Luận văn thạc sĩ Vật liệu và công nghệ vật liệu xây dựng: Nghiên cứu nguyên nhân gây nứt và giải pháp kỹ thuật chống nứt của vật liệu bê tông

Thể tích thay đổi do chuyển động của nước và sự hao hụt trong bê tông được biết đến như co ngót hóa học và co ngót tự sinh, và co ngót khô và co ngót dẻo là do trao đổi nước với môi trườ

Tính cấp thiết của đề tài

Trong thời gian vừa qua, trên địa bàn khu vực Thành phố Hồ Chí Minh nói riêng và cả nước nói chung các sự cố gây ra những nứt vỡ công trình thường xảy ra khá nhiều

Không những các công trình nhỏ mà ngay cả các công trình lớn cấp đặc biệt cũng hay gặp những sự cố này như : Nhà máy nước Thủ Đức, Cầu Thủ Thiêm qua sông Sài Gòn, các đốt hầm dìm của Hầm Thủ Thiêm đang thi công v.v

Hình 1.1 Hình ảnh mặt sàn công trình (Himlam Riverside) bị nứt do co ngót

Hiện nay hiện tượng nứt bê tông rất phổ biến tại các công trình xây dựng khách sạn, thuỷ điện, cầu, đường hầm xuyên qua núi Đặt biệt là các vết nứt kèm theo sự rò rỉ nước như sàn mái, bể chứa nước, đường hầm trong giao thông và thuỷ điện, làm giảm tuổi thọ của công trình và gây lên nhiều lo âu, tranh cãi giữa chủ đầu tư, đơn vị thi công và tư vấn thiết kế Tác động nhiều tới tâm lý của người sử dụng và đặc biệt là hiệu ứng của xã hội về chất lượng công trình

Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến độ bền lâu của kết cấu công trình bê tông được sử dụng phổ biến trong các công trình cơ sở hạ tầng trong đó có hiện tượng nứt bê tông

Nứt bê tông là hiện tượng thường gặp trong công trình xây dựng trong cuộc sống Các vết nứt trong bê tông có thể phát triển từ nhiều nguyên nhân Các vết nứt trông thấy được thường gặp khi ứng suất uốn lớn hơn khả năng (cường độ) bền uốn của bê tông Các vết nứt trông thấy thường liên quan đến khả năng các vết nứt này tạo điều kiện dễ dàng cho sự xâm nhập của các tác nhân xâm thực vào bê tông và tiếp cận cốt thép hay các thành phần của cấu trúc xây dựng và dẫn đến huỷ hoại cấu trúc công trình

Hình 1.2 Dạng vết nứt thực tế mặt sàn công trình (Himlam Riverside)

Có rất nhiều nguyên nhân dẫn tới nứt vật liệu bê tông, với thời gian có hạn, đề tài nghiên cứu chủ yếu về nứt do co ngót của vật liệu bê tông.

Mục tiêu nghiên cứu

Mục đích của nghiên cứu này là để kiểm tra thực nghiệm các thông số khác nhau ảnh hưởng đến bê tông lúc ban đầu, là thời điểm mà khả năng gây nứt là cao nhất và cả co ngót dài hạn Co ngót tự sinh xảy ra trong thời gian đầu của bê tông, trong khi co ngót do tác nhân hóa học và co ngót khô có thể xảy ra trong một thời gian dài hơn nhiều

Chương trình thực nghiệm được lập dựa trên thiết kế với sáu thông số chính: tỉ lệ nước/xi măng, hàm lượng nước, kích thước lớn nhất của cốt liệu, tỉ lệ xỉ lò cao nghiền, silica fume để thay thế xi măng, và khối lượng thể tích của cốt liệu lớn Từ đó, qua các kết quả nghiên cứu thực nghiệm xây dựng mô hình hồi quy để xác định mức độ co ngót nhằm hạn chế nứt do vật liệu bê tông do nguyên nhân này gây ra.

Nhiệm vụ và phạm vi nghiên cứu

Phần nghiên cứu lý thuyết về nứt vật liệu bê tông chỉ đi sâu về các nguyên nhân gây co ngót mà từ đó hình thành các vết nứt Phần thực nghiệm là quan trắc trực tiếp trên mẫu thông qua các thiết bị thí nghiệm để đo co ngót tự sinh, co ngót hoá và co khô Tất cả các thông số về điều kiện khí hậu, thời tiết, độ co ngót, tốc độ thoát hơi nước bề mặt và quan trắc nứt cũng đều được thực nghiệm chi tiết

Luận văn này có năm chương Chương đầu tiên cung cấp một mô tả ngắn gọn về các chủ đề nghiên cứu và xác định các mục tiêu, nhiệm vụ của nghiên cứu này Chương 2 trình bày một nghiên cứu tổng hợp tài liệu về các loại nguyên nhân gây nứt bê tông do co ngót cùng với cơ chế của nó, các phương pháp kiểm tra, kiểm soát các yếu tố, và các kỹ thuật giảm thiểu tác động

Chương 3 trình bày về hệ nguyên vật liệu sử dụng, các thiết kế cấp phối thực nghiệm dựa trên cơ sở thiết kế từng yếu tố thành phần để nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số khác nhau có ảnh hưởng đến giá trị sức căng co ngót Chương này cũng đề xuất phương pháp thử nghiệm, các quy trình thử nghiệm, và trình bày các kết quả thực nghiệm thu được

Chương 4 là chương phân tích các số liệu thực nghiệm qua đó đánh giá sức căng co ngót hoá học, sức căng co ngót tự sinh và co khô, và đồng thời cũng xem xét sự khác nhau giữa cường độ nén bê tông trong điều kiện bảo dưỡng ẩm và bảo dưỡng tự nhiên, từ đó đánh giá mức độ ảnh hưởng tới co ngót Sức căng co ngót ở các tuổi khác nhau được mô hình hoá toán học bằng cách sử dụng các kỹ thuật hồi quy Ý nghĩa thống kê của các thông số kiểm tra được đánh giá đối với sức căng co ngót ở các tuổi khác nhau

Mối quan hệ giữa độ co tự sinh, áp lực mao mạch, nhiệt độ, và các thành phần hỗn hợp cũng được đề cập trong chương này Các hàm hồi quy về co ngót được thiết lập trong phần cuối của chương

Chương 5 thể hiện phần tóm tắt của toàn bộ nghiên cứu này, kết luận và kiến nghị cũng được trình bày trong chương này

CHƯƠNG 2 TỔNG QUAN CƠ SỞ KHOA HỌC VỀ NỨT CỦA VẬT LIỆU BÊ TÔNG

Giới thiệu

Vật liệu Bê tông là một hỗn hợp của xi măng, nước và cốt liệu Xi măng và nước tạo thành keo (hồ vữa) bao bọc và liên kết các thành phần cốt liệu mịn và cốt liệu thô Xi măng Portland là một vật liệu thuỷ hoá vì nó phản ứng với nước và biến đổi hỗn hợp không đồng nhất để thành một khối rắn chắc Các thuộc tính của vật liệu rắn hình thành được đặc biệt quan tâm, nhất là cường độ nén và sức căng co ngót Các tính chất này có liên quan đến thành phần cấp phối cũng như các tính chất của hỗn hợp bê tông Trong hai tính chất quan trọng này thì sự co ngót, nguyên nhân được coi là yếu tố lớn gây nứt đầu tiên của vật liệu bê tông

Ta có thể tóm tắt phân loại các trạng thái nứt của vật liệu bê tông theo bảng sau :

Bảng 2.1 Các dạng nứt, nguyên nhân và thời gian gây nứt

Stt Trạng thái nứt Dạng nứt Nguyên nhân chủ yếu Thời gian xuất hiện

1 Sa lắng Quanh khu vực cốt thép

Cấp phối thiết kế kém dẫn đến dư nước, đầm lâu 10 phút đến 3 giờ

2 Co dẻo Theo đường chéo hay rải rác

Bay hơi nước nhiều qúa nhanh và sớm 30 phút đến 6 giờ

3 Giãn, co nhiệt Ngang Sinh nhiệt nhiều, chênh lệch nhiệt lớn 1 ngày đến 2-3 tuần 4

Ngang, theo vùng hay mạng rộng

Nước trộn quá nhiều, khe co giãn không hiệu quả, khoảng cách đổ bêtông qua lớn

Vài tuần đến vài tháng

Song song bề mặt bêtông

Thiếu hệ thống bọt khí thích hợp, cốt liệu thô chất lượng thấp

Sau 1 hay vài mùa đông

6 Rỉ cốt thép Phía trên cốt thép

Lớp bảo vệ không đủ, bị thâm nhập ion clo Hơn 2 năm

7 Phản ứng kiềm cốt liệu

Vùng hay vết nứt dài dọc theo phía ứng suất kém

Cốt liệu hoạt tính +hydroxyt kiềm + độ ẩm

Thường sau 5 năm, tuy nhiên có thể là sau vài tuần nếu cốt liệu có hoạt tính cao

Sulphát trong hay ngoài bêtông thúc đẩy hình thành ettringit

Trạng thái nứt mà chúng ta đang đề cập trong đề tài là trạng thái nứt thứ nhất đến thứ tư tức là nứt ở trạng thái co dẻo, và co khô

Co ngót bê tông được định nghĩa là một sự giảm thể tích qua thời gian, và chủ yếu là do chuyển động của nước trong cấu trúc xốp của bê tông và các phản ứng hóa học gây nên Các lỗ rỗng mao mạch giảm đi do sự di chuyển của nước tạo ra ứng suất kéo và kéo hồ vữa xi măng lại gây ra co ngót, trong khi đó phản ứng hóa học tạo ra sản phẩm có khối lượng thể tích nhỏ hơn khối lượng thể tích của thành phần ban đầu [1]

Co ngót được chia thành hai giai đoạn; co ngót giai đoạn đầu, xảy ra trong 24 giờ đầu tiên và co ngót lâu dài, xảy ra sau 24 giờ [2] Sự phân chia này đã được đưa ra để định hướng sự phân biệt về cơ chế co ngót từng giai đoạn là khác nhau Đối với một hỗn hợp bê tông với tỷ lệ nước/xi măng lớn hơn 0.42 , sự co ngót ở thời gian đầu chủ yếu là do các phản ứng hydrat hóa, trong khi co ngót dài hạn là do thay đổi nước và bay hơi

Thông thường, co ngót sớm không phải là một mối quan tâm khi độ lớn của nó được coi là không đáng kể so với độ co khô dài hạn [2] Tuy nhiên, ngày nay với sự phát triển của bê tông cường độ cao có tỷ lệ nước/xi măng thấp, người ta thấy rằng sự co ngót sớm phải được tính đến Ứng suất co ở giai đoạn đầu là rất quan trọng bởi vì nó xảy ra tại một thời điểm khi bê tông đang phát triển độ cứng với tốc độ nhanh hơn so với cường độ của nó Như vậy, sự hình thành và phát triển của các vết nứt trở nên không thể tránh khỏi [3] Độ lớn của co ngót tùy thuộc nhiều vào tính chất của chất kết dính và tỷ lệ thành phần cấp phối Co ngót xảy ra do sự thay đổi thể tích hồ vữa, trong khi cốt liệu thô đóng vai trò chống lại sự co ngót này Do đó, hỗn hợp bê tông có chứa một hàm lượng cao của cốt liệu thô với mô đun đàn hồi cao và bề mặt thô ráp sẽ ít căng do co ngót hơn Phụ gia khoáng như silicafume, tro bay và xỉ lò cao, được thêm vào như vật liệu kết dính, cũng ảnh hưởng đến mức độ co ngót, vì thêm chúng vào đã cho thấy nó làm giảm đi các lỗ mao mạch của hồ xi măng, do đó nó được thêm vào như một loại vật liệu cứng hơn và mạnh mẽ hơn Chúng ta cũng cần lưu ý rằng, trong nhiều nghiên cứu điều này lại làm gia tăng lực kéo mao mạch và do đó co ngót tự sinh sẽ lớn hơn Hơn nữa, tăng thêm về số lượng của phụ gia khoáng được thấy tăng thêm co ngót, cả co tự sinh và co khô, vì tỉ trọng của các khoáng này là nhỏ hơn so với xi măng Portland bình thường Tỷ lệ nước/xi măng cũng được cho thấy là có ảnh hưởng lớn đến co ngót Hỗn hợp bê tông có chứa nhiều nước hơn có nghĩa ít đặc chắc và nhiều mao mạch hơn, do đó, sẽ mang lại sự co ngót khô cao hơn và co ngót tự sinh thấp hơn Ứng suất co và sức căng tương ứng của vật liệu bê tông giai đoạn đầu có thể dẫn đến việc bắt đầu và xuất hiện của các vết nứt, khi đó làm giảm khả năng bảo vệ của bê tông đối với cốt thép và tạo sự xâm thực của nước và các chất khác vào cốt thép Sau đó, độ bền của bê tông trên kết cấu công trình cũng bị ảnh hưởng

Về mặt cấu trúc, co ngót sớm ban đầu và về lâu dài có thể dẫn đến kết quả không mong muốn như ứng suất dư, mất ứng suất trước, và giảm moment trong khoảng thời gian ngắn, do đó cũng ảnh hưởng đến chế độ bảo dưỡng Giả sử, nếu các thành phần trong vật liệu bê tông được tự do co, thì khi đó co ngót sẽ không phải là một vấn đề đáng quan tâm Tuy nhiên, các cấu kiện bê tông lại luôn được liên kết hoặc hạn chế bởi các kết cấu khác hoặc các yếu tố hỗ trợ khác Hơn nữa, thép gia cường có tác dụng kiềm chế sự biến dạng của vật liệu bê tông Kiềm chế ứng suất kéo đối với bê tông tại các vùng nứt được đảm bảo khi độ lớn của ứng suất này lớn hơn ứng suất kéo của bê tông

Những vết nứt này cũng phụ thuộc vào thời gian kể từ khi ứng suất co ngót phụ thuộc vào thời gian

Chương này cũng cung cấp cho chúng ta thấy về các dạng khác nhau của sức căng co ngót đã được nghiên cứu trong các tài liệu có cùng với các cơ chế liên quan, phương pháp thử nghiệm và các kỹ thuật giảm thiểu ảnh hưởng Thường thì, các mô hình ước đoán ứng suất co đã được nghiên cứu trong các tài liệu trước đây và cũng đã được thông qua bởi các tiêu chuẩn cũng như được ứng dụng của một số quốc gia.

