Nghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fume

Nghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fumeNghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ gia khoáng silica fume

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

   

TRẦN ĐỨC TÂM

     NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CƠ - NHIỆT CỦA KẾT CẤU CẦU SỬ DỤNG BÊ TÔNG CÓ PHỤ GIA KHOÁNG

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

  

TRẦN ĐỨC TÂM

     NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CƠ - NHIỆT CỦA KẾT CẤU CẦU SỬ DỤNG BÊ TÔNG CÓ PHỤ GIA KHOÁNG

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi. Các kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa được công bố trong các công trình khác. 

      Hà Nội, ngày tháng năm 2024

      Tác giả

Trần Đức Tâm

LỜI CẢM ƠN

Luận án Tiến sỹ được thực hiện tại Trường Đại học Giao thông Vận tải dưới sự hướng dẫn trực tiếp của PGS.TS Đỗ Anh Tú và TS. Hoàng Việt Hải. Nghiên cứu sinh xin bày tỏ lòng biết ơn tới các thầy hướng dẫn đã giúp đỡ, chỉ dẫn tận tình, đã đóng góp các ý kiến quý báu và tạo điều kiện thuận lợi để giúp nghiên cứu sinh thực hiện luận án này.  

Nghiên cứu sinh xin trân trọng cảm ơn Ban Giám Hiệu Trường Đại học Giao Thông Vận tải, Phòng Đào tạo Sau đại học, Bộ môn Cầu Hầm, Trung tâm khoa học Công nghệ Giao thông Vận tải đã tạo điều kiện thuận lợi cho nghiên cứu sinh trong quá trình học tập nghiên cứu. 

Cuối cùng nghiên cứu sinh bày tỏ lời cảm ơn các đồng nghiệp, gia đình, người thân đã giúp đỡ và động viên nghiên cứu sinh trong suốt quá trình thực hiện luận án. 

             Hà Nội, ngày tháng năm 2024

      Tác giả

Trần Đức Tâm

MỤC LỤC 

LỜI CAM ĐOAN   i

LỜI CẢM ƠN   ii

MỤC LỤC   iii

DANH MỤC HÌNH VẼ   vii

DANH MỤC BẢNG BIỂU   xii

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT  xiv

MỞ ĐẦU  1

CHƯƠNG  1.  TỔNG  QUAN  VỀ  HIỆU  ỨNG  NHIỆT  CỦA  BÊ  TÔNG  SỬ  DỤNG  CHẤT KẾT DÍNH BỔ SUNG TRONG KẾT CẤU CẦU  5

1.1 Bê tông xi măng và quá trình thủy hóa của xi măng   5

1.1.1. Các phản ứng của quá trình thủy hóa   5

1.1.2. Nhiệt thủy hóa   6

1.1.3. Các yếu tố chính ảnh hưởng đến nhiệt thủy hóa của xi măng   8

1.1.4. Mức độ thủy hóa   11

1.2 Các đặc tính của bê tông ở tuổi sớm   12

1.2.1.  Các tính chất nhiệt của bê tông  13

1.2.2. Các tính chất cơ học của bê tông   17

1.3 Hiệu ứng nhiệt của bê tông ở tuổi sớm   22

1.3.1 Sự phát triển nhiệt/truyền nhiệt trong bê tông   22

1.3.2 Ứng suất nhiệt trong bê tông   22

1.3.3 Sự hình thành Ettringite muộn (DEF)   24

1.3.4 Sự phát triển cường độ  25

1.4 Các yếu tố về vật liệu ảnh hưởng đến nhiệt độ và nứt nhiệt ở tuổi sớm của bê  tông  27 1.4.1 Cốt liệu   28

1.4.2 Tỷ lệ nước/xi măng  29

1.4.3 Xi măng   29

1.4.4 Phụ gia khoáng   30

1.5 Tổng quan về nghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của bê tông ở tuổi sớm   37

1.5.1 Tình hình nghiên cứu trên thế giới   37

1.5.2 Tình hình nghiên cứu ở Việt Nam   40

1.6 Tổng quan về ứng dụng BT sử dụng phụ gia khoáng SF trong công trình cầu 43 1.7 Kết luận chương 1.   45

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ ỨNG XỬ CƠ – NHIỆT CỦA BÊ TÔNG KẾT  CẤU Ở TUỔI SỚM CÓ SỬ DỤNG PHỤ GIA KHOÁNG SILICA FUME   47

2.1. Cơ sở lý thuyết về ứng xử cơ - nhiệt của bê tông kết cấu ở tuổi sớm   47

2.1.1. Phương trình truyền nhiệt   47

2.1.2. Sự truyền nhiệt qua đối lưu   48

2.1.3. Tốc độ phát sinh nhiệt thủy hóa   49

2.1.4. Hàm độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt   51

2.1.5. Phương pháp sai phân hữu hạn tính toán phân bố nhiệt độ trong bê tông ở tuổi  sớm  54

2.1.6. Ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn xây dựng mô hình tính toán ứng suất  nhiệt   57

2.1.7. Ứng xử đàn nhớt của bê tông tuổi sớm dưới tải trọng nhiệt.   58

2.1.8. Các mô hình số mô phỏng ứng xử nhiệt tuổi sớm của bê tông   64

* So sánh các mô hình tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt   68

2.2. Các yếu tố ảnh hưởng đến ứng xử cơ – nhiệt của BT sử dụng phụ gia khoáng   70

2.3. Hiệu ứng cơ – nhiệt của BT kết cấu có sử dụng phụ gia khoáng SF   71

2.3.1. Silica fume   71

2.3.2. Tính chất vật lý của SF:   73

2.3.3. Thành phần hóa học của SF:   74

2.3.4. Cơ chế của BT có SF:   74

2.3.5. Ảnh hưởng của SF lên tính chất của BT tươi   79

2.3.6.  Ảnh hưởng của SF lên tính chất của BT đã đóng rắn   80

2.4. Luận bàn về hiệu ứng cơ-nhiệt của BT SF tới khả năng nứt nhiệt của khối BT kết  cấu cầu ở tuổi sớm   82

2.5. Kết luận chương 2   83

CHƯƠNG 3. THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG NHIỆT VÀ CƯỜNG ĐỘ  CỦA BÊ TÔNG SỬ DỤNG PHỤ GIA KHOÁNG SILICA FUME TRONG CÔNG  TRÌNH CẦU   85

3.1. Mục đích thí nghiệm   85

3.2. Thí nghiệm cường độ   85

3.2.1. Thành phần hỗn hợp SF thí nghiệm   85

3.2.2. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén   94

3.2.3. Thí nghiệm đo cường độ chịu kéo khi ép chẻ   96

3.3. Thí nghiệm đo nhiệt thủy hóa   99

3.3.1. Các phương pháp đo nhiệt thủy hóa   99

3.3.2. Thí nghiệm đo nhiệt thủy hóa theo phương pháp đoạn nhiệt   100

3.3.3. Kết quả thí nghiệm đo nhiệt thủy hóa   103

3.3.4. Nhiệt lượng và tốc độ tỏa nhiệt của các hỗn hợp BT   105

3.3.5. Xác định mức độ thủy hóa và các tham số nhiệt thủy hóa   106

3.4. Thí nghiệm đo hệ số giãn nở nhiệt của các hỗn hợp BT   114

3.4.1. Nguyên lý, phương pháp và thiết bị đo hệ số giãn nở nhiệt   114

3.4.2. Tiến hành thí nghiệm đo hệ số giãn nở nhiệt của các hỗn hợp BT   120

3.4.3. Phân tích và đánh giá kết quả thí nghiệm đo hệ số giãn nở nhiệt   128

3.5. Kết luận chương 3   129

CHƯƠNG 4. PHÂN TÍCH ỨNG XỬ CƠ - NHIỆT CỦA KẾT CẤU CẦU SỬ DỤNG  BÊ TÔNG CÓ PHỤ GIA KHOÁNG SILICA FUME Ở TUỔI SỚM   130

4.1. Phân tích các tham số đầu vào   130

4.1.1. Các tham số về cường độ của bê tông   130

4.2. Phân tích sự phát triển nhiệt và khả năng nứt nhiệt của trụ cầu ở tuổi sớm sử dụng  bê tông có chất kết dính silica fume   142

4.3. So sánh khả năng nứt nhiệt của trụ cầu ở tuổi sớm sử dụng bê tông có chất kết dính  tro bay   155

4.4. Kết luận chương 4   161

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ   162

KẾT LUẬN:   162

KIẾN NGHỊ:   163

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐàCÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ   164

TÀI LIỆU THAM KHẢO   165

PHỤ LỤC   174

 

DANH MỤC HÌNH VẼ 

Hình 1. 1. Tốc độ tỏa nhiệt trong quá trình thủy hóa của xi măng [117]   7

Hình 1. 2. Ảnh hưởng của độ mịn đến tốc độ thủy hóa của xi măng  9

(ACI 207.2R-07 [149])   9

Hình 1.3. Sự phát triển nhiệt thủy hóa sau 72h ở các mức nhiệt độ khác nhau   11

Hình  1.4. Sự thay  đổi của hệ số  giãn  nở  nhiệt  của  bê tông  trong  quá  trình  thủy  hóa  (Kada và cộng sự, 2002), trong đó w/c: Tỉ lệ nước/xi măng.   17

