ẢNH HƯỞNG CỦA TỶ LỆ NƯỚC/XI MĂNG ĐẾN
CÁC
TÍNH CHẤT CỦA BÊ TÔNG TỰ LÈN

TS. NGUYỄN QUANG PHÚ
Bộ môn Vật liệu Xây dựng - Khoa Công trình, Trường Đại học Thủy lợi, Việt Nam
GS. JIANG LINHUA

Khoa Vật liệu Xây dựng, Trường Đại học Hồ Hải, TP. Nam Kinh, Trung Quốc
GS. LIU JIAPING
Viện nghiên cứu vật liệu mới, Tỉnh Giang Tô, TP. Nam Kinh, Trung Quốc

Tóm tắt:
Bê tông tự lèn (SCC) có những tính năng vượt trội trong tiến độ thi công so với bê tông
thường cho các công trình bê tông cốt thép, đặc biệt các công trình có lượng cốt thép nhiều. Các hỗn
hợp bê tông tự lèn luôn luôn được sản xuất với các tỷ lệ nước/xi măng trong phạm vi khác nhau, tuỳ
thuộc vào khả năng tự lèn chặt. Việc điều chỉnh tỷ lệ nước/xi măng và lượng dùng phụ gia giảm nước
bậc cao là một trong những tính chất then chốt trong tỷ lệ của các hỗn hợp SCC. Trong bài báo này,
năm hỗn hợp bê tông với các tỷ lệ nước/xi măng và lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao khác nhau
được nghiên cứu. Một số thí nghiệm như: độ chảy, phễu chữ V, hộp chữ L cũng được tiến hành để xác
định các thông số tối ưu cho khả năng tự lèn chặt của các hỗn hợp bê tông. Sự phát triển của cường độ
nén, mô đun đàn hồi và cường độ kháng nứt của các hỗn hợp bê tông cũng được tính toán và dự đoán.
1. Đặt vấn đề
Bê tông tự lèn (SCC) được sử dụng ngày càng phổ biến cho các công trình bê tông cốt thép có
hàm lượng cốt thép dày đặc, như các nhà cao tầng, dầm sàn, cầu cống… Để thiết kế một hỗn hợp
SCC thích hợp không phải là một công việc đơn giản. Khi thiết kế hỗn hợp SCC, sự tính toán định
lượng độ tự lèn chặt là một vấn đề hết sức cần thiết [1].
Trong việc chọn thành phần của bê tông truyền thống, tỷ lệ nước/xi măng luôn được giữ không đổi
để đảm bảo đạt được cường độ và độ bền yêu cầu. Tuy nhiên, với SCC thì tỷ lệ nước/bột phải được
chọn bởi khả năng tự lèn chặt của hỗn hợp bê tông là rất quan trọng trong thiết kế [2].

kiểm tra bằng một số phương pháp thí nghiệm.
2. Vật liệu và phương pháp nghiên cứu
2.1. Vật liệu
2.1.1. Xi măng

Xi măng Pooclăng PC 42.5 có cường độ nén xác định theo tiêu chuẩn GB/T 17671-1999 [6] đạt
tại 7 ngày và 28 ngày tương ứng là 49.7 MPa và 60.1 MPa. Thành phần hóa học và vật lý của xi măng
được thể hiện trong bảng 1:
Bảng 1.

Thành phần hóa học và vật lý của xi măng

Thành phần hoá học chính (%) Khối lượng riêng Diện tích bề mặt
SiO
2
Al
2
O
3
CaO MgO Fe
2
O
3
SO
3
Loss (g/cm
3
) (m
2
/kg)

Khối lượng riêng (g/cm
3
) Khối lượng đơn vị (g/cm
3
) Độ ẩm (%)
2.76 1.70 0.50
Đường cong cấp phối của cốt liệu dùng cho các hỗn hợp SCC được thể hiện ở hình 1.
0.25, 7
0.5, 14
1, 26
2, 44
4, 62
8, 79
16, 100
0
20
40
60
80
100
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Kích thước mắt sàng (mm)
Lượng sót tích lũy (%)