Co ngót

Co ngót hoá học

Co ngót hóa học được định nghĩa là " hiện tượng trong đó thể tích tuyệt đối của sản phẩm hydrat hóa ít hơn so với tổng thể tích xi măng chưa hydrat hoá và nước trước khi hydrat hóa" [1] Đây là loại co ngót chủ yếu là do phản ứng hóa học trong bê tông Ở giai đoạn đầu, khi vật liệu bê tông vẫn còn dẻo, tức là trong giai đoạn lỏng, kết quả co do ngót hóa học giảm tổng thể về thể tích mẫu Tuy nhiên, ở giai đoạn mà bê tông bắt đầu được cứng, co ngót do các phản ứng hóa học có xu hướng tạo ra các lỗ rỗng mao mạch bên trong cấu trúc hỗn hợp

Co ngót của các giai đoạn (các pha) của xi măng, như được đưa ra trong Bảng 2.1 bên dưới, đã được nghiên cứu bởi Power vào năm 1935 Kết quả cho thấy rằng ở 28 ngày tuổi tricalcium aluminat, C3A, co lại và hầu hết các dicalcium silicat, C2S, co lại ít nhất

Co ngót của tricalcium silicat, C3S, và tetracalcium alumino ferrite, C4AF, được tìm thấy trong nghiên cứu là giống với các C2S

Bảng 2.2 Co ngót hoá học của hồ xi măng (Power, 1935) [5]

Giai đoạn 1 ngày 3 ngày 7 ngày 14 ngày 28 ngày

Vào năm 1996, Paulini cũng nghiên cứu sự co ngót hóa học của xi măng Portland thông thường (OPC) giai đoạn đến 7 ngày và kết quả được thể hiện như ta thấy trong Hình 2.1 Khi so sánh các giá trị trong Bảng 2.1 và Hình 2.1, sau 7 ngày cho thấy một

Thể tích co ngót hóa học Vcs (cm3 /g) Trương nở Co ngót nhận xét rằng C3A thể hiện sự co ngót lớn nhất và giá trị nhỏ nhất là C2S Tuy nhiên, những co ngót hóa học đo cho hai pha là khác nhau đáng kể Các quan sát tương tự có thể được thực hiện liên quan đến các giá trị của các pha khác, cụ thể là, C4AF và C3S

Sự khác biệt trong các kết quả cũng có thể là do sự cải thiện trong kỹ thuật kiểm tra và trong khả năng trích suất các pha xi măng nguyên chất (OPC)

Co ngót hoá học, VCS, được tính theo công thức của Tazawa và cs vào năm 1999 như sau [1]:

Trong đó : Vc : thể tích của xi măng đã hydrat hoá; Vci : Thể tích của xi măng trước khi trộn; Vwi : Thể tích của nước trước khi trộn; Vw : thể tích của nước phản ứng; và Vhy : thể tích của sản phẩm đã hydrat hoá

Paulini cũng đã đề xuất công thức tính co ngót hoá học (cm 3 /g xi măng) từ các pha của

Hình 2.1 Co ngót hoá học (Paulini, 1996) [6]

Thể tích co ngót hóa học Vcs (cm3 /g) Trương nở Co ngót nó như sau:

VCS = 0.0532[C3S] + 0.0400[C2S] + 0.1113[C4AF] + 0.1785[C3A] (2.2) Điều này cho thấy rằng để giảm nhẹ co ngót hóa học là ta có thể bằng cách giảm số lượng hai pha, cụ thể là C3A và C4AF Khi kiểm tra các phản ứng, tổng thể của hồ vữa OPC, độ co ngót hóa học là vào khoảng 7% [7], chúng ta xét qua phản ứng dưới đây:

Trong đó H2O, CSH và CH đại diện tương ứng của nước, canxi silica hydrate và canxi Hydroxit

Ngay từ năm 1900, Le Chatelier và sau đó là Power vào năm 1935 là những người đầu tiên phát triển các phương pháp để đo co ngót hóa học

Hình 2.2 Sơ đồ phương pháp Dilatomery (Holt, 2001) [2]

Công nghệ hiện nay như kiểm tra bằng thiết bị Dilatometer và cân trong nước cho phép đo lường chính xác hơn co ngót hóa học Với phương pháp Dilatometry thể hiện trong Hình 2.2, một hỗn hợp hồ vữa xi măng pha loãng được đặt vào một khuôn mẫu và kết nối với một ống hút Sự co ngót hóa học được đo bằng cách kiểm soát sự thay đổi mực nước trong ống hút Phương pháp thứ hai được dựa trên các nguyên tắc của

Archimedes khi giảm khối lượng của mẫu ngâm, và được theo dõi qua dụng cụ cân

Phương pháp này có thể được tự động hoá, như thể hiện trong Hình 2.3 bên dưới

Hình 2.3 Sơ đồ giảm khối lượng mẫu (Holt, 2001) [2]

Hình 2.4 Mức độ co ngót hoá học theo thời gian (Tazawa và cs, 1999) [1]

Tỉ lệ co ngót hóa học (%)

Hình 2.4 bên trên minh họa cho ta thấy biến dạng do co ngót hoá học tiến triển theo thời gian của xi măng OPC với tỷ lệ nước xi măng là 0,5 Kết quả cho thấy độ co ngót hóa học đi từ 3% sau 1 ngày đến 5% sau một tuần sau đó lên đến 7,5% sau một tháng

Những kết quả này cũng chỉ ra rằng phần lớn co ngót hóa học diễn ra trong tháng tuổi đầu tiên của bê tông.

Co ngót tự sinh

Viện Bê tông Nhật Bản, JCI, cũng như vào năm 1999 Tazawa và cs đã xác định độ co ngót tự sinh như là "giảm thể tích vĩ mô của vật liệu xi măng khi hydrat xi măng sau khi bắt đầu ninh kết Co ngót tự sinh không bao gồm sự thay đổi khối lượng do mất mát, sự xâm nhập của các tạp chất, sự thay đổ nhiệt độ, tác dụng lực từ bên ngoài và ứng suất kiềm chế " Vì vậy, sự co ngót tự sinh là sự giảm khối lượng thể tích của vật liệu bê tông không có mất độ ẩm với môi trường bên ngoài Sự co ngót tự sinh là một mối quan tâm cần thiết khi bê tông có tỷ lệ nước-xi măng ít hơn 0.42 Theo nghiên cứu của Justnes và cs vào năm 1996, co ngót tự sinh đã được biết đến như là co khối lượng thể tích, co Le Chatelier, tự co ngót khô, và sự thay đổi khối lượng thể tích tự sinh Mối quan hệ giữa độ co tự sinh và hóa học được thể hiện trong Hình 2.5

Co ngót hóa học C: Xi măng chưa hydrat hóa

W: Nước Hy : Sản phẩm sau hydrat hóa V : Khí

Hình 2.5 Tương tác co ngót tự sinh và co ngót hoá học (Tazawa và cs, 1999) [1]

Kết quả cho thấy độ co hóa học gây ra khoảng trống nội bộ và kết quả co ngót tự sinh trong cấu kiện ngắn Theo nghiên cứu của Holt, độ lớn co ngót tự sinh và cơ chế phụ thuộc rất lớn vào thành phần hỗn hợp và không phụ thuộc vào các yếu tố như đúc, đổ và phương pháp bảo dưỡng mẫu Co ngót tự sinh cần phải được xem xét cụ thể khi bê tông có tỷ lệ xi măng - nước thấp, và phụ gia khoáng có tỷ trọng thấp hơn so với OPC như hạt xỉ lò cao và silicafume Ở giai đoạn rất sớm của quá trình hydrat hóa, khi hỗn hợp bê tông vẫn còn trong trạng thái lỏng, sự co ngót tự sinh và co ngót hóa học là hiện tượng tương tự và gây ra một giảm thể tích tổng thể như trong Hình 2.6 Tuy nhiên, khi quá trình hydrat hóa của xi măng xảy ra, bộ xương bê tông bắt đầu hình thành và chống lại sức căng gây ra bởi sự co ngót hóa học Ở giai đoạn này, co ngót do hoá học và co ngót tự sinh là khác nhau

Quá trình hydrat hóa từ thời điểm trên sẽ tạo ra các mao mạch trong các cấu trúc vật liệu bê tông Co ngót tự sinh có liên quan đến độ cứng và cường độ của đá bê tông, do đó có liên quan đến hình thái hydrat hóa [1]

Co ngót tự sinh Co ngót hóa học

Hình 2.6 Co ngót tự sinh và co ngót hoá học theo thời gian (Hammer, 1999) [7]

Thời gian sau khi trộn (giờ) Co ngót (cm3 /g xi măng)

Một khi bộ xương cứng của vật liệu bê tông đã được hình thành, co ngót tự sinh vẫn tiếp tục do khô tự nhiên Khi quá trình hydrat hóa xi măng, nước tự do đang dần được hấp thụ và lỗ rỗng nhỏ được hình thành Vì vậy, với bê tông có tỷ lệ nước-xi măng thấp, sẽ có một sự thiếu nước tự do cho quá trình hydrat hóa Xi măng, lúc đó sẽ phải tìm kiếm nước bằng cách hấp thụ từ các lỗ rỗng mao mạch và sau đó từ nước của các gel cho quá trình hydrat hóa của xi măng Việc hấp thụ nước mao mạch và nước gel làm giảm độ ẩm tương đối trong các lỗ rỗng mao mạch Hiện tượng này được gọi là "tự khô" do giảm độ ẩm bên trong mà không có bất kỳ lượng nước nào thấm từ bên ngoài vào

Hiện tượng tự khô gây ra áp suất âm trong mặt khum đã hình thành, dẫn đến sự co ngót của bê tông Mối quan hệ giữa hiện tượng tự khô và co ngót hoặc áp suất âm có thể được giải thích bằng cách sử dụng mối quan hệ của Kelvin, như sau:

Trong đó : φ là độ ẩm tương đối; M trọng lượng phân tử nước (18 kg / kmol);ρ mật độ của nước (998 kg/m 2 ); R hằng số khí (8,214 J / (kmol O K); T nhiệt độ (OK); r bán kính lỗ (m); và σ sức căng bề mặt của giao diện không khí-nước (~ 0,074 N / m) Áp lực hút hay áp lực lỗ rỗng, s (Pa), sau đó thu được bằng cách sử dụng quan hệ của Laplace, trong đó r' là bán kính hình khum (m), như sau :

Khi thay thế phương trình 2.3 vào phương trình 2.4 và giả định rằng bán kính lỗ rỗng mao mạch bằng với bán kính khum, một biểu thức có liên quan độ ẩm tương đối và áp suất hút thu được như sau:

Phác đồ của công thức 2.5 được thể hiện trong Hình 2.7 như ta thấy dưới đây

Hình 2.7 Mối quan hệ giữa độ ẩm tương đối với áp lực lỗ rỗng dựa vào quan hệ

Laplace và Kelvin (Holt, 2001) [2] Độ ẩm tương đối (%)