Hình 1.5. Tỉ lệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén theo tuổi bê tông  (Zhao  [147])   19

Hình 1.6. Sự phát triển nhiệt và hình thành vết nứt của bê tông khối lớn   23

Hình  1.7.  Ứng  suất  nhiệt  và  cường  độ  chịu  kéo  của  bê  tông  theo  thời  gian  [100,  139]   23

Hình 1.8. Sự phát triển các tính chất cơ học theo mức độ thủy hóa và tuổi tương đương    27

Hình 1.9. Cầu Tsing Ma Bridge (Hồng Kông) (ACI 234R-06) [17].   43

Hình 1.10. Cầu Stolma Bridge (Na Uy) (ACI 234R-06) [17].   44

Hình 1.11. Cầu vượt nút giao I-25 ở Denver, Colorado (Mỹ) (ACI 234R-06) [17].   44

Hình 1.12. Cầu Cửa Lục 1 (Quảng Ninh).   45

Hình 2.1. Đường cong độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt lý thuyết [138].   53

Hình 2.2. Đường cong tốc độ sinh nhiệt lý thuyết theo Tanabe [138]   53

Hình 2.3. Tốc độ sinh nhiệt và mức độ thủy hóa với tham số , .   54

Hình 2.4. Nút bên trong và phần tử tương ứng trong bài toán truyền nhiệt 2 chiều   56

Hình 2.5. Phần tử tam giác trong mô hình   57

Hình 2.6. Mô phỏng mô đun đàn hồi hiệu dụng, từ biến điển hình  và phân tách tải  trọng [100]   61

Hình 2.8. Sơ đồ khối tính toán ứng suất nhiệt.   64

Hình  2.9.  Mô  hình  dự  đoán  trường  ứng  suất  nhiệt  ở  tuổi  16h  và  khối  đổ  thực  tế  [99]   67

Hình 2.10. Ảnh hiển vi kính hiển vi điện tử truyền qua của SF [17].   72

Hình 2.11. Cấu trúc điển hình của vùng chuyển tiếp giữa hồ xi măng và cốt liệu, được  chụp bằng kính hiển vi điện tử quét [38]: (a) mẫu không có SF ở 28 ngày; và (b) mẫu  có SF ở 28 ngày. (Lưu ý: 1 = bề mặt cốt liệu; 2 = hồ xi măng; 3 = khe rỗng; 4 = canxi  hydroxit; và 5 = vết nứt nhỏ).   78

Hình  2.12.  Giả  thiết  về  xu  hướng  xảy  ra  khi  sử  dụng  SF  thay  thế  xi  măng  trong  BT.   83

Hình 3.1. Phụ gia khoáng gốc Silicafume Sikacrete PP1 hãng Sika   87

Hình 3.2. Kết quả chụp USTH kích cỡ hạt silica fume.   89

Hình 3.3.  Đường cong cấp phối thành phần hạt của đá theo ASTM C33.   90

Hình 3.4.  Biểu đồ cấp phối hạt của cát theo ASTM C33   91

Hình 3.5.  Thí nghiệm nén mẫu SF15 ở 3 ngày tuổi   94

Hình 3. 6. Cường độ chịu nén theo ngày tuổi của các hỗn hợp bê tông SF (MPa)   95

Hình 3.7.  Thí nghiệm ép chẻ mẫu SF00 ở 3 ngày tuổi.   97

Hình 3.8. Cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo ngày tuổi của các hỗn hợp SF.   98

Hình 3.9. Sơ đồ bố trí thí nghiệm đo nhiệt lượng đoạn nhiệt [2].   101

Hình  3.10.  Đặt  mẫu  bê  tông  vào  thùng  của  thiết  bị  thí  nghiệm  chế  tạo  tại  ĐH  GTVT   102

Hình 3.11. Hệ thống theo dõi và giám sát nhiệt độ.   102

Hình 3.12. Nhiệt độ đoạn nhiệt thực nghiệm của các mẫu hỗn hợp bê tông SF.   104

Hình 3.13. Độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt của các mẫu hỗn hợp BT SF.   105

Hình 3.15. Mối quan hệ giữa mức độ thủy hóa cuối cùng và tỷ lệ % SF thay thế.   112

Hình  3.16.  Đường  hồi  quy  giữa  mức  độ  thủy  hóa  cuối  cùng  và  tỷ  lệ  %  SF  thay  thế.   113

Hình 3.17. Mối quan hệ giữa hệ số giãn nở nhiệt và ngày tuổi của hồ xi măng   117

Hình  3.18.  Mối  quan  hệ  giữa  hệ  số  giãn  nở  nhiệt  và  độ  ẩm  của  bê  tông  xi  măng  [115]   117

Hình 3.19. Quan hệ giữa hệ số giãn nở nhiệt của cốt liệu và hệ số giãn nở nhiệt của bê  tông [117].   119

Hình  3.20.  Mối  quan  hệ  giữa  hệ  số  giãn  nở  nhiệt  và  độ  ẩm  của  bê  tông  xi  măng  [117].   120

Hình 3.21. Mối quan hệ giữa hệ số giãn nở nhiệt với độ ẩm và thời gian [117].   120

Hình 3.22. Cân vật liệu theo thiết kế thành phần bê tông   122

Hình 3.23. Trộn vật liệu   123

Hình 3.24. Khuôn tạo mẫu   123

Hình 3.25. Mẫu thí nghiệm   124

Hình 3.26. Đo chiều dài mẫu   125

Hình 3.27. Kiểm tra hệ thống đo CTE  125

Hình 3.28. Hình ảnh mẫu trong bể   126

Hình 3.29. Vận hành thiết bị đo   127

Hình 3.30. Máy tính hiển thị số liệu   128

Hình 4.1. Đường cong hồi quy sự phát triển cường độ chịu nén theo thời gian của các  hỗn hợp BT  138

Hình 4.2. Đường cong hồi quy sự phát triển cường độ chịu kéo theo thời gian của các  hỗn hợp BT  140

Hình 4.3. Biểu đồ phát triển nhiệt độ tại tâm, cạnh, và góc của trụ theo thời gian (SF00)   144Hình 4.4. Phân bố nhiệt độ tại 55 h trên mặt cắt ngang thân trụ (SF00).   145Hình  4.5.  Phân  bố  ứng  suất  chính  (MPa)  tại  40h  trên  mặt  cắt  ngang  thân  trụ (SF00).   145Hình 4.6. Biểu đồ phát triển ứng suất yy tại giữa cạnh bên, và xx tại góc của trụ theo thời gian (SF00).   146Hình 4.7. Biểu đồ phát triển ứng suất chính tại giữa cạnh bên, giữa cạnh đáy, và góc của trụ theo thời gian (SF00).   146Hình 4.8. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng SF00.   147Hình 4.9. Biểu đồ phát triển nhiệt độ tại tâm, cạnh, và góc của trụ theo thời gian (SF05)   148Hình 4.10. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng SF05.   148Hình  4.11.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (SF10)   149Hình 4.12. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng SF10.   149Hình  4.13.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (SF15)   150Hình 4.14. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng SF15.   150Hình 4.15. Hệ số nứt lớn nhất ứng với từng hỗn hợp BT SF.   152Hình 4.16. Chênh lệch nhiệt độ giữa lõi và bề mặt tại điểm đang xét ứng suất ứng với từng hỗn hợp BT SF.   153

Hình  4.17.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (TB00)   156Hình 4.18. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng TB00  156Hình  4.19.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (TB10)   157Hình 4.20. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng TB10  157Hình  4.21.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (TB20)   158Hình 4.22. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng TB20  158Hình  4.23.  Biểu  đồ  phát  triển  nhiệt  độ  tại  tâm,  cạnh,  và  góc  của  trụ  theo  thời  gian (TB30)   159Hình 4.24. Ứng suất nhiệt lớn nhất và cường độ chịu kéo chẻ theo thời gian tại điểm bất lợi (cạnh bên) của thân trụ sử dụng TB30  159Hình 4.25. Chênh lệch nhiệt độ giữa lõi và bề mặt tại điểm đang xét ứng suất ứng với từng hỗn hợp BT tro bay.   160Hình 4.26. Hệ số nứt lớn nhất ứng với từng hỗn hợp BT tro bay.   160 

DANH MỤC BẢNG BIỂU 

Bảng 1.1. Thành phần hóa học và khoáng vật chính của xi măng Pooc lăng [117]   5

Bảng 1.2. Nhiệt thủy hóa của các pha xi măng (McCullough và Rasmussen [105])   9

Bảng 1.3. Các mô hình mức độ thủy hóa cuối cùng của xi măng Pooc lăng   12

Bảng  1.4.  Các  giá  trị  nhiệt  dung  riêng  được  tìm  ra  bởi  các  nhà  nghiên  cứu  khác  nhau   14