Hình 1.
Cấp phối cốt liệu cho các hỗn hợp SCC
2.1.5. Phụ gia hoá học
Phụ gia giảm nước bậc cao (high-range water-reducing admixture, HRWR) ký hiệu PCA (I) được
dùng cho tất cả các mẫu thí nghiệm, các tính chất của HRWR được thể hiện trong bảng 4:
Bảng 4.

dăm
(kg/m
3
)
Cát
(kg/m
3
)
Nước
(kg/m
3
)
HRW
R
(kg/m
3
)
Tổng
lượng bột,
P
(kg/m
3
)
W/C
(theo
k.lượng
)
W/P
(theo
k.lượng)

gia được điều chỉnh sao cho đạt được độ chảy ban đầu lớn hơn 65 cm, điều này là cần thiết cho việc
chế tạo các hỗn hợp SCC có độ lưu động cao.
Từ quan điểm của độ lưu hóa, bê tông tươi được coi như một dòng chảy có thể được định nghĩa
bởi hai đại lượng: ứng suất đàn hồi và dẻo nhớt. Nếu chỉ sử dụng một đại lượng độ chảy để đánh giá
đặc tính của bê tông tươi thì chưa đủ chính xác [9], vì nếu so sánh mẫu 1 và 5 có cùng độ chảy tương
ứng là 69.0 cm và 69.5 cm nhưng thời gian chảy trong phễu chữ V tương ứng là: 3 giây và 46 giây; và
hệ số điền đầy hộp chữ L tương ứng là: 0.95 và 0.50.
Ảnh hưởng của tỷ lệ nước/bột và lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao đến độ chảy (Slump
flow) và thời gian chảy trong phễu chữ V (V-funnel time) được thể hiện ở hình 2; việc giảm hàm
lượng nước tự do, đồng thời tăng lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao không đủ để đạt được cùng
thời gian chảy trong phễu chữ V trong khoảng giá trị độ chảy cho phép (65-80 cm). Do đó ảnh hưởng
của việc giảm hàm lượng nước tự do đến thời gian chảy trong phễu chữ V là trội hơn so với ảnh
hưởng của lượng dùng phụ gia giảm nước bậc cao.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 3 Mẫu 4 Mẫu 5
Độ chảy (cm)
0
5
10
15
20

= 0.8832
0
10
20
30
40
50
60
0 1 2 3 4 5
T
50
(s)
Thời gian chảy qua phễu chữ V (s)

Hình 3.

Quan hệ giữa thời gian T
50
và thời gian chảy qua phễu chữ V

Các thí nghiệm liên quan đến hệ số độ chảy trong hộp chữ L là để xác định khả năng điền đầy và
tự chảy của mỗi mẫu thí nghiệm; sẽ có sự kết tảng của hỗn hợp bê tông khi hệ số đó nhỏ hơn 0.8 [10].
Tuy nhiên, thí nghiệm trên nhiều mẫu thử nghiệm cho thấy rằng, hệ số chảy trong hộp chữ L khoảng
0.60 là có thể đạt được khả năng điền đầy tốt của các hỗn hợp bê tông [11]. Kết quả hệ số chảy trong
hộp chữ L của 5 hỗn hợp bê tông được thể hiện ở hình 4. Từ hình 4 nhận thấy rằng, những mẫu có tỷ
lệ W/C lớn hơn 0.48 sẽ đạt được hệ số chảy trong hộp chữ L lớn hơn 0.80. Tuy nhiên, điều này không
có nghĩa là không thể chế tạo các hỗn hợp SCC có tỷ lệ W/C nhỏ hơn 0.48. Nếu các thành phần bê
tông được thiết kế lại theo tiêu chuẩn khả năng tự lèn chặt, SCC có thể được chế tạo với các tỷ lệ W/C
thấp hơn.
Hàm lượng khí của bê tông tươi cũng được xác định theo ASTM C231 [12]. Kết quả được thể


