Luận án Nghiên cứu ứng dụng kết cấu dầm bê tông dự ứng lực đúc sẵn với bê tông cường độ cao cho phát triển giao thông khu vực Đông Nam Bộ

cầu, theo tiêu chuẩn ACI211.4R[9], ta dùng công thức sau: cr cf 1.1f 4.8 1.1 70 4.8 81.83Mpa      (2.6) Bước 2: Lựa chọn cỡ hạt lớn nhất của cấp phối: Theo bảng 2-8 với cường độ trên ta chọn cỡ hạt cấp phối thô là 12,5mm. Bước 3: Chọn khối lượng cấp phối thô tối ưu Hàm lượng cấp phối thô tối ưu cho 1 đơn vị thể tích bê tông. Chọn từ bảng 2- 9, với giá trị cỡ hạt lớn nhất là 12.5mm, ta được tỷ lệ 0.68. Trọng lượng khô của cấp phối thô cho 1m3 bê tông sử dụng phương trình trong ACI211.4R[9]: đ đĐ .V =1647 0.68=1120kg    (2.7) Bước 4: Ước lượng hàm lượng nước và độ rỗng khí: Dựa trên độ sụt 25 đến 50mm. Và cỡ hạt thô lớn nhất 12,5mm. Chọn lượng nước từ bảng 2-10 là 174 lít. 43 Tuy nhiên, dựa theo khuyến cáo của TCVN 10306-2014[5], khi dùng phụ gia giảm nước cao, lượng nước sử dụng có thể chiết giảm từ 12% đến 30%, nghiên cứu sinh chọn giá trị 30% chiết giảm lượng nước để tính toán. Do đó, lượng nước chọn được là 174 0.7=121.8lít  Điều chỉnh lượng nước khi độ rỗng cát sử dụng khác 35% là:    đc đN r -35 4,7= 38.96 35 4,7=18,6lít     (2.8) Do vậy lượng tổng lượng nước yêu cầu trên 1m3 bê tông: 121.8+18.6=140.4 lít. Lượng cuốn khí cho bê tông dùng HRWR theo bảng tra là 2%. Vậy thể tích cuốn khí là 2% 140.4 2.808lít  Bước 5: Chọn N/X Tỷ lệ nước/xi măng tra theo bảng 2-11: N/X=0.265 Bước 6: Tính hàm lượng chất kết dính (CKD) Trọng lượng của chất kết dính cho 1m3 bê tông: 140.4/0.265=529.8kg Bước 7: Tính hàm lượng cốt liệu mịn: Lượng cát sử dụng: KK c đ x SF NS Đ X SF NS C 1000 N V 698.93                  (2.9) Chọn tròn lượng cát sử dụng là 700kg. Bước 8: Tính tỉ lệ phối trộn xi măng và tro bay: Tro bay được khuyến nghị sử dụng để chế tạo bê tông cường độ cao là tro bay loại F, theo ACI 211.4R-08[9], lượng tro bay loại F dùng từ 15% đến 25%. Nghiên cứu sinh đề xuất 3 cấp phối: 1/ Cấp phối cơ bản không dùng tro bay. 44 2/ Cấp phối dùng tro bay 15%. 3/ Cấp phối dùng tro bay 20%. Kết quả tính sơ bộ thể hiện trong bảng 2-14. Bảng 2-14: Kết quả tính sơ bộ cấp phối C70 Kí hiệu BT N/CKD Đ (kg) C (kg) N (lit) XM (kg) FA (kg) SF (kg) PGSD (lít) C70-1 0.265 1120 700 140.4 529.8 0 0 - C70-2 0.265 1120 700 140.4 450.33 79.471 0 - C70-3 0.265 1120 700 140.4 423.84 105.96 0 - Bước 9 & 10: trộn thử mẫu và điều chỉnh lựa chọn cấp phối Với kết quả tính sơ bộ trên, nghiên cứu sinh đã thực hiện chế tạo thử 2 hỗn hợp bê tông (C70-1; C70-2) tại phòng thí nghiệm của công ty bê tông 6, độ sụt yêu cầu đối với hỗn hợp tối thiểu là 160mm, lượng phụ gia sử dụng theo kinh nghiệm tư vấn của hãng là từ 0.5 lít đến 1 lít cho 100kg xi măng. Kết quả chọn được cấp phối C70- 1 với lượng phụ gia sử dụng 4.77 lít cho 530kg xi măng, độ sụt ban đầu đạt 176mm. Hình 2-10: Độ sụt mẫu thử C70-1 Kết quả thiết kế cấp phối trong bảng 2-15 được nghiên cứu sinh chọn đưa vào chế tạo mẫu thử nghiệm trong những nội dung tiếp theo. 45 Bảng 2-15: Cấp phối C70 được