Bảng  1.5.  Các  giá  trị  của  hệ  số  khuếch  tán  nhiệt  theo  các  nhà  nghiên  cứu  khác  nhau   16

Bảng 1.6. Mô đun đàn hồi là hàm của cường độ chịu nén của bê tông   19

Bảng 1.7. Các giá trị của hệ số Poisson   21

Bảng 2.1. So sánh các tham số đầu vào và kết quả đầu ra của các mô hình/phần mềm  tính toán   68

Bảng 3.1. Thành phần hóa học của xi măng (%)   85

Bảng 3.2. Thành phần khoáng vật của clinker (%)   86

Bảng 3.3. Các tính chất cơ lý của xi măng VICEM Bút Sơn PC40  86

Bảng 3.4: Chỉ tiêu kỹ thuật Sikacrete PP1   87

Bảng 3.5. Chỉ tiêu cơ lý của đá   89

Bảng 3.6. Thành phần hạt của đá   90

Bảng 3.7. Chỉ tiêu cơ lý của cát   90

Bảng 3.8. Thành phần hạt của cát   91

Bảng 3.9. Thành phần cấp phối chuẩn cho 1m3   94

Bảng 3.10. Cường độ chịu nén theo ngày tuổi (MPa)   94

Bảng 3.11. So sánh cường độ chịu nén trung bình của các hỗn hợp BT SF ở 1, 2, 3, 7  ngày tuổi với cường độ chịu nén trung bình ở 28 ngày tuổi.   95

Bảng 3.12. Cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo ngày tuổi (MPa)   97

1, 2, 3, 7 ngày tuổi với cường độ chịu kéo khi ép chẻ trung bình ở 28 ngày tuổi.   98

Bảng 3.14. Các thuộc tính về nhiệt của SF   109

Bảng 3.15. Các tham số nhiệt thủy hóa của BT SF   110

Bảng 3.16. Hệ số giãn nở nhiệt của một số các cốt liệu thường dùng cho BT   118

Bảng 3.17. Hệ số giãn nở nhiệt của bê tông với các loại cốt liệu khác nhau   119

Bảng 3.19. Hệ số giãn nở nhiệt (CTE) của các hỗn hợp BT silica fume (10-6/C)   128

Bảng 4.1. Các hàm phát triển theo thời gian của cường độ bê tông   132

Bảng 4.2 . Các hàm phát triển cường độ bê tông theo mức độ thủy hóa   132

Bảng 4.3 . Các hệ số cho hàm phát triển theo thời gian của cường độ bê tông   133

Bảng 4.4. Các tham số đường cong phát triển cường độ   135

Bảng 4.5. Cường độ chịu nén theo ngày tuổi (MPa)   135

Bảng 4.6. Cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo ngày tuổi (MPa)   135

Bảng 4.7. Các tham số từ biến của bê tông xác định theo ACI 209.2R-08 [150]   141

Bảng 4.8. Các thuộc tính về nhiệt của BT SF   142

Bảng 4.9. Các tham số nhiệt thủy hóa của BT SF   143

Bảng 4.10. Độ chênh nhiệt độ giữa lõi và bề mặt tương ứng với  max   153

Bảng 4.11. Độ chênh nhiệt độ giữa lõi và bề mặt tương ứng với  max   154

Bảng 4.12. Độ chênh nhiệt độ giữa lõi và bề mặt lớn nhất T max   155

Bảng 4.13. So sánh T và  max trong các trường hợp trụ cầu sử dụng BT có SF và  BT tro bay   160

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT 

1.  ACI  : Viện bê tông Mỹ (American Concrete Instutute) 

2.  ASTM 

: Hiệp hội thí nghiệm và vật liệu Hoa Kỳ (American Society for Testing and Materials) 

MỞ ĐẦU

1 Tính cấp thiết của đề tài

Bê tông với chất kết dính chính là xi măng Pooc-lăng được sử dụng nhiều trong xây dựng hạ tầng giao thông vận tải. Nhiệt được giải phóng trong quá trình thủy hóa xi măng gây ra sự phân bố nhiệt độ không đồng đều trong kết cấu bê tông. Vấn đề này có thể nghiêm trọng hơn khi bê tông trong giai đoạn đông cứng: nhiệt vẫn được sinh ra từ quá trình thủy hóa xi măng trong khi bề mặt của bê tông đang nguội dần theo nhiệt độ môi trường. Sự chênh lệch nhiệt độ giữa lõi bê tông và bề mặt bên ngoài của nó có thể gây ra ứng suất kéo đáng kể có thể làm tăng nguy cơ nứt ở bê tông tuổi sớm [151]. Nứt trong các cấu kiện bê tông khối lớn do ứng suất nhiệt (nứt nhiệt) là một vấn đề đã xuất hiện từ lâu, rõ ràng nhất là khi nó được phát hiện lần đầu tiên trong các công trình đập thủy điện trên thế giới từ đầu thế kỷ XX. Khái niệm "bê tông khối lớn" (BTKL) từ đó cũng thường được hiểu là các kết cấu BT có kích thước lớn như đập, khối móng lớn. Tuy nhiên gần đây, thuật ngữ này cũng được sử dụng cho các bộ phận công trình cầu có kích thước lớn như bệ móng, trụ, xà mũ, dầm hộp,  Các tiêu chuẩn về BTKL luôn yêu cầu phải kiểm soát sự chênh lệch nhiệt độ giữa lõi và bề mặt của BT, từ đó giảm thiểu hoặc hạn chế vết nứt nhiệt ngay trong giai đoạn xây dựng. 

Hiện nay, ngành xây dựng cầu đã ứng dụng nhiều loại vật liệu bê tông cường độ cao, tính năng cao, siêu cao  Khái niệm bê tông khối lớn không còn đơn thuần là kết cấu có kích thước lớn nữa, mà ngay cả các kết cấu thanh mảnh cũng có nguy cơ nứt nhiệt khi sử dụng bê tông cường độ cao hay tính năng cao (có hàm lượng xi măng lớn). Khi đó vấn đề về nứt nhiệt cần phải được xem xét kỹ càng [69]. 

Xu thế hiện nay khi chế tạo bê tông cường độ cao, tính năng cao,  là sử dụng hàm lượng xi măng Pooc-lăng lớn và giảm tỉ lệ nước/xi măng. Ngoài ra, các phụ gia khoáng hoạt tính như silica fume (SF), xỉ lò cao, tro bay,  cũng được sử dụng nhằm giảm bớt lượng xi măng, giảm nhiệt tỏa ra, nhưng phần nào đó vẫn đảm bảo bê tông đạt được cường độ mong muốn [24, 69]. Các hỗn hợp bê tông sử dụng tro bay, xỉ lò cao còn góp phần giảm khí thải CO2 ra môi trường [69, 72]. Với SF, sản phẩm phụ trong quá trình thuỷ hoá xi măng sẽ phản ứng với silica và các khoáng có trong hỗn hợp tạo thêm pha rắn có tính chất kết dính. Các sản phẩm đó làm tăng tỷ lệ rắn/lỏng trong hệ và tạo cho xi măng xỉ có cường độ dài ngày cao hơn xi măng truyền thống. Đây là nguyên nhân làm tăng tính bền vững của xi măng ở tuổi dài ngày. Tuy nhiên các nghiên cứu đó chưa 

có đảm bảo được khả năng chống nứt nhiệt như mong muốn hay không. 

Vì vậy, đề tài “Nghiên cứu ứng xử cơ - nhiệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông

có phụ gia khoáng silica fume” sẽ góp phần giải quyết câu hỏi nêu trên. Luận án sẽ 

tiến hành thực nghiệm về nhiệt và cường độ cho một số hỗn hợp bê tông cường độ cao 

có sử dụng phụ gia khoáng là silica fume. Dựa vào kết quả thực nghiệm sẽ đánh giá định lượng được ảnh hưởng của tỉ lệ theo % SF đến đặc tính nhiệt, cường độ và khả năng nứt nhiệt của bê tông kết cấu cầu. 

2 Mục tiêu của luận án

- Xác định được các đặc trưng nhiệt thủy hóa bao gồm: độ tăng nhiệt độ đoạn nhiệt, nhiệt lượng tích lũy, tốc độ sinh nhiệt, các tham số đường cong nhiệt thủy hóa của 

BT SF có sử dụng phụ gia khoáng SF bằng thực nghiệm. 

- Phân tích ứng xử cơ - nhiệt, qua đó đánh giá sự phát triển nhiệt, ứng suất nhiệt 

và rủi ro nứt nhiệt của trụ cầu sử dụng BT sử dụng hàm lượng SF thay thế xi măng khác nhau (từ 0% đến 15%), từ đó đưa ra được bê tông với tỉ lệ SF hợp lý. 

3 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

a) Đối tượng nghiên cứu

Các tham số và thuộc tính về nhiệt của bê tông SF, ứng suất nhiệt, nứt nhiệt của 

bê tông ở tuổi sớm trong kết cấu trụ cầu. 

b) Phạm vi nghiên cứu

- Bê tông có cường độ nén đặc trưng 50 MPa (thí nghiệm trong phòng) sử dụng phụ gia khoáng SF thay thế xi măng từ 0 ÷15%; kết cấu trụ cầu có kích thước mặt cắt ngang 2,8 m × 3,5 m ở tuổi sớm từ 0 ÷ 7 ngày tuổi. 

