Bảng Tra Thể Tích Đá Được Đầm Chặt Trên Một Đơn Vị Thể Tích Bê Tông

89. Meda, Minelli và Plizzari (2004), "Shear behaviour of steel fibre reinforced concrete beams", Materials and Structures. 38 tr. 343-351.

90. Michael A. Caldarone (2009), High-Strength Concrete A practical guide, Taylor & Francis 270 Madison Avenue, New York, NY 10016, USA.

91. Fausto Minelli (2005), Plain and fiber reinforced concrete beams under shear loading: structural behavior and design aspects Contrada S, Urbano, 14-25121 Bresia, Italy.

92. and Shahria Alam Mohammad S. Islam (2013), "Principal Component and Multiple Regression Analysis for Steel Fiber Reinforced Concrete (SFRC) Beams", International Journal of Concrete Structures and Materials. Vol.7, No.4, tr. pp.303-317.

93. Mazen Musmar (2013), "Tensile Strength of Steel Fiber Reinforced Concrete ", Contemporary Engineering Sciences.

94. A. E Naaman (1987), "Use of Steel Fibers as Shear Reinforcement", ACI Structural Journal, . 84(3), 216-227. .

95. Narayanan R và I. Darwish (1987), "Use of steel fibers as shear reinforcement",

ACI Structural Journal 84(3).

96. Julie Piérard Niki Cauberg, Benoit Parmentier, Olivier Remy (2012), Shear Capacity of UHPC -Beam Tests, Proceedings of Hipermat 2012-3rd International Symposium on UHPC and Nanotechnology for High Performance Construction Materials.

97. K. Noghabai (2000), "Beams of Fibrous Concrete in Shear and Bending: Experiment and Model", ASCE Journal of Structural Engineering.

98. Ameracan association or State Highway and Transportation Officials (2017), AASHTO LRFD bridge design specifications.

99. Lim D. and Oh (1999), "Experimental and theoretical investigation on the shear of steel fibre reinforced concrete beams", Engineering structures 21(10). 937- 944.(org/10.1016/S0141-0296(98)00049-2).

100. Stroeven P. (2009), " Stereological principles of spatial modeling applied to steel fiberreinforced concrete in tension", ACI Mater J. 106(3):213-22.

101. Gustavo J. Parra-Montesinos (2006), "Shear Strength of Beams with Deformed Steel Fibers".

102. R.S. Pendyala, Mendiss,P., (2000), "Experimental study on shear strength of high strength concrete beams", ACI STRUCTURE JOURNAL.

103. Dang Van Sy PhD Student, Prof. Dr. Pham Duy Huu and Dr. Tran Viet Hung (2016), STUDY ON UHPFRC OVERLAY IN ORTHOTROPIC BRIDGE DECK IN VIETNAM,, International Conference of Asian Concrete Federation, Hanoi, Vietnam.

104. RILEM TC162 TDF Test and design Mothods for steel Fiber-Reinforced concrete.

105. D. L. Araújo; A. R. Danin; M. B. Melo; P. F. Rodrigues (2013), "Influence of steel fibers on the reinforcement bond of straight steel bars", Rev. IBRACON Estrut. Mater. vol.6 no.2 São Paulo

106. A. K. Sharma (1986), "Shear Strength of Steel Fiber Reinforced Concrete Beams.", ACI Journal Proceedings, 83(4), 624-628.

107. Joaquim A.O. Barros and Lúcio A.P.Lourenço Simao P.F. Santos (2016), STEEL FIBRES FOR THE SHEAR RESISTANCE OF HIGH STRENGTH CONCRETE BEAMS, https://www.researchgate.net/publication/267217455 Portugal.

108. A. Ghani Razaqpur and Saverio Spadea (2015), "Shear Strength of FRP Reinforced Concrete Members with Stirrups", J. Compos. Constr. 19(1): 04014025

109. Nino Spinella (2013), "Shear strength of full-scale steel fibre-reinforced concrete beams without stirrups", Computers and Concrete. Vol. 11, No. 5, Italy, tr. 365-382.

110. ASCE-ACI commitee 445 on shearr and torsion (2000), "Resent Approaches to shear design of structural concrete ", Journal structural Engineering. 97 No4.

111. Tran Ba Viet, Le Minh Long và Nguyen Trung Hoa (2016), Research design UHPC bridge with HL93 load at the vietnam township, International Conference of Asian Concrete Federation.

