vết nứt, nhưng mặt khác chính CLCS lại làm tăng độ
biến dạng do co ngót của BTCS. Thí nghiệm co ngót hãm không chỉ xác định thời điểm xuất hiện vết nứt,
sức căng của bê tông dưới tác dụng của sự co khi bị hãm mà còn với trường hợp BTCS, thí nghiệm này
nhằm giải quyết sự đối lập, làm rõ sự vượt trội của một trong hai hiện tượng trên và từ đó có thể kết luận
về hiệu quả của CLCS trong việc làm tăng khả năng biến dạng của BTCS dẫn đến tăng độ bền chịu nứt
do co ngót, đặc biệt là do co ngót hãm.
Trên hình 19 thể hiện biến dạng nén của vòng thép gây ra bởi sự co ngót hãm của mẫu bê tông (4 loại
composit). Kết quả cho thấy tại các mẫu BTCS, biến dạng nén của vòng thép phát triển chậm hơn cũng
như độ biến dạng tối đa nhỏ hơn so với bê tông đối chứng. Điều này khẳng định sức ép căng do co ngót
của BTCS nhỏ hơn. Diễn biến nứt cho thấy, với bê tông đối chứng BT0CS vết nứt xuất hiện sau 9 ngày,
với BT20CS – 14 ngày, với BT30CS – 65.4 ngày còn tại mẫu BT40CS – thí nghiệm kết thúc tại 58 ngày
mà vẫn chưa xuất hiện vết nứt.

Áp dụng cách tính toán và phân loại theo tiêu chuẩn ASTM C 1581-04 cho 4 composit, kết quả được
tổng hợp ở bảng 4 cho thấy độ nhạy cảm của bê tông đối chứng BT0CS là “cao”, trong khi nhờ sự có mặt
của CLCS, độ nhạy cảm của BT20CS, BT30CS, BT40CS lần lượt là “cao vừa phải”, “thấp”, “thấp”. Các
kết quả trên khẳng định một lần nữa việc sử dụng CLCS là một giải pháp hợp lý để giảm độ nhạy cảm với
sự nứt của bê tông do co ngót. Đây là một đặc tính tốt của vật liệu, phù hợp trong các ứng dụng dạng tấm
lớn, mặt đường hoặc trong sửa chữa kết cấu [9], hoặc nơi mà các công trình không đòi hỏi cường độ cao.

Hình 19: Biến dạng vòng thép theo tuổi của mẫu
Bảng 4. Ảnh hưởng của CLCS đến mức độ nhạy cảm với sự nứt của bê tông theo ASTM C 1581-04
Thời điểm nứt tcr
BT0CS

Ngày
8.0

Tỷ số sức căng
trung bình, S
MPa/ngày
0.45

BT20CS
BT30CS
BT40CS

13.25
64.25
57.0 (không nứt)

0.20
0.07

0.01

Mức độ nhạy
cảm với sự nứt

Cao vừa phải
Thấp
Thấp

Cao

3.8. Áp dụng chỉ số đặc tính đàn hồi (EQI) và phân loại BTCS
Đánh giá khả năng làm việc của BTCS trong các ứng dụng dạng tấm lớn làm một trong những mục tiêu
của đề tài nghiên cứu. Chỉ số đặc tính đàn hồi EQI là một phương pháp phù hợp nhằm làm rõ đặc tính
trên.

10


Kết quả xác định EQI của 4 bê tông được thể hiện trên bảng 5 và toán đồ hình 20.
Bảng 5: Ảnh hưởng của CLCS đến giá trị EQI
Bê tông

Ec (MPa)

Fct* (MPa)

EQI (cm)

BT0CS

BT20CS
BT30CS
BT40CS

34,075
23,532
17,785
16,455

3.49
2.96
2.55
1.38

12.0
12.5
13.5
20.5

fct* là cường độ chịu kéo trực tiếp được quy đổi từ fct là cường độ chịu kéo ép chẻ thông qua biểu thức
sau [11]:
fct* = 0.9 fct

(2)

Các kết quả trong bảng 5 cho thấy mặc dù trong các composit, BT40CS có EQI bất lợi nhất ~ 20.5cm
nhưng chiều dày 20.5cm là vẫn có thể chấp nhận được trong kết cấu dạng tấm lớn hay kết cấu áo đường.
Phân loại composit theo khả năng độ bền cơ học tại 360 ngày tuổi theo [10] ta có kết quả ở hình 21.
Theo kết quả ở toán đồ hình 21, chỉ duy nhất BT40CS nằm ở vùng G3 nhưng cũng rất gần nhóm G4.
Theo quy định tại [10], chỉ những vật liệu từ nhóm G3, G4 mới được sử dụng trong kết cấu áo đường

nhằm đảm bảo hài hòa về mặt chịu lực cũng như tính kinh tế. Điều đó cũng đồng nghĩa có thể sử dụng
BTCS vào trong kết cấu dạng tấm lớn, mặt đường và vẫn đảm bảo được khả năng chịu lực cũng như tính
kinh tế.
Để có sự so sánh tương đối, các kết quả của BTCS được so sánh với một vài dữ liệu của bê tông tự đầm
(BAP) của [7]; BAP0%, BAP30%, BAP50% là ký hiệu lần lượt của ba loại bê tông tự đầm 0%, 30% và
50% CLCS. Kết quả cho thấy, ở mức độ gần đúng thì các kết quả của BTCS trong nghiên cứu này có lợi
hơn so với BAP.