Hình 2.8 Ảnh hưởng của loại xi măng tới căng co ngót tự sinh của hồ vữa với tỉ lệ nước - xi măng là 0.3 (Lura và cs, 2003) [8] Áp lực lỗ rỗng (kPa) Co ngút tự sinh (àm/m)

Số liệu nghiên cứu - - - Số liệu của Tazawa

Co ngót tự sinh được tìm thấy bị ảnh hưởng nhiều hơn bởi quá trình hydrat hóa của C3A và C4AF so với hydrat hóa của C2S và C3S, và đó cũng là một dạng đặc thù của loại chất kết dính như thể hiện trong Hình 2.8 như trên

Hình 2.9 cho thấy việc bổ sung các phụ gia hóa học như phụ gia siêu dẻo hoặc phụ gia trương nở có ảnh hưởng đến sức căng co ngót tự sinh như được thể hiện Co ngót tự sinh cũng bị ảnh hưởng bởi các yếu tố khác như thời gian ninh kết hoặc bất kỳ thông số khác của cấp phối có thể trì hoãn sự phát triển của độ cứng và cường độ, từ đó trong các trường hợp như vậy mô đun đàn hồi của vật liệu bê tông sẽ thấp hơn bình thường và biến dạng do đó cũng sẽ cao hơn

Những ảnh hưởng của phụ gia khoáng trong co ngót tự sinh thay đổi tùy theo loại và số lượng phụ gia thêm vào hỗn hợp Việc bổ sung tro bay được cho thấy làm giảm sự co ngót tự sinh vì khi có sự hiện diện của nó gây ra sự trương nở hoá học của hồ vữa xi măng Kết quả của một loạt các thí nghiệm với tỷ lệ phần trăm khác nhau của tro bay được thể hiện trong Hình 2.10 Tuy nhiên, việc bổ sung silicafume hoặc hạt xỉ lò cao

Hình 2.9 Ảnh hưởng của phụ gia siêu dẻo tới căng co ngót tự sinh của hồ vữa

Co ngút tự sinh (àm/m)

Phụ gia siêu dẻo 0.3% trọng lượng

Phụ gia siêu dẻo 0.1% trọng lượng nghiền (GGBFS) làm tăng các lỗ rỗng mao mạch nhỏ dẫn đến sự gia tăng sức kéo mao mạch và ứng suất co hơn, làm tăng mức độ co ngót tự sinh

Hình 2.10 Ảnh hưởng của tro bay đối với co ngót tự sinh của vữa với tỉ lệ nước - chất kết dính 1 - 1 theo thể tích (Lura và cs, 2003) [8]

Hình 2.11 Ảnh hưởng của xỉ lò cao đối với co ngót tự sinh của vữa với tỉ lệ nước - chất kết dính 1 - 1 theo thể tích (Lura và cs, 2003) [8]

Co ngút tự sinh (àm/m) Co ngút tự sinh (àm/m)

Ngoài ra, như ta thấy trong Hình 2.11, do khi tỉ trọng của GGBFS là nhỏ hơn so với hồ vữa OPC, sự thay thế phần trăm sản lượng cao hơn thể tích hồ vữa làm tăng thêm sự co ngót tự sinh Ảnh hưởng của tỷ lệ nước-xi măng, W/C, trên co ngót tự sinh là quan trọng nhất khi ứng suất mao mạch là yếu tố chính làm nhỏ kích thước của các lỗ rỗng mao mạch khi được làm trống Biến dạng tự sinh, trong đó có một sự phụ thuộc mạnh mẽ vào tỉ lệ W/C, cho thấy cần tăng mạnh giá trị W/C xuống dưới 0.4 như trong hình 2.12

Cốt liệu thô ảnh hưởng đến co ngót tự sinh phụ thuộc vào mức độ khối lượng và mô đun đàn hồi của chúng Co ngót là do hồ xi măng, và chính cốt liệu chống lại sự biến dạng và ứng suất gây ra của hồ xi măng Theo nghiên cứu của Tazawa và cs, vào năm 1999 nhiệt độ môi trường xung quanh cũng đã được cho thấy là ảnh hưởng đến co ngót tự sinh, nơi nhiệt độ cao hơn làm tăng tốc độ gây sức căng trong co ngót tự sinh [1]

Khi ứng suất tự sinh được kiểm soát bởi kích thước của các lỗ mao mạch đang được

Hình 2.12 Ảnh hưởng của tỉ lệ nước - xi măng (W/C) đối với co ngót tự sinh

Co ngút tự sinh (àm/m) làm trống khi tự khô , những ứng suất này có thể được giảm đáng kể bằng cách kết hợp cung cấp lượng nước vào các lỗ mao mạch lớn, thường lớn hơn so với các lỗ mao mạch, trong xi măng đang hydrat hoá Do đó ý tưởng về nội bảo dưỡng ra đời Điều này đã được thực hiện với việc sử dụng một phần của cốt liệu nhẹ bão hoà, các hạt polymer siêu thấm, sợi gỗ bão hòa, cốt liệu nghiền được làm ẩm trước [9] Việc bổ sung các hạt polymer siêu thấm, cốt liệu nhẹ bão hoà giữ cho độ ẩm tương đối trong hỗn hợp lên đến một mức độ nhất định đầu tiên là các lỗ rỗng mao mạch lớn trong cốt liệu nhẹ bão hoà hoặc trong các hạt siêu thấm được định hình Một tùy chọn khác để giảm co ngót tự sinh là bằng cách giảm thiểu độ lớn của sức căng bề mặt của chất lỏng mao mạch, có thể đạt được thông qua việc bổ sung các phụ gia giảm co ngót, hoặc thông qua việc thêm các loại cốt sợi có thể nâng cao mô đun đàn hồi của hỗn hợp bê tông Đo co ngót tự sinh của bê tông ở giai đoạn đầu là một nhiệm vụ đầy thách thức, mẫu bê tông cần phải được cách biệt với nhiệt, nước và nó cũng không được kiềm chế về cấu trúc Hiện nay, không có phương pháp thử nghiệm tiêu chuẩn để đo co ngót tự sinh theo chiều ngang Đo co ngót tự sinh theo hướng thẳng đứng có thể được thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM C827 Tuy nhiên, nhiều nhà nghiên cứu tại châu Âu và Nhật

Co ngót dẻo

Co ngót dẻo liên quan đến sức căng bề mặt bê tông khi nó đang trong giai đoạn dẻo, nó là một hiện tượng ngắn hạn Đây là loại co ngót chủ yếu là do sự bốc hơi nước và khác với sự co ngót khô, là một quá trình lâu dài Theo nghiên cứu của Newman và Choo vào năm 2003 cho thấy, các vết nứt phát sinh do hình thức co ngót dẻo xuất hiện từ 1 đến 6 giờ sau khi đúc và không nhận thấy trước 24 giờ

Nứt do co ngót dẻo thường xảy ra trong các tấm sàn mỏng Chúng tạo ra các vết nứt nông khoảng từ 50 mm đến 3 m chiều dài, 20 mm đến 50 mm chiều sâu, và có tới 5 mm chiều rộng Một ví dụ về dạng co ngót dẻo trong một tấm sàn mỏng được hiển thị trên hình 2.20, qua đó ta có thể nhận thấy vị trí lặp đi lặp lại và thường xuyên của chúng

Hình 2.19 Co ngót tự sinh và áp lực mao mạch của bê tông trong 24 giờ đầu

Thời gian (giờ) Độ lún Co ngót Áp suất

Co ngót tự sinh (mm/m) Độ lún (mm) Áp lực mao mạch (kPa)

Hình 2.20 Dạng vết nứt do co ngót dẻo trên bề mặt của bê tông (Minh Nguyễn) [10] Ở giai đoạn đầu, khi bê tông mới trộn xong vẫn còn trong tình trạng dẻo và mềm, nước tương đối tự do di chuyển trong hỗn hợp Trong thời gian đầm chặt, nước sẽ di chuyển lên trên và các cốt liệu nặng nhất xuống dưới dẫn đến hiện tượng tách nước

Nếu tỷ lệ bốc hơi trên bề mặt bê tông vượt quá tỷ lệ tách nước, mặt hình khum sẽ được hình thành giữa các hạt rắn Các mặt khum này gây ra lực căng bề mặt để tạo ra ứng suất kéo Cơ chế của sự hình thành vết nứt do co ngót dẻo được minh họa trong Hình 2.21 trang sau Những vết nứt này được tạo ra khi những ứng suất kéo vượt quá độ bền (cường độ) kéo bê tông tươi trong thời gian lúc đầu

Tách nước Nước bay hơi

Vết nứt Nước bay hơi

Sau ít giờ Ban đầu

Các yếu tố dẫn đến sự bay hơi nhanh chóng của nước từ bề mặt bê tông là những yếu tố cần kiểm soát chính của co ngót dẻo Trong các nghiên cứu của Chidiac năm 2009;

Minh Nguyễn năm 2010, những yếu tố này là tốc độ cao gió, độ ẩm tương đối thấp, và nhiệt độ môi trường xung quanh hoặc nhiệt độ bê tông cao Điều kiện bảo dưỡng ban đầu thích hợp là rất quan trọng trong việc giảm thiểu co ngót dẻo Điều này có thể được thực hiện thông qua các biện pháp khác nhau như làm ẩm

Hình 2.21 Cơ chế nứt do co ngót dẻo (Newman và Choo, 2003) [11] lớp nền và các loại ván khuôn tạo hình, làm ẩm cốt liệu khô và cho nước hấp thụ trước, làm giảm tốc độ gió bằng cách chắn gió, giảm tiếp xúc với ánh nắng mặt trời thông qua che nắng, bảo vệ bê tông có lớp phủ tạm thời như tấm nilông (polyethylene) trong bất kỳ sự chậm trễ đáng kể nào trong thời gian giữa việc tạo hình và hoàn thiện sản phẩm, giảm thiểu khoảng cách giữa thời điểm thi công và thời gian bảo dưỡng, và bao gồm cả việc phủ bề mặt bê tông ngay lập tức sau khi hoàn thành bằng bao tải ướt hoặc phun sương Ngoài ra, theo Choo, việc sử dụng các sợi polypropylene có vẻ là rất hữu ích trong việc tăng cường độ bền kéo bê tông và giảm tách nước trên bề mặt.

Co ngót khô

Co ngót khô là do sự mất nước từ các lỗ mao mạch trong bê tông Khi nước bay hơi ra bên ngoài, bê tông co lại Co ngót khô tương tự như co ngót tự sinh, cả hai xảy ra do mất nước Co ngót khô, nước chuyển động ra bên ngoài bề mặt, trong khi co ngót tự sinh nước được chuyển động trong cơ cấu lỗ mao mạch

Khi bê tông tiếp xúc với môi trường bên ngoài và trong điều kiện độ ẩm thấp hoặc nhiệt độ cao, nước bắt đầu bốc hơi từ bề mặt tiếp xúc Trong giai đoạn đầu tiên của co ngót khô, nước tự do thoát ra từ khối bê tông tới bề mặt như mất nước mặt ngoài Khi nước tự do được bốc hơi, quá trình khô tiếp tục bằng cách kéo nước gel từ bên trong khối bê tông với các lỗ mao mạch lớn hơn bị mất nước trước tiên Sự bay hơi nước làm giảm độ ẩm tương đối trong các lỗ mao mạch làm xuất hiện ứng suất kéo Những ứng suất kéo trong các lỗ mao mạch được được cân bằng bởi lực nén trong bê tông xung quanh Các lực nén này dẫn đến việc co ngót khô Power giải thích sự co ngót khô như sau:

"Bề mặt chất lỏng bị chuyển đổi sang vô số các bề mặt cong (menisci), tạo thành mặt lõm giữa các hạt Khi áp suất chất lỏng trên mặt lồi của một hình khum nhỏ hơn ở phía bên lõm, tức là, nhỏ hơn áp lực của khí quyển, sự khác biệt tạo nên thêm một lực hấp dẫn đẩy các hạt trên cùng xuống Độ cong của bề mặt nước được giới hạn bởi kích thước của không gian kẽ hở giữa các hạt ở bề mặt." [2]

Hình 2.22 dưới đây cho thấy quá trình bốc hơi nước, sức căng bề mặt là nhân tố làm cho mức độ co khô tăng

Ws Độ bền kéo tác động tới co ngót khô có thể được tính bằng công thức Kelvin - Laplace như sau [4]:

 (2.6) với Vm là khối lượng phân tử của nước Phương trình 2.6 giả định trong dẫn xuất này rằng các lỗ mao dẫn có hình trụ và một góc tiếp xúc không độ tồn tại giữa dung môi và thành của lỗ