chọn sau thử nghiệm Kí hiệu BT N/CKD Đ (kg) C (kg) N (lit) X (kg) FA (kg) SF (kg) PGSD (lít) C70 0.265 1120 700 140 530 0 0 4.77 2.2.2.4 Thiết kế cấp phối bê tông C80 sử dụng vật liệu khu vực Đông Nam Bộ +Yêu cầu hỗn hợp: Cường độ nén 28 ngày mẫu trụ từ 80MPa Hàm lượng muội silic: 0% Độ sụt yêu cầu: 160mm + Đặc tính vật liệu: tương tự cấp phối C60 và C70. + Các bước thiết kế: theo ACI211.4R-08[9] Bước 1: Chọn độ sụt và cường độ bê tông yêu cầu: Độ sụt: Khi sử dụng HRWR, thiết kế bê tông sử dụng độ sụt trong Bảng 2-7. Chọn độ sụt khi chưa có phụ gia là 50mm. Cường độ nén yêu cầu: Khi không xác định độ lệch chuẩn thì cường độ nén trung bình yêu cầu, theo tiêu chuẩn ACI211.4R[9], ta dùng công thức sau: cr cf 1.1f 4.8 1.1 80 4.8 92.83Mpa      (2.10) Bước 2: Lựa chọn cỡ hạt lớn nhất của cấp phối: Theo bảng 2-8 với cường độ trên ta chọn cỡ hạt cấp phối thô là 12,5mm. Bước 3: Chọn khối lượng cấp phối thô tối ưu Hàm lượng cấp phối thô tối ưu/1 đơn vị thể tích bê tông. Chọn từ bảng 2-9, với giá trị cỡ hạt lớn nhất là 12.5mm, ta được tỷ lệ 0.68. Trọng lượng khô của cấp phối thô cho 1m3 bê tông sử dụng phương trình trong ACI211.4R[9] : đ đĐ .V =1647 0.68=1120kg    (2.11) 46 Bước 4: Ước lượng hàm lượng nước và độ rỗng khí: Dựa trên độ sụt 25 đến 50mm. Và cỡ hạt thô lớn nhất 12,5mm. Chọn lượng nước từ Bảng 2-10 là 174 lít. Tuy nhiên, dựa theo khuyến cáo của TCVN 10306-2014[5], khi dùng phụ gia giảm nước cao, lượng nước sử dụng có thể chiết giảm từ 12% đến 30%, nghiên cứu sinh chọn giá trị 30% chiết giảm lượng nước để tính toán. Do đó, lượng nước chọn được là 174 0.7=121.8lít  Điều chỉnh lượng nước khi độ rỗng cát sử dụng khác 35% là:    đc đN r -35 4,7= 38.96 35 4,7=18,6lít     (2.12) Do vậy lượng tổng lượng nước yêu cầu trên 1m3 bê tông: 121.8+18.6=140.4 lít. Lượng cuốn khí cho bê tông dùng HRWR theo bảng tra là 1.2%. Vậy thể tích cuốn khí là 1.2% 140.4 2.808lít  Bước 5: Chọn N/X Tỷ lệ nước/xi măng tra theo bảng 2-11: N/X=0.26 Bước 6: Tính hàm lượng chất kết dính xi măng(X) Trọng lượng của xi măng cho 1m3 bê tông: 140.4/0.26=540kg Bước 7: Tính hàm lượng cốt liệu mịn: Lượng cát sử dụng: KK c đ x SF NS Đ X SF NS C 1000 N V 780.21                  (2.13) Chọn tròn lượng cát sử dụng là 780kg. Bước 8: Tính tỉ lệ phối trộn xi măng và tro bay: 47 Tro bay được khuyến nghị sử dụng để chế tạo bê tông cường độ cao là tro bay loại F, theo ACI 211.4R-08[9], lượng tro bay loại F dùng từ 15% đến 25%. Nghiên cứu sinh đề xuất 3 cấp phối: 1/ Cấp phối cơ bản không dùng tro bay. 2/ Cấp phối dùng tro bay 15%. 3/ Cấp phối dùng tro bay 20%. Kết quả tính sơ bộ thể hiện trong bảng 2-16. Bảng 2-16: Kết quả tính cấp phối theo các tỉ lệ N/X (C80) Kí hiệu BT N/CKD Đ (kg) C (kg) N (lit) XM (kg) FA (kg) SF (kg) PGSD (lít) C80-1 0.26 1120 780 140.4 540 0 0 - C80-2 0.26 1120 780 140.4 459 81 0 - C80-3 0.26 1120 780 140.4 432 108 0 - Bước 9 & 10: trộn thử mẫu và điều chỉnh lựa chọn cấp phối Với kết quả tính sơ bộ trên, nghiên cứu sinh đã thực hiện chế tạo thử 2 hỗn hợp bê tông (C80-1; C80-2) tại