Luận án Nghiên cứu các thông số chủ yếu của bê tông đầm lăn trong tính toán kết cấu mặt đường ô tô và sân bay

kích là 1,15. Trong giá trị các hệ số xung kích trên đây dã xét đến sự phân bố lại tải trọng  giữa các bánh xe khi chạy trên đường không bằng phẳng gây ra.        3. Hệ số an toàn xét đến sự mỏi của bêtông   Tải trọng trùng phục do xe chạy nhiều lần trên mặt đường bê tông sẽ gây ra trạng  thái mỏi  trong bê tông và là một nguyên nhân quan trọng làm hư hỏng mặt đường. Thí  nghiệm cho thấy dưới  tác dụng của tải trọng trùng phục, vật liệu có thể bị phá hoại khi  ứng suất thấp hơn cường độ giới hạn của nó rất nhiều, ứng suất phát sinh trong vật liệu  dưới  tác dụng của tải  trọng trùng phục càng nhỏ thì số  lần trùng phục mà vật  liệu chịu  đựng được trước khi phá hoại sẽ càng lớn.   4. Tính năng cơ học của vật liệu    Tính năng cơ học của bê tông làm đường bao gồm: cường độ chịu nén, cường độ  chịu kéo uốn, cường độ chịu ép chẻ, mô đun đàn hồi, hệ số poát xông, hệ số giãn nở do  nhiệt.    Cường độ của bê tông tăng theo thời gian và chịu các tác động của tải trọng, môi  trường, công nghệ thi công, cho nên có khác biệt kết quả thí nghiệm và cường độ thực tế  trên  mặt  đường.  Để  tái  tạo  chính  xác  thí  nghiệm  điều  kiện  làm  việc  thực  tế  trong  mặt  117  đường  là khó  thực hiện, nên cường độ bê  tông mặt đường phục vụ cho  thiết kế cần sử  dụng cường độ đặc trưng có xét đến xác xuất độ tin cậy.  5. Móng mặt đường   Thiết kế và phân tích móng mặt đường là một yếu tố quan trọng trong quá trình  thiết kế. Để đánh giá khả năng chịu tải của đất nền hoặc dùng trị số mô đun phản lực đất  nền (k) hoặc mô đun đàn hồi tương đương của móng (Es). Ba chỉ tiêu trực tiếp phản ánh  chất lượng chịu tải của móng đường: Hệ số chịu tải nền CBR (%), mô đun phản lực của  đất nền k (MPa/m) và mô đun độ cứng của móng (MPa).  4.2.2. Đề xuất mô hình kết cấu áo đường BTĐL cho đường giao thông cấp thấp 4.2.2.1. Xác định chiều dài cho phép của tấm BTĐL   Khoảng cách mối nối trong mặt đường bê tông phụ thuộc nhiều vào co ngót của bê  tông hơn là ứng suất. Theo Darter và Barenberg (1977), độ mở rộng mối nối có thể được  tính toán một cách tương đối như sau:   . . .tL C L T       (4.2)  trong đó:     L là độ mở rộng mối nối do thay đổi nhiệt độ và co ngót của bê tông, đảm bảo  cho phép thi công thông thường là 5mm;    t là hệ số giãn nở nhiệt của bê tông;      là hệ số co ngót của bê tông;    T  là phạm vi  thay  đổi nhiệt  độ  và bằng  nhiệt  độ  lúc  đổ bê  tông  trừ đi  niệt  độ  trung bình thấp nhất hàng tháng, phạm vi thay đổi nhiệt độ trung bình là 330C ;    C là hệ số điều chỉnh do ma sát giữa tấm và nền, bằng 0,65 đối với nền được gia  cố và bằng 0,85 với nền cấp phối.  Chiều dài của tấm là:            . .t L L C T         (4.3)    Theo kết quả thí nghiệm trong chương 3 có các giá trị về độ co ngót và giãn nở.  Thay các giá trị vào (4.2) tính được chiều dài của tấm như trong bảng 4.3.  118  Bảng 4.2. Chiều dài tính toán tối đa của BTĐL và BTT   BTĐL  BTT  Độ co ngót  500m/m  700m/m  Hệ số giãn nở nhiệt  9/0C  9,5/0C  Chiều dài L  7,38m  5,8m    Vậy, chiều dài lớn nhất nhất có thể của tấm mặt BTĐL đối với khe nối không có  thanh truyền lực là 7,38m, trong khi đó tính toán cho mặt đường bê tông xi măng thông  thường thì chiều dài tối đa là 5,8m. Nguyên nhân chính cho sự chênh lệch này do độ co  ngót và giãn nở của BTT lớn hơn BTĐL khi cùng sử dụng một loại vật liệu.    Mặc dù đây mới chỉ là kết quả tính toán về mặt lý thuyết theo phép tính đơn giản  nhất, song có thể kết luận chiều dài tấm BTĐL được kéo dài hơn so với BTT. Trong thực  tế, chiều dài tối đa của tấm BTT thường là 5m (so mức tối đa là 5,8m).  Do vậy, khi thiết  kế kết cấu áo đường cứng cho đường cấp thấp với lớp mặt là vật liệu  BTĐL thì chiều dài  tấm được có thể mở rộng hơn so với BTT khoảng  (0,5  1,5)m, nên đề xuất chiều dài  tấm BTĐL cho lớp mặt khoảng (5,5  7)m. Khi đó ta có mặt cắt ngang bố trí tấm BTĐL  cho đường cấp thấp như hình 4.1.  Hình 4.1. Mặt cắt ngang bố trí tấm BTĐL 4.2.2.2. Phân tích kết cấu mặt đường dùng BTĐL làm lớp mặt cho đường cấp thấp   Căn cứ vào  tải  trọng  tác dụng, phân  tích kết  cấu  tấm mặt đường BTĐL với  các  thông số về  lớp móng và đất nền cho trước. Ngoài ra, dựa vào các mức số  trục xe  tiêu  chuẩn tích lũy trong thời hạn tính toán cho đường cấp thấp hoặc đường giao thông nông  thôn [3], đề xuất như sau:  119    -  Quy  mô  giao  thông  mức  trung  bình:  3.104   1.106  (trục  xe/làn)  dùng  cho  tấm  BTĐL mác 30 chiều dày 24cm đặt  trên  lớp móng cấp phối đá dăm (CPDD)  loại 1 dày  30cm (Hình 4.2), hoặc BTĐL mác 35 với chiều dày 22cm đặt trên lớp móng CPDD loại  1dày 24cm (Hình 4.3). Giữa tấm và lớp móng có lớp đệm polime để chống mất nước và  tạo phẳng. Kết cấu được đặt trên nền đất đầm chặt đạt E0 = 45MPa.  Hình 4.2. Mô hình kết cấu 1 (KC1) Hình 4.3. Mô hình kết cấu 2 (KC2) -  Quy  mô  giao  thông  mức  nhẹ:  <  3.104  (trục xe/làn, dự kiến dùng  tấm BTĐL mác  30 chiều dày 20cm (Hình 4.4), đặt trên lớp  móng  CPDD  loại  1  có  chiều  dày  24cm.  Giữa  tấm và  lớp móng có  lớp đệm polime  để  chống  mất  nước  và  tạo  phẳng.  Kết  cấu  được  đặt  trên  nền  đất  đầm  chặt  đạt  E0  =  45MPa.  Hình 4.4. Mô hình kết cấu 3 (KC3)   Kiểm toán lại các mô hình kết cấu đã đề xuất về các đặc tính cơ học theo quyết  định  3230/QĐ  -  BGTVT  (phụ  lục  C),  để  từ  đó  xác  định  được  mức  độ  ứng  dụng  của  BTĐL cho kết cấu áo đường cứng. Thông qua quá trình tính toán, thu được kết quả ứng  suất chịu tải trọng và nhiệt như trong bảng 4.3.  120  Bảng 4.3. Ứng suất chịu tải trọng và nhiệt của các mô hình kết cấu Ứng suất, MPa KC1 KC2 KC3 Ứng xuất kéo uốn gây mỏi tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tải trọng trục tiêu chuẩn (Ps) ϭps: 1,497  1,740  1,957  Ứng xuất kéo uốn gây mỏi do tải trọng trục tiêu chuẩn (Ps) ϭpr: 2,862  3,328  3,064  Ứng xuất kéo uốn tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tải trọng trục nặng nhất (Pmax) ϭps: 1,777  2,066  2,323  Ứng xuất kéo uốn lớn nhất do tải trọng trục nặng nhất (Pmax) ϭpmax: 1,546  1,797  2,021  Ứng xuất kéo uốn lớn nhất do gradien nhiệt độ lớn nhất gây ra trong tấm BTXM ϭtmax: 1,551  1,683  1,550  Ứng xuất nhiệt gây mỏi ϭtr: 0,721  0,780  0,720  ɤr(ϭpr+ϭtr): 3,780  4,334  3,992  ɤr(ϭpmax+ϭtmax): 3,267  3,672  3,767  Cường độ chịu uốn của vật liệu BTĐL 4,17  4,54  4,17  Độ chênh giữa ứng suất lớn nhất trong tấm và khả năng chịu uốn của vật liệu 0,39  0,206  0,178    Vẽ biểu đồ ứng suất của các mô hình kết cấu khi chịu tải trọng tác dụng từ bảng  4.2 ta được biểu đồ hình cột như hình 4.5.  