Các yếu tố ảnh hưởng đến độ co ngót khô được chia thành hai loại: bên ngoài và bên trong Các yếu tố bên ngoài là phương pháp bảo dưỡng Các yếu tố bên trong bao gồm các thành phần xi măng như tỷ lệ C3A và SO3, các tính chất cốt liệu và thành phần trong hỗn hợp thiết kế, và hàm lượng nước hoặc tỷ lệ W/C Hình 2.23 và 2.24 cho thấy sự tương tác giữa độ co ngót khô, cốt liệu, và toàn bộ khối lượng cốt liệu tương ứng

Hình 2.22 Cơ chế co ngót khô theo lý thuyết của Power - những áp lực đẩy nước khum xuống giữa hai hạt xi măng (Radocea, 1992) [12]

Trong số các yếu tố nội tại khác ảnh hưởng đến co ngót khô là phụ gia khoáng, cụ thể là silicafume, hạt xỉ lò cao nghiền, GGBFS, và tro bay Silicafume và GGBFS, khi gia tăng trong tỷ lệ nhất định, đóng một vai trò quan trọng trong việc làm giảm sự co ngót khô do các phản ứng puzolan bổ sung dẫn đến cấu trúc lỗ bê tông mạnh hơn và khả

Hình 2.23 Ảnh hưởng của cốt liệu tới co ngót khô (CCAA, 2002) [13]

% co dự kiến của xi măng

Hình 2.24 Ảnh hưởng của sự tập trung thể tích cốt liệu tới co ngót khô

Sự tập trung thể tích cốt liệu

Tỉ số co ngót (S/Sp) năng chống biến dạng cao hơn Việc sử dụng tro bay trong một hỗn hợp cũng làm giảm nhu cầu nước, do đó làm giảm co ngót khô Tuy nhiên, việc tuân theo tỷ lệ nhất định các phụ gia khoáng có thể làm tăng thêm sức căng co ngót khô do tỉ trọng của khoáng, đó là nó có tỉ trọng nhỏ hơn so với xi măng Thành phần này gây ra một khối lượng hồ vữa cao hơn trong hỗn hợp bê tông

Theo nghiên cứu của Omar và cs vào năm 2008, thì, việc bổ sung các phụ gia hóa học như phụ gia siêu dẻo thay đổi cấu trúc bên trong của bê tông Vì nó phá vỡ các khoáng chất lớn thành một khoáng chất nhỏ hơn, phụ gia siêu dẻo do đó có xu hướng tăng mức độ biến dạng co ngót Mức độ co ngót cũng bị ảnh hưởng bởi tỉ diện bề mặt khi khi tỉ diện bề mặt lớn hơn tỉ lệ có hoạt động làm khô

Co ngót khô có thể được giảm thiểu bằng cách thiết kế một cấp phối với tỷ lệ nước-xi măng tối thiểu trong hỗn hợp bê tông, sử dụng các phần cốt liệu cao nhất có thể và cũng có thể sử dụng đến tối đa kích thước cốt liệu, tránh việc sử dụng các phụ gia làm tăng cường độ co khô như các loại phụ gia có chứa canxi clorua, đảm bảo việc bảo dưỡng thích hợp trên công trường, sử dụng xi măng trương nở, và việc sử dụng phụ gia giảm co ngót có thể làm giảm sức căng bề mặt của dung dịch trong các lỗ mao mạch [14] Co ngót khô được xác định theo tiêu chuẩn ASTM C157 - Phương pháp thí nghiệm xác định sự thay đổi chiều dài của đá bê tông và vữa xi măng thuỷ lực (length change)

Hình 2.25 cho thấy sự phân bố của các vết nứt co ngót khô trên một bức tường Dạng nứt và phân bố nứt tương tự như sự phân bố co ngót dẻo thể hiện trong Hình 2.20

Hành vi này là bình thường vì cơ chế của co ngót khô và co ngót dẻo là như nhau.

Co ngót do cacbonat hoá

Co ngót cacbonat hoá là kết quả của phản ứng giữa hydroxit canxi hiện diện trong bê tông và Ôxít carbonnic trong khí quyển với sự tồn tại của độ ẩm Tỷ lệ co ngót do cacbonat là chậm và ảnh hưởng của nó được giới hạn trong các tầng trên của bê tông, ngoại trừ các cấu kiện mỏng Độ lớn của nó là thường không đáng kể so với các loại khác co ngót Phản ứng cacbonat hoá gây ra sắp xếp lại các vi cấu trúc bê tông, làm giảm độ xốp, và tạo ra một sự thay đổi khối lượng khác biệt giữa bề mặt và khối lượng thể tích bê tông, từ đó có thể gây rạn nứt bê tông Ôxít carbonnic, CO2, hiện tại trong không khí phản ứng với hơi ẩm để tạo thành axit cacbonic, H2CO2, do đó phản ứng với hydroxit canxi, Ca(OH)2, để tạo thành cacbonat canxi, CaCO3

Hình 2.25 Nứt co ngót khô trên tấm tường - Các đường thẳng đứng và ngang là các vị trí cốt thép trong tường (Minh Nguyễn, 2010) [10]

Phản ứng này làm giảm độ pH trong bê tông có thể dẫn đến sự ăn mòn của cốt thép, cốt thép bị ocid hoá gây trương nở thể tích do các rỉ thép có khối lượng thể tích nhỏ hơn

Nguyên nhân chính của co ngót cacbonat hoá là do sự mất cân bằng nước Các yếu tố chính ảnh hưởng đến độ co ngót cacbonat hoá là tính thấm của bê tông, độ ẩm, độ ẩm tương đối, tỉ lệ W/C của cấp phối cao, và nồng độ ôxít carbonic trong không khí.

Co ngót nhiệt

Vật liệu rắn như bê tông co lại khi lạnh và giãn nở khi nóng lên Mức độ co ngót liên quan đến những thay đổi nhiệt độ này và có liên quan đến cả mức độ thay đổi nhiệt độ và các tính chất vật liệu như hệ số giãn nở nhiệt Những thay đổi thể tích do sự thay đổi nhiệt độ có liên quan đến co ngót hoặc trương nở nhiệt Co ngót nhiệt là một mối quan tâm lớn đối với bê tông ở giai đoạn đầu khi độ bền kéo thấp và trong cấu trúc bê tông khối lớn, khi nhiệt thuỷ hoá do quá trình hydrat hoá là rất cao

Hình 2.26 Thay đổi ứng suất do co ngót và cường độ chịu kéo vật liệu bê tông [15]

Giới thiệu

Việc thử nghiệm được xây dựng dựa trên phương pháp của Tazawa và phát triển cho phù hợp với điều kiện thực tế để nghiên cứu ảnh hưởng của việc thay đổi hỗn hợp bê tông và các điều kiện về bảo dưỡng tới độ co ngót của bê tông Trong nghiên cứu này, sáu tham số đã được lựa chọn: tỷ lệ nước-xi măng (W/C), hàm lượng nước (W), kích thước lớn nhất của cốt liệu, hàm lượng silica fume (SF) để thay thế xi măng, xỉ lò cao nghiền (GGBFS ) để thay thế xi măng, và khối lượng thể tích của cốt liệu thô (CA)

Chương này cung cấp một mô tả về tính chất vật liệu, phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông, chế độ bảo dưỡng, và các phương pháp thử Sau đó là các kết quả thực nghiệm tương ứng cũng được trình bày trong chương.

Hệ vật liệu sử dụng

Phụ gia cuốn khí

Phụ gia cuốn khí sản xuất bởi BASF đã được sử dụng để cuốn khí, chất cuốn khí cho phép giảm sự phân tầng và tiết nước của bê tông (BASF, 2007a) Phụ gia đáp ứng các yêu cầu của tiêu chuẩn ASTM C260-06 (2006a) [17]

Phụ gia giảm nước hoặc siêu dẻo

Phụ gia giảm nước, WRA, GLENIUM 7500 được sản xuất bởi BASF đã được sử dụng trong các cấp phối (BASF, 2007b) GLENIUM 7500 đáp ứng tiêu chuẩn ASTM C 494 / C 494M-08a (2008) về yêu cầu kỹ thuật [18]

Phụ gia tăng độ linh động

Phụ gia tăng độ linh động, VEA, Rheomac VMA 358 được sản xuất bởi BASF đã được sử dụng trong các cấp phối (BASF, 2007c) Rheomac VMA 358 phù hợp với tiêu chuẩn AS 1478,1 (2000) về các yêu cầu kỹ thuật [19]

Thiết kế hỗn hợp bê tông

Nghiên cứu này là một phần của các nghiên cứu đang diễn ra, để nghiên cứu mối quan hệ giữa hỗn hợp bê tông và các tính chất của bê tông tươi và bê tông đã đóng rắn của học viên Nghiên cứu này tập trung vào mối quan hệ giữa hỗn hợp bê tông và co ngót, đặc biệt, co hóa học, co ngót tự sinh, và co ngót khô của bê tông Các biến được khảo sát bao gồm: W/C, hàm lượng nước, kích thước lớn nhất của cốt liệu, silicafume, GGBFS, và khối lượng thể tích của cốt liệu thô Theo đánh giá trong các tài liệu, các biến này được cho là có ảnh hưởng đến độ co ngót bê tông

Thiết kế trong nghiên cứu này được dựa trên nguyên tắc thiết kế từng phần yếu tố của Montgomery và Runger [16] Việc thiết kế thành phần hỗn hợp được dựa trên phương pháp trong Chỉ dẫn kỹ thuật chọn thành phần bê tông các loại của Bộ Xây dựng Việt Nam trên cơ sở đề tài " Nghiên cứu sự làm việc đồng thời giữa hỗn hợp vữa và cốt liệu lớn trong bê tông" của Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng - Bộ Xây dựng [26] Để sử dụng nguyên tắc thiết kế này, các giá trị trên và dưới của mỗi biến phải được xác định Các giới hạn về tỉ lệ W/C, hàm lượng nước, kích thước lớn nhất của cốt liệu, khối lượng cốt liệu thô, và phần trăm thay thế của silicafume và GGBFS được tóm tắt trong Bảng 3.4

Bảng 3.4 Các giá trị giới hạn trên và dưới của hỗn hợp bê tông

Thiết kế thành phần áp dụng trong phân tích dữ liệu là [16] Những ảnh hưởng về phản ứng của mỗi biến duy nhất cũng như sự tương tác của biến thứ hai và thứ ba đã được nghiên cứu Vì vậy, 32 cấp phối bê tông đã được thiết kế ban đầu và được xem là những điểm chính Các mẫu thiết kế tương ứng với 32 cấp phối bê tông được tóm tắt trong Bảng 3.6 Theo các nghiên cứu, phản ứng co ngót cũng giống như đối với các đặc tính khác của vật liệu bê tông không phải là tuyến tính, 13 cấp phối bê tông được xem như là các cấp phối quan trọng đã được thêm vào để khảo sát sự tương tác của các thông số của mức độ thứ ba và thứ tư Các cấp phối được đưa ra trong Bảng 3.7 Chi tiết của thiết kế từng phân đoạn có thể được tìm thấy trong tài liệu nghiên cứu của Chidiac và cộng sự (2009) Để nghiên cứu những tác động của phụ gia cuốn khí (AEA) cũng như những ảnh hưởng của phụ gia giảm nước (WRA) và phụ gia tăng độ linh động (VEA) đối với co ngót bê tông, thành phần 15 cấp phối đã được thiết kế và được đưa ra trong Bảng 3.5

Bảng 3.5 Bảng thiết kế thành phần cấp phối - Phụ gia hoá

Bảng 3.6 Bảng thiết kế thành phần cấp phối - Cấp phối chính

Bảng 3.7 Bảng thiết kế thành phần cấp phối - Cấp phối chỉnh sửa

Quy trình thử nghiệm

Các quy trình thử nghiệm thực hiện trong nghiên cứu này là như nhau cho tất cả các hỗn hợp bê tông Trong đó bao gồm cả các quy trình trộn, đúc mẫu, đầm, bảo dưỡng, và phương pháp thử nghiệm Bê tông được trộn trong một máy trộn chảo theo các bước sau:

- Trộn nước và phụ gia cuốn khí trong 30 giây

- Đổ cốt liệu thô, cốt liệu mịn, xi măng, và 1/3 nước hỗn hợp vào máy trộn

- Trộn toàn bộ hỗn hợp trong hai phút

- Đổ lượng nước còn lại vào mẻ trộn trong khi máy trộn vẫn chạy

- Tiếp tục trộn trong hai phút

- Dừng máy trộn trong một phút

- Trộn tiếp trong một phút

Mỗi cấp phối trộn tạo ba mẫu hình lăng trụ kích thước (100x100x400)mm và sáu mẫu lập phương, kích thước (150x150x150) mm, mẫu được chuẩn bị với mục đích xác định độ co ngót và cường độ nén của bê tông trong hai trạng thái bảo dưỡng khác nhau Quá trình tạo mẫu tuân thủ tiêu chuẩn TCVN 3105: 1993 - Phương pháp lấy mẫu và chuẩn bị mẫu thử Bê tông tươi được chia làm hai lớp theo chiều cao và mỗi lớp được đầm 25 chày đường kính 16mm Các mẫu sau khi đúc được bảo quản trong 24 giờ Sau đó tháo khuôn và ghi nhãn, hai bộ dụng cụ gắn đồng hồ đo (dial gauge) có độ chính xác tới 1μm (0.001mm) được gắn trên các mặt đối diện Chiều dài dụng cụ đo là 100 mm Các đồng hồ đo được sử dụng để theo dõi co ngót Sau khi ghi các dữ liệu số đo ban đầu, ba mẫu từ mỗi cấp phối được đặt trên kệ để bảo dưỡng khô trong không khí, với độ ẩm môi trường mùa khô dao động từ 50% đến 60% và nhiệt độ là 27 - 29°C Ba mẫu còn lại của mỗi cấp phối được ngâm trong thùng nước vôi bão hoà trong bảy ngày đầu, sau đó mẫu được bảo dưỡng ẩm ( ngâm trong nước), với độ ẩm tương đối 100%, và nhiệt độ là 25 - 27°C

Các quy trình thử nghiệm và thí nghiệm kiểm tra thiết lập sử dụng để đo co ngót tự sinh được được thực hiện theo cách của Tazawa và cs [1], bao gồm một khuôn thép có hình chữ nhật, dài 400mm, rộng 100mm và cao 100mm Bề mặt bên trong của khuôn được bao phủ một lớp polystyrene cách điện dày 10 mm để cô lập ảnh hưởng nhiệt từ các khuôn tới bê tông tươi Lớp polystyrene sau đó được phủ bằng tấm Teflon để giảm thiểu ma sát giữa sự chuyển động của bê tông và lớp polystyrene Một tấm nylon dày 3mm được đặt trên đầu của Teflon để cô lập hỗn hợp bê tông từ môi trường xung quanh Tấm nylon tương tự được sử dụng để phủ trên toàn bộ bề mặt bê tông ngăn với môi trường

Bê tông tươi được đổ trực tiếp vào khuôn sau khi trộn Bê tông được chia thành ba lớp theo chiều ngang để cài đặt các đầu đo và các tấm lót Lớp bê tông đầu tiên dày 25 mm

Sau đó, dùng hai tấm thép thẳng đứng, rộng 2cm và cao 10cm có đế 2cm x 2cm, được đặt vào sâu trong bê tông, cách đáy khuôn 50mm

Sau đó, đổ bê tông tiếp tục cho đến khi nó đạt đến một độ dày 50 mm; ở giai đoạn này một cảm ứng nhiệt (thermal sensor) và cảm biến áp suất nhỏ được đưa vào Khi chiều cao bê tông đầy đến mức cuối cùng, một tấm nhôm đó là 2cm x 2cm và dày 0,5mm được đặt theo chiều ngang trên đầu của mẫu Đầu của mẫu bê tông sau đó đã được niêm lại bằng cách sử dụng tấm nylon Các thiết lập được thể hiện trong Hình 3.4 và được thể hiện trong hình ảnh tại Phụ lục 1 về hình ảnh

Một thiết bị đo áp suất PDA - PA của Tokyo Sokki Kenkyujo được sử dụng để theo dõi áp lực mao dẫn trong bê tông Thiết bị được bảo quản chống thấm, có đường kính 6,5 mm và dày 1mm, và trọng lượng 0,1g, và có thể đo được tới 200 kPa và hiệu điện thế 0,8mV/V Thiết bị đo áp suất được bảo vệ trong một ống nhựa và chỉ để lộ khu vực cảm biến để đo Trước khi sử dụng, các đầu dò áp lực cần được kiểm định hiệu chỉnh Đầu đồng hồ đo, cụ thể là các đồng hồ so đặt tại 2 đầu, được sử dụng để theo dõi co ngót bằng cách theo dõi sự chuyển động của các tấm dọc và tấm ngang Phạm vi làm việc của đồng hồ là 30-80 mm và có độ phân giải nhỏ hơn 8μm Các đồng hồ đã được hiệu chỉnh có độ phân giải lên tới 1μm Cần lưu ý rằng chiều dài đo được áp dụng để đo co ngót tự sinh dao động từ 290mm đến 310mm

Taám PTFE Đồng hồ so

1 - Cặp nhiệt kế điện2 - Đầu nhận áp lực

Các chỉ tiêu thí nghiệm

Cường độ nén bê tông

Tại thời điểm 119 ngày tuổi, tất cả các mẫu bê tông sử dụng để xác định cường độ trong các trạng thái bảo dưỡng khác nhau, mẫu được nén xác định cường độ chịu nén theo TCVN 3118:1993 Thí nghiệm này được tiến hành bằng máy nén bê tông ELE-2000 có dãy nén 2000 kN Kết quả thí nghiệm thể hiện trong Bảng 3.8

Độ co ngót

Các phép đo biến dạng co ngót mẫu bảo dưỡng trong không khí và bảo dưỡng ẩm thu được phù hợp với các yêu cầu của tiêu chuẩn ASTM - C 341/C 341M-06 (2006b) Với mỗi mẫu, khoảng cách giữa hai đầu đối diện được đo tại thời điểm tháo khuôn và sau đó vào các ngày: 2, 3, 5, 7, 14, 21, 28, 35, 42, 49, 56, 77, 98, và 119 ngày

Hình 3.4 Lắp đặt cho thí nghiệm đo co ngót tự sinh

Co ngót tự sinh được đo trong 24 giờ ở khoảng thời gian 3 phút bằng cách theo dõi các chuyển động của hai tấm thẳng đứng và tấm ngang Nhiệt độ tương ứng và áp lực bên trong bê tông cũng được ghi nhận Các phép đo của sức căng co ngót tự sinh được điều chỉnh để tính toán cho sức căng nhiệt Giá trị của hệ số hiệu chỉnh nhiệt bê tông được lấy bằng 21με/ o C và dựa vào tài liệu của Hedlund (1996) và Byfors (1980) Các phép đo biến dạng co ngót tự sinh được tính khi có áp lực mao dẫn bắt đầu thay đổi, tức là bắt đầu của thời gian ninh kết.

Kết quả thực nghiệm

Các giá trị đo sức căng co ngót trung bình và độ lệch chuẩn tương ứng được tóm tắt trong Bảng 3.9 và 3.10 và những co ngót tự sinh được hiển thị trong Hình 3.5 Nhiệt độ và áp suất tương ứng được hiển thị trong Hình 3.6 và 3.7 Cường độ nén bê tông ở tuổi 119 ngày đối với mẫu bảo dưỡng trong không khí và bảo dưỡng ẩm được thể hiện trong Bảng 3.8

Bảng 3.8 Cường độ nén trung bình và độ lệch chuẩn của bê tông tại độ tuổi 119 ngày của mẫu bảo dưỡng trong không khí và bảo dưỡng ẩm

Cường độ chịu nén (MPa)

Bảo dưỡng tự nhiên Cấp phối số

Hình 3.5 Sức căng theo thời gian

Hình 3.6 Nhiệt độ theo thời gian

Thời gian (giờ) Thời gian (giờ)Sức căng (àm/m) Nhiệt độ (o C)

Bảng 3.9a Sức căng co ngót 2 ngày tuổi đến 14 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Sức căng co ngót (μm/m) Thời gian

Hình 3.7 Áp lực mao mạch theo thời gian

Thời gian (giờ) Áp lực mao mạch (kPa)

Bảng 3.9b Sức căng co ngót 21 ngày tuổi đến 49 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 3.9c Sức căng co ngót 56 ngày tuổi đến 119 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 3.9d Sức căng co ngót 2 ngày tuổi đến 14 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 3.9e Sức căng co ngót 21 ngày tuổi đến 49 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 3.9f Sức căng co ngót 56 ngày tuổi đến 119 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng trong không khí của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 3.10a Sức căng co ngót 2 ngày tuổi đến 14 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 3.10b Sức căng co ngót 21 ngày tuổi đến 49 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 3.10c Sức căng co ngót 56 ngày tuổi đến 119 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 3.10d Sức căng co ngót 2 ngày tuổi đến 14 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 3.10e Sức căng co ngót 21 ngày tuổi đến 49 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 3.10f Sức căng co ngót 56 ngày tuổi đến 119 ngày tuổi của mẫu bảo dưỡng ẩm của các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Giới thiệu

Đo căng co ngót cho các mẫu được bảo dưỡng trong không khí và bảo dưỡng ẩm được phân tích nhằm xác định ảnh hưởng của việc thiết kế cấp phối hỗn hợp bê tông đối với co ngót Một phân tích thống kê các số liệu sau đó được tiến hành để xác định ý nghĩa thống kê của các biến Ảnh hưởng của căng co ngót trên cường độ nén bê tông cũng được đánh giá trong phân tích này.

Ảnh hưởng của chế độ bảo dưỡng đến độ co ngót

Sức căng co ngót trong bê tông đã được đánh giá dựa trên hai chế độ bảo dưỡng, bảo dưỡng trong không khí và bảo dưỡng ẩm Theo các tài liệu, khi bê tông được dưỡng ẩm co ngót khô và co ngót dẻo trở nên không đáng kể so với độ co hóa học Tuy nhiên, bê tông được bảo dưỡng trong không khí được dự kiến sẽ cho nghiệm của cả co ngót khô và co ngót hoá học Các mẫu bảo dưỡng trong không khí được dự kiến sẽ cho nghiệm chỉ của co hóa học trong 24 giờ đầu tiên trước khi tháo khuôn Sau đó, sự co ngót diễn ra sẽ chủ yếu là do co ngót khô Hơn nữa, nó có thể được giả định rằng sự co ngót hóa học sẽ tiếp tục sẽ phụ thuộc vào lượng nước tự do cho quá trình hydrat hóa Trên cơ sở tương tự này, sự co ngót của các mẫu bê tông được bảo dưỡng trong không khí sẽ cung cấp các phép đo cho cả hai co ngót hóa học và co khô, và các số đọc với các mẫu được bảo dưỡng ẩm sẽ chỉ cung cấp cho độ co về hóa học

Co ngót hóa học bao gồm tất cả các loại có thể co ngót, trừ co khô và co ngót dẻo

Theo đó, dự kiến rằng các mẫu được bảo dưỡng ẩm phải chịu phần lớn của sự thay đổi thể tích của chúng trong vòng 7 ngày đầu tiên, trong khi các mẫu chỉ bảo dưỡng trong không khí tiếp tục thay đổi thể tích lên tới 119 ngày Các số liệu đo được trình bày trong chương 3 chứng minh cho điều này Ngoài ra, bằng cách kiểm tra các hệ số đồng biến được đưa ra trong Bảng 4.1 đến 4.4 có thể kiểm tra sự thay đổi trong các phép đo

Các kết quả theo đó, tương ứng với cả co ngót khô và co ngót hóa học được đưa ra trong Bảng 4.1 và 4.2, cho thấy một mức độ của sự thay đổi lớn sau 2 và 3 ngày đối với hầu hết các cấp phối và lên đến 7 ngày đối với một số lượng nhỏ cấp phối Sau đó, sự thay đổi nhỏ hơn 20% Tuy nhiên, các kết quả, tương ứng với độ co ngót hóa học, được đưa ra trong bảng 4.3 và 4.4, cho thấy rằng các thay đổi trong các phép đo không phù hợp cho hầu hết các cấp phối Nguyên nhân cho sự không thống nhất quay trở lại với bản chất của co ngót hóa học Trong chương 2, đã đề cập rằng độ co ngót hóa học gây ra các lỗ mao dẫn để phát triển cấu trúc bên trong, trong khi co ngót tự sinh gây giảm thể tích của mẫu Các nghiên cứu đã chỉ ra rằng độ co ngót tự sinh xảy ra trong 24 giờ đầu tiên và co ngót hóa học tiếp tục cho đến tất cả các hạt không còn phản ứng hydrat hoá được cung cấp bởi nước tự do Ảnh hưởng của quá trình hydrat hóa, nó được mặc nhiên công nhận rằng hệ ngẫu nhiên của các lỗ mao mạch bên trong gây cho mẫu teo lại một cách ngẫu nhiên dẫn đến sự không thống nhất trong các giá trị đo co ngót

