Nghiên cứu, phân loại các dạng sụt, trượt mái taluy đường ...... tuy nhiên trên tuyến vẫn tiếp tục phát ... với nền đường đào ... + Biện pháp

1

Tuyển tập công trình Hội nghị khoa học công nghệ và môi trường năm 2009 Viện Khoa học và Công nghệ GTVT Hà Nội, 30/10/2009

Nghiên cứu, phân loại các dạng sụt, trượt mái taluy đường Hồ Chí Minh đoạn Đắk Rông - Thạnh Mỹ và luận chứng giải pháp xử lý hiệu quả NCS. Huỳnh Thanh Bình

Viện Khoa học và Công nghệ GTVT

Tóm tắt: Hiện tượng sụt, trượt mái taluy trên đường Hồ Chí Minh đoạn Đắc Rông - Thạnh Mỹ đã và đang diễn ra hết sức phức tạp và mãnh liệt. Do đó, việc nghiên cứu và phân loại các dạng sụt trượt mái taluy của là điều cần thiết. Qua nghiên cứu và phân loại, xác định rõ nguyên nhân hình thành, điều kiện hỗ trợ phát sinh, đặc điểm, cấu trúc, kiến trúc, quy mô và cơ chế phát triển sụt trượt của mái taluy. Từ những kết quả nghiên cứu và phân loại này đánh giá được độ ổn định của mái taluy và đưa ra giải pháp phòng chống hiệu quả đối với mỗi dạng sụt trượt.

Abstract: The phenomena of enrosion and land sliding on slope on DakRong-ThanhMy section, Ho Chi Minh Highway have occrurred complicatedly and strongly. Thus, studying an classifying the type of great concern. Through study and classification, the main cause, ocrurrence supporting conditions, characteristics, structrures, scales and devolopment mechanism of slope land sliding can be determined. Based on study results and classification, stability of slope can be avalueted and effective prevention solutions for each type of land sliding are proposed.

Đường Hồ Chí Minh nhánh phía Tây đoạn Đắk Rông - Thạnh Mỹ từ Km250T đến Km510T đi qua các tỉnh Quảng Trị, Thừa Thiên-Huế, Quảng Nam dài khoảng 250Km. Sau khi thi công và hoàn thành vào năm 2005 đến nay đã và đang diễn ra hiện tượng sụt, trượt mái taluy hết sức mãnh liệt và phức tạp. Hàng năm, Ban quản lý dự án đường Hồ Chí Minh cùng các đơn vị tư vấn thiết kế đã xử lý hàng trăm điểm lớn nhỏ trên đoạn, tuy nhiên trên tuyến vẫn tiếp tục phát sinh các điểm trượt mới. Theo thống kê của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT tháng 11/2007 trên đoạn có khoảng 140 điểm sụt trượt các loại.

Hình 1. Vị trí sụt, trượt đất đường Hồ Chí Minh đoạn Đắc Rông - Hiên

2

Hình 2. Vị trí sụt, trượt đất đường Hồ Chí Minh đoạn Hiên - Thạnh Mỹ

Trong số 140 điểm thống kê được có 122 điểm sụt lở taluy dương, 13 điểm sụt lở taluy âm, 05 điểm sụt lở cả taluy dương và taluy âm, có 138 điểm có khối lượng trên 1000m3, 38 điểm có khối lượng > 10 000m3. Hàng năm, trên tuyến xảy ra trung bình khoảng 30 đến 40 điểm sụt và trượt đất có qui mô vừa và lớn (>10 000m3), hàng trănm điểm sụt qui mô nhỏ với khối lượng hàng chục vạn khối đất đá, mỗi năm lại phát sinh các điểm sụt khác nhau.

Để nhận biết tại hiện trường và phân biệt về bản chất hiện tượng đất sụt xảy ra trên mái dốc, cần phải tiến hành phân loại hiện tượng sụt, trượt mái taluy, mái dốc. Nhằm mục đích chung để phục vụ cho công tác khảo sát – thiết kế và quản lý đường xá. Việc phân loại giúp cho việc định hướng tìm hiểu, đánh giá các điều kiện và nguyên nhân chính gây ra các dạng cụ thể của đất sụt, phân tích và giải thích được nguyên nhân phát sinh và phát triển hiện tượng, từ đó hỗ trợ việc đề xuất các phương án xử lý và lựa chọn phương án hợp lý nhất để xử lý đạt hiệu quả mong muốn hiện tượng sụt, trượt trên cơ sở khoa học.

Nguyên tắc phân loại các hiện tượng sụt, trượt xảy ra trên đường Hồ Chí Minh, đoạn Đắk Rông - Thạnh Mỹ dựa vào những tiêu chí sau:

- Bản chất, cơ chế phát sinh, phát triển và đặc điểm dịch chuyển của đất đá trên mái dốc.

- Các điều kiện và nguyên nhân chính phát sinh ra hiện tượng sụt, trượt.

Qua đánh gía có thể nhận biết đủ các loại hình đất sụt đặc trưng nhất của hiện tượng sụt, trượt đất ở Việt Nam đã diễn ra trên Đường Hồ Chí Minh nhánh phía Tây, đoạn Đắk Rông - Thạnh Mỹ như sau:

1. Trượt đất: Chiếm tỷ lệ chủ yếu khoảng 12% tổng số các điểm sụt trên tuyến, Trượt đất là hiện tượng cả

nguyên khối đất đá nằm trên sườn đồi hay mái dốc bị dịch chuyển như một cố thể theo nguyên lý trọng lực, hướng di chuyển tịnh tiến xuống phía dưới trên một mặt liên tục, gẫy khúc hoặc có dạng

3

cung tròn trong lòng đất gọi là mặt trượt. Đất đá và cây cối nằm bên trên khối trượt, trong quá trình bị dịch chuyển, không bị xáo trộn. Cây cối mọc trên thân khối trượt vẫn còn nguyên nhưng sẽ bị nghiêng đều theo một hướng (còn gọi là hiện tượng cây say, rừng say). Trong đó, đất đá trên thân khối trượt và phía dưới bề mặt trượt vẫn có độ ẩm bình thường, nhưng đất tại mặt trượt thì có độ ẩm cao, tăng vọt, và trạng thái đất đá tại đó bị cà nát, vò nhàu, vỡ vụn.