112. F. J. Vecchio, and Collins, M. P., (1986), "“The Modified Compression Field Theory for Reinforced Concrete Elements Subjected to Shear,”", ACI JOURNAL,ProceedingsV. 83, No. 2, Mar.-Apr. 1986, pp. 219-231.

113. Ilangovan.R Vengatachalapathy.V (2010), "A Study on Steel Fibre Reinforced Concrete Deep Beams With and without Openings", International Journal of Ccivil and Structural Engineering. Volume 1,No 3, 2010.

114. Thuc N. Nguyen Withit Pansuka, Yasushiko Sato, J.A. Den Uijl, J.C. Walraven (2017), "Shear capacity of high performance fiber reinforced concrete I-beams", Construction and Building Materials 157.

115. Thuc N. Nguyen Withit Pansuka, Yasushiko Sato, J.A. Den Uijl, J.C. Walraven (2017), "Shear capacity of high performance fiber reinforced concrete I-beams ", Construction and Building Materials 157, tr. 182-193.

116. M. Iqbal Khan Yassir M. Abbas (2016), "Influence of Fiber Properties onShear Failure of Steel Fiber Reinforced Beams Without Web Reinforcement: ANN Modeling", Solids and Structures. vol.13 no.8 Rio de Janeiro Aug. 2016.

117. Mack O. Eberhard Yoon Keunt Kwak, Woo-Suk Kim, and Jubun Kim (2002), "Shear Strength of Steel Fiber- Reinforced concrete beams without Stirrup", ACI Structural Journal. July-August 2002.

PHỤ LỤC 1:

THIẾT KẾ THÀNH PHẦN BÊ TÔNG CƯỜNG ĐỘ CAO VỚI CƯỜNG ĐỘ CHỊU NÉN ĐẶC TRƯNG f’c = 70 MPa KẾT HỢP VỚI SỢI THÉP DRAMIX

1. Các yêu cầu kỹ thuật của bê tông HSC

- Tiêu chuẩn để thiết kế: ACI 211.4R-08 (TCVN 10306-2014)

- Độ sụt yêu cầu > 19 cm

- Độ sụt sau 60 phút > 15 cm

- Cường độ nén đặc trưng 28 ngày: 70 MPa

- Độ chảy lan 55 cm

2. Thiết kế thành phần được thực hiện

2.1. Vật liệu chế tạo

Cốt liệu lớn (đá dăm - đá vôi): Trong nghiên cứu sử dụng đá Sunway ở Xuân Mai, có các chỉ tiêu kỹ thuật như sau:

- Cường độ chịu nén của đá gốc 100 MPa (Cường độ nén đá gốc là 102.5 MPa)

- Khối lượng riêng: 2.89 g/cm3

- Khối lượng thể tích: 2.66 g/cm3

- Khối lượng thể tích đá đầm chặt ở trạng thái khô đđc = 1.617 g/cm3;

- Độ ẩm: 0.5 %

- Độ hấp phụ nước: 0.7 %

- Lượng ngậm tạp chất và khả năng phản ứng kiềm cốt liệu thỏa mãn quy định của TCVN 7572-2006.

- Thành phần hạt thỏa mãn theo tiêu chuẩn ASTM C136

Cốt liệu nhỏ (cát sông ): Trong nghiên cứu sử dụng cát Sông Lô, có các chỉ tiêu kỹ thuật như sau:

- Khối lượng riêng: 2.65 g/cm3

- Khối lượng thể tích: 1,7 g/cm3

- Độ ẩm: 2 %

- Độ hấp phụ nước: 1 %

- Thành phần cấp phối hạt thỏa mãn theo tiêu chuẩn ASTM C136 (AASHTO T27)

- Mô đun độ lớn của cát: 2.9

Xi măng

Nghiên cứu sử dụng Xi măng PC40 Bút Sơn - Ninh Bình với thành phần khoáng vật bao gồm: C3S-51%, C2S-24%, C3A-8.5%, C4AF-11%. Loại xi măng này là xi măng loại A theo tiêu chuẩn Việt Nam và tiêu chuẩn Nga, theo tiêu chuẩn Mỹ tương đương xi măng loại I. Các tính chất cơ lý của xi măng:

- Khối lượng riêng thí nghiệm theo TCVN 4030-86: =3.10 (g/cm3).

- Lượng nước tiêu chuẩn thí nghiệm theo TCVN 6017-95: 29%.