Ngược lại, co ngót khô là do sự mất nước cho môi trường xung quanh, đó là sự đồng nhất trong so sánh Sự tương tác này được kỳ vọng sẽ mang lại một hành xử đáp lại hơn như nó cũng được cho thấy trong các bảng 4.1 và 4.2 Một yếu tố khác là độ lớn của sức căng Những giá trị lớn hơn đáng kể đã được ghi lại đối với co ngót khô so với những co ngót hóa học là không đáng kể

Tóm lại, các giá trị đo co ngót khẳng định rằng sức căng do co ngót hóa học nhỏ hơn nhiều so với các sức căng do co ngót khô Ý nghĩa của việc bảo dưỡng ảnh hưởng đến mức độ và loại co ngót xảy ra trong bê tông Mức co ngót khô vào khoảng 450-800 μm/m sau 119 ngày tùy thuộc vào cấp phối bê tông Độ co ngót hóa học cho hầu hết các cấp phối bê tông là dưới 100 μm/m sau 119 ngày Cuối cùng, do không có sự đồng nhất trong các số liệu đo sức căng co ngót hóa học, nghiên cứu này sẽ chỉ tập trung vào độ co khô

Bảng 4.1 Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót khô và co ngót hoá học các cấp phối 5 đến cấp phối 36

Hiệp phương sai (%) Thời gian (ngày)

Bảng 4.2 Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót khô và co ngót hoá học các cấp phối 37 đến cấp phối 66

Hiệp phương sai (%) Thời gian (ngày)

Bảng 4.3a Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót hoá học từ 2 ngày tuổi đến 28 ngày các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Hiệp phương sai (%) Thời gian

Bảng 4.3b Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót hoá học từ 35 ngày tuổi đến 119 ngày các cấp phối 5 đến cấp phối 35

Bảng 4.4a Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót hoá học từ 2 ngày tuổi đến 28 ngày các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Bảng 4.4b Giá trị hiệp phương sai của sức căng co ngót hoá học từ 35 ngày tuổi đến 119 ngày các cấp phối 36 đến cấp phối 66

Ảnh hưởng của hỗn hợp bê tông đối với co ngót khô

Sáu yếu tố được xem xét trong nghiên cứu này, cụ thể là W/C, hàm lượng nước, kích thước lớn nhất của cốt liệu, silica fume, GGBFS, và khối lượng thể tích của cốt liệu thô

Tác động của chúng đối với co ngót khô đã được kiểm tra Nhằm tách các thông số gây ảnh hưởng cũng như những ảnh hưởng của các thông số chi phối, một tập hợp các đồ thị biểu hiện mối quan hệ giữa các biến và sức căng co ngót với các biến khác là hằng số

Những ảnh hưởng của GGBFS thay thế đối với sức căng co ngót được thể hiện trong hình 4.1 Sau 119 ngày, ta quan sát thấy được rằng khi tăng mức độ thay thế GGBFS dẫn tới tăng sức căng co ngót Ảnh hưởng kết hợp của GGBFS và SF thay thế xi măng đối với sức căng co ngót được thể hiện trong Hình 4.2 Các số liệu sức căng co ngót của các cấp phối này là cao, trong đó giá trị nhỏ nhất vượt quá 450μm/m So sánh sức căng của các cấp phối với tỉ lệ W/C 0,4 và 0,69 khối lượng CA với những cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,6 và 0,57 khối lượng CA, ta quan sát thấy rằng nó xấp xỉ như nhau mặc dù sử dụng SF và GGBFS thay thế xi măng Cũng so sánh các cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,4 và 0,57 khối lượng CA với những cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,6 và 0,57 khối lượng CA, ta thấy rằng về sau này có giá trị cao hơn và nó làm giảm cùng mức độ của cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,6 khi xi măng đã được thay thế bằng một phần SF và GGBFS Điều này cho thấy rằng việc bổ sung SF và GGBFS chỉ với những cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,4 có kết quả trong việc giảm sức căng co ngót Ngoài ra, so sánh sức căng các cấp phối có tỉ lệ 0,5 khối lượng CA và kích thước lớn nhất của cốt liệu thô là 14 mm với những cấp phối có tỉ lệ 0.57 khối lượng CA và kích thước lớn nhất của cốt liệu thô là 20 mm, một nhận xét rằng thay thế xi măng với SF và GGBFS đã dẫn đến sự sụt giảm chỉ vào sau này Từ những quan sát này, nó có thể suy ra rằng tác động của việc thay thế xi măng với SF và GGBFS đối với co ngót là tối thiểu với ngoại lệ là cấp phối có tỉ lệ W/C là 0,4, 0,57

Hình 4.1 Ảnh hưởng của lượng GGBFS đối với co ngót tại độ tuổi 119 ngày

♦W= 199kg/m 3 , X98kg/m 3 , KTCLmm, CLT=0.56, SF=0% khối lượng CA và kích thước lớn nhất của cốt liệu thô là 20 mm, khi đó các giá trị được thấy là giảm rõ rệt Hơn nữa, so sánh các kết quả này với những kết quả được thể hiện trong Hình 4.1, ta có thể suy ra SF thay thế xi măng có tác dụng khác nhau đối với co ngót khi so với GGBFS, khi tỉ lệ co ngót ban đầu giảm và sức căng co ngót tăng về sau

Những ảnh hưởng của khối lượng cốt liệu thô đối với co ngót được thể hiện trong Hình 4.3 Kết quả cho thấy khi tăng lượng khối lượng cốt liệu thô dẫn đến làm giảm căng co ngót

Phụ gia giảm nước có tác dụng trên co ngót được thể hiện trong Hình 4.4 Kết quả cho thấy việc thêm vào phụ gia giảm nước có kết quả trong việc giảm co ngót Điều này là phù hợp với các tài liệu về phụ gia giảm nước gốc polycarboxylate ether (PCE) đã được chứng minh là làm giảm sức căng co ngót vì PCE làm giảm áp lực mao dẫn

Hình 4.2 Ảnh hưởng của lượng GGBFS và SF đối với co ngót tại độ tuổi 119 ngày

▲W= 184kg/m 3 , XF0kg/m 3 , KTCL mm, CLT=0.69

♦W= 193kg/m 3 , XH3kg/m 3 , KTCLmm, CLT=0.50

■W= 197kg/m 3 , XI3kg/m 3 , KTCL mm, CLT=0.57

• W= 184kg/m 3 , X07kg/m 3 , KTCL mm, CLT=0.57

Kết quả chung cho thấy rằng việc thay thế xi măng bằng GGBFS đã dẫn đến sự gia tăng căng co ngót Tuy nhiên, thay thế xi măng bằng SF mang lại kết quả ngược lại, tức là giảm căng co ngót Tăng kích thước lớn nhất của cốt liệu thô, khối lượng cốt liệu thô hoặc tổng lượng phụ gia giảm nước đã dẫn đến sự giảm về căng co ngót Các kết quả cũng cho thấy sự gia tăng hàm lượng xi măng hoặc tỉ lệ W/C đã dẫn đến sự gia tăng căng co ngót

Hình 4.3 Ảnh hưởng của khối lượng cốt liệu thô đối với co ngót tại độ tuổi 119 ngày

Khối lượng cốt liệu thô

●W= 205kg/m 3 , XA0kg/m 3 , KTCLmm, SF=0%,GGBFS=0%

▲W= 199kg/m 3 , X98kg/m 3 , KTCLmm, SF=0%,GGBFS=0%

■ W= 193kg/m 3 , X86kg/m 3 , KTCLmm, SF=0%,GGBFS=0%

♦W= 185kg/m 3 , Xa7kg/m 3 , KTCLmm, CLT=0.5

Hình 4.4 Ảnh hưởng của phụ gia giảm nước đối với co ngót tại độ tuổi 119 ngày Sức căng (àm/m)Sức căng (àm/m)

Co ngót tự sinh

Số đo của sức căng co ngót tuổi sớm được phân tích trong giới hạn của mối quan hệ của chúng với thời gian, nhiệt độ và áp lực mao dẫn Các cấp phối bê tông dùng để nghiên cứu sức căng co ngót tự sinh được chia thành ba nhóm tương ứng với tỉ lệ W/C của chúng, cụ thể là 0.3, 0.4 và lớn hơn hoặc bằng 0,5 Nhóm này là nhằm cô lập các ảnh hưởng của tỉ lệ W/C từ các thông số khác, vì tỉ lệ W/C là yếu tố chi phối ảnh hưởng đến co ngót tự sinh Bảng 4.5 đến 4.7 hiển thị các thiết kế kết hợp nghiên cứu tương ứng với ba nhóm

Bảng 4.5 Nhóm I - Cấp phối bê tông với tỉ lệ W/C=0.3

Cấp phối W KTCL CLT WRA VEA CKD kg/m 3 (mm) (ml) (ml) kg/m 3

Bảng 4.6 Nhóm II- Cấp phối bê tông với tỉ lệ W/C=0.4

Cấp phối W KTCL SF GGBFS CLT WRA VEA AEA CKD kg/m 3 (mm) (%) (%) (mm) (ml) (ml) (ml) kg/m 3

Bảng 4.7 Nhóm III - Cấp phối bê tông với tỉ lệ W/C=0.5 và 0.6

Cấp phối W/C W KTCL SF GGBFS CLT CKD kg/m 3 (mm) (%) (%) (mm) kg/m 3

Qua các kết quả của cấp phối số 44 và số 55 trong Hình 4.5 đến 4.7 và so sánh chúng với số liệu trong Bảng 4.6 và 4.7, ta có thể nhận thấy rằng nhiệt độ tăng khi khối lượng vật liệu xi măng trong cấp phối tăng lên Tuy nhiên, cũng cho thấy rằng tương ứng với tỉ lệ W/C của cấp phối số 44 và 55 là 0.4 và 0.5, sức căng co ngót tự sinh và áp lực mao dẫn cho cả 2 cấp phối là rất giống nhau sau 20 giờ Với cấp phối số 44, ta quan sát thấy có một sự gia tăng độ co tự sinh trong 5 giờ đầu tiên là trương nở Điều lập lại tương tự được quan sát thấy với áp lực mao dẫn Cấp phối số 55, có tỉ lệ W/C là 0,5, được tìm thấy chỉ có trương nở

Hình 4.5 Mối liên quan giữa nhiệt độ và thời gian các cấp phối số 44 và 55

Hình 4.6 Sức căng co ngót tự sinh theo thời gian các cấp phối số 44 và 55

Hình 4.7 Áp lực mao mạch theo thời gian các cấp phối số 44 và 55

So sánh các cấp phối số 61 và 66 trong Bảng 4.5 với hình 4.8 đến 4.10; một nhận xét rằng khi có một sự gia tăng nhỏ của phụ gia giảm nước đã dẫn đến giảm căng co ngót tự sinh, nhiệt độ và áp lực mao dẫn Mặc dù gốc phụ gia giảm nước sử dụng polycarboxylate ether (PCE), tương tự như loại phụ gia được sử dụng trong quá trình thử nghiệm này, có xu hướng giảm co ngót tự sinh, các kết quả quan sát phát hiện một sự khác biệt lớn hơn dự kiến về mức độ căng co ngót tự sinh và áp lực của hai cấp phối

Hình 4.9 và Hình 4.10 cho thấy xu hướng tương tự cho các co ngót tự sinh và áp lực mao dẫn, tương ứng Một sự khác biệt khoảng 300μm/m được ghi nhận sau 20 giờ Sự khác biệt này không chỉ có thể là do phụ gia giảm nước nhưng có lẽ có thể là do sự tương tác hóa học giữa phụ gia giảm nước và phụ gia tăng độ linh động

Hình 4.8 Nhiệt độ theo thời gian các cấp phối số 61 và 66

Hình 4.11 Hình 4.13 cho thấy ảnh hưởng của việc tăng lượng phụ gia giảm nước và phụ gia tăng độ linh động lên nhiệt độ, căng co ngót và áp lực mao dẫn Việc bổ sung các phụ gia đã dẫn đến một sự gia tăng đáng kể trong nhiệt độ và co ngót tự sinh Mặc dù sự khác biệt về độ co tự sinh giữa hai hỗn hợp được dự kiến, các giá trị đo và xu hướng phát hiện một ảnh hưởng lớn hơn so với báo cáo trước đó Các hành vi có thể cho thấy được một lần nữa có sự tương tác hóa học tác động tiêu cực tới sức căng khi liều lượng các phụ gia hóa học tăng lên Tiếp tục khảo sát chứng minh một số các phép đo được ghi lại trong danh mục các cấp phối trong nhóm I chưa thể giải thích

Bằng cách so sánh các thành phần cấp phối của các cấp phối số 53 và số 61 trong Bảng 4.5 và 4.6 và các kết quả tương ứng trong Hình 4.14 đến 4.16, nó có thể được quan sát thấy rằng tăng khối lượng vật liệu xi măng đến 25% trong hỗn hợp số 61 mang lại nhiệt độ cao hơn