2. Sụt lở đất đá: Chiếm tỷ lệ chủ yếu khoảng 70% tổng số các điểm sụt trên tuyến, thực tế rất khó phát hiện các

dấu hiệu như vách trượt, mặt trượt, trụ trượt một cách rõ ràng. Khối đất sụt có xu hướng dịch chuyển xuống cuối dốc. Đất đá trong khối trượt bị xáo trộn cùng với cây cối. Tốc độ sụt lở thường diễn ra khá nhanh ảnh hưởng đến độ ổn định của các khối đất kề bên. Lượng đất sụt có thể chiếm một thể tích khá lớn, có thể tràn lấp hẳn một đoạn đường. Đây là loại sụt trượt phổ biến trên các tuyến đường miền núi nước ta.

3. Xói sụt đất đá: Do tác động bào xói của nước mặt và áp lực thủy động của nước ngầm gây ra, chiếm tỷ lệ khoảng

15% các điểm sụt, trượt. Đây là hiện tượng biến dạng cục bộ của sườn đồi hoặc mái dốc dưới tác động trực tiếp của dòng chảy từ lưu vực phía trên đổ về hoặc kết hợp với tác động của dòng chảy ngầm. Đối với nền đường đào, lúc đầu xuất hiện hiện tượng xói đất và đất bị bóc từng mảng ở phia trên đỉnh ta luy sau đó phát triển mạnh dần xuống phía dưới dọc theo dòng chảy và tỷ lệ với lưu tốc dòng chảy. Mức độ hoạt động gây xói thường chậm, có thể sau hàng giờ, hàng ngày, hàng tuần mới hoàn thành một quá trình xói sụt. Khối lượng xói sụt không lớn và tuỳ thuộc vào mức độ phong hoá của đất đá, độ dốc của sườn mái dốc, lượng nước ngầm, nước mặt. Hậu quả cuối cùng của hiện tượng này thường để lại trên mặt địa hình những rãnh xói, hoặc những hang hốc. Sản phẩm của xói sụt đất là những đống đất đá ở chân dốc, lấp mặt đường hoặc lấp suối.

4. Đá đổ, đá lăn: Là hiện tượng các tảng, các khối đá từ trên cao sườn đồi hoặc mái dốc bị lở và rơi tự do, đổ thẳng

xuống mặt đường tạo thành từng đống vụn, từng tảng hoặc thành từng khối lớn có kích thước từ vài cm đến hàng chục mét, gây mất ổn định cho mái dốc và cản trở giao thông, đặc biệt đe dọa đến an toàn giao thông cho người và các phương tiện tham gia giao thông trên đường.

Hình 3. Sơ đồ trượt đất Hình 4. Trượt đất tại Km 428T+900

4

Hình 5. Sơ đồ sụt lở đất đá

Hình 6. Sụt lở đất đá tại Km403T+080

Hình 7. Sơ đồ xói sụt đất đá

Hình 8. Xói sụt đất đá tại Km 477T+600

Hình 9. Sơ đồ đá lở, đá lăn Hình 10. Đá lở tại Km251T gần đầu cầu Đắk Rông

Tùy thuộc điều kiện địa hình, điều kiện địa chất công trình, địa chất cấu tạo, địa chất thủy văn, thủy văn, khí hậu, lượng mưa, … tại những vị trí cần xử lý có các mức độ khác nhau về sự ổn định và bền vững của mái dốc. Để lựa chọn biện pháp xử lý đạt hiệu quả cần làm rõ những yếu tố sau:

- Khảo sát và phân tích nhằm xác định rõ các điều kiện và nguyên nhân gây ra hiện tượng sụt, trượt;

- Thông thường các hiện tượng phá hoại nền đường, mái dốc thường phát sinh và phát triển do nhiều nguyên nhân gây ra đồng thời do đó cần phải áp dụng một cách đồng bộ nhiều biện pháp kỹ thuật;

5

- Biện pháp thiết kế xử lý sụt, trượt phải phù hợp với chủ trương kỹ thuật do Chủ đầu tư đề ra, theo đó phải đáp ứng được yêu cầu lựa chọn để thiết kế biện pháp xử lý đất sụt có tính tạm thời hay nửa kiên cố hoặc kiên cố hóa, bền vững lâu dài;

- Các biện pháp xử lý đất sụt tuy phong phú nhưng biện pháp với phương án được lựa chọn để tiến hành thiết kế phải là phương án hợp lý nhất, đáp ứng được các yêu cầu cơ bản về kỹ thuật và các quy định về môi trường, kinh tế – xã hội tại địa phương.

Qua tổng kết kinh nghiệm phòng chống sụt, trượt của các nước trên thế giới và tại Việt Nam, có thể nhận thấy các giải pháp phòng chống sụt, trượt rất đa dạng và phong phú. Từ góc độ công nghệ, có thể chia ra làm 2 loại giải pháp, đó là:

- Các giải pháp công nghệ truyền thống:

+ Biện pháp đóng tường cừ bằng tre, nứa, đan phên, ...