Hình 4.5. Biểu đồ ứng suất tính toán của các kết cấu 121    Từ hình 4.4, rõ ràng tất cả các mô hình kết cấu đều đạt yêu cầu, đảm bảo khả năng  chịu  lực. Ứng xuất kéo uốn gây mỏi do  tải  trọng  trục  tiêu chuẩn (Ps) ϭpr sinh ra  trong  tấm là lớn nhất, trong khi đó ứng xuất nhiệt gây mỏi ϭtr lại nhỏ nhất.  Bên cạnh đó, cũng dễ thấy mức độ chênh giữa khả năng chịu lực của vật liệu và  tác động của tải trọng bên ngoài là khá nhỏ (có tính đến độ tin cậy cho phép), vì vậy mà  các kết cấu đề xuất đã tận dụng tối đa khả năng chịu lực của vật liệu. Tuy nhiên, dù chịu  tải  trọng ở mức nào thì chiều dày  lớp mặt BTĐL cho đường cấp thấp cũng tối  thiểu là  20cm. Tùy theo lưu lượng của xe, có thể sử dụng hai loại mác BTĐL 30 hoặc 35 để thiết  kế, tương ứng với nó là chiều dày lớp móng cấp phối đá dăm nên điều chỉnh tương ứng  cho phù hợp và tiết kiệm vật liệu.   4.2.3. Tính toán kết cấu móng mặt đường cứng sử dụng BTĐL làm lớp móng   Đối với mặt đường cấp cao, ngoài yêu cầu về cường độ và mô đun đàn hồi của vật  liệu làm mặt, còn yêu cầu về độ bằng phẳng, khả năng chịu mài mòn, độ bám của lớp vật  liệu  làm mặt đường với bánh xe. Trong phạm vi nghiên cứu của  luận án, đã bước đầu  đánh giá về độ mài mòn của BTĐL mác 30 và mác 35, so với BTT là cao hơn. Song số  lượng  thí nghiệm chưa nhiều, nên đề nghị  làm  lớp móng cho mặt đường cấp cao. Lớp  BTĐL được thay thế lớp móng gia cố xi măng trong kết cấu định hình theo [3]. Kết cấu  mặt đường có móng là BTĐL được thiết kế cấu tạo như trong hình 4.6.   Kiểm  toán  lại  các  kết  cấu  đã  đề  xuất,  nếu  các điều kiện kiểm toán đạt các yêu cầu đề ra  thì việc lựa chọn chiều dày tấm cũng như các  thông số tính toán. Chi tiết tính toán các kết  cấu (KC4) trong phụ lục D tính toán cho kết  cấu  mặt  đường  bê  tông  xi  măng  theo  3230/QĐ-BGTVT.  Hình 4.6. Lớp móng BTĐL (KC4) 122  4.3. Kết luận chương 4 -  Dựa trên các số liệu thí nghiệm về cường độ chịu nén, cường độ chịu kéo uốn,  mô đun đàn hồi và các mối tương quan giữa chúng. Luận án đã đề xuất các mô hình kết  cấu áo đường cho loại vật liệu này thông qua kết quả phân tích số học khả năng làm việc  của  tấm BTĐL trên nền móng và nền cho trước.  - Vật liệu BTĐL với mác 30 và mác 35 được đề xuất với chiều dầy tấm lớn hơn  20cm, tùy theo các cấp tải trọng cho thiết kế mặt đường và vật liệu móng nền.  - Chiều dài tấm BTĐL được mở rộng hơn so với BTT khi làm lớp mặt đường cấp  thấp, có thể lên đến 7m.  123  PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ   Trên cơ sở nghiên cứu thí nghiệm trong phòng của chính tác giả và những phân  tích đánh giá kết quả thí nghiệm, có thể tóm lược những đóng góp có giá trị của luận án  như sau:  1. Kết luận   Bằng thí nghiệm kết hợp với lập luận khoa học trong thiết kế cấp phối thành phần  hạt của các cốt liệu trong hỗn hợp BTĐL, luận án đã thu được những kết quả như sau:  - Luận án đã nghiên cứu đã đề xuất bảng cấp phối thành phần hạt cho hỗn hợp các  cốt liệu và phương pháp thiết kế hỗn hợp BTĐL;  - Luận án đưa ra các khuyến cáo về thành phần cốt liệu cho BTĐL trong xây dựng  công trình giao thông: mức ngậm cát (C/CL): 0,41 ÷ 0,44; N: (115 ÷ 117) lít/m3;  độ công tác VC: 30s ÷ 40s; TB/CKD : 20% ÷ 40% theo khối lượng;  - Luận án xây dựng được các hàm hồi qui thực nghiệm về  quan hệ giữa cường độ  chịu  kéo  uốn  và  mô  đun  đàn  hồi  với  cường  độ  chịu  nén  của  BTĐL:  0,55850,6243ku nR R (3.1) và Ec = 4,7418 Rn 0,4912   (3.6), độ co ngót khô ở 90 ngày là  205m/m, tối đa thường nằm trong khoảng (400500)m/m và hệ số dãn nở nhiệt  của loại vật liệu BTĐL α = 9.10-6/0C;  - Chiều dài tấm khi dùng BTĐL làm lớp mặt cho đường giao thông cấp thấp có thể  lên đến 7m;  - BTĐL được  sử dụng  làm  lớp  mặt  cho đường giao  thông  cấp  thấp hoặc  làm  lớp  mong cho mặt đường cứng cấp cao;  - Bên cạnh đó, luận án là tài liệu tham khảo tốt khi nghiên cứu, giảng dạy về vật liệu  BTĐL.  2. Những đóng góp mới của luận án - Đưa ra bảng thành phần hạt hợp lý cho từng cốt liệu để hỗn hợp cốt liệu đạt được  độ đặc cao thỏa mãn các tiêu chuẩn tối ưu;    - Xây dựng được phương pháp thiết kế cấp phối thành phần bê tông đầm lăn trong  xây dựng đường ở Việt Nam;  124  - Nghiên cứu  thí nghiệm  trong phòng các giá  trị đặc  trưng về cường độ chịu nén,  cường độ chịu kéo uốn, mô đun đàn hồi và các hàm quan hệ của chúng cho BTĐL  trong xây dựng đường;  - Bước  đầu  nghiên  cứu  xác  định  độ  co  ngót  và  giãn  nở  do  nhiệt  của  BTĐL,  góp  phần cho tính toán ứng suất nhiệt, từ đó xác định được chiều dài tấm BTĐL hợp lý  trong điều kiện khí hậu ở miền Bắc;  3. Hạn chế - Trong phạm vi đề tài, luận án mởi chỉ tập trung nghiên cứu đánh giá tính chất của  BTĐL với phụ gia khoáng tro bay mà luận án chưa tiến hành nghiên cứu với các  loại phụ gia khoáng khác nhau;  - Trong điều kiện thực nghiệm còn hạn chế, luận án chưa có đánh giá về hiệu quả  kinh tế bằng cách thi công thử nghiệm một đoạn đường (tối thiểu là 200m);  - Luận án cũng mới bước đầu nghiên cứu về độ dãn nở của BTĐL, tuy nhiên mức  độ nghiên cứu chưa có nhiều để đánh giá được mức độ ảnh hưởng khác nhau của  các thành phần trong BTĐL đến độ dãn nở nhiệt;  - Mức độ phong phú về vật liệu sử dụng trong luận án chưa nhiều, nên kết quả thu  được trong quá trình nghiên cứu phù hợp với một số loại vật liệu nhất định.  4. Kiến nghị - Cần tiếp tục nghiên cứu ứng dụng BTĐL với các vật liệu các vùng khác nhau để  ứng dụng trong kết cấu mặt đường ô tô rộng rãi hơn;  - Cần nghiên cứu thực nghiệm ngoài hiện trường, để có sự đánh giá tổng quan hơn  về loại vật liệu này;  - Cần có các nghiên cứu tiếp với các loại cốt liệu để xác định được hệ số dãn nở của  BTĐL.  5. Hướng nghiên cứu tiếp theo -  Nghiên cứu ứng dụng các loại PGK cho sản xuất BTĐL cường độ cao;  -  Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thành phần trong BTĐL đến độ dãn nở nhiệt;  - Nghiên cứu bê tông đầm lăn cốt sợi.  i  DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ [1]  Nguyễn Thị Thu Ngà (2014), Thiết kế cấp phối các cốt liệu trong bê tông đầm lăn theo các tiêu chuẩn tối ưu, Tạp chí Cầu đường Việt Nam số 4.  [2]  Nguyễn Thị Thu Ngà, Phạm Huy Khang, Bùi Xuân Cậy  (2015), Khái quát các phương pháp thiết kế bê tông đầm lăn trong xây dựng đường ở Việt Nam, Tạp chí  Cầu đường Việt Nam số 1-2.  [3]  Nguyễn Thị Thu Ngà  (2015), Nghiên cứu các yếu tố chính ảnh hưởng đến tính công tác của bê tông đầm lăn bằng phương pháp qui hoạch thực nghiệm, Tạp chí  Cầu đường Việt Nam số 5.  [4]  Nguyễn Thị Thu Ngà (2015), Đánh giá độ tin cậy trong đo lường cường độ chịu nén của bê tông đầm lăn, Tạp chí Cầu đường Việt Nam số 11.  [5]   Nguyễn thị Thu Ngà, Nguyễn Anh Tuấn (2015), Nghiên cứu thực nghiệm tính co ngót của bê tông đầm lăn, Tạp chí Giao thông vận tải số 10.  [6]   Nguyen Thi Thu Nga, Vu Quoc Vuong (2016), Influence of some key factors on workability of RCC by experimental planing method, ACF Magazine Vol 2.  [7]  Nguyen Thi Thu Nga, Pham Huy Khang, Vu Quoc Vuong  (2016),  Influence of some key factors on coefficient of thermal expansion of roller compacted concrete in Viet Nam,  the  7th  International  Conference  of  Asian  Concrete  Federation  (ACF). ii  TÀI LIỆU THAM KHẢO TIẾNG VIỆT  [1]  Bộ Nông nghiệp và phát triển nông thôn (2006), Bộ tài liệu dịch Anh Việt, Trung Việt về bê tông đầm lăn trong đề tài “Dịch, hiệu đính, biên tập và in ấn các tài liệu về bê tông đầm lăn”.  [2]  Nguyễn Văn Cao – Trần Thái Ninh (2012),  Lý thuyết xác suất và thống kê toán, NXB Đại học Kinh tế Quốc dân.  [3]  Bùi  Xuân  Cậy  (2007),  Định hình kết cấu mặt đường của Cộng hòa Liên bang Đức và suy nghĩ kết cấu mặt đường đang sử dụng ở Việt Nam, Tạp chí  Cầu đường.  [4]  Nguyễn Quang Chiêu  (2008), Các kết cấu mặt đường kiểu mới, Nhà xuất  bản xây dựng, Hà Nội.  [5]  Nguyễn Quang Chiêu, Phạm Huy Khang (2001), Xây dựng mặt đường ô tô,  Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội.  [6]  Nguyễn Quang Chiêu, Dương Ngọc Hải, Nguyễn Xuân Trục (2007), Thiết kế đường ô tô tập II, Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội.  [7]  Phạm Hữu Chính  (2007), Thiết kế thành phần bê tông, Nhà xuất bản xây  dựng, Hà Nội.  [8]  Vũ Xuân Chính (2000), “Đầm chặt nhờ rung động”, Giáo  trình dùng cho  học viên cao học VLXD khoá 1998-2001, Đại học Xây dựng.  [9]  Nguyễn Hữu Duy và đồng nghiệp  (2014), Báo cáo tổng kết đề tài nghiên cứu và ứng dụng công nghệ thi công kết cấu mặt đường bê tông đầm lăn cho hạ tầng giao thông.  [10]  Vũ Đình Đấu, Bùi Danh Đại (2006), Chất kết dính vô cơ, Nhà xuất bản xây  dựng, Hà Nội.  [11]  Phạm Hữu Hanh (2007), Bê tông đầm lăn, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội.  [12]  Dương Ngọc Hải – Nguyễn Xuân Trục, Thiết kế đường ô tô, Nhà xuất bản  Giáo Dục.  iii  [13]  Nguyễn Quang Hiệp (2005),  Nghiên cứu ứng dụng công nghệ bê tông đầm lăn cho thi công đường & đập trọng lực, Luận án tiến sĩ kỹ thuật.  [14]  Nguyễn Quang Hiệp, Lê Quang Hùng (2003), Phát triển công nghệ bê tông đầm lăn cho thi công mặt đường ở Việt Nam, Hội thảo khoa học Quốc tế Xi  măng và Công nghệ bê tông.  [15]  Phan  Hiếu  Hiền  (2001),  Phương pháp bố trí thí nghiệm và xử lý số liệu,  Nhà xuất bản Nông nghiệp TP Hồ Chí Minh.  [16]  Phạm Duy Hữu (2005), Công nghệ Bê tông và Bê tông đặc biệt, Nhà xuất  bản xây dựng.  [17]  Phùng Văn Lự (2002), Vật liệu và sản phẩm trong xây dựng, Nhà xuất bản  xây dựng, Hà Nội.  [18]  Vũ Hải Nam (2012), Nghiên cứu sử dụng tro tuyển Phả Lại hàm lượng cao trong bê tông khối lớn thông thường dùng cho đập trọng lực, Luận án tiến  sĩ kỹ thuật.  [19]  Vũ Đình Phụng (2006), Quy hoạch thiết kế và khảo sát sân bay, Nhà xuất  bản xây dựng, Hà Nội.  [20]  Nguyễn  Như  Quí  (2003),  “Thiết kế thành phần bê tông đầm lăn theo phương pháp vật liệu composite hai thành phần”, Hội thảo khoa học Quốc  tế Xi măng và Công nghệ bê tông.  [21]  Nguyễn Tấn Quý,  “Công nghệ bê tông xi măng”, Giáo trình  dùng cho học  viên cao học VLXD khoá 1998-2001, Đại học Xây dựng.  [22]  Hồ Viết Quý (2006), Phân tích Lí – Hóa, Nhà xuất bản Giáo dục.  [23]  Nguyễn Thanh Sang (2011),   Nghiên cứu thành phần, tính chất cơ học và khả năng ứng dụng bê tông cát để xây dựng đường ô tô ở Việt Nam, Luận  án tiến sĩ kỹ thuật.  [24]  Tomita R., Shimoyama Y., Kajio S., Obatake (2003), “Những phương pháp xây dựng mặt đường bê tông hiện nay ở Nhật”, Hội thảo khoa học Quốc tế  Xi măng và Công nghệ bê tông.  iv  [25]  Phạm Cao Thăng (2007), Tính toán thiết kế mặt đường sân bay và đường ô tô, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội.  [26]  Bùi  Minh  Trí  (2005),  Xác xuất thống kê & quy hoạch thực nghiệm,  Nhà  xuất bản khoa học và kỹ thuật.  [27]  Nguyễn Xuân Trục, Dương Ngọc Hải, Vũ Đình Phụng (2001), Sổ tay thiết kế đường ô tô, Nhà xuất bản Giáo dục.  [28]  Tô Cẩm Tú, Trần Văn Diễn, Nguyễn Đình Hiền, Phạm Chí Thành (1999),  Thiết kế và Phân tích thí nghiệm, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.  [29]  Theo quy định tạm thời số 4452/QĐ -Bộ Giao thông vận tải về thiết kế và  thi công mặt đường BTĐL.  TIẾNG NƯỚC NGOÀI  [30]  ACI 209  -  92, Prediction of Creep, Shrinkage and Temperature effects in Concrete Structures.  [31]  ACI 214, Evaluate the test results of concrete strength.  [32]  ACI 211.3R-02, Guide for Selecting Proportions for No-Slump Concrete.  [33]  ACI 325-10R, Report on Roller-Compacted Concrete Pavements.  [34]  ACI 207-5R -99, Roller-compacted concrete.  [35]  ACI 232.2R -96, Use of Fly ash in Concrete.  [36]  ACI 207-5R-99, Roller-compacted concrete .  [37]  ASTM  C1170-91(1998), Standard Test Methods for Determining Consistency and Density of Roller-Compacted Concrete Using a Vibrating Table.  v  [38]  ASTM  C1176-92(1998), Standard Practice for Making Roller-Compacted Concrete in Cylinder Molds Using a Vibrating Table.  [39]  ASTM  C1245-93,  Standard Test Method for Determining Bond Strength Between Hardened Roller Compacted Concrete and Other Hardened Cementitious Mixtures Point Load Test.  [40]  ASTM  C1435-99,  Standard Practice for Molding Roller-Compacted Concrete in Cylinder Molds Using a Vibrating Hammer.  [41]  ASTM C150-89, Standard specification for Portland Cement.  [42]  ASTM C33 (2003), Standard Specification for Concrete Aggregate.  [43]  ASTM C496 (2004), Standard Specification for Mohoooifus.  [44]  ASTM C595-00, Standard Specification for Blended Hydraulic Cements.  [45]  ASTM C618-91, Standard Specification for Fly Ash and Raw or Cancined Natural Pozzolan for Use as a Mineral Admixture in Portland Cement Concrete.  [46]  ASTM  C1170-91(1998), Standard Test Methods for Determining Consistency and Density of Roller-Compacted Concrete Using a Vibrating Table.  [47]  Barbara  Lothenbach,  Frank  Winnefeld  (2006),  Thermodynamic Modelling of the Hydration of Portland Cement, Cement and Concrete Research  [48]  CAI  Liangai,  WANG  Zhenhui,  GU  Qiangkang,  LIU  Xiaojun  (2009),  Airstrip structural design using roller compacted concrete base.  [49]  CRD-C  161-92,  Standard Practice for Selecting Proportions for Roller- Compacted, Concrete (RCC) Pavement Mixtures Using Soil Compaction Concepts.  vi  [50]  CRD-C  163-92,  Test Method for Water Permeability of Concrete Using Triaxial Cell.  [51]  CRD-C 36-73, Method of test for thermal diffusivity of concrete.  [52]  CRD-C 39-81, "Test method for coefficients of linear thermal expansion of concrete"  [53]  CRD-C 48-92, "Standard Test Method for Water Permeability of Concrete"  [54]  CRD-C  53-01,  Test Method for Consistency of No-Slump Concrete Using the Modified Vebe Apparatus.  [55]  Cronbach,L.J (2004), Eduacational and Psychological Measurement.  [56]  Dunstan M.R.H (1999), Recent developments in RCC dams, Hydropower &  Dams Issue One.  [57]  David R. Luhr (2006), Aggregates in roller compacted concrete pavement.  [58]  David R. Luhr, Design and Construction of Roller – Compacted Concrete Pavement for Container Terminals, Portland Cement Association,  [59]  Elisabeth  Reid,  Jacques  Marchand,  High-Performance Roller-Compacted Concrete Used to Pave an Area the Size of 25 Football Fields, Report  of  Service d'Expertise en Materiaux (SEM) inc.  [60]  Erika E. Holt, (2001), Early age autogenous shrinkage of concrete.  [61]  Fuller, William B., and Thompson, Sanford E., The Laws of Proportioning Concrete.  [62]  Genadij  Shakhmenko  and  Juris  Birsh  (1998),  Concrete mix design and Optimization.  [63]  Hak-Chul  Shin  and Yoonseok Chung  (2011), Determination of Coeficient of Thermal expansion effect on Louisiana’s PCC Pavement Design.  [64]  Indiana  LTAP  Center  (2010),  The Indiana Local Technical Assistance vii  Program Roller Compacted Concrete Pavement Manual For Local Government Agencies, Purdue University School of Civil Engineering.  [65]  Joel,  R.N  (1990),  A method for Controlling Concrete Workability Using Aggregate Gradation Control, University of Missouri-Rolla.  [66]  Jacques  Marchand  (2011),  Prediction of the compactness of roller compacted concrete using a granular packing model.  [67]  Jason Weiss, (2008), Thermal Stress and Fracture.  [68]  Jan R. Prusinski, P.E., Leed – AP (2013), Roller Compacted Concrete: A- value - Added Pavement Solution.  [69]  Kennet  D.  Hansen,  William  G.  Reinhardt  (1991),  Roller-Compacted Concrete Dams, pp   15-61.  [70]  Kamal H.Khayat, Nicolas Ali Libre  (2014), Roller Compacted Concrete – Field Evaluation and Mixture Optimization, Missouri University of Science  and Technology.  [71]  Mueller P.E.  (1990), Roller Compacted Concrete Pavement – State of the Art, Arizona State University.  [72]  Nevill A.M., “Properties of concrete”, Fourth and Final Edition. [73]  Noreen  M.Webb,  Richard  J.Shavelson  and  Hadward  H.Haertel  (2006),  Reliability Coefficients and Generalizability Theory.  [74]  National  Concrete  Pavement  Technology  Center  (2011),  Guide for roller compacted concrete pavements, Iowa State University.  [75]  Nattapong  Damrongwiriyanupap,  Yu  –  Chang  Liang,  Yunping  Xi  (2012),  Application of Roller Compacted Concrete in Colorado’s Roadways,  University of Colorado at Boulder.  [76]  Nadia  Pouliot  (2001),  Prediction of the compactness of roller compacted concrete using a granular packing model.  [77]  PCA  (2005),  Roller Compacted Concrete Pavement: Design and viii  Construction.  [78]  Oluokun,  A.  (1994), Fly Ash-concrete Mix Design and the Water-Cement Ratio Law. ACI Materials Journal, Detroit, USA, Volume 91, No. 4, 362- 371.  [79]  Sato  T.,  Fucute  T,  Watanabe  N,  Time Dependent Behaviour of Roller Compacted Concrete Pavement in Port Yard.  [80]  Shilstone,  J.    M.    Sr.  (1990),  Concrete Mixture Optimization, Concrete International: Design and Contruction.  [81]  Sungchul  Yang,  Namho  Kim,  Jincheol  Kim,  Jongwon  Park  (2003),  Experimental measurement of concrete thermal expansion,  journal  of  the  Eastern Asia Society for Transportation Studies, Vol5.  [82]  Steven  H.Kosmatka,  William  C.  Panarese  (1991),  Design and Control of concrete Mixture, Portland Cement Association.  [83]  Sung, Hee Kim  (2012), Determination of coefficient of thermal expansion for Portland cement concrete pavement for MEPDG implementation.  [84]  TM  5-822-5/AFM  88-7,  Roller-Compacted Concrete Pavements,  Chapter  17  [85]  Tex-428-A  (2011),  Determining the coefficient of thermal expansion of concrete, Texas Department of Transportation.  [86]  Watanabe N., Shioda Y, Time Dependent Behaviour of Roller Compacted Concrete Pavement.  [87]  Warda  Bint  Ashraf,  Munaz  Ahmed  Noor  (2011),  A parametric for assessing the effects of coarseness factor and workability factor on concrete compressive strength.  [88]  US  Army  Corps  of  Engineers  (2000),  Roller-Compacted Concrete  (EM1110-2-2006 ).  