phòng thí nghiệm của công ty bê tông 6, độ sụt yêu cầu đối với hỗn hợp tối thiểu là 160mm, lượng phụ gia sử dụng theo kinh nghiệm tư vấn của hãng là từ 0.5 lít đến 1 lít cho 100kg xi măng. Kết quả chọn được cấp phối C80- 1 với lượng phụ gia sử dụng 5.2 lít cho 495kg xi măng, độ sụt ban đầu đạt 172mm. Kết quả thiết kế cấp phối sau được nghiên cứu sinh chọn đưa vào chế tạo mẫu thử nghiệm trong các nội dung tiếp theo: Bảng 2-17: Cấp phối C80 được chọn sau thử nghiệm Kí hiệu BT N/CKD Đ (kg) C (kg) N (lit) X (kg) FA (kg) SF (kg) PGSD (lít) C80 0.26 1120 780 140.4 540 0 0 5.2 2.2.2.5 Đánh giá cường độ chịu nén của các cấp phối thử nghiệm C60, C70, C80 sử dụng vật liệu địa phương vùng Đông Nam Bộ. 48 Để xác định giá trị cường độ chịu nén đặc trưng của các cấp phối C60, C70, C80 đã chọn, nghiên cứu sinh sử dụng kết quả thí nghiệm nén mẫu hình trụ 15x30(cm) với số lượng 12 mẫu cho mỗi cấp phối. Kết quả thí nghiệm như bảng 2-18. Bảng 2-18: Kết quả thí nghiệm cường độ chịu nén mẫu trụ. Tên mẫu Cấp phối C60 Cấp phối C70 Cấp phối C80 M25 79.1 86.5 99.0 M26 79.9 85.8 96.6 M27 74.4 88.7 98.9 M28 79.2 86.8 93.6 M29 79.8 84.7 99.1 M30 79.1 86.5 98.6 M31 77.9 87.1 98.2 M32 78.8 86.7 99.0 M33 79.5 87.6 97.4 M34 78.0 82.3 97.7 M35 78.7 87.3 96.1 M36 80.1 88.0 98.7 Trung bình 78.7 86.5 97.7 Do số lượng mẫu nhỏ hơn 15 mẫu, cường độ chịu nén đặc trưng được lấy giá trị theo công thức sau:   c X 4.8 f' = (MPa) 1.1  (2.14) Ta được: Bảng 2-19: Kết quả xác định cường độ đặc trưng đối với 3 cấp phối C60, C70, C80. Cấp phối C60 C70 C80 f’c (MPa) 67.2 74.3 84.5 49 Như vậy, các cấp phối C60, C70, C80 đều có cường độ đáp ứng với cường độ yêu cầu khi thiết kế cấp phối, các cấp phối này phù hợp để thực hiện các nghiên cứu tiếp theo trong nội dung luận án. 2.3. Nghiên cứu xác định các đặc trưng cơ học của bê tông với cấp phối C60, C70, C80 sử dụng vật liệu địa phương vùng Đông Nam Bộ. 2.3.1. Các đặc trưng cần nghiên cứu. Với các yêu cầu của công tác thiết kế kết cấu dầm bê tông dự ứng lực, một số đặc trưng cơ học cần được xem xét đánh giá khi sử dụng bê tông cường độ cao như cường độ chịu nén, mô đun đàn hồi, cường độ chịu kéo khi uốn, co ngót, từ biến...; các đặc trưng cơ học này đã có nhiều nghiên cứu trước đây đối với bê tông cường độ cao, tuy nhiên cần được kiểm chứng lại với bê tông sử dụng cấp phối C60, C70, C80 và vật liệu địa phương vùng Đông Nam Bộ. 2.3.1.1. Mô đun đàn hồi Mô đun đàn hồi của bê tông cường độ cao thường được ước tính thông qua giá trị cường độ chịu nén của bê tông. Theo ACI 363R-10 [8], các công thức sau có thể sử dụng: Công thức do Martinez và cộng sự (1982) đề xuất: c cE 3320 f ' 6900 (Mpa)  c21 Mpa < f ' 83 Mpa (2.15) Công thức do Cook (1989) đề xuất: 5 2.55 0.315 c c cE 3.385 10 w (f' ) (Mpa)   (2.16) Công thức do Ahman và Shah (1985) đề xuất: 5 2.55 0.325 c c cE 3.385 10 w (f' ) (Mpa)   cf ' 84 Mpa (2.17) Công thức do Tomosawa và Noguchi (1993) đề xuất: 2 1/3 4 c c c 1 2 w f' E 3.35 10 k .k (Mpa) 2400 60               (2.18) Trong đó: k1 