- Nghiên cứu chủ yếu về ứng suất nhiệt (do nội và ngoại nhiệt), chưa xét đến các ảnh hưởng về co ngót và phân bố cốt thép. 

4 Phương pháp nghiên cứu

- Nghiên cứu thực nghiệm: thực nghiệm đo nhiệt độ đoạn nhiệt của bê tông và thí nghiệm cường độ bê tông.  

5 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án

Luận án đã nghiên cứu thực nghiệm cường độ ở tuổi sớm và các tham số nhiệt thủy hóa từ phép đo nhiệt lượng đoạn nhiệt của một số cấp phối BT SF có sử dụng SF. Qua so sánh, luận án đã tìm ra được hàm lượng thay thế SF hợp lý là 10% - 15% (trong dải từ 0% đến 15%) đảm bảo rủi ro nứt nhiệt thấp. Đây có thể được coi là một giải pháp vật liệu để kiểm soát nhiệt và hạn chế nứt nhiệt trong cấu kiện bê tông công trình cầu. 

Phương pháp luận nghiên cứu của luận án có thể được áp dụng để phân tích, đánh giá cho các loại BT khác nhau và các cấu kiện khác nhau của công trình cầu, giúp đảm bảo sự toàn vẹn, khả năng chịu lực và tuổi thọ khai thác của kết cấu.  

6 Điểm mới của luận án

- Luận  án  đã  xác  định  được  nhiệt thủy hóa cho 4 hỗn hợp SF bằng thiết bị thí nghiệm  nhiệt  lượng  đoạn  nhiệt:  Hỗn  hợp  chứa  0%  SF  (SF00),  hỗn  hợp  chứa  5%  SF (SF05), hỗn hợp chứa 10% SF (SF10) và hỗn hợp chứa 15% SF (SF15). Độ tăng nhiệt 

độ đoạn nhiệt của các hỗn hợp lần lượt là 56,1; 54,9; 53,2; và 52,0C ghi nhận được tại các mẫu SF00, SF05, SF10 và SF15. Sự chênh lệch nhiệt độ giữa các mẫu là không lớn, chỉ tối đa 

là 4,1C. 

- Bộ tham số nhiệt thủy hóa quan trọng của SF, bao gồm αu,  và  đã được xác định  dựa  vào đường  cong  thực  nghiệm  sử  dụng  phương  pháp  bình  phương nhỏ nhất. Trong đó mức độ thủy hóa cuối cùng αu tăng khi tăng hàm lượng SF thay thế xi măng. Luận án kiến nghị công thức hồi quy để xét đến ảnh hưởng của hàm lượng SF thay thế 

có độ chênh lệch không lớn khi thay đổi hàm lượng SF, giá trị trong khoảng 8.95 – 9.9310

-6/C. Đây là 1 trong các hệ số quan trọng về đặc tính vật lý của vật liệu BT, là một tham 

- Khi sử dụng hỗn hợp SF00 và SF05 cho kết cấu trụ có mặt cắt 2,8 m x 3,5 m, thì hệ số  (là tỉ số giữa ứng suất nhiệt và cường độ chịu kéo khi ép chẻ theo thời gian) vượt quá 1.0 trong khoảng thời gian 48 – 90 h (2 – 4 ngày), còn trụ cầu sử dụng hỗn hợp SF10 và SF15 luôn có hệ số  < 1.0 trong suốt khoảng thời gian 7 ngày đầu sau khi đổ 

BT. Như vậy, SF10 và SF15 làm giảm nguy cơ nứt nhiệt so với SF00 và SF05 trong cùng điều kiện về kích thước kết cấu và nhiệt độ môi trường xung quanh. Luận án đề xuất sử dụng hỗn hợp bê tông SF có hàm lượng SF thay thế hợp lý là từ 10-15% để giảm thiểu rủi ro nứt nhiệt ở tuổi sớm. 

7 Cấu trúc của Luận án

Chương 4: Phân tích ứng xử cơ - nhıệt của kết cấu cầu sử dụng bê tông có phụ 

gıa khoáng silica fume ở tuổı sớm 

Kết luận và Kiến nghị

Ngoài ra là các phần Tài liệu tham khảo và Danh mục các công trình đã công bố của tác giả.  

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ HIỆU ỨNG NHIỆT CỦA BÊ TÔNG SỬ

DỤNG CHẤT KẾT DÍNH BỔ SUNG TRONG KẾT CẤU CẦU 1.1 Bê tông xi măng và quá trình thủy hóa của xi măng

Bê tông x  măng poóc lăng có thành phần được lựa chọn bao gồm x  măng Poóc lăng, nước, cốt l ệu (cát, sỏ  hay đá dăm), có thể gồm phụ g a khoáng và phụ gia hóa học. Bê tông xi măng Poóc lăng được hình thành nhờ phản ứng hóa học giữa vật liệu chất kết dính (gồm xi măng và phụ gia khoáng) và nước khi chúng được nhào trộn với với nhau, đây là phản ứng thủy hóa có phát sinh nhiệt. Kh  rắn chắc, hồ x  măng dính kết các  cốt  l ệu  thành một  khố  đá và được gọ   là bê  tông.  Quá  trình  thủy hóa  của  xi măng là phản ứng của các khoáng vật thành phần xi măng với nước dẫn đến các thay đổi hóa học và cơ lý. Quá trình này sinh ra một lượng nhiệt nhất định nào đó. Nhiệt thủy hóa là một đặc tính của xi măng Poóc lăng, lượng nhiệt được giải phóng phụ thuộc vào thành phần xi măng và độ mịn của xi măng. Thành phần hóa học của xi măng bao gồm các ô xít và 4 khoáng vật chính là: tricalcium silicate (C3S), dicalcium silicate (C2S), tricalciumaluminate (C3A) và tetracalcium aluminoferrite (C4AF) [14]. 

Thành phần hóa học và khoáng vật chính của xi măng Poóc lăng và tên viết tắt của chúng được nêu trong Bảng 1.1. 

Bảng 1.1 Thành phần hóa học và khoáng vật chính của xi măng Pooc lăng [117]

Thành phần 

hóa học  Tên viết tắt  Khoáng vật chính  Tên viết tắt của hợp chất 

1.1.1 Các phản ứng của quá trình thủy hóa

Phản  ứng  thủy hóa  của  4  khoáng  chất  quan trọng  nhất  trong  xi  măng  và  nước được thể hiện trong các phương trình từ (1.1) đến (1.6). Giai đoạn đầu của quá trình thủy 

      2(3CaO.SiO 2 ) + 6H 2 O = 3CaO.2SiO 2 3H 2 O + 3Ca(OH) 2              (1.1) 

Vì đã có hydroxit canxi tách ra từ C3S nên C2S thủy hóa chậm hơn C3S và tách 

ra ít Ca(OH)2 hơn: 

 2(2CaO.SiO 2 ) + 4H 2 O = 3CaO.2SiO 2 3H 2 O + Ca(OH) 2       (1.2) Khoáng C3A phản ứng với nước rất nhanh chóng và gây ra sự phát triển về nhiệt. Ngay sau khi trộn với nước, trên bề mặt các hạt xi măng đã có lớp sản phẩm xốp, không bền, có tinh thể dạng tấm mỏng lục giác. Cấu trúc dạng tơi xốp này làm giảm độ bền của xi măng. Dạng ổn định, sản phẩm phản ứng nhanh của nó là hydro canxi aluminat 

6 nước có tinh thể hình lập phương (3CaO.Al 2 O 3 6H 2 O): 

3CaO.Al 2 O 3  + 6H 2 O = 3CaO.Al 2 O 3 6H 2 O           (1.3) 

Để  làm  chậm  quá  trình  đông kết,  khi  nghiền clanhke  cần  cho thêm một  lượng thạch cao từ 3-5% so với khối lượng xi măng. Canxi sunfat đóng vai trò là chất hoạt động  hóa  học  của  xi  măng,  tác  dụng  với  aluminat  tricanxit  ngay  từ  đầu  để  tạo  thành ettringite: 

3CaO.Al 2 O 3  + 3(CaSO 4 2H 2 O) + 26 H 2 O = 3CaO.Al 2 O 3 3CaSO 4 32H 2 O         (1.4) 

C3A sẽ tiếp tục phản ứng với thạch cao cho đến khi tất cả các thạch cao được sử dụng hết, sau đó C3A sẽ bắt đầu phản ứng với Ettringite để tạo thành monosulfate: 

3CaO.Al 2 O 3 3CaSO 4 32H 2 O+2(3CaO.Al 2 O 3 )+22H 2 O=3(3CaO.Al 2 O 3 CaSO 4 18H 2 O)    (1.5) 

Thủy hóa khoáng C4AF: 

4CaO.Al 2 O 3 Fe 2 O 3  + mH 2 O =  3CaO.Al 2 O 3 6H 2 O + CaO.Fe 2 O 3 nH 2 O       (1.6) Hydroferit sẽ nằm lại trong thành phần của gel xi măng, còn hydroaluminat sẽ lại tác dụng với thạch cao như phản ứng trên. 