PHỤ LỤC A. KHÁI QUÁT CÁC PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ ix  THÀNH PHẦN HẠT TỐI ƯU Fuller - Thompson Cấp phối cốt liệu được định nghĩa là mối quan hệ giữa cỡ sàng tiêu chuẩn Xi (mm)  và tổng lượng lọt qua cỡ sàng đó Yi(Xi), mối quan hệ này được biểu diễn bằng công thức  hoặc biểu đồ. Cấp phối này có thể điều chỉnh được, nên nó sẽ ảnh hưởng đến đặc tính của  bê tông. Cấp phối cốt liệu tối ưu được mô tả bằng đường cong cấp phối lý tưởng có độ  đặc của cốt liệu là tốt nhất và đặc tính tốt nhất của bê tông. Có rất nhiều kiểu đường cong  cấp phối lý tưởng khác nhau được dựa trên cơ bản bằng thí nghiệm và lý thuyết tính toán  như Bolomey’s, Fuller’s, Graf’s, Rissel’s [28,29,30,31]. Nổi tiếng nhất và được ứng dụng  nhiều nhất là đường cong Fuller được mô tả đơn giản bằng phương trình  max 100. ii X YT X     (A.1)  trong đó: YTI là lượng lọt sàng lý tưởng, %;    Xmax là kích cỡ cốt liệu lớn nhất (điểm kết thúc của đường cong lý tưởng), mm;    Có  một  điều  cần  được  xem  xét,  đường  cong  lý  tưởng  luôn  xuất  phát  tại  điểm  (X0,0)  vì  có  những  hạt  nhỏ  hơn  X0  =  0.075mm  như  bụi,  sét.  Nên  khi  xét  đến  sự  ảnh  hưởng này, phương trình đường cong Fuller như sau:        0,5 0 0. .i i iYT T X X T X X       (A.2)  trong đó: T là hệ số phụ thược kích cỡ hạt lớn nhất và sự ảnh hưởng của bề mặt cốt liệu  tròn trơn hay góc cạnh đến đường cong Fuller .   Mặt  khác,  đường  cong  Fuller  cho  kết  quả  độ  đặc  cao  hơn  với  hỗn  hợp  bê  tông  cứng, độ công tác thấp. Đối với hỗn hợp bê tông dẻo (độ sụt hình côn lớn hơn hoặc bằng  x  5cm), đặc biệt cho bê tông được bơm đòi hỏi lượng cát phải được tăng lên. Chính vì lý do  này mà phương trình Fuller được chuyển đổi để phù hợp với sự đặc chắc của bê tông và  loại cốt liệu.     0. n i n iYT T X X     (A.3)  trong đó:   n là bậc của phương trình đường cong lý tưởng;    Tn là hệ số phụ thuộc vào cỡ hạt lớn nhất và bậc của biểu thức n.  Cấp phối lý tưởng của cốt liệu có thể xác định qua đường cong giới hạn trong hình  vẽ. Các đường cong Fuller chuyển đổi ( n = 0.3; n = 0.4; n = 0.5) và đường cong giới hạn  theo ASTM C33, Hình 2.3. Cấp phối lý tưởng được tạo ra nếu cát và đá được chia theo  các cỡ sàng và được trộn lại với nhau, nhưng cách này thường khó khăn và tốn kém.  ACI 211 – ASTM C33   ACI 211  là  tiêu chuẩn hướng dẫn  thực  tế của hiệp hội bê  tông Mỹ cho việc  lựa  chọn thành phần hỗn hợp cho bê tông thông thường, bê tông nặng và bê tông khối lớn.  Một trong những đặc điểm chính cho phương pháp này đó là: Cho phép tối đa 5%  7 %  nhỏ hơn cỡ sàng 0,075mm. Cách thức này cũng tương tự như ASTM C33  là tiêu chuẩn  thử nghiệm các đặc tính của vật liệu.  ACI 211 đặc biệt quan  tâm đến sự ảnh hưởng của độ đặc chắc của cốt  liệu, với  quan điểm tổng lượng cốt liệu lớn phụ thuộc vào mô đun độ lớn của cốt liệu nhỏ là sự  phân bố cỡ hạt, tuy nhiên theo Hudson (2003) kết luận có cùng mô đun độ lớn không có  nghĩa là có cùng sự phân bố các cỡ hạt. Đối với cát, trong giới hạn cho phép của ASTM  C33, sự khác biệt lại rất lớn, còn đối với cát nhân tạo với các cỡ hạt siêu nhỏ và cấp phối  có thể không đáp ứng giới hạn tiêu chuẩn của ASTM C33, sự khác biệt này trở nên rất  xi  quan trọng. Một nhược điểm khác của quan điểm mô đun độ lớn đó là nó không coi trọng  mức độ đặc chắc của hỗn hợp cũng như hình dạng và đặc điểm bề mặt của cốt liệu. ACI  chỉ quan tâm hai nhân tố chính là cốt  liệu lớn và cốt  liệu nhỏ trong quá trình sản xuất.  Việc tối ưu hóa hỗn hợp trộn nhiều hơn hai loại cốt liệu chủ yếu này thường không được  khuyến khích, đặc biệt nếu mỗi cỡ hạt được tuân thủ theo phân loại của ASTM C33.   Hình A.1. Phạm vi cấp phối thành phần hạt theo ASTM C33 Chỉ số độ thô (Coarseness Factor)    Đồ thị Coarseness Factor (hay còn gọi là phương pháp Shilstone) được nghiên cứu  và phát triển từ những năm 1987 là phương pháp phân tích kích cỡ và sự phân bố cốt liệu  phối  hợp  cùng  với  hàm  lượng  cốt  liệu  nhỏ  trong  hỗn  hợp.  Biểu  đồ  Coarseness  Factor  được định nghĩa là mối quan hệ giữa cốt liệu lớn và các hạt nhỏ hơn và độ công tác của  hỗn hợp (Hình A.2). Biểu đồ được chia làm 5 vùng, vùng 1 thường cấp phối các cốt liệu  có nhiều  lỗ hổng, độ đặc chắc không cao,  hỗn hợp dễ bị phân  tầng  trong quá  trình  thi  xii  công. Vùng 2 cấp phối các cốt liệu tốt, nói chung vùng 2 phù hợp cho hỗn hợp trộn và tùy  thuộc vào việc sử dụng. Vùng 3 là vùng phát triển tiếp vủa vùng 2, cấp phối hỗn hợp các  cốt liệu tốt, kích cỡ thành phần hạt thường 12.5mm và nhỏ hơn. Vùng 4 có quá nhiều vữa  và có thể bị nứt, cường độ thấp và dễ bị phân tầng. Vùng 5 dùng cho đá, có thể phù hợp  cho bê tông khối lớn. Theo Harrison (2004)  thì vùng tối ưu nằm trong vùng 2 như trên  biểu đồ.  Hình A.2. Biểu đồ chỉ số độ thô Gọi CF là chỉ số độ thô, WF là tính công tác của hỗn hợp, khi đó CF và WF sẽ được  tính toán như sau (Shilstone 1990):      .100 % Q CF R     (A.4)  2,5.( 564) % 94 WF=W C      (A.5)  xiii  trong đó: Q là lượng sót tích lũy trên sàng 9,5mm, %;    R là lượng sót tích lũy trên sàng 2,36mm, %;    W là lượng lọt sàng 2,36mm, %;    C là lượng chất kết dính được sử dụng trong hỗn hợp, lb/ yd3.  Khi sử dụng phương pháp này, cần thiết phải xây dựng bảng tính công tác WF với các  tỷ lệ cấp phối khác nhau, cấp phối nằm trong phạm vi của vùng công tác WF sẽ cho độ  đặc chắc cao đáp ứng nhu cầu của dự án trong suốt quá trình thi công sau này.  Đồ thị 0.45 Power Chart Power Chart là đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa lượng lọt sàng và các cỡ sàng  tương ứng. Cấp phối tốt, độ đặc chắc cao sẽ cho hỗn hợp có độ chặt cao và khi đó đường  biểu diễn  sẽ gần như một đường  thẳng. Đường  thẳng này chính  là đường Power Chart  được Shilstone tiếp tục đề xuất và đồ thì này được xác định dựa theo phương trình Fuller  - Thompson như sau.  0,45 .100 % d P D           (A.6)  trong đó: P là lượng lọt sàng, %;    d là kích cỡ mắt sàng, mắt sàng vuông, mm;    D là kích cỡ mắt sàng lớn nhất, thường là cỡ sàng lớn hơn cỡ sàng đầu tiên mà có  lượng lọt sàng ≤ 90%, mm.   