+ Biện pháp thoát nước mặt;

+ Biện pháp trồng cỏ, trồng cây;

+ Biện pháp thả đá gia cố chân taluy;

+ Biện pháp lát đá, xếp đá khan;

+ Biện pháp xếp bao cát, bao đất, cũi lợn;

+ Biện pháp tường, kè rọ đá;

+ Biện pháp cắt cơ giảm tải;

+ Biện pháp xây lát đá gia cố bề mặt;

+ Biện pháp tường ốp, tường chống và tường chờ;

+ Biện pháp tường chắn đá xây móng nông chịu áp lực đất;

+ Biện pháp tường chắn bêtông móng nông chịu áp lực đất.

- Các giải pháp công nghệ mới:

+ Biện pháp đầm rơi, đầm lăn để gia cố chặt bề mặt taluy;

+ Biện pháp sử dụng rọ đá không gỉ (Terramesh, bọc nhựa, ...);

+ Biện pháp tường đất có cốt dùng Vải địa kỹ thuật và cốt liệu khác;

+ Biện pháp trồng cỏ Vetiver có khả năng chống xói cao;

+ Biện pháp gia cố bề mặt bằng khối xây, bêtông, tấm lát;

+ Biện pháp hạ mực nước ngầm và thoát nước ngầm;

+ Biện pháp tường chắn móng cọc chống trượt sâu;

+ Biện pháp xây dựng hành lang hở (tuy-nel hở);

+ Biện pháp tường vòm neo chống trượt phẳng;

+ Biện pháp khung dầm neo chống trượt sâu.

Để đảm bảo lựa chọn được giải pháp xử lý hiệu quả có thể tham khảo bảng chỉ dẫn lựa chọn biện pháp xử lý tùy thuộc vào mục đích, yêu cầu của từng vị trí cụ thể.

Bảng 1. Lựa chọn các biện pháp xử lý [2]

Loại Phân loại Biện pháp xử lý Biện pháp xử lý tình thế, có tính tạm thời

- Trượt đất quy mô lớn đến rất lớn

Lựa chọn các biện pháp tạm thời để đảm bảo giao thông có điều kiện như sau:

- Biện pháp 1: san lấp tạm thời trên mặt đường, bù lún đảm bảo độ êm thuận tạm thời và đặt biển báo hiệu.

6

Loại Phân loại Biện pháp xử lý Biện pháp xử lý tình thế, có tính tạm thời

Trượt đất

- Trượt đất quy mô vừa: - Trượt đất quy mô nhỏ:

- Biện pháp 2: nếu trượt đất gây sụt lún quá lớn và nguy hiểm, cần xem xét phương án tránh tuyến tạm thờ hoặc cầu tạm đi qua khu vực trượt đất.

Có thể hót sụt hoặc xếp tạm 3-4 hàng rọ đá, với chiều cao không quá 4 m. Có thể hót sụt hoặc xếp tạm 2-3 rọ đá, với chiều cao không quá 2m.

Sụt lở đất

- Sụt lở quy mô lớn rất lớn: - Sụt lở quy mô vừa: - Sụt lở quy mô nhỏ:

Chủ yếu hót sụt để đảm bảo giao thông. Chủ yếu hót sụt để đảm bảo giao thông. Có thể xếp tạm 2-3 hàng rọ đá, cao không quá 3m hoặc hót sụt để đảm bảo giao thông .

Xói sụt

- Xói sụt lớn đến rất lớn: - Xói sụt quy mô vừa: - Xói sụt quy mô nhỏ:

- Chủ yếu hót sụt để đảm bảo giao thông. - Chủ yếu hót sụt để đảm bảo giao thông và bổ sung biện pháp thoát nước. - Có thể xếp tạm 2-3 hàng rọ đá, cao không quá 3m hoặc hót sụt để đảm bảo giao thông kết hợp tiến hành gia cố bề mặt bằng cỏ hoặc trồng cây (nếu có thể).

Đá lở, đá lăn

- Đá lở khối lớn đến rất lớn: - Đá lở quy mô vừa: - Đá lở quy mô nhỏ:

- Đặt biển báo hiệu nguy hiểm. - Đặt biển báo hiệu nguy hiểm. - Chủ động dọn dẹp bề mặt taluy kết hợp xếp rọ đá làm tường chờ.

Biện pháp xử lý kiên cố - bền vững hóa

Trượt đất

- Trượt đất quy mô lớn đến rất lớn: - Trượt đất quy mô vừa: - Trượt đất quy mô nhỏ:

- Sử dụng kết cấu khung neo, tường neo ; Tường chắn BTCT móng cọc kết hợp cắt cơ giảm tải, gia cố bề mặt và thoát nước. - Xây dựng tường chắn BTCT cọc khoan nhồi hoặc cọc ray; Cắt cơ giảm tải kết hợp gia cố bề mặt và thoát nước. - Xây dựng tường chắn chặn chân kết hợp gia cố bề mặt và thoát nước.

Sụt lở đất

- Sụt lở quy mô lớn rất lớn: - Sụt lở quy mô vừa: - Sụt lở quy mô nhỏ:

- Xác định đúng nguyên nhân để có thể áp dụng các biện pháp thích hợp như: cắt cơ giảm tải, trồng cỏ gia cố bề mặt, bố trí hệ thống thoát nước kết hợp xây dựng tường chắn hoặc xây dựng tường chắn kết hợp thoát nước và gia cố bề mặt (không cắt cơ giảm tải). - Xây dựng hệ thống tường chắn, kết hợp thoát nước và gia cố bề mặt. - Xây tường chắn hoặc xếp rọ đá hoặc gia cố bề mặt

Xói sụt

- Xói sụt lớn đến rất lớn: - Xói sụt quy mô vừa: - Xói sụt quy mô nhỏ:

- Xây dựng hệ thống thoát nước kết hợp biện pháp gia cố thích hợp để bảo vệ bề mặt và xây dựng tường chắn bảo vệ chân taluy. - Xây dựng hệ thống tường chắn, kết hợp thoát nước và gia cố bề mặt. - Xây tường chắn thấp kết hợp các biện pháp gia cố bề mặt, kể cả biện pháp phủ một lớp đất hữu cơ dày 0,30 – 0, 50 m trên bề mặt taluy để trồng cỏ chống xói.