- Thời gian bắt đầu đông kết TCVN 6017-95: 75 (phút)

- Thời gian kết thúc đông kết: 225 (phút).

- Độ mịn được thí nghiệm theo TCVN 4030-86: Lượng sót trên sàng 0,08mm: 3%

- Tỷ số diện tích bề mặt được thí nghiệm theo TCVN 4030-86: 3450 cm2/g

- Cường độ chịu chịu nén được thí nghiệm theo TCVN 6016-95: Sau 3 ngày > 27.5 (N/mm2); Sau 28 ngày > 48.5 (N/mm2).

- Độ ổn định thể tích (theo phương pháp Le Satalia): 0.6mm.

Muội silic

Muội Silic sử dụng trong nghiên cứu là loại Sikacrete PP1 có chứa dioxit silic hoạt chất cực mịn. Sự hiện diện của hoạt chất này sẽ cải thiện đáng kể lực liên kết bên trong và khả năng chống thấm. Khi bê tông đã đông cứng thì hoạt chất sika fume sẽ hình thành sự liên kết hóa học với các chất vôi tự do. Khối lượng riêng 2.2 g/cm3.

Phụ gia hóa học

Do tỷ lệ N/CKD trong bê tông cường độ cao rất thấp nên cần bổ sung thêm phụ gia hóa học. Phụ gia hóa học phù hợp với tiêu chuẩn ASTM C494/494M. Phụ gia siêu dẻo (PGSD) làm tăng cường độ của bê tông nếu giữ nguyên độ sụt hoặc tăng độ sụt lên (3-4) lần nếu giữ nguyên cường độ.

Luận án lựa chọn loại phụ gia Sika Viscocrete 3000-20 M là chất phụ gia siêu hóa dẻo công nghệ cao gốc Polyme thế hệ thứ 3 với hiệu quả tạo độ xốp cho bê tông cấp cao, phù hợp với tiêu chuẩn ASTM C494 loại G. Loại phụ gia trên là các

loại phụ gia mới nhất khi sử dụng ở liều lượng thích hợp với loại bê tông cho độ sụt đến 22cm và giữ được độ sụt tối thiểu là 60 phút. Khi sử dụng liều lượng từ 1.2-2 lít/100kg CKD.

2.2. Thiết kế hỗn hợp

Bước 1: Lựa chọn độ sụt và cường độ bê tông cần thiết.

 Do ta sử dụng chất HRWR nên bê tông sẽ được thiết kế trên cơ sở độ sụt ta chọn là 2.5 đến 5cm.

 Cường độ thiết kế yêu cầu của bê tông thiết kế tại phòng thí nghiệm là:

'  1,1x70  4,83  91MPa

cr 0, 9

 Cường độ thiết kế yêu cầu của bê tông thiết kế tại công trường là:

'  1,1x70  4.83  82MPa

Bước 2: Chọn kích thước lớn nhất của cốt liệu:

Theo bảng kích thước lớn nhất của cốt liệu thô (Bảng 1), giá trị của cốt liệu thô đã cho trong (Bảng 1). ACI 318 nói đến kích thước lớn nhất của cốt liệu không nên vượt quá 1/5 kích thước thu hẹp giữa cạnh của khuôn, 1/3 chiều dày của các tấm, và không quá 3/4 khoảng cách nhỏ nhất giữa các thanh tăng cường riêng, các bước của thanh, hoặc cốt thép dự ứng lực, ống chứa cốt thép dự ứng lực.

3 3

Ta sử dụng đá vôi (đá gốc phải lớn hơn 100 MPa) đã được nghiền có kích thước dmax = 9.5 mm (tra Bảng 1). Các đặc tính của loại vật liệu này như sau:

 Khối lượng riêng (tỷ trọng riêng khô):

d  2.89g/ cm  2890kg / m

 Khối lượng thể tích đá đầm chặt ở trạng thái khô:

3 3

ddc  1.617 g/ cm  1617kg / m

 Độ hấp thụ nước :

 Độ ẩm:

hd  0.7%

wd  0.5%

Bước 3: Chọn hàm lượng cốt liệu thô tối ưu:

Hàm lượng cốt liệu thô tối ưu được lựa chọn từ Bảng 1 theo ACI 211.4R-08 là 0,65 trên một đơn vị thể tích bê tông.