Theo các tài liệu, giá trị sức căng co ngót tự sinh và áp lực mao dẫn của cấp phối số 61 phải cao hơn nhiều so với cấp phối số 53 Thì kết quả lại cho thấy sự gia một lượng tăng phụ gia tăng độ linh động tới 400 ml gây ra một sự gia tăng đáng kể trong co ngót tự sinh đến mức nó vượt quá những ghi nhận với cấp phối số 61 tới 100% sau 15 giờ Áp lực mao mạch đo, tuy nhiên, không mang lại sự gia tăng tương tự với cấp phối số 53 Những kết quả này xác nhận các quan sát trước đó rằng tăng lượng phụ gia tăng độ linh động tới 400 ml là kết quả trong một gia tăng đáng kể trong co ngót tự sinh ngay cả đối với cấp phối có tỉ lệ W/C bằng 0.4 Hiện tượng này đã lu mờ trước những ảnh hưởng của hàm lượng hồ vữa xi măng và tỉ lệ W/C

Bằng cách khảo sát thành phần cấp phối số 39 và số 44 trong Bảng 4.6 và kết quả tương ứng trong Hình 4.17 đến 4.19, hai quan sát có thể được thực hiện Sự gia tăng nhỏ trong hàm lượng xi măng đã dẫn đến sự gia tăng nhiệt độ cao nhất Cả hai hỗn hợp có một tỉ lệ W/C là 0.4 và co ngót trải qua từ 5 giờ đến 15 giờ đầu tiên Sau 24 giờ, cấp phối số 39 được thấy hầu như không co ngót và cấp phối số 44 trương nở Ảnh hưởng của khối lượng cốt liệu thô trên sức căng tự sinh, mà theo các tài liệu là giảm sức căng, là không rõ ràng Mối quan hệ giữa sức căng và áp lực mao dẫn tiếp tục theo cùng xu hướng

Khảo sát tiếp các cấp phối số 64 và số 66 được nhóm trong Bảng 4.5 và có kết quả được thể hiện trong Hình 4.20 đến 4.22, có thể khẳng định rằng bằng cách tăng số lượng vật liệu xi măng, sức căng co ngót tự sinh, nhiệt độ và áp lực mao dẫn được thấy tăng lên Mặc dù cả hai cấp phối có thành phần giống hệt nhau bao gồm tỉ lệ W/C của chúng, một sự gia tăng hàm lượng xi măng trong đó hàm ý sự gia tăng trong hồ xi măng đã dẫn đến một sự gia tăng đáng kể đối với co ngót tự sinh tại 30 giờ

Tóm lại, các kết quả từ thí nghiệm căng co ngót tự sinh chỉ ra rằng các thử nghiệm thiết lập là phù hợp cho mục đích ban đầu Kết quả khẳng định rằng giảm tỉ lệ W/C và tăng hàm lượng hồ vữa xi măng mang lại sự gia tăng căng co ngót tự sinh Các kết quả cũng cho thấy rằng pha trộn các loại phụ gia hóa học và liều lượng của chúng có thể ảnh hưởng tiêu cực và đáng kể đến mức độ căng co ngót tự sinh Ảnh hưởng của khối lượng cốt liệu thô trên căng co ngót tự sinh hoặc là không đáng kể hoặc rất có thể lấn át bởi các ảnh hưởng khác Cấp phối có tỉ lệ W/C là 0.5 hoặc cao hơn được thấy là trương

Hình 4.22 Áp lực mao mạch theo thời gian các cấp phối số 64 và 66 nở thay vì co ngót sau 24 giờ với ngoại lệ của những cấp phối có chứa hàm lượng lớn các phụ gia giảm nước và phụ gia tăng độ linh động.

Ảnh hưởng của điều kiện bảo dưỡng và biến dạng co ngót trên cường độ chịu nén của bê tông

Cường độ chịu nén của mẫu bảo dưỡng trong không và các mẫu được dưỡng ẩm đã được thử nghiệm ở tuổi 119 ngày Một phác hoạ về cường độ chịu nén, thể hiện trong Hình 4.23, cho thấy rằng cường độ chịu nén của các mẫu chỉ bảo dưỡng trong không khí trung bình thấp hơn so với các mẫu nén được bảo dưỡng ẩm khoảng 10% Những kết quả này chỉ ra rằng tác động của việc bảo dưỡng mẫu đối với cường độ nén bê tông nhỏ hơn 10% nếu bê tông không được bảo dưỡng đầy đủ cho 24 giờ đầu tiên Những kết quả này cũng chỉ ra rằng sự co ngót tương ứng cũng chỉ có ảnh hưởng tối thiểu trên cường độ nén Những kết quả này hỗ trợ việc thực hành hiện tại, tức là, co ngót khô có tác dụng không đáng kể trên cường độ nén của bê tông

Hình 4.23 Tương quan cường độ nén mẫu bảo dưỡng ẩm và bảo dưỡng tự nhiên

Phân tích thống kê

Các mô hình hồi quy về co ngót đầy đủ

Các phân tích thống kê được thực hiện để xác định ý nghĩa của các thông số nghiên cứu, cụ thể là, W/C, hàm lượng nước, kích thước cốt liệu, SF, GGBFS, và cốt liệu lớn Để đáp ứng mục tiêu này, các mô hình đã được phát triển bằng cách xem xét các tác động của các thông số chính và sự tương tác của hai và ba yếu tố, cũng như kết hợp các mối quan hệ phi tuyến tính như hàm bình phương, hàm mũ, và hàm logarit Các mô hình phù hợp nhất cho căng co ngót ở mỗi độ tuổi được lựa chọn dựa trên mối tương quan cao của các hệ số và chỉ số phương sai thấp (Montgomery và Runger, 2003) Các thông số, được coi là có ảnh hưởng đáng kể trên phản ứng, là những thông số có một khoảng tin cậy với xác suất hơn 90% hoặc 95%

Bảng 4.8 xác định các thông số được coi là có ý nghĩa với một trong hai mức độ tin cậy 90% hoặc mức độ tin cậy 95%, cùng với các hệ số tương ứng ở các tuổi khác nhau của bê tông Bằng cách xem xét Bảng 4.8 và 4.9, các quan sát sau đây có thể được rút ra

Cho cả hai cấp độ tin cậy 90% và 95%, 10 thông số được tìm thấy là ý nghĩa thống kê ít nhất 4 trong 6 phép đo ghi co ngót, cụ thể là cốt liệu thô, phương sai tỉ lệ W/C, phương sai cốt liệu thô, W/C*SF, W/C*GGBFS, kích thước cốt liệu*SF, kích thước cốt liệu*cốt liệu thô, W/C*W*kích thước cốt liệu, W/C*SF*GGBFS, và W/C*SF*cốt liệu thô Những kết quả này cho thấy các thông số W/C, cốt liệu thô, kích thước cốt liệu, và thêm vào đó là phụ gia khoáng là chủ yếu Những quan sát này phù hợp với những gì đã được báo cáo trong các tài liệu Xem xét kỹ hơn cho thấy rằng sự gia tăng tỉ lệ W/C, hàm lượng SF và GGBFS kết quả dẫn đến sự gia tăng căng co ngót, tuy nhiên, sự gia tăng về khối lượng cốt liệu thô và kích thước cốt liệu kết quả làm giảm căng co ngót

Những kết quả này phù hợp với các số liệu báo cáo trong các tài liệu Một phát hiện thú vị là ba cấp độ tương tác giữa tỉ lệ W/C, cốt liệu thô, và SF Kết quả cho thấy sự tương tác giữa tỉ lệ W/C, SF và GGBFS dẫn đến sự gia tăng co ngót, trong khi đó sự tương tác giữa tỉ lệ W/C, SF và cốt liệu thô kết quả làm giảm căng co ngót Hơn nữa, các kết quả cho thấy sự tương tác phức tạp và phi tuyến tính giữa các cấp phối bê tông và căng co ngót Những kết quả này, phù hợp với những phát hiện trong các tài liệu, góp thêm vào mức độ tin cậy cho việc sử dụng mô hình hồi quy

Bảng 4.8 Mô hình hồi quy tổng sức căng co ngót

Thông số Độ tin cậy 90% Độ tin cậy 95%

Việc đánh giá các mô hình hồi quy có thể được nhìn thấy trong Bảng 4.9 Các giá trị phương sai, đó là một thước đo về hiệu quả mô hình, lớn hơn cho mức độ tin cậy 90% và thực sự tin cậy so với mức độ tin cậy 95% Tuy nhiên các giá trị tương quan được tìm thấy là thấp hơn 95% so với khoảng tin cậy 90% Điều này ngụ ý rằng việc thêm nhiều hơn các thông số vào mô hình sẽ cho một kết quả phù hợp tốt hơn với các dữ liệu sẽ có thêm độ tin cậy hơn Tuy nhiên, nó không có nghĩa là những dự đoán sẽ tốt hơn cho ước tính hoặc các phép đo trong tương lai Điều cần quan tâm là sự sụt giảm trong tương quan với độ tuổi của bê tông cho các mô hình với mức độ tin cậy 90% với mức giảm tương ứng trong phương sai Các quan sát tương tự được áp dụng cho các mô hình với độ tin cậy 95%

Bảng 4.9a Các chỉ số thống kê tổng sức căng co ngót với độ tin cậy 90%

Chỉ số thống kê Độ tin cậy 90%

Sự tương quan (R 2 ) 0.90 0.94 0.92 0.92 0.88 0.86 Hiệp phương sai chuẩn 22.00 24.10 21.20 10.90 9.50 9.40

Bảng 4.9b Các chỉ số thống kê tổng sức căng co ngót với độ tin cậy 95%

Chỉ số thống kê Độ tin cậy 95%

Sự tương quan (R 2 ) 0.90 0.94 0.92 0.89 0.82 0.80 Hiệp phương sai chuẩn 22.00 23.10 21.20 9.30 7.20 7.30 Mô hình hồi quy co ngót ε (μm/m) với độ tin cậy 90% được diễn giải sử dụng các số liệu trong Bảng 4.8 cho 28 ngày tuổi trình bày như sau :

Độ co ngót mô hình hồi quy không bao gồm các biến tương tác

Để nghiên cứu ảnh hưởng của các biến tương tác trên các mô hình dự báo, mô hình hồi quy với độ tin cậy 95% được trích dẫn của 28 ngày và chỉ đếm sáu biến chính, tức là tương tác giữa các biến không được xem xét Mô hình hồi quy ε'(μm/m) được đại diện bởi Phương trình 4.2 và được tìm thấy có một hệ số tương quan 0.66 và phương sai tiêu chuẩn bằng 3.98 Những kết quả này chỉ ra rằng mô hình căng co ngót mà không xem xét sự tương tác của các biến khác nhau là không đủ trong việc nắm bắt tất cả các ảnh hưởng

Hàm hồi quy co ngót bao gồm các loại phụ gia hóa học

Phân tích thống kê đã được lặp đi lặp lại để giải thích cho sáu biến chính (W/C, hàm lượng nước, kích thước cốt liệu, SF, GGBFS và KLCLT), mối tương tác của chúng, và những ảnh hưởng của phụ gia hóa học, cụ thể là phụ gia giảm nước (WRA), phụ gia tăng độ linh động( VEA) và phụ gia cuốn khí (AEA) Mô hình hồi quy tương ứng với độ tin cậy 95% ε"(μm/m) được thể hiện trong Phương trình 4.3 và được tìm thấy có một hệ số tương quan là 0.80 và phương sai tiêu chuẩn bằng 8.47

Thông qua Phương trình 4.3, ta có thể suy ra rằng việc bổ sung phụ gia giảm nước và phụ gia cuốn khí vào hỗn hợp bê tông đã làm giảm căng co ngót, trong khi phụ gia tăng độ linh động không có ý nghĩa thống kê Phụ gia giảm nước "Glenium 7500" được sử dụng trong chương trình thử nghiệm được dựa trên công nghệ polycarboxylate (BASF,

2007b) Các polycarboxylate làm giảm sức căng bề mặt và do đó làm giảm sự co ngót khô Cũng cần lưu ý rằng phần nhiều sự giảm co ngót của phụ gia được dựa trên các sản phẩm gốc polycarboxylate - Rheoplus 800S (BASF, 2008) Phụ gia cuốn khí gây ra sự mở rộng của các lỗ mao mạch khí, dẫn đến làm giảm căng co ngót

CHƯƠNG 5 TÓM TẮT, KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Một chương trình thực nghiệm đã được thực hiện để nghiên cứu ảnh hưởng của cấp phối bê tông và chế độ bảo dưỡng trên sức căng co ngót, là nguyên nhân đầu tiên dẫn tới nứt vật liệu bê tông, cũng như những tác động của co ngót đối với cường độ nén bê tông Các thông số được khảo sát là tỉ lệ W/C, hàm lượng nước, kích thước lớn nhất của cốt liệu, hàm lượng silicafume, GGBFS thay thế, và khối lượng cốt liệu thô Trong nghiên cứu này, một thiết lập thử nghiệm mới đã được phát triển để nghiên cứu mối quan hệ giữa căng co ngót tự sinh, nhiệt độ bê tông và áp lực mao dẫn giúp cho việc cần cân nhắc khi tính toán thiết kế cấp phối bê tông được hoàn thiện hơn, tránh để xảy ra tình trạng nứt vật liệu bê tông trong trạng thái dẻo (do co ngót)

Nghiên cứu cũng bao gồm việc đề xuất ứng dụng cho các nghiên cứu căng co ngót, cũng như sự phát triển và đánh giá các mô hình hồi quy biến dạng co ngót dựa trên số liệu thực nghiệm Việc xây dựng này cho phép xác định các thông số và các thông số tương tác ảnh hưởng về căng co ngót.