1.1.2 Nhiệt thủy hóa

Lượng và động học của nhiệt được tạo ra bởi quá trình thủy hóa xi măng là một thông số quan trọng để dự đoán sự phát triển nhiệt độ và phân bố nhiệt độ trong một cấu kiện bê tông [116]. Sự thủy hóa của xi măng Pooc-lăng là một phản ứng hóa học tỏa nhiệt cao [117]. Thông thường, khoảng một nửa tổng nhiệt lượng thủy hóa được tỏa ra trong khoảng từ 1 đến 3 ngày sau khi trộn xi măng với nước [119].  

Dưới các điều kiện thông thường, luồng nhiệt sản sinh ra trong quá trình thủy hóa của xi măng được phân thành 5 giai đoạn (Hình 1.1): [117] 

Hình 1 1. Tốc độ tỏa nhiệt trong quá trình thủy hóa của xi măng [117] 

* Giai đoạn I (giai đoạn hòa tan <15 phút): Phản ứng hóa học xảy ra ngay sau khi 

xi măng tiếp xúc với nước bởi vì các ion hòa tan trong nước sẽ phản ứng với C3A và thạch cao. Sự hình thành ettringite sau phản ứng thủy hóa ban đầu sẽ làm giảm mạnh tốc độ của phản ứng hóa học trong thời điểm cuối của giai đoạn I. Giai đoạn này có ảnh hưởng rất nhỏ đến sự hình thành cường độ của bê tông. Hỗn hợp sẽ ngay lập tức bước sang giai đoạn ngủ đông.  

 Giai đoạn II (giai đoạn ngủ đông 1-2h): Trong giai đoạn này, nồng độ của các ion trong dung dịch sẽ giảm từ từ theo dung dịch của pha rắn. Hồ xi măng giữ nguyên trạng thái dẻo. Giai đoạn này không hỗ trợ gì trong việc phát triển cường độ của bê tông. Tuy nhiên, giai đoạn này lại có ý nghĩa quyết định cho tính công tác của bê tông, cho phép vận chuyển bê tông đến công trình.  

 Giai đoạn III (giai đoạn gia tốc): Alite (C3S) và belite (C2S) trong xi măng bắt đầu thủy hóa và tỏa nhiệt. Trong giai đoạn này, sự đông kết của bê tông được bắt đầu, tốc độ tỏa nhiệt tăng lên rất nhanh kèm theo đó là lượng nhiệt tỏa ra rất lớn. Silicat sẽ đạt được tốc độ tỏa nhiệt cao ở cuối giai đoạn này. Cường độ của bê tông được phát triển trong giai đoạn gia tốc này, trong đó quá trình đông kết sẽ kết thúc và sự đóng rắn sớm sẽ bắt đầu. Do đó, giai đoạn gia tốc đóng vai trò vô cùng quan trọng trong quá trình hình thành bê tông.  

 Giai đoạn IV (giai đoạn giảm tốc): Tốc độ phát sinh nhiệt thủy hóa giảm và chuyển sang quá trình kiểm soát khuếch tán. Trong giai đoạn này, bề dày của các hạt ngậm nước tăng lên và diện tích bề mặt của các phần không ngậm nước giảm xuống. Lớp xi măng đã thủy hóa đóng vai trò như một bề mặt khuếch tán và đóng vai trò quan 

trọng  đến  tính  thấm  của nước  và  các  ion tan rã,  còn  ettringite được chuyển  sang  pha monosulfat.  

 Giai đoạn V (giai đoạn ổn định): Lớp xi măng đã thủy hóa xung quanh các hạt 

xi măng dày lên, làm giảm đáng kể tốc độ phát nhiệt thủy hóa. Trong giai đoạn này, hợp chất xi măng đã thủy hóa rất khó kết tủa do phần khoảng trống ban đầu được lấp đầy bởi nước được bao phủ bằng xi măng đã thủy hóa. Sự thủy hóa của xi măng hoàn toàn được điều khiển bởi quá trình khuếch tán. 

1.1.3 Các yếu tố chính ảnh hưởng đến nhiệt thủy hóa của xi măng

Các yếu tố sau đây ảnh hưởng đến tổng nhiệt thủy hóa và sự phát triển nhiệt thủy hóa trong bê tông: 

1.1.3.1 Thành phần hóa học của xi măng

Tốc độ và lượng nhiệt được giải phóng ứng với một thành phần hóa học nào đó của xi măng phụ thuộc vào độ tăng nhiệt độ của bê tông. Tốc độ phát nhiệt thủy hóa đối với một hợp chất xi măng có thể được tính toán bằng cách đánh giá từng hợp chất riêng 

lẻ và tỉ lệ phần trăm của nó trong xi măng. 

Người ta đã chứng minh rằng tỷ lệ tương đối của các hợp chất hóa học hoặc hợp chất Bogue (như C3S, C2S, C3A và C4AF) và độ mịn của chúng xác định lượng nhiệt mà chúng tạo ra trong quá trình thủy hóa cũng như tốc độ sinh nhiệt [69]. Ngoài ra, lượng 

xi măng được sử dụng ảnh hưởng trực tiếp đến tốc độ và độ lớn nhiệt sinh ra vì số lượng sản phẩm phản ứng có sẵn để thủy hóa và tạo nhiệt [20]. Hàm lượng xi măng càng cao, 

Bảng 1.2 Nhiệt thủy hóa của các pha xi măng (McCullough và Rasmussen [105])

bề mặt lớn làm gia tăng tốc độ phản ứng giữa xi măng và nước. Hình 1.2 trình bày ảnh hưởng của độ mịn của xi măng đến tốc độ thủy hóa trên cùng một loại xi măng. Rõ ràng 

và kéo dài quá trình sinh nhiệt. Tổng nhiệt lượng thủy hóa nhìn chung là lớn nhất trong 

xi măng nguyên chất và giảm với sự tăng của hàm lượng phụ gia khoáng trong thành phần hỗn hợp [116]. 

1.1.3.4 Phụ gia hóa học

Phụ gia hóa học thường được sử dụng trong hỗn hợp bê tông để cải thiện tính công tác và cường độ, giảm hàm lượng nước (và đôi khi hàm lượng phụ gia khoáng hoạt tính), trì hoãn hoặc tăng tốc quá trình thủy hóa, cuốn không khí, cải thiện độ bền hoặc làm thay đổi các tính chất bê tông khác có liên quan. Ngày nay, phụ gia tăng tốc, làm chậm và giảm nước (phạm vi thấp, trung bình và cao) được sử dụng trong hầu hết các hỗn hợp bê tông. Ảnh hưởng của những phụ gia này về thủy hóa, cường độ, tính thấm, 

độ bền, tính công tác, và các tính chất khác đã được nghiên cứu [125].   

1.1.3.5 Tỉ lệ nước/vật liệu chất kết dính

Khoảng trống ban đầu được lấp đầy bởi nước sẽ được thay thế một phần hoặc hoàn toàn bởi sản phẩm của quá trình thủy hóa. Nếu tỷ lệ w/c quá thấp, xi măng không thể thủy hóa hoàn toàn do không đủ khoảng trống cho các sản phẩm thủy hóa hình thành. Nói chung, xi măng thủy hóa hoàn toàn đòi hỏi tỉ lệ w/c tối thiểu là 0,42 [112]. Tốc độ sinh nhiệt thủy hoá sẽ giảm nếu sử dụng tỉ lệ w/c nhỏ hơn sau một khoảng thời gian nhất định. 

1.1.3.6 Nhiệt độ

Nhiệt độ môi trường xung quanh có ảnh hưởng đáng kể đến tốc độ thủy hóa và nhiệt giải phóng ra trong độ tuổi sớm. Hình 1.3 minh họa ảnh hưởng của nhiệt độ đến nhiệt độ thủy hóa cho các loại xi măng Pooc lăng khác nhau. Trong thời tiết nóng, tốc 

độ thủy hóa tăng dẫn đến tốc độ sinh nhiệt nhanh hơn. Ngược lại, trong điều kiện khí hậu lạnh, tốc độ thủy hóa giảm xuống và nhiệt tỏa ra ít hơn. Do đó, xi măng thủy hóa nhanh được sử dụng trong điều kiện lạnh để tránh sự trì hoãn đông kết và tránh việc chậm đạt cường độ [116]. 