Đá lở, đá lăn

- Đá lở khối lớn đến rất lớn: - Đá lở quy mô vừa: - Đá lở quy mô nhỏ:

- Cắt cơ kết hợp neo khối đá hoặc xây dựng tường neo, khung neo - Xây dựng tường chắn kết hợp khoan neo treo lưới - Xây dựng tường chống hoặc tường chờ

5. Kết luận: Vấn đề nghiên cứu phòng chống sụt, trượt trong ngành Giao thông Vận tải đã có những bước

chuyển biến và tiến bộ rõ rệt trong những năm gần đây. Tuy nhiên, các sự cố công trình sau khi thiết kế và thi công vẫn tiếp tục xảy ra hàng năm, chiếm tỷ lệ tới 5% các công trình bị hư hỏng sau mùa mưa, do đó việc đi sâu nghiên cứu nhằm góp phần nâng cao độ bền, độ ổn định, xử lý hiệu quả trong phòng chống sụt, trượt là rất cần thiết.

7

Từ năm 2003 tới nay, Viện Khoa học và Công nghệ GTVT trên cơ sở kết quả nghiên cứu, phân loại chính xác, hợp lý, đã xử lý hàng trăm điểm sụt trượt lớn, nhỏ trên đường Hồ Chí Minh. Theo tổng kết ngày 20/8/2009 của Hội đồng đánh giá nguyên nhân hư hỏng công trình sau các mùa mưa lũ trên đoạn Xuân Mai - Ngọc Hồi (đường Hồ Chí Minh) - Ban QLDA đường Hồ Chí Minh, trong đó có sự tham gia của các đơn vị tư vấn nhiều kinh nghiệm như: TEDI, Tư vấn 2, Tư vấn 8, Tư vấn Tổng c.ty XD Trường Sơn, Tư vấn 533, Tư vấn 5... Viện Khoa học và Công nghệ GTVT không có công trình nào bị hư hỏng, đổ vỡ sau khi đã được thiết kế, xử lý.

Tài liệu tham khảo [1]. Txưtovich, N.A. (1969). Cơ học đất (Bản dịch từ tiếng Nga). Nhà xuất bản Khoa học, Hà Nội.

[2]. Doãn Minh Tâm (2008). Nghiên cứu lựa chọn công nghệ và điều kiện áp dụng công nghệ mới trong phòng chống đất sụt trên các tuyến đường bộ. Đề tài DT063008. Hà Nội.

[3]. Hồ Chất; Doãn Minh Tâm (1985). Sổ tay phòng hộ và gia cố nền đường. Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội.

[4]. Lee W. Abramson; Thomas S. Lee; Sunil Sharma; Glenn M. Boyce. (2001). Slope Stability and Stabilization Method., John Wiley&Sons, NewYork.

[5]. V.Đ. Lomtadze (1982). Địa chất công trình (Bản dịch từ tiếng Nga). Nhà xuất bản đại học và Trung học chuyên nghiệp, Hà Nội.

[6]. Hồ sơ khảo sát thiết kế Hợp đồng số 46/2008 " Tư vấn, lập dự toán thiết kế kỹ thuật bền vững hóa công trình do mưa lũ gây ra năm 2007, nhánh Tây đường Hồ Chí Minh - Đắc Rông - Thạnh Mỹ, giai đoạn 1". Viện KH&CN GTVT, Hà Nội.

84


Một số kết quả nghiên cứu thử nghiệm vật liệu Carboncor asphalt và định hướng sử dụng tại Việt Nam ThS. Nguyễn Văn Thành

PGS.TS. Vũ Đức Chính


Tóm tắt: Carboncor asphalt là sản phẩm trộn sẵn trong trạm trộn chuyên dụng, bao gồm tro, than rác có carbon (carbonaceaous shale), cốt liệu đá, hóa chất đặc biệt được trộn với tỷ lệ quy định. Carboncor asphalt là sản phẩm của Công ty Carboncor (Pty) Ltd.-Cộng hòa Nam Phi, được công bố là có nhiều ưu điểm, được đóng bao hoặc chuyên chở trực tiếp ra hiện trường để rải lớp phủ mặt đường, hoặc làm vật liệu bảo trì, vá ổ gà...nhằm thay thế hỗn hợp bê tông nhựa truyền thống.

Bài báo này giới thiệu một số kết quả nghiên cứu đánh giá chất lượng Carboncor asphalt thông qua thử nghiệm trong phòng và đoạn rải thử mặt đường Carboncor asphalt tại Việt Nam năm 2008-2009, qua đó đưa ra khuyến nghị, định hướng sử dụng ở Việt Nam trong tương lai.

Abstract: Carboncor asphalt is pre-mix product from specialized mixing plant, including ash, carbonaceous shale, rock aggregates, and special chemical with required ratio. Carboncor asphalt is commercial product from Corboncor Ltd, The Republic of South Africa. The product is announced with many advantages, packaged or directly transported to construction site to spread the topping of road, or used as maintenance materials, patch work…etc in order to replace traditional asphalt concrete.

In this paper, some research results of quality evaluation of Carboncor asphalt are described after laboratory tests and field test were done in 2008 - 2009 period, then recommendations and orientation of its usage in future are suggested.