Kiến nghị

Mặc dù có nhiều vấn đề đã được phát hiện trong quá trình nghiên cứu này, chúng cũng cho thấy rằng cần có thêm những nghiên cứu vẫn còn cần thiết trong việc nghiên cứu các dạng căng co ngót bê tông là nguyên nhân gây nứt, đặc biệt là,

1 Mở rộng chương trình thực nghiệm bao gồm các cấp phối với sự thay đổi hàm lượng các phụ gia khoáng và phụ gia hóa học;

2 Xây dựng mô hình dự báo căng co ngót cần phải được phát triển trên cơ sở nhiều kiến thức khoa học hơn và cần phải bao gồm những ảnh hưởng của các phụ gia khoáng và phụ gia hóa học;

3 Phát triển tiêu chuẩn phương pháp thử nghiệm để đo co ngót tự sinh, hạn chế tối đa nứt vật liệu bê tông ngay từ bước đầu;

4 Phát triển hướng dẫn thực hành tốt nhất để giảm thiểu co ngót hóa học, co ngót tự sinh, và co ngót khô;

5 Mở rộng nghiên cứu thử nghiệm bao gồm sự tương tác giữa các sức căng co ngót, chiều rộng vết nứt và độ bền vật liệu bê tông;

6 Thực hiện nghiên cứu toàn diện để nghiên cứu tất cả các chỉ tiêu của bê tông phát triển trong giai đoạn đầu mà có thể ảnh hưởng tới gây nứt, cụ thể là co ngót, từ biến và nhiệt;

7 Nghiên cứu ảnh hưởng của những sự kiềm chế khác, chẳng hạn như thép gia cường, cốt liệu, hình học, v.v , đối với sự căng co ngót khô và căng co ngót tự sinh

[1] Tazawa E., Autogenous Shrinkage of Concrete, London, E & FN Spon, 1999

[2] Holt E., Early Age Autogenous Shrinkage of Concrete, Technical Research Center of Finland-ESPOO, VTT PUBLICATIONS, 446, 2001

[3] Nawa T., and Horita T., Autogenous Shrinkage of High - Performance Concrete,

Proceeding of the International Workshop on Microstructure and Durability to Predict Service Life of Concrete Structures, Sapporo, Japan, February, 2004

[4] Chidiac S E., Civil Engineering Course CE732: Concrete Structures-Materials, Maintenance and Repair, Department of Civil Engineering, McMaster University, Canada, 2009

[5] Powers T.C., Absorption of Water by Portland Cement Paste during the hardening

Process, Industrial and Engineering Chemistry, 27(7), 1935

[6] Paulini P., Outlines of Hydraulic Hardening - an Energetic Approach, Workshop NTNU/SINTEF - Trondheim, Norway, November 28-29, 1996

[7] Hammer T.A, Test Methods For Linear Measurements of Autogenous Shrinkage Before Setting, Autogenous Shrinkage of Concrete, 143-154, E & F Spon, London, 1999

[8] Lura P., Jensen O M., and Van B K., Autogenous Shrinkage in High-Shrinkage CementPaste: An evaluation of Basic Mechanisms, Cement and Concrete Research, 33(2),223- 232,2003

[9] Bentz D P., A Review of Early-Age Properties of Cement - Based Materials, Cement and Concrete Research, 38, 196-204,2008

[10] Nguyễn Thanh Minh, Nứt dẻo vật liệu bê tông khi sử dụng phụ gia, Hội thảo Khoa học Bộ Xây dựng, Huế, 2010

[11] Newman 1., and Seng Choo B., Advanced Concrete Technology, 1st Edition, Oxford, Elsevier Ltd., 2003

[12] Radocea A., A study on the Mechanisms of Plastic Shrinkage of Cement-Based Materials, PhD Thesis, CTH Goteborg, Sweden, 1992

[13] Smadi M.M., Slate F.O., and Nilson A.H., Shrinkage and Creep of High-, Medium-, and Low- Strength Concretes, Including Overloads, ACI Materials Journal, 84(3), 224-234, 1987

[14] Mehta P.K., and Meterio P.1., Concrete Microstructure, Properties, and Materials, Third Edition, New York, McGraw-Hill Companies, Inc, 2006

[15] TS Hồ Ngọc Khoa, KS Vũ Chí Công, Phân tích trường nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong bê tông khối lớn bắng phương pháp phần tử hữu hạn, Khoa Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng Hà Nội E-mail:hnkhoa@yahoo.com

[16] Montgomery D.C and Runger G.C., Applied Statistics and Probability for Engineers, Third Edition, New York, John Wiley and Sons Inc., 2003

[17] BASF The Chemical Company, Micro Air - Air Entraining Agent, BASF Admixtures for Improving Concrete, division 03, durability-enhancing admixture, 2007a

[18] BASF The Chemical Company, Rheomac VA1A 358 - Viscosity ModifYing Admixture, Admixtures for Improving Concrete, division 03, Speciality Products, 2007c

[19] BASF The Chemical Company, Glenium 7500 - High Range Water Reducing Agent, BASF Admixtures for Improving Concrete, division 03, water reducing admixture, 2007b

[20] Gardner, Comparison of Prediction Provisions for Drying Shrinkage and Creep of

Normal Strength Concretes, Canadian Journal of Civil Engineering, 31(5), 767-775, 2004

[21] Cement and Concrete Association of Australia, Drying Shrinkage of Cement and Concrete, P6, July, 2002

[22] Holt E., Contribution of Mixture Design to Chemical and Autogenous Shrinkage of

Concrete at Early Ages, Cement and Concrete Research, 35(3), 464 472, 2005

[23] Bùi Đức Vinh, Nguyễn Văn Chánh, Phân tích nhiệt hydrat hoá và ứng suất trong cấu trúc bê tông để kiểm soát vết nứt của công trình bê tông cốt thép Việt Nam, http://www.hoangvinh.vn,2008

[24] Tazawa E., and Miyazawa S., Influence of Cement and Admixtures on Autogenous

Shrinkage of Cement Paste, Cement and Concrete Research, 25(2), 281-287, 1995

[25] Phạm Duy Hữu, Phan Khắc Trí, Phùng Văn Lự, Vật liệu xây dựng, Việt Nam, NXB Giáo Dục

[26] Bộ Xây dựng, Chỉ dẫn kỹ thuật chọn thành phần bê tông các loại, Tái bản, Nhà Xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2009

[27] American Society for Testing and Materials, Standard Specification for Chemical

Admixtures for Concrete, ASTM, West Conshohocken, PA, ASTM C494/C 494M-08a,

[28] Omar W., Makhtar A.M., Lai T.P., Omar R., and Kwong N.M., Creep, Shrinkage and Elastic Modulus of Malaysian Concrete, Final Report-Project, No:

[29] ACI Committee 209, Modelling and Calculation of Shrinkage and Creep in

Hardened Concrete, American Concrete Institute, ACI 209.2R-08, 2008

[30] American Society for Testing and Materials, Standard Practice for Length Change of Cast, Drilled, or Sawed Specimens of Hydraulic - Cement Mortar and Concrete,

ASTM, West Conshohocken, PA, ASTM C3411C 341M-06, 2006b

CÁC HÌNH ẢNH TRONG QUÁ TRÌNH NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM

Xác định độ sụt của cấp phối bê tông

Mẫu được tạo để xác định độ co ngót, cường độ

Mẫu được gắn đồng hồ đo để xác định độ co ngót, quan trắc vết nứt

Theo dõi độ ẩm, nhiệt độ môi trường quá trình quan trắc

Sự xuất hiện các vết nứt trong quá trình quan trắc

Các vết nứt phát triển theo thời gian

Các mẫu thí nghiệm được bảo quản trong suốt quá trình thí nghiệm

Quan trắc số liệu đo

Mẫu cũng được quan trắc xác định tốc độ mất nước

Mẫu được tháo khuôn tiếp tục quan trắc trong điều kiện không kiềm chế

PHẦN LÝ LỊCH TRÍCH NGANG

Họ và Tên : Nguyễn Thanh Minh Ngày, tháng, năm sinh : 28.07.1969 Nơi sinh : Nam Định Địa chỉ liên lạc : 622/6 Nguyễn Kiệm, phường 4, quận Phú Nhuận, TP.HCM

Thời gian Nơi học Bằng cấp, nghiệp vụ

Học văn hoá và Trung cấp tại trường Trung cấp Xây dựng số 7

Trung cấp xây dựng Chuyên ngành Vật liệu xây dựng

Trường Đại học Mở TP.HCM

Cử nhân khoa học Chuyên ngành Quản trị Kinh doanh

Trường Đại học Mở TP.HCM

Kỹ sư xây dựng Chuyên ngành Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Quốc gia TP.HCM

Thạc sĩ Kỹ Thuật Chuyên ngành Vật liệu và công nghệ vật liệu Xây dựng

Thời gian Nơi làm việc Mô tả công việc, nhiệm vụ

Công ty gạch men Thanh Thanh, KCN Biên Hoà, Đồng Nai Đốc công phân xưởng sản xuất gạch Ceramic, các công việc cụ thể :

- Quản lý các hoạt động kỹ thuật của dây chuyền sản xuất

- Quản lý và điều hành hoạt động sản xuất của phân xưởng

Công ty Kiểm định Xây dựng Saigon, Sở Xây dựng TP.HCM

- Nhân viên phòng Thí nghiệm : Thực hiện các công tác thí nghiệm kiểm định trong phòng và hiện trường

- Phó phòng Thí nghiệm (từ năm 2003) : Chủ trì thực hiện các công tác thí nghiệm, kiểm định Quản lý về các công tác chuyên môn nghiệp vụ

Nghiên cứu khoa học Tham gia giảng dạy

- Trưởng phòng Thí nghiệm: Quản lý và điều hành các công việc trong sản xuất kinh doanh của đơn vị

- Thực hiện các nhiệm vụ chính trị của đơn vị được giao

- Tham gia các hội, hiệp hội nghề nghiệp được giao

Công ty Cổ phần Kiểm định Xây dựng Sài Gòn, TP.HCM

- Trưởng phòng Thí nghiệm: Quản lý và điều hành các công việc trong sản xuất kinh doanh của đơn vị

- Thực hiện các nhiệm vụ chính trị của đơn vị được giao

- Tham gia các hội, hiệp hội nghề nghiệp được giao

- Có nhiều báo cáo khoa học chuyên ngành trong các hội nghị chuyên ngành xây dựng do Bộ Xây dựng tổ chức, như :

+ Nghiên cứu sử dụng bê tông tự lèn mác thấp cho nhà dân dụng (TP.HCM, tháng 4/2007)

+ TCVN các vấn đề bất cập (TP.HCM, tháng 6/2008)

+ Phương pháp xác định độ sâu, mở rộng các vết nứt trong cấu kiện (Cần Thơ, tháng 3/2009)

+ Ảnh hưởng của việc sử dụng phụ gia tới nứt vật liệu bê tông (Huế, tháng 8/2010).

Tiêu đề	Nghiên cứu nguyên nhân gây nứt và giải pháp kỹ thuật chống nứt của vật liệu bê tông
Tác giả	Nguyễn Thanh Minh
Người hướng dẫn	PGS-TS Nguyễn Văn Chánh
Trường học	Trường Đại học Bách Khoa - ĐHQG-HCM
Chuyên ngành	Vật liệu và Công nghệ Vật liệu Xây dựng
Thể loại	Luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2014
Thành phố	Tp. HCM

Định dạng
Số trang	134
Dung lượng	5,18 MB