0
10
20
30
40
50
60
W/C = 0.60 W/C = 0.53 W/C = 0.48 W/C = 0.41 W/C = 0.37
f'c (MPa)
1 ngày
7 ngày
28 ngày

Hình 5.
Sự phát triển cường độ nén của bê tông

Dehn et al. [13] chỉ ra rằng, mô đun đàn hồi của SCC nhỏ hơn bê tông truyền thống. Jacobs và
Hunkeler [14] cho rằng, với cùng một giá trị cường độ nén của bê tông thì SCC có mô đun đàn hồi
nhỏ hơn bê tông truyền thống. Điều này là do SCC có độ lớn hạt nhỏ hơn và có hàm lượng vữa xi
măng lớn hơn bê tông truyền thống.
Sonebi và Bartos [17] chỉ ra rằng cường độ kháng nứt của SCC tại 28 ngày cao hơn so với bê tông
truyền thống, điều này là do tính đồng đều của SCC nhận được từ sự lèn chặt tự nhiên.
Từ các kết quả thí nghiệm của mô đun đàn hồi (
E
c
) và cường độ kháng nứt (f
t
) của các hỗn hợp
SCC, thành lập mối quan hệ

(1)
Trong đó:
E
c
: mô đun đàn hồi (GPa);

f
c
: cường độ nén (MPa).
Mối liên hệ giữa cường độ nén (
f
c
) và cường độ kháng nứt (
f
t
) của các hỗn hợp SCC được biểu
diễn dưới dạng công thức 2:

f
t
= 0,428
f
c
0,612

(2)
Trong đó:
f
t
: cường độ kháng nứt (MPa);

Publications s.a.r.l., 1999. p. 35-46.

2. OKAMURA H, OUCHI M. Self-compacting concrete. Development, present use and future. First
International RILEM symposium on self-compacting concrete.
Rilem Publications s.a.r.l., 1999. p.
3-14.
3. EFNARC, Specification and guidelines for self-compacting concrete.
UK, 2002. pp.32, ISBN
0953973344.
4. KHAYAT KH, HU C, MONTY H. Stability of self-consolidating concrete, advantages, and
potential applications. First international RILEM symposium on self-compacting concrete,
Rilem
Publications s.a.r.l., 1999. p. 143-52.
5. WALRAVEN J. Structural aspects of SCC. Third international RILEM symposium on self-
compacting concrete,
Ed: Rilem Publications s.a.r.l., 2003. 15-22.
6. China Building Materials Industries Association (CBMIA). 1999. Method of Testing Cements -
Determination of Strength (GB/T 17671—1999).
Beijing: Standards Press of China. (in Chinese).

7. BS 1881 part 117. Method for determination of tensile splitting strength.
1983.
8. BS 1881 part 121. Method for determination of static modulus of elasticity in compression.
1983.
9. UTSI S, EMBORG M, CARLSWARD J. Relation between workability and rheological parameters.
Third international RILEM symposium on self-compacting concrete,
Rilem Publications s.a.r.l.,
2003. p. 311–22.
10. TVIKSTA LG. Brite Euram Project: rational production and improved working environment
through using self compacting concrete.

KửNING G, HOLSCHEMACHER K, DEHN F, WEIÒE D
. Self-compacting concrete -time
development of material properties and bond behaviour. Second international RILEM symposium
on self compacting Concrete,
COMS Engineering Corporation, 2001. p. 507–16.
19. ACI Building Code 318–99. Buýldýng code requirements for structural concrete (ACI 318-99)
and commentary (ACI 318R–99).
Reported by ACI Commýttee 318, 1999. 392pp.
20. CEB – FIB – 90. Model code for prediction of elastic modulus.
1990.