và k2 là tham số ứng với loại cốt liệu và loại phụ gia sử dụng. 50 Công thức do Berke và công sự (1992) đề xuất:      cE 32.297 CF 71.963 SF 3121 LN(age) +12,391 (Mpa)   (2.19) Trong đó: CF và SF là tham số theo loại cốt liệu và muội silic. Công thức do Radain và công sự (1993) đề xuất:   0.5 c cE 14,495 2176 f' (Mpa)  (2.20) Công thức do báo cáo của FIP-CEB (1990) đề xuất:   1/3 c ckE 21,500 f 8 /10 (Mpa)      cf ' 80 Mpa (2.21) Do độ phân tán của dữ liệu thí nghiệm của các nghiên cứu nên không thể cho rằng công thức nào chính xác hơn cả, vì vậy việc thí nghiệm để lựa chọn công thức phù hợp nhất với vật liệu địa phương là rất cần thiết. Vấn đề này là do ảnh hưởng đáng kể của loại cốt liệu và thành phần cấp phối cụ thể. 2.3.1.2. Cường độ chịu kéo khi uốn Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông fr đã được nhiều tác giả nghiên cứu đánh giá và đề xuất các công thức thực nghiệm để xác định thông qua cường độ chịu nén của bê tông f’c ; trong tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 11823-5:2017 [4], cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông có tỷ trọng thông thường với cường độ chịu nén lên đến 105MPa có thể xác định theo công thức: r cf 0.63 f ' (Mpa) (2.22) Theo ACI 318-14 [7], cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông có thể tính theo công thức sau: r cf 0.62 f ' (Mpa)  (2.23) với  = 1 đối với bê tông tỷ trọng thông thường. Carrasquillo và cộng sự (1982) [8] đề xuất công thức ước tính cường độ chịu nén khi uốn của bê tông tỷ trọng thông thường như sau: 51 r cf 0.94 f ' (Mpa) c21 Mpa < f ' 83 Mpa (2.24) Mokhtarzadeh và French (2000a) [8] đề xuất công thức ước tính cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông cường độ cao theo hình thức bảo dưỡng mẫu như sau:   0.57 r cf 0.92 f ' (psi) đối với mẫu bảo dưỡng thông thường. (2.25)   0.4 r cf 23.57 f ' (psi) đối với mẫu bảo dưỡng bằng hơi nước. (2.26) Với nhiều đề xuất khác nhau từ các nghiên cứu, việc chọn lựa công thức phù hợp để sử dụng trong tính toán thiết kế với bê tông cường độ cao khu vực Đông Nam Bộ là rất cần thiết. 2.3.1.3. Các đặc trưng cơ lý khác  Hệ số Poisson: nhiều nghiên cứu về hệ số poisson của bê tông nêu quan điểm rằng bê tông cường độ cao có thể dùng hệ số poisson 0,2 như bê tông thường[23,26,29].  Co ngót: báo cáo 595 NCHRP [23] nêu rằng co ngót của bê tông cường độ cao cũng gần giống với bê tông thường, do vậy vẫn có thể dùng công thức trong AASHTO LRFD để dự tính độ co ngót của bê tông cường độ cao như sau: 3 sh s hs f tdk k k k 0,48 10     (2.27)  Từ biến: báo cáo 595 NCHRP [23] nêu rằng từ biến của bê tông cường độ cao có thể dùng công thức của AASHTO LRFD để xác định nhưng cần thay đổi công thức tính ktd như sau: td ci ci t k 100 4f ' 12 t f ' 20        (2.28) 2.3.2. Nghiên cứu thực nghiệm đánh giá và đề xuất các phương trình ước tính một số đặc trưng cơ học của bê tông với cấp phối C60, C70, C80 sử dụng vật liệu khu vực Đông Nam Bộ. 52 2.3.2.1. Khối lượng thể tích wc Khối lượng thể tích của 3 cấp