1. Giới thiệu về vật liệu Carboncor asphalt

1.1. Vật liệu Carbocor asphalt

Carboncor asphalt là sản phẩm trộn sẵn trong trạm trộn chuyên dụng, bao gồm tro, than rác có carbon (carbonaceaous shale), cốt liệu đá, hóa chất đặc biệt được trộn với tỷ lệ quy định. Nhờ sự kết hợp giữa các phần tử carbon đó được hoạt hóa cho phép tạo ra một sự liên kết tốt hơn, gắn kết một cách có hiệu quả các thành phần với nhau. Cường độ của lớp vật liệu Carboncor asphalt sau khi thi công được hình thành và phát triển theo thời gian dưới tác động của liên kết đá-nhựa và quá trình bay hơi.

Theo giới thiệu của bản hãng, Carboncor asphalt có một số đặc điểm sau:

- Carboncor asphalt được sử dụng để làm lớp mặt đường hoặc sửa chữa, vá ổ gà,.. trong xây dựng đường ô tô.

- Carboncor asphalt không yêu cầu về nhiệt độ khi chế tạo cũng như khi thi công, được rải nguội sau đó lu lèn chặt.

- Trước khi rải vật liệu Carboncor asphalt, chỉ cần tưới nước mà không cần dùng vật liệu tưới dính bám như bê tông nhựa nóng thông thường.

- Mặt đường không bị phùi chất kết dính trong điều kiện nhiệt độ cao.

- Không bị ảnh hưởng bởi điều kiện nhiệt độ. Đẫ sử dụng thành công ở nhiệt độ dưới 0oC và trên 50oC.

85

- Có thể rải với chiều dầy tối thiểu sau đầm nén là 10mm.

- So với bê tông nhựa thông thường, Carboncor asphalt có lợi hơn 25% về mặt thể tích hoặc diện tích rải mặt vì vật liệu này nhẹ hơn.

- Không độc hại và thân thiện với môi trường.

1.2. Công nghệ sản xuất Carbocor asphalt

Công nghệ sản xuất vật liệu Carboncor asphalt gồm các bước theo sơ đồ Hình 1. Sau khi trộn xong, vật liệu Carboncor asphalt được đựng trong bao kín hoặc được lưu giữ ở dạng rời, sau đó vận chuyển tới công trường thi công.

Hình 1. Sơ đồ công nghệ sản xuất vật liệu Carboncor asphalt

Thu gom than rác từ mỏ than

Sàng tuyển trọn than rác tại mỏ than

Vận chuyển than rác sau khi đã sàng đến nhà máy sản xuất

Carboncor asphalt

Lưu giữ than rác tại nhà máy sản xuất Carboncor asphalt

Thùng trộn

TRỘN HỖN HỢP

Chuyển than rác vào phễu chứa tại trạm trộn

Phễu chứa cốt liệu (đá dăm)

Nhũ tương đặc biệt

HỖN HỢP Carboncor asphalt

86

2. Một số kết quả nghiên cứu thử nghiệm tại Việt Nam Trong năm 2008-2009, Phòng Thí nghiệm trọng điểm đường bộ I đã phối hợp với Công ty Cổ

phần Quốc tế Bước tiến mới (là công ty nhận chuyển giao công nghệ vào Việt Nam) và Công ty Carboncor (Pty) Ltd.-Cộng hòa Nam Phi (là công ty đang sở hữu công nghệ) tiến hành các nghiên cứu thử nghiệm trong phòng và hiện trường với mục đích:

- Đánh giá chất lượng vật liệu Carboncor asphalt và công nghệ thi công trên cơ sở những thử nghiệm trong phòng và hiện trường trên đoạn rải thí điểm (có so sánh với đoạn bê tông nhựa đối chứng).

- Căn cứ kết quả thử nghiệm trong phòng và hiện trường, đưa ra nhận xét, đánh giá về chất lượng vật liệu, công nghệ thi công và việc sử dụng vật liệu Carboncor asphalt trong xây dựng giao thông tại Việt Nam.

2.1. Nội dung và kết quả nghiên cứu thử nghiệm trong phòng

2.1.1. Nội dung thực hiện

Nghiên cứu thử nghiệm trong phòng thí nghiệm được thực hiện trên mẫu vật liệu Carboncor asphalt nhập khẩu từ Nam Phi và mẫu bê tông nhựa (BTNC20) đối chứng. Các chỉ tiêu thử nghiệm vật liệu Carboncor asphalt bao gồm:

- Các chỉ tiêu theo khuyến cáo của bản hãng;

- Các chỉ tiêu theo khuyến cáo của Asphalt Cold Mix Asphalt Manual – MS14.

Kết quả thử nghiệm các chỉ tiêu theo khuyến nghị của bản hãng (và BTNC20 đối chứng) được tổng hợp ở Bảng 1.

Bảng 1. Kết quả thử nghiệm các chỉ tiêu theo khuyến cáo của bản hãng

Cấp hạng giao thông E4 E3 < E2 Kết quả thử

nghiệm TT

Chỉ tiêu Min Max Min Max Min Max

Số liệu do bản hãng

công bố Car.

asphalt BTNC20

Phương pháp thử

1 Khối lượng thể tích (g/cm3) 2.189 2.243 2.425 AASHTO T166

2 Độ ổn định Marshall (kN) 8 18 7 15 4 10 7.6 7.21 10.14 AASHTO T245

3 Độ dẻo Marshall (mm) 2 4 2 4 2 5 2.7 3.36 2.74 AASHTO T245

4 Độ bền / Độ dẻo Marshall (kN/mm) 2,5 - 2 - 2 - 2.8 2.14 - AASHTO T245

5 Độ ổn định Marshall còn lại (%) 75 - 75 - 75 - 94.2 85.6 88.0 AASHTO T245

6 Cường độ ộp chẻ 25oC (kPa) 800 - 800 - 800 - 851 854 22TCN73-84

7 Độ rỗng dư (%) 3 6 3 6 2 5 5.0 5.77 4.65 Tính toán

8 Bột khóang / Chất kết dính 1 1,5 1 1,5 1 1,5 1.1 1.25 - AASHTO

T164, T30

Trong đó:

- E4, E3 và E2 là cấp hạng giao thông theo tiêu chuẩn TRH8 của Nam Phi tương ứng với số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ (8 tấn) trong thời hạn thiết kế như quy định tại Bảng 2, chuyển đổi sang số trục xe tiêu chuẩn tích lũy 10 tấn trong thời hạn thiết kế bằng cách sử dụng công thức 3.0.3.1 của tài liệu “Thiết kế nền, mặt đường ô tụ (theo tiêu chuẩn của Trung Quốc)”, người dịch: Nguyễn Quang Chiêu, NXB Giao thông vận tải, 2003, được số liệu tương ứng tại Bảng 2.

87

- Căn cứ Bảng 2.1 của tiêu chuẩn 22TCN 211-06, khuyến cáo chọn loại tầng mặt tương ứng với cấp hạng giao thông theo tiêu chuẩn TRH8 (Nam Phi) như tại Bảng 2.

Bảng 2.

Tiêu chuẩn TRH8 (Nam Phi)

Cấp hạng giao thông

Số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn thiết kế (trục xe tiêu chuẩn

8T/làn)

Số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn thiết kế tương ứng với trục xe tiêu chuẩn 10T (trục

xe tiêu chuẩn 10T/làn)

Khuyến cáo chọn loại tầng mặt theo

22TCN 211-06

E4 (12 ÷ 50) x 106 (4.16 ÷ 17.3) x 106 A1

E3 (3 ÷ 12) x 106 (1.04 ÷ 4.16) x 106 A2

E2 (0,8 ÷ 3) x 106 (0.28 ÷ 1.04) x 106 A2

E1 (0,2 ÷ 0,8) x 106 (0.07 ÷ 0.28) x 106 A2, B1, B2

Kết quả thử nghiệm các chỉ tiêu theo khuyến cáo của Asphalt Cold Mix Asphalt Manual – MS14 cụ thể như sau:

- Độ ổn định Marshall được thực hiện trên mẫu chế bị được bảo dưỡng ở nhiệt độ 22.2±1.1oC có giá trị trung bình là 2,56 kN (so với yêu cầu kỹ thuật của bê tông nhựa nguội sử dụng nhũ tương là 2.224 kN).

- Thử nghiệm lượng tổn thất độ ổn định Marshall được thực hiện trên mẫu chế bị (sau khi được bảo dưỡng ở điều kiện bão hòa chân không ở áp suất 100 mmHg, nhiệt độ 22.2±1.1oC trong khoảng thời gian 1 giờ) không thực hiện được vì trong quá trình bảo dưỡng, mẫu bị tan dã (so với yêu cầu kỹ thuật của bê tông nhựa nguội sử dụng nhũ tương là <50%).

2.2. Nội dung và kết quả nghiên cứu thử nghiệm tại hiện trường

2.1.1. Nội dung thực hiện

Công tác thử nghiệm tại hiện trường được thực hiện tại 2 địa điểm cụ thể tại Bảng 3.

Bảng 3.

Hiện trạng tuyến Địa điểm 1:

Tỉnh lộ 414 (87A), Km3+200-Km3+300

Địa điểm 2: Tỉnh lộ 413 (88), Km1+50-Km1+100

Kết cấu và tình trạng mặt đường

Mặt đường bê tông nhựa cũ dầy 3cm trên lớp đá dăm thấm nhập nhựa dầy 14cm; không bị xô dồn, bong bật vật liệu hay phùi nhựa; có một số vết nứt ở mức độ nhẹ; bề mặt tương đối bằng phẳng

Mặt đường láng nhựa trên lớp đỏ dăm 4-6cm dầy 13cm; không bị xô dồn, bong bật vật liệu hay phùi nhựa; có nhiều vết nứt thành lưới

Mô đun đàn hồi (daN/cm2) 860 836

Số trục xe tí toán tiêu chuẩn (trục/làn.năm)* 38.881 37.747

Số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trong thời hạn tính toán (trục)**

0.261 x 106 0.254 x 106

Kết cấu thử nghiệm Xem Bảng 3 Carboncor asphalt 1,5 cm Ghi chú: * Được tính toán dựa trên số liệu do Công ty CP QL& ĐTXD đường bộ Hà Tây cung cấp. ** Được tính toán theo 22TCN 211-06 (giả định thời gian thiết kế là 15 năm, tốc độ tăng trưởng xe là 15% / năm)

88

Việc thi công đoạn thí điểm tại hiện trường do Công ty CP Quản lý và đầu tư xây dựng đường bộ Hà Tây thực hiện dưới sự hướng dẫn, chuyển giao công nghệ của chuyên gia đến từ Công ty Carboncor (Pty) Ltd. (Nam Phi).

Phòng Thí nghiệm trọng điểm đường bộ I là đơn vị tư vấn, kiểm định, theo dõi đánh giá và tổng kết công nghệ.

2.1.2. Kết quả thử nghiệm

Việc thử nghiệm trên các đoạn thí điểm tại hiện trường được thực hiện 04 lần vào các thời điểm cụ thể tại Bảng 4.

Bảng 4.