Đường  cấp  phối  thực  tế  được  so  sánh  với  đường  cong  chuẩn  0.45  Power  Chart  thường chênh trong phạm vi cho phép ± 7%. Cấp phối tốt là cấp phối có độ chênh lệch  không quá lớn so với đường chuẩn. Hỗn hợp trộn cách xa phía dưới đường 0.45 Power  xiv  Chart  tức  là có quá nhiều cốt  liệu  lớn, hỗn hợp có xu hướng phân  tầng. Ngược  lại nếu  đường cấp phối ở phía trên đường 0.45 Power Chart có nghĩa là cấp phối có xu hướng bị  cứng.   Đồ thị lượng sót riêng biệt Đồ thị Percent Retained biểu diễn phần trăm còn sót lại trên từng cỡ sàng, đồ thị  có thể được dùng để biểu diễn hỗn hợp trộn có khả thi hay không và nhu cầu lượng dùng  nước của hỗn hợp. Lượng sót riêng biệt theo qui định (Bảng A.1).  Bảng A.1. Lượng sót trên mỗi mắt sàng, % Cỡ sàng  Lượng sót trên mỗi mắt sàng, %  Dmax = 37,5mm  Dmax = 25mm  Dmax = 19mm  25mm  8 - 18      19mm  8 - 18  8 - 20    12,5mm;  9,5mm;  4,75mm;  2,36mm;  1,18mm  8 - 18  8 - 20  8 - 20  0,6mm ; 0,3mm  8 - 15  8 - 15  8 - 15   Sự chênh lệch giữa lượng sót trên các mắt sàng nên < 10% tại từng cỡ sàng so với bảng  được đề nghị.   Phương pháp số để thiết kế cấp phối cốt liệu  Giả sử trộn hỗn hợp có N loại cốt liệu, đường cong cấp phối của từng cốt liệu đã được  xác định, phần trăm mỗi loại cốt liệu đã được xác định để sao cho hỗn hợp có mối tương  quan tốt với đường cong lý tưởng.  xv  Đường cong cấp phối hỗn hợp thực Yi được tính như sau:  1 . N i j ji j Y k Y      (A.7)  trong đó: Kj là tỷ lệ % của cốt liệu thứ j trong hỗn hợp, ∑ = 1 ;    Yji là cấp phối thực cảu cốt liệu thứ j.  Hệ số Kj có thể được xác định bằng phương pháp bình phương tối thiểu giữa đường cong  lý tưởng và đường cong thực tế, sao cho tổng bình phương độ lệch giữa hai đường cong  này là nhỏ nhất.           2 2 1 1 1 . min m m N i i i i j ji i i j f k YT Y YT k Y                    (A.8)  trong đó m là số sàng. Để tìm giá trị cực tiểu của hàm trên, đạo hàm của f(ki) với các biến  k1, k2, ..kn-1 cho hàm bằng 0 để tìm cực trị của hàm.  1 1 1 1 2. . . 1 . m N N ji i j ji j jN i j jj f Y YT k Y k Y k                        (A.9)  Biểu diễn các biểu thức dưới dạng ma trận như sau:  (Ma trận các hệ số)               ( Ma trận ẩn số )       ( Ma trận tự do)  trong đó A và B là các hệ số được xác định từ cấp phối các cốt liệu.     Phương pháp này, đường cong cấp phối thực gần xấp xỉ về giá trị với đường cong  lý tưởng xác định ban đầu (tất cả các điểm của đường cong là giá trị đã biết ban đầu). Ví  xvi  dụ, đường cong Fuller’s được xác định bắt đầu điểm ( X0, 0) và kết thúc tại ( Xmax , 100 ).  Nhưng thực tế mỗi giá  trị Xmax khác nhau thì sẽ cho một mối  tương quan tốt nhất giữa  đường cong thực và đường cong lý tưởng, có nghĩa không phải lúc nào điểm kết thúc tại  Yi = 100. Nên trong tính toán, cần giả sử gán thêm một điểm chưa biết vào trong phương  trình ma trận, do đó phương trình ma trận như sau:  Để xác định các thông số và giả phương trình trên bằng máy tính, cách này chính  xác  và  nhanh  chóng  đưa  ra  các  hệ  số  và  giá  trị  hỗn  hợp  tương  ứng  cho  cốt  liệu.  Tuy  nhiên, phải lưu ý phương pháp trên chỉ đúng khi hệ số kj nằm trong giới hạn:  0 ≤ Kj ≤ 1.    Sau đó tính phương sai của hỗn hợp:    2 1 1 m i i i YT Y S m         (A.10)    Sử dụng chương trình máy tính, cho trộn từ 2  4 loại cốt liệu trong hỗn hợp. So  sánh phương sai để tìm ra cấp phối hợp lý. Tuy nhiên, dù cấp phối trộn được tính toán  theo tiêu chuẩn tối ưu nào thì mới chỉ là những nhận định tính ban đầu, việc tiến hành thí  nghiệm là rất quan trọng nhằm đánh giá cấp phối cốt liệu đã chọn có phù hợp hay không  mà không một chương trình máy tính nào có thể thay thế được.  xvii  PHỤ LỤC B. TRÌNH TỰ CÁC BƯỚC THIẾT KẾ THÀNH PHẦN BTĐL THEO MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP B.1. Trình tự tính toán thành phần BTĐL theo phương pháp ACI 211.3R-02  1.  Xác  định  thể  tích  hồ  tối  thiểu,  theo đó thể tích hồ tối thiểu trên thể  tích  đặc  hoàn  toàn  của  vữa,  p  thường  nằm  trong  khoảng  0,38  -  0,46.       p = Vhồ : Vvữa.  2.  Lựa  chọn  tỷ  lệ    TB X   và  N TB X theo biểu đồ.   3. Xác định thể tích đặc của cốt liệu lớn Vđ bằng cách thử trực tiếp hoặc chọn theo bảng  B.1  Bảng B.1. Xác định thể tích đặc của cốt liệu lớn Vđ Dmax, mm  152  108  75  38  19  9.5  Thể  tích  tuyệt đối  của  cốt  liệu  lớn so với thể tích bê tông, %  63-65  61-63  57-61  52-56  46-52  42-48  4. Xác định thể tích vữa đặc tuyệt đối, Vv giả thuyết có 2 % độ rỗng cuốn khí.  Vv = Vbt x 0,98 – Vđ  xviii   với Vbt là thể tích của bê tông.  5. Xác định thể tích tuyệt đối của hồ: Vh = Vv x p  6. Xác định thể tích của cát: Vc = Vv ( 1- p )  7. Xác định thể tích nước cho mẻ trộn thử: N= Vh .  1 . 1 N NX TB X TB    8. Xác định thể tích xi măng: Vx =  (1 ). N TB N X X TB   9. Xác định thể tích của tro bay: VTB  = Vx .  TB X 10. Chuyển đổi thể tích vật liệu thành khối lượng.   11. Kiểm tra giá trị Vc của hỗn hợp chọn giá trị Vc cho độ đầm cao nhất.   12. Cố định thể tích cốt liệu lớn, thử bổ xung hai cấp phối khác có giá trị  N X TB  cao hơn  và thấp hơn. Lập biểu đồ cường độ và tỷ lệ  N X TB  để chọn giá trị  N X TB  cuối cùng.  B.2. Trình tự tính toán thành phần hỗn hợp BTĐL theo phương pháp Trung Quốc 1. Xác định tỷ lệ  CKD N  theo công thức sau đây:  90 28 ( ) CKD CKDR AR B N      (B.1) trong đó:  R90 là cường độ BTĐL ở tuổi 90ngày, MPa ;  xix  RCKD28 là cường độ của chất kết dính ở tuổi 28 ngày, MPa;  N, CKD lượng dùng nước, chất kết dính, kg/m3;  A, B - Hệ số phương trình hồi qui xác định bằng thí nghiệm hoặc sử dụng giá trị  khuyến cáo như bảng B.2.  Bảng B.2. Hệ số hồi quy và loại cốt liệu Loại cốt liệu A B Sỏi  0,733  0,789  Đá đăm  0,811  0,581  2. Xác định hàm lượng nước trộn trong 1 m3 bê tông theo bảng B.3 sau:  Bảng B.3. Lượng nước sơ bộ Dmax cốt liệu lớn (mm) 20 40 80 Cát tự nhiên  100 – 120  90 – 115  80 – 110  Cát nghiền  110 – 125  100 – 120  90 - 115  3. Xác định hàm lượng chất kết dính theo tỷ lệ  CKD N  và N đã được xác định trong bước 1  và bước 2 theo công thức:  . , CKD CKD N kg N    (B.2) 4. Xác định hàm lượng cốt liệu lớn và cốt liệu nhỏ trong 1m3 hỗn hợp bê tông đầm lăn.  xx    Chất kết dính bao gồm xi măng (XM) và tro bay (TB), nếu tỷ lệ tro bay trong chất  kết dính là a % theo khối lượng thì tỷ lệ xi măng là (100 - a)%. Khi đó có thể tính riêng  hàm lượng xi măng và tro bay trong 1m3 bê tông theo công thức:  .