Hình 20: Ảnh hưởng của CLCS đến giá trị EQI

Hình 21: Phân loại vật liệu gia cố chất liên kết thủy hóa
theo khả năng độ bền cơ học tại 360 ngày tuổi

11


4. Kết luận
Bài báo này tập trung nghiên cứu ảnh hưởng của cốt liệu cao su đến các tính chất của bê tông. Từ những
kết quả thu được, có thể kết luận một số điểm sau:
Việc thay thế một phần thể tích CLCS có kích cỡ tương đương cho cát tự nhiên (0-4mm) đã làm thay
đổi một số tính chất của bê tông ở trạng thái tươi. Độ sụt giảm nhưng nhờ sử dụng phụ gia siêu dẻo và
phụ gia ổn định có đặc tính nhớt nên khả năng công tác của bê tông đã được cải thiện nhiều. Hàm lượng
thể tích khí tăng, khối lượng thể tích giảm theo xu hướng tăng tỷ lệ thể tích CLCS. Tuy nhiên, khối lượng
thể tích giảm chưa đáng kể do tỷ lệ CLCS trong thể tích toàn bộ cốt liệu chưa cao (<20%).
Cốt liệu cao su làm giảm khá nhiều cường độ chịu nén và cường độ chịu kéo ép chẻ. Mô đun đàn hồi
cũng bị ảnh hưởng theo chiều hướng giảm khi tăng tỷ lệ CLCS và dường như sự thay đổi này không tuân
theo quan hệ lý thuyết với cường độ chịu nén.
Cường độ chịu uốn cũng có hiện tượng giảm khi sử dụng CLCS. Tuy nhiên, BTCS có khả năng biến
dạng lớn trước khi xuất hiện vết nứt, kéo dài sự làm việc của kết cấu trong giai đoạn phá hủy.
Độ co ngót tự do của BTCS lớn hơn so với bê tông đối chứng càng khẳng định, CLCS có ảnh hưởng rõ

rệt đến độ biến dạng của BTCS đặc biệt là do co ngót.
Mặc dù vậy, với thí nghiệm co ngót hãm theo tiêu chuẩn ASTM C1581-04 đã chỉ ra rằng sự có mặt
của CLCS là một giải pháp hiệu quả trong việc giảm mức độ nhạy cảm của bê tông với sự nứt gây ra do
co ngót hãm. Điều này có thể kết luận rằng, trong những trường hợp ưu tiên cho độ bền chống nứt do biến
dạng, BTCS sẽ là một lựa chọn phù hợp. Và một đề tài khác cũng đang được thực hiện để nghiên cứu
việc sử dụng BTCS như một vật liệu có chiều dày mỏng trong sửa chữa kết cấu bê tông.
Chỉ số đặc tính đàn hồi EQI đã được áp dụng trong báo cáo và cho thấy sử dụng BTCS như một vật
liệu trong kết cấu áo đường, dạng tấm lớn là việc làm khả thi.
Khi tất cả các kết quả nghiên cứu chỉ ra những đặc tính ưu việt của BTCS, thì việc tận dụng lốp xe cao
su phế thải như một loại vật liệu trong chế tạo bê tông xi măng có thể cùng đóng góp vào việc bảo vệ môi
trường.

Lời cảm ơn
Các tác giả xin gửi lời cảm ơn đến Văn phòng Đại học Pháp ngữ AUF, Phòng thí nghiệm Vật liệu - Độ
bền Công trình (LMDC –INSA de Toulouse) và Phòng thí nghiệm Trọng điểm Đường bộ 1 (Viện Khoa
học và Công nghệ Giao thông) đã giúp đỡ về mặt tài chính, trang thiết bị cho nghiên cứu.

12


Tài liệu tham khảo
1. Tưởng Thị Hội, Đặng Kim Chi, Đỗ Trọng Mùi. Technology of municipal solid waste treatment
experiences and challenges. Proceeding of International Workshop, Hanoi, March 2003, Science and
Techniques Publishing House,53 – 60, 2003.
2. Topcu.I.B.The properties of rubberized concretes. Cement and Conrete Research, Vol.25, No 2: 304310, 1995.
3. Z.Li, F.Li, and J.S.L. Li. Properties of concrete incorporating rubber tyre particles. Magazine of
Concrete Research, Vol 50, No 4, 1998.
4. Piti Sukontasukkul and Chalermphol Chaikaew. Properties of concret pedestrian block mixed with
crum rubber.Construction and Building Materials, 2006, 20: 450–457
5. Turatsinze, A., Bonnet, S. and Granju, J.L. Potential of rubber aggregates to modify properties of

cement based-mortars: improvement in cracking shrinkage resistance. Construction and Building
Materials, 21: 176-181.
6. Boulay, C. & Colson, A. 1981. A concrete extensometer eliminating the influence of transverse
strains on the measurement of longitudinal strains. Mat. Struct. 14: 35-38
7. Mathieu GARROS. Composites cimentaires incorporant des granulats caoutchouc issus du broyage de
pneus usagés : optimisation de la composition et caractérisation. Thèse du LMDC 2007.
8. Neville AM. Properties of concrete. Fourth Edition, p. 418, p.433.
9. Turatsinze, A., Farhat, H. and Granju, J.-L. 2003. Influence of autogenous cracking on the durability
of repairs by cement-based overlays reinforced with metal fibres. Mat. Struct. 36:673-677
10. Conception et dimensionnement des structure de chaussée.
11. EN 1992 -1 -1
12. Khatib, Z.K. and Bayomy, F.M. Rubberized portland cement concrete,” Journal of Materials in Civil
Engineering, 1999: 206-213.
13. Tarun R. Naik and Rafat Siddique. Properties of concrete containing scrap tire rubber-An overview.
Report No. CBU-2002-06, REP-459, February 2002.

13