Vị trí thử nghiệm Địa điểm 1 Lý trình Km3+200-

Km3+250 Km3+250- Km3+295

Km3+295 -Km3+300

Địa điểm 2

Chiều dài (m) 50 45 5 Loại kết cấu, vật liệu sử dụng BTN đối chứng,

rải bằng máy Carboncor, rải thủ công

Carboncor, rải bằng máy

Carboncor, rải thủ công

Chiều dầy sau khi lu lèn theo thiết kế (cm) 5.0 3.75 3.75 1.5

Ngày thi công 29/11/2008 07/11/2008 29/11/2008 07/11/2008 Ngày thử nghiệm kiểm tra sau khi thi công (lần 1) - 14/11/2008 - 14/11/2008

Ngày thử nghiệm kiểm tra sau khi thi công (lần 2) 9/12/2008 9/12/2008 9/12/2008 9/12/2008



Ghi chú: Các đoạn thí điểm hiện trường vẫn đang được tiếp tục theo dõi, thử nghiệm

2.1.2.1. Kết quả thử nghiệm tại địa điểm 1

a) Đoạn sử dụng vật liệu Carboncor asphalt

- Bề mặt đường ổn định, không có hiện tượng xụ dồn, bong bật vật liệu.

- Không có hiện tượng rạn nứt, hằn lúnn vệt bánh xe.

- Theo thời gian, sự dính bám, liên kết của vật liệu tăng dần; lớp màng dính bám với mặt đường cũ đồng đều, nhiều hơn; dính bám với mặt đường cũ tốt hơn.

- Kết quả thử nghiệm trên mẫu khoan các lần kiểm tra được thể hiện ở Bảng 5 và Hình 2, Hình 3, cho thấy:

+ Độ rỗng dư giảm dần;

+ Đổn định Marshall ở điều kiện 60oC, 40 phút và ở 60oC, 24 giờ tăng dần.

Bảng 5.

Thử nghiệm Marshall ở 60oC, 40 phút

Thử nghiệm Marshall ở 60oC, 24 giờ

Lần khoan mẫu

Chiều dày (cm)

Độ rỗng dư -VA (%) Độ ổn

định S (kN)

Độ dẻo (mm)

Độ ổn định

S’ (kN)

Độ dẻo (mm)

Độ ổn định còn lại, % 100*(S’/S)

Khoan lần 1 Không khoan được mẫu

89

Khoan lần 2 3.78 11.1 1.45 3.52 1.19 3.50 82.1 Khoan lần 3 3.34 9.8 1.54 2.73 1.32 3.15 95.7 Khoan lần 4 3.34 8.9 1.77 2.90 1.64 2.97 93.0

- Độ bằng phẳng đo bằng thước 3 mét không khác nhau nhiều giữa các lần kiểm tra.

- Độ nhám vĩ mô của mặt đường xác định bằng phương pháp rắc cát sau khi thi công xong 1 tháng có tăng, sau đó giảm dần theo thời gian (tính đến thời điểm thử nghiệm), cụ thể tại Bảng 6 và Hình 4.

Bảng 6. Kết quả thử nghiệm rắc cát

Lần kiểm tra Chiều sâu rắc cát (mm)

Lần 1 0.99

Lần 2 1.02

Lần 3 0.74

Lần 4 0.66

- Mô đun đàn hồi của kết cấu nền mặt đường xácc định bằng cần đo võng Benkelman theo 22TCN 251-98 tăng dần, cụ thể tại Bảng 7 và Hình 5.

Bảng 7.

Lần kiểm tra Mô đun đàn hồi (daN/cm2)

Lần 1 982

Lần 2 999

Lần 3 1158

Lần 4 1198

8.99.8

11.1

0123456789

101112131415

0 1 2 3 4

VA-Carboncor

VA (%)

Thời gianLần 2 Lần 3 Lần 4

Hình 2. Kết quả thử nghiệm độ rỗng dư trên mẫu

Carboncor asphalt khoan về từ hiện trường

1.45 1.541.77

1.641.321.19

5.675.575.54

4.62

5.375.58

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

0 1 2 3 4

S60'-CarboncorS24h-CarboncorS60'-BTNS24h-BTN

kN

Thời gianLần 2 Lần 3 Lần 4

Hình 3. Kết quả thử nghiệm Marshall trên mẫu

Carboncor asphalt và BTN khoan về từ hiện trường

0.99 1.02

0.74

0.66

0.550.530.49

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0 1 2 3 4 5

Rắc cát-CarboncorRắc cát-BTN

mm

Thời gianLần 1 Lần 2 Lần 4Lần 3

Hình 4. Kết quả thử nghiệm độ nhám mặt đường bằng phương pháp rắc cát trên đoạn Carboncor asphalt và BTN đối chứng

982

999

1158

1198

1250

1190

1009

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

0 1 2 3 4 5

Benkelman-CarboncorBenkelman-BTN

daN

Thời gianLần 1 Lần 2 Lần 4Lần 3

Hình 5. Kết quả thử nghiệm mô đun đàn hồi trên đoạn

Carboncor asphalt và BTN đối chứng

90

b) Kết quả kiểm tra đoạn rải bê tông nhựa đối chứng

- Bề mặt đường ổn định, độ nhám tương đối đồng đều.

- Không có hiện tượng xô dồn, bong bật vật liệu.

- Không có hiện tượng rạn nứt, hằn lún vệt bánh xe.

- Kết quả thử nghiệm trên mẫu khoan các lần kiểm tra được thể hiện ở Bảng 8 và Hình 5 cho thấy:

+ Độ rỗng dư giảm dần;

+ Độ ổn định Marshall thử nghiệm ở điều kiện 60oC, 40 phút và 60oC, 24 giờ tăng dần.

Bảng 8.