(100 ) , 100 . , 100 CKD a X kg CKD a TB kg      (B.3) Từ nguyên lý thể tích tuyệt đối của phương pháp thiết kế thành phần bê tông ta có:  1000 kk CKD C D CKD C D N V           (B.4)  Và mức ngậm cát xác định:   .100%C C m C D     (B.5) trong đó:  N lượng dùng nước, kg/m3;  CKD là lượng dùng CKD, kg/m3;  C/CL là tỷ lệ cát/cốt liệu theo thể tích;  C là lượng dùng cát, kg/m3;  Đ là lượng dùng đá, kg/m3;  CKD  khối lượng riêng CKD, g/cm 3;  C, d khối lượng thể tích của cát và đá, g/cm 3;  Va là hàm lượng bọt khí của BTĐL, % thể tích (sơ bộ có thể lấy 1% - 2%).  xxi  Từ hai phương trình (B.4) & (B.5) có thể xác định được hàm lượng cát  C và hàm  lượng đá D trong 1m3 bê tông đầm lăn.  5. Để hiệu chỉnh thành phần bê tông đầm lăn đã tính toán ở trên, phải tiến hành các thí  nghiệm.    - Trộn mẻ thí nghiệm để kiểm tra độ công tác VC. Nếu VC lớn hơn hoặc nhỏ hơn  yêu cầu thì tăng hoặc giảm lượng nước, rồi trộn mẻ khác để thử VC. Cứ điều chỉnh lượng  nước như vậy cho đến khi đạt được VC như yêu cầu.    - Trộn mẻ thử đã có chỉ số VC như yêu cầu, đúc 3 nhóm mẫu để thí nghiệm cường  độ nén với hàm lượng chất kết dính (CKD) như tính toán và với các hàm lượng ± 10%.  Từ đó vẽ đồ thị quan hệ giữa cường độ và hàm lượng CKD. Dựa vào đường quan hệ đó  để xác định hàm lượng chất kết dính ứng với cường độ yêu cầu.    - Tính toán lại thành phần hỗn hợp trong 1m3 BTĐL.  B.3. Thiết kế BTĐL theo quan điểm cơ học đất Trình tự thực hiện: 1. Chọn cấp phối hạt    Cấp phối hạt nằm trong giới hạn cho phép, yêu cầu thành phần hạt cốt liệu đối với  BTĐL cho đường theo ACI 325.10R.  2. Chọn lượng chất kết dính trung bình    -  Hàm lượng chất kết dính được xác định dựa vào cường độ và tuổi thọ yêu cầu  của mặt đường và được xác định dựa vào phần trăm khối lượng khô của cốt liệu, thường  hàm lượng này chiếm từ (208  356) kg/m3  xxii    - Phần trăm lượng chất kết dính (CM) được tính như sau:  .100,%C C CL m CM m m     (B.6) trong đó: mC là khối lượng chất kết dính, kg; mCL là khối lượng cốt liệu thô và mịn đã sấy  khô, kg; CM thường dao động trong khoảng 10%  17%.  3. Xác định độ ẩm tối ưu theo ASTM D1557    - Sử dụng thành phần cốt liệu đã xác định ở bước 1    - Cố định lượng chất kết dính ở bước 2    - Thay đổi độ ẩm và điều chỉnh thay đổi ± 0,5%  .100N C CL m m m      ,%  (B.7)  trong đó:  là độ ẩm của vật liệu, %; mN là khối lượng của nước, kg.  - Với hầu hết các loại cốt liệu, độ ẩm trong khoảng từ (5 - 8)%.  - Đầm nén mẫu thử, xác định tỷ trọng khô.  - Vẽ biểu đồ quan hệ giữa tỷ trọng khô và độ ẩm . xxiii  Hình B.3. Biểu đồ quan hệ giữa độ ẩm và tỷ trọng khô 4. Đúc mẫu thử để xác định cường độ nén  - Với mỗi lượng chất kết dính, đúc ít nhất 3 mẫu thử theo tiêu chuẩn ASTM C1435.  - Mỗi mẫu thử được đúc tại độ ẩm tối ưu tương ứng với hàm lượng chất kết dính đã chọn.  5. Thử mẫu thử và lựa chọn lượng chất kết dính  - Kiểm tra mẫu thử để xác định cường độ nén (Rn) tương ứng với chất kết dính (CKD) đã  dùng.  - Biểu diễn mối quan hệ giữa Rn và CKD.  xxiv  Hình B.4. Biểu đồ quan hệ giữa cường độ nén và chất kết dính   - Khi đó: Rn yêu cầu  = Rn  thực  + Ran toàn , dựa vào đường cong quan hệ thì suy ra hàm  lượng chất kết dính cần dùng.  6. Tính toán tỷ lệ thành vật trong hỗn hợp bê tông đầm lăn cho 1m3.  xxv  PHỤ LỤC C. BẢNG TÍNH CÁC KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG KC1 KC2 KC3 Đơn vị 1 Số liệu xuất phát: Tải trọng trục tiêu chuẩn Ps:  100  100  100  kN  Tải trọng trục lớn nhất Pmax:  120  120  120  kN  Số  lần  tác dụng quy đổi về  tải  trọng tiêu chuẩn Ne:  1.000.000  1.000.000  30.000  lần/làn  Gradien nhiệt độ lớn nhất Tg:  86  86  86  độ C/m  Miền  Bắc  2 Dự kiến kết cấu: Chiều dài tấm BTĐL:  6  6  6  m  Chiều rộng tấm BTĐL:  4  4  4  m  Chiều dày tấm BTĐL hc:  0,24  0,22  0,2  m   Cường độ chịu nén  30  35  30  MPa  Cường độ kéo uốn thiết kế của  BTĐL fr:  4,17  4,54  4,17  MPa  Mô  đun  đàn  hồi  tính  toán  của  BTĐL Ec:  25,21  27,19  25,21  GPa  Hệ số Poisson của BTĐL Mc:  0,15  0,15  0,15  Hệ số dãn nở nhiệt của BTXM  αc:  0,000009  0,000009  0,000009  /độ C  Đá  Sunway  xxvi  Hệ  số  triết  giảm  ứng  xuất  do  khả năng truyền tải tại khe nối  kr:  0,87  0,87  0,87  Lề cứng dày bằng  phần xe chạy  Hệ số mỏi kf:  2,20  2,20  1,80  Hệ số tổng hợp kc:  1  1  1  Cấp IV trở xuống  3 Số liệu về các lớp móng: Chiều dày lớp móng trên h1:  0,3  0,26  0,24  m  Mô đun đàn hồi lớp móng trên  E1:  450  450  450  MPa  CPDD  1  Hệ số λ  0,057  0,057  0,057  Móng trên loại  thông thường  Chiều dày lớp móng dưới E2:      m  Mô đun đàn hồi lớp móng dưới  h2:        MPa  Mô đun đàn hồi nền đất Eo:  45  45  45  MPa  Mô đun đàn hồi tương đương của lớp vật liệu hạt Ex: 450  450  450  MPa  Các lớp  móng  Tổnghiều dày các lớp vật liệu hạt hx: 0,3  0,26  0,24  m  Các lớp  móng  Hệ số hồi quy α: 0,547  0,510  0,489  Các lớp  móng  xxvii  Mô đun đàn hồi tương đương của các lớp móng và nền đất Et: 158,55  145,54  138,73  MPa  Độ cứng uốn cong tiết diện của tấm BTĐL: 29,71  24,68  17,19  MN.n  Bán kính độ cứng tương đối của tấm BTĐL: 0,692  0,670  0,603  m  4 Tính ứng xuất do tải trọng gây ra trong tấm BTĐL:   Ứng xuất kéo uốn gây mỏi tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tải trọng trục tiêu chuẩn (Ps) ps: 1,497  1,740  1,957  MPa  Ứng xuất kéo uốn gây mỏi do tải trọng trục tiêu chuẩn (Ps) pr: 2,862  3,328  3,064  MPa  Ứng xuất kéo uốn tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tải trọng trục nặng nhất (Pmax) ps: 1,777  2,066  2,323  MPa  Ứng xuất kéo uốn lớn nhất do tải trọng trục nặng nhất (Pmax) pmax: 1,546  1,797  2,021  MPa  xxviii  5 Tính ứng xuất do nhiệt: Hệ số t: 2,888  2,986  3,315  Sh(t): 8,955  9,879  13,746  Ch(t): 9,011  9,930  13,782  Hệ số ứng xuất uốn vồng do gradient nhiệt độ gây ra trong tấm BTĐL CL: 1,080  1,084  1,084  Hệ số ứng xuất nhiệt độ tổng hợp BL: 0,663  0,727  0,794  Ứng xuất kéo uốn lớn nhất do gradien nhiệt độ lớn nhất gây ra trong tấm BTĐL tmax: 1,551  1,683  1,550  MPa  Hệ số ứng xuất kéo uốn gây mỏi nhiệt kt: 0,465  0,464  0,465  Tổ hợp at, bt, ct 1: 0,841  0,841  0,841  kt 1: 0,455  0,454  0,455  Tổ hợp at, bt, ct 2: 0,871  0,871  0,871  kt 2: 0,465  0,464  0,465  Ứng xuất nhiệt gây mỏi tr: 0,721  0,780  0,720  MPa  6 Kiểm toán các điều kiện giới hạn:   xxix  Độ tin cậy r: 1,055  1,055  1,055  Cấp IV trở xuống  Điều kiện về ứng xuất kéo uốn gây mỏi do tải trọng xe: ĐẠT ĐẠT ĐẠT r(ϭpr+ϭtr): 3,780  4,334  3,992  MPa  Điều kiện về ứng xuất kéo uốn do tải trọng xe nặng nhất: ĐẠT ĐẠT ĐẠT r(ϭpmax+ϭtmax): 3,267  3,672  3,767  MPa  xxx  PHỤ LỤC D. KẾT CẤU MẶT ĐƯỜNG CỨNG VỚI MÓNG BTĐL (theo quyết định 3230/QĐ-BGTVT) Số liệu xuất phát: 1. Đường cấp III làm mới hai làn xe, lề cũng có kết cấu như phần xe chạy, đường thuộc  tỉnh A, quy mô giao thông thiết kế thuộc cấp nặng.   