phối C60; C70; C80 được xác định bằng cách cân trọng lượng và đo kích thước của 6 mẫu hình trụ 15x30 (cm) trong điều kiện để khô ráo 7 ngày. Kết quả đo được theo bảng 2-20. Bảng 2-20: Kết quả xác định khối lượng thể tích đối với 3 cấp phối C60, C70, C80. STT mẫu Đường kính trung bình (cm) Chiều cao trung bình (cm) Trọng lượng (kg) wc (kg/m3) Mẫu Trung bình C60 M37 15.08 29.89 13.355 2501.6 2535.9 M38 14.98 30.00 13.440 2541.9 M39 14.98 30.15 13.438 2528.9 M40 14.98 30.10 13.460 2537.3 M41 15.00 29.70 13.410 2555.1 M42 14.97 29.99 13.463 2550.5 C70 M37 15.07 29.93 13.500 2528.8 2542.0 M38 14.97 30.06 13.497 2551.0 M39 15.02 29.90 13.446 2538.0 M40 15.12 29.92 13.424 2498.8 M41 15.00 30.01 13.548 2554.7 M42 15.03 30.06 13.765 2580.9 C80 M37 15.10 29.98 13.667 2545.6 2555.3 M38 14.98 30.03 13.706 2589.7 M39 15.02 30.02 13.720 2579.4 M40 15.05 29.92 13.632 2561.2 M41 15.03 29.98 13.520 2541.8 M42 15.06 30.12 13.490 2514.3 Nhận xét: giá trị wc có được từ đo mẫu cao hơn so với ước tính theo bảng 6 phần 3 TCVN 11823:2017 [4] khoảng hơn 5%, do đó có thể sử dụng công thức ước tính đó khi sử dụng các cấp phối bê tông C60, C70, C80 với vật liệu vùng Đông Nam Bộ. 53 2.3.2.2. Cường độ chịu kéo khi uốn. Trong nội dung nghiên cứu này, nghiên cứu sinh tiến hành thí nghiệm trong phòng một số mẫu dầm kích thước 15x15x60 (cm), tiêu chuẩn sử dụng để thí nghiệm là ASTM C78-02 [15], số lượng mẫu thí nghiệm dùng xác định cường độ chịu kéo khi uốn như sau: Bảng 2-21: Số lượng mẫu đề xuất thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn. Cấp bê tông C60 C70 C80 Tổng cộng Số lượng mẫu 12 12 12 36 Thí nghiệm được thực hiện tại phòng thí nghiệm Trường Đại học Giao thông vận tải TpHCM, sử dụng bộ gá mẫu theo mô hình uốn 3 điểm có khoảng cách giữa các gối là 15cm, máy tạo lực nén mẫu loại 1000KN, lực gia tải được điều chỉnh ở mức gia tăng đều (7÷9) KN/phút. Hình 2-11: Hình ảnh mẫu thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn fr Thí nghiệm thực hiện với 36 mẫu và có 35 mẫu vị trí điểm gãy nằm trong đoạn 1/3 giữa dầm, 1 mẫu có vị trí điểm gãy lệch ngoài 1/3 giữa với độ lệch của vết nứt dưới đáy dầm trung bình 91.3mm so với giữa dầm, vẫn nằm trong giới hạn cho phép của tiêu chuẩn ASTM C78-02 [15] nên kết quả vẫn được sử dụng. 54 Hình 2-12: Vị trí điểm nứt gãy giữa dầm. Kết quả thí nghiệm được trình bày trong bảng 2-22. Bảng 2-22: Kết quả thí nghiệm cường độ chịu kéo khi uốn mẫu dầm. STT Tên mẫu fr (MPa) STT Tên mẫu fr (MPa) STT Tên mẫu fr (MPa) 1 C60-D01 7.72 13 C70-D01 6.89 25 C80-D01 7.39 2 C60-D02 8.09 14 C70-D02 6.73 26 C80-D02 7.74 3 C60-D03 10.40 15 C70-D03 7.18 27 C80-D03 7.45 4 C60-D04 7.85 16 C70-D04 8.31 28 C80-D04 6.65 5 C60-D05 8.58 17 C70-D05 7.42 29 C80-D05 8.01 6 C60-D06 8.98 18 C70-D06 6.98 30 C80-D06 6.87 7 C60-D07 8.86 19 C70-D07 7.20 31 C80-D07 9.70 8 C60-D08 8.84 20 C70-D08 8.21 32 C80-D08 8.71 9 C60-D09 9.52 21 C70-D09 9.49 33 C80-D09 6.86 10 C60-D10 9.16 22 C70-D10 5.43 34 C80-D10 8.74 11 C60-D11 9.51 23 C70-D11 6.53 35 C80-D11 7.52 