Hình 1.3. Sự phát triển nhiệt thủy hóa sau 72h ở các mức nhiệt độ khác nhau 

(Loại I: xi măng Pooc lăng truyền thống, loại II: Xi măng kháng sunphat, loại III: Xi măng tỏa nhiệt thấp) [117] 

1.1.4 Mức độ thủy hóa

Mức độ thủy hóa, α, là một biến thường được sử dụng để định lượng mức độ phản ứng giữa các vật liệu chất kết dính với nước. α được định nghĩa là tỷ lệ giữa lượng vật liệu chất  kết  dính  đã  thủy  hóa,  m(t)  và  lượng  ban  đầu,  mi,  (Schutter  và  Taerwe  [58]; Schindler và Folliard [135]). Đối với xi măng nguyên chất, α có thể được biểu thị bằng 

tỷ lệ giữa lượng nước bị liên kết trong quá trình thủy hóa xi măng, w(t) và tổng lượng nước cần thiết để thủy hóa hoàn toàn, wtot. Giả sử số lượng sản phẩm đã thủy hóa tỷ lệ thuận với nhiệt thủy hóa, mức độ thủy hóa cũng có thể được biểu thị bằng tỷ lệ giữa nhiệt tích lũy, Q(t), được giải phóng đến một thời điểm t xác định và nhiệt theo lý thuyết 

có thể được giải phóng bằng cách thủy hóa hoàn toàn chất kết dính, Qpot, dự kiến khi hoàn thành phản ứng thủy hóa xi măng [142]: 

        Q t( )

Qpot

       (1.7) trong đó:  

α   : Mức độ thủy hóa 

Q(t)  : Nhiệt lượng tích lũy tính đến thời điểm t (J) 

Qpot   : Nhiệt lượng tỏa ra khi thủy hóa hoàn toàn chất kết dính (J) 

có sẵn (tỷ lệ nước/chất kết dính) và kích thước của hạt. Đối với xi măng trộn với các phụ gia khoáng hoạt tính (tro bay hoặc xỉ), các phản ứng thủy hóa không chỉ liên quan đến xi măng mà còn liên quan đến khoáng chất bổ sung.  

Đối với xi măng Pooc-lăng, quá trình thủy hóa có thể dừng lại nếu không có chỗ trống cho sản phẩm  hydrat mới (không có độ xốp) hoặc nếu không có đủ nước để thủy hóa các hạt khan còn lại. Một trong những thông số chính để định lượng mức độ thủy hóa cuối cùng có thể đạt được là hàm lượng nước. Một số tác giả đã đề xuất các phương trình thực nghiệm để xác định mức độ thủy hóa có thể đạt được đối với xi măng Poóc-lăng (Bảng 1.3). Trong các mô hình này, w/c là tỷ lệ nước/xi măng và Slag, FA là hàm lượng xỉ và tro bay trong hỗn hợp chất kết dính. 

Bảng 1.3 Các mô hình mức độ thủy hóa cuối cùng của xi măng Pooc lăng

Các đặc tính của bê tông tuổi sớm phải được cập nhật ở mỗi bước thời gian vì sự thay đổi liên tục của chúng trong giai đoạn này. Tính chất nhiệt và cơ học của bê tông rất quan trọng đối với ứng xử nhiệt và phát triển cường độ của bê tông khối lớn. Hiểu được ảnh hưởng của các tính chất nhiệt và cơ học là cần thiết để kiểm soát nhiệt [116].  

1.2.1 Các tính chất nhiệt của bê tông

1.2.1.1 Hệ số dẫn nhiệt

Hệ  số  dẫn  nhiệt  (k)  được  định  nghĩa  là  tỷ số giữa  lưu  lượng  nhiệt  và  gradient nhiệt. Hệ số dẫn nhiệt là một thuộc tính ảnh hưởng lớn đến sự truyền nhiệt trong vật liệu 

bê tông, đặc biệt nó ảnh hưởng đến chênh lệch nhiệt (hay gradient nhiệt) trong BT khối lớn, và từ đó ảnh hưởng đến biến dạng nhiệt và nứt nhiệt trong bê tông tuổi sớm [117]. 

Hệ số dẫn nhiệt của bê tông đã được quan sát giảm khoảng 10 đến 40% theo tuổi trong tuần đầu tiên thủy hóa [122]. Ngược lại, các nhà nghiên cứu khác cho rằng hệ số dẫn nhiệt của bê tông thay đổi không đáng kể theo tuổi và có thể được coi là không đổi [94].  

Hệ số dẫn nhiệt của bê tông tăng khi độ ẩm tăng. Các nghiên cứu chỉ ra rằng hệ 

số dẫn nhiệt giảm khi mức độ thủy hóa tăng lên. Nghiên cứu của De Schutter và Tarewe [58] cho thấy bê tông sau khi đóng rắn có hệ số dẫn nhiệt giảm đến 21%. Hệ số dẫn nhiệt  được  coi  là  hàm  của  mức  độ  thủy  hóa  của  xi  măng  theo  quan  hệ  sau  đây  của Schindler [135]: 

độ cao hơn có nhiệt dung riêng cao hơn. Các nghiên cứu chỉ ra rằng giá trị nhiệt dung riêng của bê tông giảm theo tiến trình thủy hóa của xi măng (De Schutter và Tarewe 

hệ tuyến tính.  

Nói  chung,  sự  giảm  nhiệt  dung  riêng  của  bê  tông  theo  tuổi  được  báo  cáo  như nhau bởi một số nhà nghiên cứu, trong khi xu hướng ngược lại không được báo cáo. Tuy nhiên, không có sự thống nhất trong mức độ giảm này do sự khác biệt trong quy trình thí nghiệm và vật liệu được sử dụng. Bảng 1.4 tóm tắt các giá trị giảm nhiệt dung riêng theo thời gian được báo cáo bởi các nhà nghiên cứu khác nhau: 

Bảng 1.4 Các giá trị nhiệt dung riêng được tìm ra bởi các nhà nghiên cứu khác

Mẫu thí nghiệm

Tài liệu tham khảo

M.Cp(bê tông) = M1.Cp(hồ xi măng)+ M2.Cp(cốt liệu lớn) + M3.Cp(cốt liệu nhỏ)      (1.9) Trong đó: 

M: Khối lượng tổng cộng của hỗn hợp, (kg). 

M1, M2, M3: Khối lượng của hồ xi măng, cốt liệu lớn và cốt liệu nhỏ, (kg). 

Cp: Nhiệt dung riêng (của từng thành phần), (J/kg.°C). 

1.2.1.3 Độ khuếch tán nhiệt

Độ khuếch tán nhiệt của một chất phản ánh sự dễ dàng thay đổi nhiệt độ của chất 

đó. Nếu bê tông khối lớn có độ khuếch tán nhiệt thấp thì sẽ tốt hơn bởi vì nó giúp chống lại sự biến động nhiệt độ lớn và đảm bảo sự truyền nhiệt từ từ ra môi trường xung quanh. Mối quan hệ giữa độ khuếch tán nhiệt với các tham số nhiệt khác được thể hiện bởi công thức sau [77]: 

       h = k/(Cp.ρ)                  (1.10) trong đó: 

Bảng 1.5 tóm tắt các giá trị về độ khuếch tán nhiệt của bê tông được báo cáo bởi các nhà nghiên cứu khác nhau. 

Dữ liệu mâu thuẫn về độ khuếch tán nhiệt của bê tông có thể là do sự khác biệt trong phương pháp thí nghiệm, tỷ lệ hỗn hợp và thành phần của bê tông được thí nghiệm 

và điều kiện bảo dưỡng. Những yếu tố này có ảnh hưởng đáng kể đến mức độ và tốc độ phát triển các pha trong bê tông, có thể dẫn đến các đặc tính nhiệt khác nhau. Ngay cả việc áp dụng mối quan hệ toán học ở trên (Phương trình 1.10) dự kiến sẽ đưa ra các giá trị khuếch tán nhiệt khác nhau vì nó phụ thuộc vào độ dẫn nhiệt và nhiệt dung riêng, là những thứ không có xu hướng rõ ràng ở tuổi sớm. 

Bảng 1.5 Các giá trị của hệ số khuếch tán nhiệt theo các nhà nghiên cứu khác

Có một số yếu tố ảnh hưởng đến CTE bao gồm tỷ lệ hỗn hợp, tỷ lệ nước với xi măng, loại cốt liệu, loại xi măng và điều kiện độ ẩm của bê tông [97]). Hồ xi măng của 

bê tông thông thường có hệ số giãn nở nhiệt cao hơn cốt liệu. Nhưng CTE của bê tông phụ thuộc nhiều vào cốt liệu do cốt liệu có khối lượng lớn trong hỗn hợp bê tông [129]). CTE của bê tông tương đối độc lập với tuổi sau vài giờ đổ cho đến tối đa 28 ngày. Do ảnh hưởng đáng kể của các cốt liệu đến hệ số giãn nở nhiệt và sự thay đổi lớn của hệ số này đối với các loại cốt liệu khác nhau, điều quan trọng là phải đo hệ số giãn nở nhiệt cho bê tông cụ thể đang được nghiên cứu.  

