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

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

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

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

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


0.1

1

Cỡ sàng (mm) 10

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

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

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

698
79

3.29

323
611

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

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

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

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

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

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


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

MPa/ngày

0 < tcr ≤7
7 < tcr ≤14

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

2.45

7.0%
6.4%

6.0%
5.0%

4.6%

4.0%
3.0%
2.0%

2.6%

1.0%
0.0%
0%

10%

20%

30%

40%


2.15
2.10
0%

10%

20%

30%

40%

Cốt liệu cao su (%)

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


Khối lượng thể tích của BTCS giảm khi tăng hàm lượng cao su. Điều này là dễ hiểu vì tỉ trọng của cao
su nhỏ hơn nhiều so với cát cũng như hàm lượng khí tăng dẫn đến giảm khối lượng thể tích của BTCS.
Tuy nhiên, do hàm lượng cao su trong các loại BTCS ở đây không lớn (tỷ lệ thể tích CLCS/tổng thể tích
cốt liệu

10.0
0%

10%

20%

30%

40%

50%

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

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

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

2.1

2.0

1.0
0%

10%

20%

30%

40%

50%

Cốt liệu cao su (%)

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

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

7


25,000

17,783

20,000

16,650

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

10%

20%

30%
40%
50%
Cốt liệu cao su (%)

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

(1)

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


10
8
6
4
2
0
0

0.05

0.1

0.15

0.2

Độ võng (mm)

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

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

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

Co ngót liên kết (µm/m)
350
300

800

250

600

200
BT20CS


0

70 80 90 100 110 120
Thời gian (ngày)

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

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

0

10

20

30

40

50

60


40

50 60 70 80
Thời gian (ngày)

90

100 110 120

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

9


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

0.01

Mức độ nhạy
cảm với sự nứt

Cao vừa phải
Thấp
Thấp

Cao

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

10


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

Ec (MPa)

Fct* (MPa)

EQI (cm)

BT0CS

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

Hình 20: Ảnh hưởng của CLCS đến giá trị EQI

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

11


4. Kết luận
Bài báo này tập trung nghiên cứu ảnh hưởng của cốt liệu cao su đến các tính chất của bê tông. Từ những
kết quả thu được, có thể kết luận một số điểm sau:
Việc thay thế một phần thể tích CLCS có kích cỡ tương đương cho cát tự nhiên (0-4mm) đã làm thay
đổi một số tính chất của bê tông ở trạng thái tươi. Độ sụt giảm nhưng nhờ sử dụng phụ gia siêu dẻo và
phụ gia ổn định có đặc tính nhớt nên khả năng công tác của bê tông đã được cải thiện nhiều. Hàm lượng
thể tích khí tăng, khối lượng thể tích giảm theo xu hướng tăng tỷ lệ thể tích CLCS. Tuy nhiên, khối lượng
thể tích giảm chưa đáng kể do tỷ lệ CLCS trong thể tích toàn bộ cốt liệu chưa cao (
cement based-mortars: improvement in cracking shrinkage resistance. Construction and Building
Materials, 21: 176-181.
6. Boulay, C. & Colson, A. 1981. A concrete extensometer eliminating the influence of transverse
strains on the measurement of longitudinal strains. Mat. Struct. 14: 35-38
7. Mathieu GARROS. Composites cimentaires incorporant des granulats caoutchouc issus du broyage de
pneus usagés : optimisation de la composition et caractérisation. Thèse du LMDC 2007.
8. Neville AM. Properties of concrete. Fourth Edition, p. 418, p.433.
9. Turatsinze, A., Farhat, H. and Granju, J.-L. 2003. Influence of autogenous cracking on the durability
of repairs by cement-based overlays reinforced with metal fibres. Mat. Struct. 36:673-677
10. Conception et dimensionnement des structure de chaussée.
11. EN 1992 -1 -1
12. Khatib, Z.K. and Bayomy, F.M. Rubberized portland cement concrete,” Journal of Materials in Civil
Engineering, 1999: 206-213.
13. Tarun R. Naik and Rafat Siddique. Properties of concrete containing scrap tire rubber-An overview.
Report No. CBU-2002-06, REP-459, February 2002.

13