12 C60-D12 8.89 24 C70-D12 7.04 36 C80-D12 6.04 Giá trị trung bình Cấp phối C60 8.867 Cấp phối C70 7.284 Cấp phối C80 7.640 55 Nhận xét: giá trị thu được cho thấy cường độ chịu kéo khi uốn của cấp phối C60 lại cao hơn so với cấp phối C70 và C80. Điều này có thể giải thích là tuy xu thế chung của cường độ chịu kéo khi uốn là tăng theo giá trị căn bậc 2 của cường độ chịu nén, nhưng do tính phân tán của dữ liệu càng lớn khi cường độ bê tông càng lớn [8] nên cũng có những nghiên cứu trước đây về bê tông cường độ cao đã cho thấy đôi lúc có sự sụt giảm cường độ chịu kéo khi uốn trước khi tăng trở lại như Legeron F. và cộng sự (2000); Bing L. và cộng sự (2000) [45; 46; 8]. So sánh giá trị thu được từ thí nghiệm với giá trị ước tính theo TCVN 11823 đối với 3 cấp phối C60, C70, C80 như sau: Cấp phối Cường độ đặc trưng (MPa) fr theo cường độ đặc trưng (TCVN 11823) (MPa) fr từ thí nghiệm (MPa) Độ chênh lệch (%) C60 67,2 5,16 8,867 171,84 C70 74,3 5,43 7,284 134,14 C80 84,5 5,79 7,640 131,95 Các giá trị thí nghiệm thu được cao hơn so với ước tính theo công thức của TCVN 11823:2017[4] hơn 30%, do đó để ước tính giá trị mô đun đàn hồi của 3 cấp phối bê tông cường độ cao C60, C70, C80 một cách chính xác hơn, sử dụng công thức ước tính cường độ chịu kéo khi uốn dạng: r cf k f ' (Mpa)  - Với f’c là giá trị cường độ đặc trưng của cấp phối và fr là giá trị trung bình của các kết quả thí nghiệm mẫu. Ta xác định được: - k 1,08 đối với cấp phối C60 - k 0,84 đối với cấp phối C70 - k 0,83 đối với cấp phối C80 56 Nghiên cứu sinh đề xuất sử dụng công thức ước tính sau dùng chung cho cả 3 cấp phối bê tông cường độ cao C60, C70, C80 sử dụng vật liệu vùng Đông Nam Bộ khi sử dụng các cấp phối này cho công tác thiết kế dầm bê tông dự ứng lực đúc sẵn: r cf 0,83 f ' (Mpa)  (2.29) 2.3.2.3 Mô đun đàn hồi Để đánh giá công thức phù hợp đưa vào tính toán thiết kế, nghiên cứu sinh tiến hành chế tạo mẫu và thí nghiệm mô đun đàn hồi, cụ thể như sau: - Loại mẫu: mẫu trụ 15cm30cm - Số lượng mẫu thí nghiệm đối với mỗi cấp phối C60, C70 và C80: 12 mẫu/cấp phối. - Nơi chế tạo: phòng thí nghiệm thuộc phân xưởng đúc dầm của công ty Bê tông 6. - Nơi thí nghiệm mô đun đàn hồi: phòng thí nghiệm LAS 313, Trường Đại học Giao thông vận tải Tp Hồ Chí Minh. - Tiêu chuẩn sử dụng: theo ASTM 469/469M-10 [17] Hình 2-13: Bộ gá thí nghiệm mô đun đàn hồi. 57 Theo yêu cầu của ASTM 469/469M-10 [17], giá trị đo được trong lần gia tải lần đầu tiên không được sử dụng, giá trị được phép dùng lấy từ giai đoạn gia tải lần 2 trở đi. Do thí nghiệm sử dụng bộ gá đo mô đun đàn hồi loại có 2 đồng hồ thiên phân kế đối diện 2 bên mẫu khác với loại bộ gá dùng 1 đồng hồ, nên quá trình thí nghiệm được thực hiện gia tải - xả tải 3 lần, lần 1 để khử biến dạng dư, lần 2 để xác định khoảng giá trị của đồng hồ thiên phân kế tương ứng với biến dạng 0.00005, lần 3 lấy số liệu chính thức. Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi thể hiện trong bảng 2-23. Bảng 2-23: Kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi mẫu trụ. Cấp phối C60 Cấp phối C70 Cấp phối C80 Tên mẫu Ec (MPa) Tên mẫu Ec (MPa) Tên mẫu Ec (MPa) C60-M25 52580.0 C70-M25 54109.5 C80-M25 62751.0 C60-M26 53832.8 C70-M26 51866.0 C80-M26 56443.0 C60-M27 55815.9 C70-M27 51131.5 C80-M27 57818.9 C60-M28 54085.1 C70-M28 57881.9 C80-M28 58187.2 C60-M29 55441.7 C70-M29 60778.6 C80-M29 58541.7 C60-M30 56695.0 C70-M30 59997.1 C80-M30 52114.2 C60-M31 56754.3 C70-M31 58279.4 C80-M31 58169.2 C60-M32 67927.6 C70-M32 57878.2 C80-M32 61192.9 C60-M33 56754.3 C70-M33 54899.6 C80-M33 62727.4 C60-M34 55386.7 C70-M34 60454.9 C80-M34 59985.9 C60-M35 48569.5 C70-M35 59971.3 C80-M35 56113.3 C60-M36 52129.2 C70-M36 59913.0 C80-M36 58503.2 Trung bình: 55497.7 Trung bình: 57263.4 Trung bình: 58545.6 Căn cứ trên kết quả thí nghiệm, dựa vào phương pháp bình phương cực tiểu, nghiên cứu sinh đề xuất sử dụng công thức ước tính mô đun đàn hồi cho bê tông cường độ cao với các cấp phối C60, C70, C80 sử dụng vật liệu khu vực Đông Nam Bộ theo dạng: 5 2.55 0.285 c c cE 3.385 10 w (f' ) (Mpa)   (2.30) 58 So sánh với công thức ước tính theo tiêu chuẩn thiết kế cầu TCVN 11823:2017 [4] và công thức do Cook (1989) [8] đề xuất, nghiên cứu sinh nhận thấy công thức trên có thể sử dụng để ước tính giá trị mô đun đàn hồi của 3 cấp phối bê tông C60, C70, C80 sử dụng vật liệu vùng Đông Nam Bộ khi ứng dụng vào công tác thiết kế dầm cầu bê tông dự ứng lực đúc sẵn. Bảng 2-24: So sánh công thức đề xuất với ước tính theo một số công thức khác. Cấp phối Ec (công thức đề xuất) Ec (TCVN 11823) Sai số (%) Ec (Cook, 1989) Sai số (%) C60 53807 43820 -18.6 61045 13.5 C70 55711 45516 -18.3 63396 13.8 C80 58570 47993 -18.1 66908 14.2 2.3.2.4. Biểu đồ phát triển cường độ theo thời gian bảo dưỡng Đối với kết cấu dự ứng lực, việc xác định đúng thời điểm truyền lực căng cáp có ý nghĩa quan trọng trong thi công. Thông thường, đối với bê tông dự ứng lực căng trước, thời điểm được chọn tương ứng với cường độ bê tông f’ci phải đạt tối thiểu đến 90% cường độ chịu nén danh định của bê tông. Bởi vì nếu truyền lực khi cường độ bê tông còn thấp, các rủi ro sau có thể xảy ra: - Lực dính bám giữa cáp dự ứng lực và bê tông không đủ, có thể bị tuột cáp. - Mô đun đàn hồi của bê tông còn thấp, độ cứng ngang của dầm không đủ, nếu cáp truyền ứng lực có độ chênh lệch theo phương ngang, có thể gây biến dạng uốn cong theo phương nằm ngang lớn, gây mất ổn định hoặc gãy dầm ngoài ý muốn. Các rủi ro trên không đáng ngại đối với dầm dự ứng lực căng sau, tuy nhiên, việc sản xuất dầm bê tông dự ứng lực đúc sẵn ở quy mô công nghiệp thì kết cấu dự ứng lực căng trước vẫn được ưu tiên lựa chọn trong sản xuất do nhiều lợi thế hơn. 59 Vì vậy, việc xác định ngày tuổi của bê tông đảm bảo cường độ f’ci tối thiểu là vấn đề cần thiết, trong nội dung nghiên cứu này, nghiên cứu sinh sử dụng kết thí nghiệm nén mẫu theo các ngày tuổi 1, 3, 5, 7 và 28 ngày để đánh giá sự phát triển cường độ của bê tông cường độ cao với vật liệu khu vực Đông Nam Bộ theo ngày tuổi. Số lượng mẫu thí nghiệm dùng xác