Tra bảng 9 ta có độ tin cậy yêu cầu 85% do đó hệ số độ tịn cậy  13,1r 2.Tải trọng trục tiêu chuẩn  kNPs 100  (để tính mỏi).  3. Số  lần  tác dụng quy  đổi về  trục xe  tiêu  chuẩn  kNPs 100   tích  lũy  trên  một  làn xe  trong thời hạn phục vụ thiết kế bằng 20 năm là  610.07,17eN  (lần/làn).  4. Qua điều  tra dự báo  trên đường  thiết kế có xe nặng với  tải  trọng  trục  kNP 180max    thông qua.  Dự kiến kết cấu mặt đường: 1. Tầng mặt BTXM dày 0,26m bằng BTXM có cường độ kéo uốn thiết kế  MPafr 5,5   và  tra  bảng  11  tương  ứng có  modul  đàn hồi  tính  toán  GPaEc 33   hệ  số poisson  của  tầng mặt  15,0c       - Cốt liệu thô của BTXM bằng đá vôi nên theo bảng 10 lấy hệ số dãn nở nhiệt của  cốt liệu  Cc 06 /10.7       - Tấm BTXM dự kiến có kích  thước 5m x 3,5m, khe dọc có  thanh  liên kết, khe  ngang có bố trí thanh truyền lực.  xxxi  2. Móng trên bằng bê tông đầm lăn dày hb=0,2m với modul đàn hồi ở tuổi 28 ngày bằng  3300MPa, hệ số poisson  15,0c   3. Lớp móng dưới bằng cấp phối đá dăm dày 0,18m với modul đàn hồi bằng 330MPa, hệ  số poisson  35,0c   4. Nền đất á sét nhẹ ở độ ẩm tương đối 0,6 có E0 = 45Mpa.  Kiểm toán kết cấu dự kiến: 1. Tính toán modul đàn hồi chung Et của nền đất và móng dưới bằng vật liệu hạt  o o x t E E E E .              n i n ii x h Eh E 1 2 1 2 ).( xhln26,086,0    trong đó: E0 là mô đun đàn hồi chung đặc trưng cho cả phạm vi khu vực tác dụng của nền  đất; Ex là mô đun đàn hồi tương đương của các lớp vật liệu hạt;   n là số lớp kết cấu bằng vật liệu hạt; α là hệ số hồi quy liên quan đến tổng chiều dày  các lớp vật liệu hạt; hx là tổng chiều dày các lớp vật liệu hạt (m)  Ei, hi là mô đun đàn hồi và chiều dày của lớp vật liệu hạt i.  Do chỉ có một lớp móng dưới bằng cấp phối đá dăm nên n=1 => Et=98,7 Mpa  2. Tính độ cứng tương đối chung của cả kết cấu rg  3/1 )( .21,1         t bc g E DD r ;  )1.(12 . 2 3 c cc c hE D    ;  )1.(12 . 2 3 b bb b hE D     xxxii  trong  đó:  Db  là  độ  cứng  chịu  uốn  của  tiết  diện  lớp  móng  trên  có  gia  cố  chất  liên  kết,  MN.m; hb, Eb, µb lần lượt là chiều dày (m), mô đun đàn hồi (MPa) và hệ số poisson của  tầng móng gia cố; rg là tổng bán kính độ cứng tương đối của cả kết cấu (m); hc, Dc lần  lượt là chiều dày (m) và độ cứng chịu uốn của tầng mặt BTXM (MN.m).  Thay số tính được rg = 0,961 (m)  3. Tính ứng suất do tải trọng trục xe gây ra:    Ứng suất do tải trọng trục thiết kế Ps gây ra tại giữa cạnh dọc của lớp móng trên  бbps  94,0268,0 3 ... 1 10.41,1 sg b c bps Phr D D               Ứng suất kéo uốn gây mỏi do tải  trọng xe chạy gây ra  trong tầng móng bằng bê  tông đầm lăn бbpr      bpscfbpr kk  ..     kf là hệ số mỏi xét đến số lần tác dụng tích lũy của tải trọng gây mỏi trong thời hạn  phục vụ  thiết  kế,  kf = N  e  với Ne  là  tổng  số  lần  tác dụng của  tải  trọng 100kN  tích  lũy  trong suốt  thời hạn phục vụ  thiết kế  trên 1  làn xe;  065,0 với bê  tông nghèo và bê  tông đầm lăn làm móng trên; kc là hệ số tổng hợp xét đến ảnh hưởng của tác dụng động  và các yếu tố sai khác giữa lý thuyết và thực tế chịu lực của tấm BTXM, hệ số này được  xác định tùy thuộc cấp hạng đường.    Ứng suất kéo uốn tại vị trí giữa cạnh dọc của tấm do tác dụng của tải trọng trục  đơn thiết kế trên tấm không có liên kết ở cả 4 cạnh, Mpa:  94,027,03 ...10.47,1 scpm Phr    xxxiii    Ứng suất kéo uốn lớn nhất do tải trọng trục đơn nặng nhất Pm gây ra tại giữa cạnh  dọc của tấm khi tấm không có liên kết ở cả 4 cạnh, Mpa: pmcrpm kk  ..max      kr:  hệ số triết giảm ứng suất do khả năng truyền tải tại khe nối      бbps=1,254 MPa; бbps=3,89 MPa; бpm=2,18 MPa; бpmmax=1,99 MPa  4. Tính ứng suất kéo uốn do gradien nhiệt gây mỏi giữa cạnh dọc tấm trong trường hợp  tấm BTXM một lớp trên nền đàn hồi nhiều lớp: max. tttr k       maxt   ứng  suất kéo uốn  lớn  nhất do gradien nhiệt  độ  lớn nhất gây  ra  trong  tấm  BTXM (tại giữa cạnh dọc tấm)   L gccc t B TEh . 2 ... max        αc là hệ số dãn nở một chiều của BTXM ;    kt là hệ số ứng suất kéo uốn gây mỏi nhiệt,                 t b r t t t r t c f a f k t max max ..     trong đó at, bt, ct là các hệ số hồi quy xác định theo công thức (8-19); hc là chiều  dày  tấm BTXM; Ec  là mô đun đàn hồi của BTXM; Tg  là gradien nhiệt độ  lớn nhất  tùy  thuộc vùng xây dựng mặt đường BTXM được xác định như chỉ dẫn ở 8.2.8  )/( mco       BL là hệ số ứng suất nhiệt độ tổng hợp        LL h L CCeB c   1.131,0..77,1 .48,4   ChtShttt tChttSht CL .sin.cos sin.cos. 1 1 1              gr L t .3                 34 34 .. .. gcn cgn rDrk rDrk       4/1 . .         nbc bc kDD DD r   xxxiv  1 . 2 1         b b c c n E h E h k     trong đó: ζ là hệ số liên quan đến kết cấu tấm hai lớp; rβlà hệ số xét đến trạng thái  tiếp xúc giữa các lớp, (m); kn là độ cứng tiếp xúc theo chiều dọc giữa tầng mặt và tầng  móng  (Mpa/m).  Nếu  không  bố  trí  lớp  bê  tông  nhựa  cách  ly  giữa  tấm  BTXM  và  tầng  móng thì mới tính trị số kn như ở công thức trên. Nếu có bố trí lớp bê tông nhựa cách ly  thì không tính toán mà áp dụng giá trị kn=3000 Mpa/m.  Thay số tính được σtmax=1,22 MPa; kt=0,254; σtr=0,31Mpa  5. Kiểm toán các điều kiện giới hạn: - Theo điều kiện:     rtrprr f .   - Theo điều kiện:    rtpr f maxmax.    - Theo điều kiện:  brbprr f .    Thay các giá trị vào ta thấy kết cấu đã chọn thỏa mãn các điều kiện giới hạn.