Bảng 1. Bảng tra thể tích đá được đầm chặt trên một đơn vị thể tích bê tông

(m3/m3)

Thể tích đá tối ưu cho cỡ hạt danh định lớn nhất với cát

với sử dụng có modul độ mịn 2.5 3.2

Cỡ hạt danh định lớn nhất(mm)	9.5	12.5	19	25
Thể tích của đá dăm trên 1m3 bê tông.(m3)	0.65	0.68	0.72	0.75

Có thể bạn quan tâm!

Xem toàn bộ 184 trang tài liệu này.

=> Khối lượng cốt liệu khô= 0.65*1617=1051 (kg)

Bước 4: Ước lượng nước trộn và hàm lượng không khí

Khối lượng nước trên một đơn vị thể tích bê tông cần thiết để tạo ra một độ sụt xác định phụ thuộc vào lượng xi măng và kiểu hóa chất giảm nước được áp dụng. Lượng nước dự tính ban đầu được lấy như Bảng 2

Bảng 2. Lượng nước trộn cho 1 m3 bê tông cường độ cao

Độ sụt, cm

Lượng nước trộn, (kg/m3)(a)
Cỡ hạt lớn nhất của cốt liệu thô, (mm)
9.5	12.5	19	25
2.5÷5.0	184	175	169	166
5.0÷7.5	190	184	175	172
7.5÷10.0	196	190	181	178
Hàm lượng khí cuốn vào (%)	3 (2.5)(b)	2.5 (2.0)(b)	2 (1.5) (b)	1.5 (1.0)(b)

Giá trị trong ngoặc phải được điều chỉnh đối với cát có lỗ rỗng khác 35% theo công thức Nđc = (rc - 35) x 4.72 l/m3

Lượng nước được lựa chọn sơ bộ theo bảng trên là: 184 lít.Hàm lượng không khí kẹt lại đối với hỗn hợp có sử dụng HRWR là 2%

Lỗ rỗng của cát được sử dụng là:





V 1 cdc x100

% 

c 

r 1 1,7 100  36%

c 

 2,65 

Lượng điều chỉnh nước trộn = (rc - 35) x 4.72

= (36 - 35) x 4.72 = 4.72 (lít/m3)

Do vậy tổng lượng nước trộn cần thiết cho một m3 bê tông là:

184 + 4.72 = 188.72 (lít/m3)

(Lượng nước nhào trộn yêu cầu này bao gồm cả nước trong phụ gia chậm ninh kết, nhưng không bao gồm nước trong phụ gia giảm nước siêu dẻo)

Bước 5: chọn tỷ lệ w/c+p (tỷ lệ nước/ckd)

Trong hỗn hợp bê tông cường độ cao, các vật liệu chất kết dính khác xi măng; cũng như muội silic có thể được sử dụng. Tỉ lệ N/X được tính toán bằng cách chia khối lượng nước pha trộn của tổng khối lượng xi măng và muội silic. Do có sử dụng phụ gia siêu dẻo giảm nước(HRWR) nên tỉ lệ N/CKD theo tiêu chuẩn được tra theo ACI 211.4R-08 như Bảng 3. Với cường độ chịu nén ngoài công trường f’crc= 82 (MPa);

Tỉ số N/CKD được nội suy tuyến tính là: 0.2743

Bảng 3. Bảng tra tỷ lệ N/CKD cao nhất cho bê tông có và không dùng phụ

gia giảm nước cao

Cường độ trung bình yêu cầu, f’cr, MPa

Tỷ lệ N/CKD

Cốt liệu thô cỡ lớn nhất, mm

9.5

12.5

(1)

(2)

(1)

(2)

(1)

(2)

(1)

(2)

28 ngày

56 ngày

0.38

0.42

0.30

0.33

0.36

0.39

0.29

0.32

0.35

0.37

0.29

0.31

0.34

0.36

0.28

0.30

28 ngày

56 ngày

0.33

0.37

0.26

0.29

0.32

0.35

0.26

0.28

0.31

0.33

0.25

0.27

0.30

0.32

0.25

0.26

28 ngày

56 ngày

0.30

0.33

0.29

0.31

0.27

0.29

0.27

0.29

28 ngày

56 ngày

0.27

0.30

0.26

0.28

0.25

0.27

0.25

0.26

Bước 6: Tính toán hàm lượng chất kết dính

Với tỷ lệ w/c = 0.2743 lượng nước tính sơ bộ trên là w = 188.72 lít/m3

 lượng chất kết dính là: w = 188.72/0.2743 = 688 kg/m3