Ở tuổi sớm, đặc biệt trong 10 giờ đầu tiên, xảy ra sự thay đổi quan trọng trong CTE của bê tông, và sau đó nó ổn định (xem Hình 1.4). Sự biến đổi này về cơ bản là do 

sự thay đổi lượng nước chưa bị ràng buộc về mặt hóa học do nước có CTE lớn hơn tới 

20 lần so với CTE của các thành phần bê tông khác [87]). Do đó, CTE của bê tông ở tuổi sớm (khi bê tông thường có hàm lượng nước tự do cao) được cho là cao hơn nhiều lần so với CTE bê tông đóng rắn theo nghiên cứu của Kada [87] và Østergaard [122]), 

Nhìn chung, xu hướng giảm CTE theo tuổi đã được quan sát, tuy nhiên lượng giảm thay đổi rất lớn. Điều này có thể là do sự thủy hóa đang diễn ra, sự thay đổi thành phần chính và các điều kiện xung quanh, ảnh hưởng đến lượng nước tự do và tỷ lệ các thành phần bê tông ở tuổi thí nghiệm [116]

 

   

Điều kiện bảo dưỡng, cụ thể là độ ẩm và trường nhiệt độ, ảnh hưởng mạnh đến mức tăng cường độ chịu nén. Việc bảo dưỡng không đủ độ ẩm trong ngày đầu tiên sau khi đổ bê tông có thể dẫn đến việc mất mát cường độ đáng kể ở độ tuổi muộn hơn [132]. 

1.2.2.2 Cường độ chịu kéo

Cường độ chịu kéo là một tính chất then chốt của bê tông tuổi sớm, nó có ảnh hưởng quan trọng nhất đến khả năng của bê tông chống lại co ngót, ứng suất nhiệt trong quá trình thủy hóa, tải trọng tuổi sớm và nứt sớm. Đo cường độ chịu kéo của bê tông tuổi  sớm  là  rất  phức  tạp vì  bê tông  bị  nhớt  và không  đàn hồi  ở giai đoạn  đó. Một số phương pháp đã được phát triển trong nỗ lực đánh giá tính chất này bao gồm thí nghiệm kéo dọc trục, kéo khi ép chẻ và thí nghiệm uốn. Kết quả thu được từ thí nghiệm kéo dọc trục có thể được mô tả như cường độ chịu kéo thực sự của bê tông [122]. 

Sự phát triển của cường độ chịu kéo và nén thường bị ảnh hưởng bởi các yếu tố tương tự nhau. Do đó, cường độ chịu kéo của bê tông có thể liên quan đến cường độ chịu nén của nó. Mối quan hệ này bị ảnh hưởng bởi tuổi bê tông, cấp phối, loại và độ đặc cốt liệu, điều kiện bảo dưỡng, và phương pháp đánh giá cường độ [116]. 

Cường độ chịu kéo có thể xác định được từ thí nghiệm kéo dọc trục, thí nghiệm kéo khi ép chẻ hoặc thí nghiệm uốn. 

1.2.2.3 Mô đun đàn hồi

Theo ACI 363R-10 [19], mô đun đàn hồi của BT (E c) là tỉ số giữa ứng suất pháp 

và biến dạng tương ứng khi kéo hoặc nén, trong giới hạn tuyến tính của vật liệu, còn gọi 

là mô đun đàn hồi Young Mô đun đàn hồi là tính chất có ý nghĩa quan trọng của bê tông, mô đun đàn hồi càng lớn thì độ cứng kết cấu càng lớn và kết cấu càng ít bị biến dạng [116]. 

Một số công thức đã được đề xuất để thể hiện mô đun đàn hồi của bê tông ở mọi 

độ tuổi như là một hàm của cường độ chịu nén của nó (Bảng 1.6) (Gardner và Zhao [74]; Ghali và Favre [75]; Zhao [147]). Tuy nhiên, sự thay đổi trong mô đun đàn hồi của bê tông theo cường độ chịu nén của nó ở tuổi sớm bị ảnh hưởng bởi một số tham số, bao gồm  tỉ  lệ  w/c,  loại  xi  măng,  tính  chất  của  cốt  liệu,  nhiệt  độ  và  điều  kiện  bảo  dưỡng [117]). 

Bảng 1.6 Mô đun đàn hồi là hàm của cường độ chịu nén của bê tông

nén (psi) và t là tuổi của bê tông 

  Ghali và Favre 1994 

Trong đó E c,t  là mô đun đàn hồi ở độ tuổi t, f’ cu,28  là cường độ chịu nén 

ở tuổi 28 ngày, f’ cu,t  là cường độ chịu nén ở ngày thứ t, t là tuổi của bê 

tông (t>3 ngày) 

Zhao 1990 [147] 

Việc giảm tỉ lệ w/c giúp tăng cường mô đun đàn hồi do kết quả của việc phát triển một cấu trúc vi mô dày đặc hơn [122]).  

 Cường độ chịu nén MPa  

Hình 1.5. Tỉ lệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén theo tuổi bê tông 

 (Zhao [147]) 

kể đến mối quan hệ giữa mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén như trong Hình 1.5 (Zhao [147]). Điều này là do tốc độ phát triển rất nhanh của mô đun đàn hồi của bê tông ở tuổi sớm so với cường độ chịu nén. Khoảng 90% hoặc nhiều hơn giá trị mô đun đàn hồi đạt được trong vòng 24 giờ đầu tiên sau khi đúc. Do đó, nguy cơ nứt vỡ ở tuổi sớm tăng lên 

do ứng suất phụ thuộc vào mô đun đàn hồi, trong khi khả năng chống nứt phụ thuộc vào 

sự phát triển của cường độ chịu kéo [31]). 

Hàm phát triển thời gian cũng có thể được sử dụng để mô tả sự phát triển của mô đun đàn hồi. Do đó, sự phát triển này thường liên quan đến sự phát triển cường độ chịu nén của bê tông (vì trong trường hợp cường độ chịu kéo, tài liệu cho thấy sự phân tán đáng kể). Thông thường, hàm căn bậc hai được đề xuất,ví dụ, ngầm định trong CEB-FIB Model Code (2010) là căn bậc hai của hàm phát triển thời gian [69]: 

0,5 ,28

( )

E t    E  và  Ec,28 Ec,28( ,28)f c       (1.16) Một số tác giả nhấn mạnh rằng mô đun đàn hồi khi kéo và khi nén khác nhau. Theo Atrushi [31] thông thường mô đun đàn hồi khi kéo cao hơn khi nén. 

Sự phát triển mô đun đàn hồi của bê tông có thể được biểu diễn như sau: 

   E c( ) cnE c      (1.17) Tùy thuộc vào thành phần của bê tông (đặc biệt là loại xi măng), giá trị số mũ n trong  khoảng  0,26-0,62  theo  de Schutter and  Taerwe [59]. Tuy  nhiên,  các  giá trị  này được xác định có tính đến α0 trong khoảng 0,1-0,3. Các phép đo mô đun đàn hồi gần đây ở độ tuổi rất sớm cho thấy Ec có thể đạt được các giá trị đáng kể ngay cả đối với mức độ thủy hóa thấp hơn 0,05. Do đó, Carette và Staquet [49] đề xuất các giá trị thấp hơn cho α0 (trong khoảng 0,05 đến 0,1) cũng như các giá trị cao hơn cho số mũ n (trong khoảng 0,4 đến 0,8).  

1.2.2.4 Hệ số Poisson

Hệ số Poisson là tỉ số giữa các biến dạng ngang và dọc dưới cùng tải trọng dọc trục [117]. Một số lượng hạn chế các nghiên cứu tập trung vào sự phát triển của hệ số Poisson của bê tông ở độ tuổi sớm. Một số nghiên cứu trước đây cho thấy hệ số Poisson thay đổi theo thời gian. Nó bắt đầu với giá trị cao ở giai đoạn đầu, sau đó giảm mạnh cho đến khi đạt giá trị thấp trong 24 giờ đầu, sau đó bắt đầu tăng trở lại (Byfors [48]; 

Mesbah  và cộng  sự [108]). Ngược lại, Oluokun  [120]  cho  rằng  hệ số Poisson  của  bê tông không thay đổi đáng kể theo tuổi và có thể được coi là không đổi. 

Bảng 1.7 đưa ra các giá trị hệ số Poisson điển hình được quan sát bởi các nhà nghiên  cứu  khác  nhau  (Byfors  [48];  Mesbah và  cộng  sự  [108];  Oluokun  và  cộng  sự; Rilem [132]). Hệ số Poisson được tìm thấy không thay đổi đáng kể với sự gia tăng của hàm lượng xi măng (Oluokun và cộng sự [120]). 

Bảng 1.7 Các giá trị của hệ số Poisson

Các số mô phỏng số của Azenha [33] và Briffaut [45] cho thấy sự ảnh hưởng của việc thay đổi hệ số Poisson là không đáng kể và có thể bỏ qua sự thay đổi này trong việc 

dự đoán nứt ở tuổi sớm. 

1.2.2.5 Co ngót tuổi sớm của bê tông

Biến dạng co ngót trong bê tông là sự thay đổi về kích thước hoặc thể tích của bê tông trong quá trình rắn chắc. Hiện tượng này làm phát sinh ứng suất kéo và có thể gây nứt  kết  cấu,  ảnh  hưởng  đến  các  tính  chất  của  bê  tông  như  cường  độ,  tính  thấm,  độ bền…Đây là một trong những nhược điểm rất lớn đối với các loại bê tông. Biến dạng 

co ngót của bê tông diễn ra rất phức tạp, quá trình này xảy ra ngay khi bê tông không chịu tác dụng của tải trọng cơ học. Biến dạng co ngót chịu sự ảnh hưởng chính bởi một 

số yếu tố như quá trình thủy hóa của xi măng, lượng nước trong hỗn hợp bê tông, độ rỗng của bê tông, các yếu tố môi trường [12]. 