định cường độ theo thời gian dự kiến như sau: Bảng 2-25: Số lượng mẫu đề xuất thí nghiệm cường độ theo thời gian. Cấp bê tông Số lượng mẫu theo ngày tuổi 1 ngày tuổi 3 ngày tuổi 5 ngày tuổi 7 ngày tuổi C60 6 6 6 6 C70 6 6 6 6 C80 6 6 6 6 Kết quả thí nghiệm nén mẫu theo các bảng sau: Bảng 2-26: Cường độ nén 1 ngày tuổi 3 cấp phối C60, C70, C80. Cường độ nén 1 ngày tuổi Cấp phối M1 M2 M3 M4 M5 M6 T/B f'c C60 59.2 60.1 58.8 59.7 59.1 58.8 59.3 49.5 C70 59.7 59.2 59.1 58.9 58.8 60.1 59.3 49.5 C80 65.1 64.6 63.6 64.8 63.9 64.8 64.5 54.2 Bảng 2-27: Cường độ nén 3 ngày tuổi 3 cấp phối C60, C70, C80. Cường độ nén 3 ngày tuổi Cấp phối M7 M8 M9 M10 M11 M12 T/B f'c C60 60.7 60.0 63.3 60.3 63.0 60.3 61.3 51.3 C70 63.9 61.9 62.8 62.8 63.9 64.0 63.2 53.1 C80 75.4 75.2 75.9 74.5 77.0 75.1 75.5 64.3 Bảng 2-28: Cường độ nén 5 ngày tuổi 3 cấp phối C60, C70, C80. Cường độ nén 5 ngày tuổi Cấp phối M13 M14 M15 M16 M17 M18 T/B f'c C60 68.7 67.1 69.5 68.4 67.6 66.9 68.0 57.5 60 C70 77.7 79.1 78.2 78.5 77.2 77.3 78.0 66.5 C80 85.8 84.4 84.8 85.5 86.7 84.2 85.2 73.1 Bảng 2-29: Cường độ nén 7 ngày tuổi 3 cấp phối C60, C70, C80. Cường độ nén 7 ngày tuổi Cấp phối M19 M20 M21 M22 M23 M24 T/B f'c C60 72.2 71.3 72.5 71.7 72.4 72.3 72.1 61.1 C70 83.7 80.4 79.5 81.2 81.7 82.3 81.5 69.7 C80 93.7 95.9 93.6 94.5 94.8 93.4 94.3 81.4 Sử dụng phương trình quan hệ giữa cường độ bê tông chịu nén ngày thứ j so với cường độ bê tông 28 ngày tuổi dạng: ' ' cj c28 j f f 28(1 b) bj    Bằng phương pháp bình phương cực tiểu, ta xác định được giá trị b 0,97 có thể sử dụng chung cho cả 3 cấp phối C60, C70, C80. Do đó, công thức trở thành: ' ' cj c28 j f f 0,84 0,97j    (2.31) Công thức 2.31 có thể sử dụng để ước tính thời điểm tạo dự ứng lực khi sử dụng các cấp phối C60, C70, C80 với vật liệu khu vực Đông Nam Bộ trong công tác thiết kế dầm cầu bê tông dự ứng lực đúc sẵn. 2.3.2.5. Xây dựng phương trình đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông cường độ cao sử dụng vật liệu địa phương vùng Đông Nam Bộ và xác định các hệ số α1 và 1 Trong nội dung ước tính sức kháng uốn của dầm bê tông cốt thép dự ứng lực theo TCVN 11823:2017[4], phân bố ứng suất trong vùng bê tông chịu nén liên quan đến đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng của bê tông khi chịu nén dọc trục, khối ứng suất này được quy đổi về khối ứng suất tương đương dạng chữ nhật 1f’c1c . Đối với bê tông cường độ thông thường đường cong này thường có dạng parabol và giá 61 trị 1 được dùng là 0.85, nhưng với bê tông cường độ cao, biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng tiến sát đến dạng tam giác và gần như tuyến tính [8]. Hình 2-14: Biểu đồ phân bố ứng suất trong vùng chịu nén của cấu kiện chịu uốn [8]. Một số tác giả nghiên cứu về bê tông cường độ cao đã đề xuất cách hiệu chỉnh công thức tính 1 và 1 , ví dụ như Attard và Stewart (1998) [8]; Azizinamini và cộng sự (1994) [8]; tiêu chuẩn Canada CSA A23.3; Ibrahim và MacGregor (1997) [8]; NHCRP 595 (2007) [23]. Tuy nhiên, trong báo cáo ACI 363