Co ngót có thể được chia làm 6 loại khác nhau, bao gồm: co ngót dẻo, co ngót hóa học, co ngót tự sinh, co ngót do nhiệt, co ngót khô và co ngót cacbonat [12]. 

1.2.2.6 Từ biến tuổi sớm của bê tông

Từ biến tuổi sớm của bê tông có tác dụng quan trọng trong việc giảm ứng suất gây ra trong giai đoạn thủy hóa. Từ biến của bê tông là biến dạng thay đổi theo thời gian khi có tác dụng của tải trọng dài hạn, được định nghĩa là tổng biến dạng trên mỗi đơn vị ứng suất [69]. Từ biến là một vấn đề phức tạp, đặc biệt là ở độ tuổi rất sớm.  

Từ biến bị ảnh hưởng chủ yếu bởi thành phần hỗn hợp của bê tông, tuổi đặt tải 

và thời gian, sự di chuyển của nước, nhiệt độ, điều kiện độ ẩm và mức độ ứng suất. Tuổi đặt tải càng sớm, giá trị biến dạng từ biến càng cao do mô đun đàn hồi của bê tông  thấp [117]. Hơn nữa, theo Østergaard không có mối quan hệ nào giữa ứng suất và biến dạng 

từ biến được tìm thấy đối với các mẫu được đặt tải ở tuổi 24h [123]. Việc tăng nhiệt độ 

đã được tìm thấy làm tăng tốc độ từ biến tuổi sớm, điều này ngược với ảnh hưởng của 

nó ở các độ tuổi sau [117].  

Nói chung, các chất phụ gia khoáng như tro bay, metakaolin và xỉ đã được tìm thấy làm giảm cường độ chịu kéo và sự chùng ứng suất của bê tông tuổi sớm, trong khi 

SF cho thấy một xu hướng ngược lại [124]. 

1.3 Hiệu ứng nhiệt của bê tông ở tuổi sớm

1.3.1 Sự phát triển nhiệt/truyền nhiệt trong bê tông

Sự truyền nhiệt trong bê tông bắt đầu từ năng lượng nhiệt được giải phóng trong quá trình thủy hóa xi măng. Đây là phản ứng tỏa nhiệt và kích hoạt nhiệt. Nhiệt độ tăng tác động làm tăng tốc độ sinh nhiệt và sự tỏa nhiệt trong bê tông. Bề mặt của bê tông tiếp xúc với ván khuôn hoặc với môi trường bên ngoài sẽ bị mất nhiệt nhanh hơn nên có nhiệt độ thấp hơn phần bê tông ở lõi, sự mất nhiệt này tác động ngược lại quá trình thủy hóa. Hiệu ứng nóng lên từ quá trình thủy hóa và sự mất nhiệt bề mặt diễn ra đồng thời, tác động lẫn nhau làm cho các điểm trong bê tông có nhiệt độ khác nhau, mức độ thủy hóa khác nhau, tốc độ sinh nhiệt khác nhau và có sự phát triển các đặc tính cơ học là khác nhau.  

1.3.2 Ứng suất nhiệt trong bê tông

Ứng suất kéo là nguyên nhân chính của sự phá hoại của các kết cấu bê tông. Ứng suất kéo  trong  bê  tông  tuổi sớm  thường  phát  triển  từ  hai nguồn chính:  gradient  nhiệt trong kết cấu bê tông và sự hình thành ettringite muộn [129]. 

đi. Việc ứng suất kéo cao tại bề mặt có thể gây ra nứt nhiệt hay không phụ thuộc vào tỉ 

số ứng suất kéo/cường độ chịu kéo. Trong suốt quá trình thủy hóa của bê tông tuổi sớm, 

cả  ứng  suất  nhiệt  và  cường  độ  của  bê  tông  đều  được  phát triển  nhưng  ở  tốc  độ  khác nhau. Khi ứng suất nhiệt từ sự mở rộng này vượt quá cường độ chịu kéo của vật liệu, bê tông sẽ nứt [100]. Hiện tượng này được coi là vấn đề nứt nhiệt. Vết nứt trong bê tông làm giảm tuổi thọ dự kiến của kết cấu bởi các tác nhân có hại như nước, carbon dioxide hoặc clorua có thể xâm nhập vào bê tông và dẫn đến hiện tượng ăn mòn cốt thép, làm giảm độ bền và tuổi thọ của công trình [129].       

  

 

  Hình 1.6 mô tả về ứng xử nhiệt của bê tông tuổi sớm [36]. Khi bê tông mới được đổ, còn đang trong trạng thái dẻo, bê tông có nhiệt độ đồng đều và gần như không 

có cường độ (Hình 1.6a). Quá trình thủy hóa diễn ra, mức độ thủy hóa tăng lên làm cho nhiệt độ của bê tông tăng dần và tốc độ tỏa nhiệt tăng, bề mặt bên ngoài tiếp xúc với môi trường xung quanh nguội đi nhanh hơn phần lõi, dẫn đến sự chênh lệch về nhiệt độ (Hình 1.6b). Phần lõi của bê tông có nhiệt độ cao hơn lớp bên ngoài do đó bị giãn nở 

Hình 1.6. Sự phát triển nhiệt và hình 

thành vết nứt của bê tông khối lớn     Hình 1.7 Ứng suất nhiệt và cường độ chịu  kéo của bê tông theo thời gian [100, 139]

  

Hình 1.7 được trình bày đầu tiên bởi Tia và cộng sự [139] mô tả ví dụ về sự phát triển ứng suất nhiệt và cường độ chịu kéo của bê tông. Khu vực xảy ra nứt ở thời điểm 

mà ứng suất kéo vượt quá cường độ chịu kéo. Trong thực tế vùng nứt này có khả năng xảy ra lớn nhất từ 1 đến 2 ngày sau khi đổ bê tông phụ thuộc vào hình dạng cấu kiện, kích cỡ, giới hạn biên và sự thay đổi của nhiệt độ môi trường. 

Một trong những khó khăn chính trong việc dự đoán nứt của bê tông trong quá trình thủy hóa là ứng suất kéo phát triển trước khi bê tông đã đạt cường độ cực hạn của 

nó. Dưới những điều kiện nhất định, ứng suất kéo có thể phát triển trong khi các phần của bê tông vẫn đang trong trạng thái dẻo, dẫn đến nứt do co ngót dẻo. Để mô hình sự làm việc của bê tông khối lớn trong suốt giai đoạn đầu thủy hóa của xi măng (trong đó nhiệt sinh ra là lớn nhất), điều cần thiết đầu tiên là phải đặc tính hóa sự phát triển quan 

hệ ứng suất - biến dạng của bê tông. Ứng suất sinh ra do gradient nhiệt trong kết cấu bê tông khối lớn thay đổi theo thời gian, cũng như ứng xử ứng suất - biến dạng của bê tông. Mối quan hệ tương đối giữa ứng suất nhiệt và cường độ chịu kéo là rất quan trọng khi xem xét khả năng nứt của bê tông. Ngoài ra, tốc độ phát triển mô đun đàn hồi, tốc độ phát triển hệ số giãn nở nhiệt của bê tông cũng đóng vai trò nhất định trong ứng xử cơ – nhiệt của bê tông non. Để giải thích cho sự ảnh hưởng của các yếu tố liên quan đến nhau kể trên, ứng xử ứng suất - biến dạng của bê tông ở các độ tuổi và nhiệt độ khác nhau phải được nghiên cứu [2]. Các nghiên cứu trước đây tập trung vào cường độ chịu nén của bê tông khi xác định sức kháng đối với các ứng suất tác dụng. Mặc dù cường chịu độ nén là tham số thiết kế chính trong bê tông khối lớn, nứt nhiệt vốn là một hiện tượng liên quan đến ứng suất kéo. Do vậy, cường độ chịu kéo là đặc tính cực kỳ quan trọng trong việc mô hình hóa ứng xử của bê tông khối lớn [2].  

1.3.3 Sự hình thành Ettringite muộn (DEF)

Sự hình thành ettringite muộn (delayed ettringite formation - DEF) là một hình thức nội tấn công sun-phát trong bê tông mà có thể gây nứt gãy và hư hỏng và cuối cùng 

là phá hoại vật liệu. Trong suốt quá trình thủy hóa của xi măng poóc-lăng dưới điều kiện thông thường, sự hình thành ettringite là kết quả của quá trình phản ứng hóa học giữa 

C3A và thạch cao. Các ettringite sau đó tiếp tục phản ứng với C3A còn lại để sản xuất monosulfoaluminate, một  hợp  chất  tương đối  trơ.  Thạch cao  được thêm  vào  xi  măng