Thử nghiệm Marshall ở 60oC, 40 phút

Thử nghiệm Marshall ở 60oC, 24 giờ

Lần khoan mẫu

Chiều dày (cm)

Độ rỗng dư -VA (%) Độ ổn

định S (kN)

Độ dẻo (mm)

Độ ổn định

S’ (kN)

Độ dẻo (mm)

Độ ổn định còn lại, % 100*(S’/S)

Khoan lần 2 4.72 7.6 5.54 3.83 4.62 39.5 83.4

Khoan lần 3 5.88 6.6 5.57 4.61 5.37 4.48 96.4

Khoan lần 4 5.68 6.5 5.67 4.39 5.58 4.58 98.4

- Kết quả thử nghiệm độ bằng phẳng bằng thước 3 một không khác nhau nhiều giữa các lần kiểm tra.

- Độ nhám vĩ mô của mặt đường xác định bằng phương pháp rắc cát tăng dần, cụ thể ở Bảng 9 và Hình 4.

Bảng 9. Lần kiểm tra Chiều sâu rắc cát (mm)

Lần 2 0.49

Lần 3 0.53

Lần 4 0.55

- Mụ đun đàn hồi của kết cấu nền mặt đường xác định bằng cần đo võng Benkelman theo 22TCN 251-98 tăng dần, cụ thể ở Bảng 10 và Hình 5.

Bảng 10. Lần kiểm tra Mô đun đàn hồi (daN/cm2)

Lần 2 1009

Lần 3 1190

Lần 4 1250

2.1.2.2. Kết quả thử nghiệm tại địa điểm 2

- Bề mặt đường ổn định, không có hiện tượng xô dồn, bong bật vật liệu.

- Không có hiện tượng rạn nứt, hằn lún vệt bánh xe.

- Theo thời gian, sự dính bám, liên kết của vật liệu tăng dần; lớp màng dính bám với mặt đường cũ đồng đều, nhiều hơn; dính bámm với mặt đường cũ tốt hơn.

- Kết quả thử nghiệm độ bằng phẳng bằng thước 3 mét không khác nhau nhiều giữa các lần kiểm tra.

91

- Độ nhám vĩ mô của mặt đường xác định bằng phương pháp rắc cát sau khi thi công xong 1 tháng có tăng, sau đó giảm dần nhưng chưa ổn định, cụ thể ở Bảng 11 và Hình 6.

Bảng 11. Lần kiểm tra Chiều sâu rắc cát

(mm)

Lần 1 0.83

Lần 2 0.96

Lần 3 0.70

Lần 4 0.75

3. Một số đề xuất, kiến nghị - Căn cứ kết quả thử nghiệm trong phòng trên mẫu vật liệu Carboncor asphalt nhận thấy: Vật

liệu Carboncor asphalt phù hợp cho tầng mặt loại A2, B1 và B2 (theo 22TCN 211-06); phù hợp để duy tu bảo dưỡng đường.

- Vật liệu Carboncor asphalt đã được sử dụng ở nhiều nước trên thế giới; đối với Việt Nam, đây là loại vật liệu mới, do vậy cần có những nghiên cứu thử nghiệm song song với quá trình áp dụng.

- Để có đầy đủ cơ sở pháp lý cho việc áp dụng vật liệu Carboncor asphalt trong thực tế, cần sớm xây dựng và trình Bộ Giao thông vận tải ban hành các quy trình, tiêu chuẩn có liên quan.

- Để tận dụng được vật liệu địa phương (than thải), giảm giá thành xây dựng, cần sớm xây dựng nhà máy sản xuất vật liệu Carboncor asphalt tại Việt Nam.

Tài liệu tham khảo [1] Tài liệu giới thiệu về vật liệu Carboncor asphalt của Công ty Carboncor (Pty) Ltd. (do Công ty Cổ phần

Quốc tế Bước Tiến Mới cung cấp)

[2] “Báo cáo kết quả thử nghiệm vật liệu Carboncor asphalt (số 393/HĐ-09/VILAS164 ngày 30/3/2009)”. Phòng Thí nghiệm trọng điểm đường bộ I, Hà Nội.

[3] Asphalt Cold Mix Manual MS-14, Third Edition.

0.83

0.96

0.7

0.75

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0 1 2 3 4 5

mm

Thời gianLần 1 Lần 2 Lần 3 Lần 4

Hình 6. Kết quả thử nghiệm độ nhám mặt đường bằng

phương pháp rắc cát

92

Tuyển tập công trình Hội nghị khoa học công nghệ và môi trường năm 2009 Viện Khoa học và Công nghệ GTVT Hà Nội , 30/10/2009

Nghiên cứu chế tạo vật liệu xốp cách âm, cách nhiệt cho phương tiện giao thông vận tải TS. Nguyễn Thị Bích Thuỷ

Viện Khoa họcvà Công nghệ GTVT

Tóm tắt. Trong bài báo này, xốp bán cứng trên cơ sở nhựa Polyuretan đã được nghiên cứu chế tạo. Ảnh hưởng của tỷ lệ giữa isocyanat/polyol, hàm lượng chất tạo xốp và chất xúc tác cũng được nghiên cứu. Kết quả cho thấy, với tỷ lệ isocyanat/polyol là 1,1/1; 7% chất tạo xốp và hàm lượng chất xúc tác amin là 0,8% và xúc tác thiếc 0,09% thì tổ hợp C có các tính chất cơ học nổi trộị và khả năng cách âm tốt, khả năng chống bắt cháy cao phù hợp với mục đích làm vật liệu cách âm và cách nhiệt cho phương tiện Giao thông Vận tải, đặc biệt là cho toa xe tầu hỏa.

Abstract Focusing on polyurethane rigid foam production, in this research, the effect of blowing agents and catalysis on foam properties is examined. According to our findings, the sample C with an isocyanate/polyol proportion of 1.1/1 and 7%, 0.8%, 0.09% of blowing agent, ammine and zinc catalysis respectively shows the best mechanical strength, acoustics, and thermal insulation capabilities. We suggest that this finding is appropriate for acoustic and thermal insulation material production, especially in manufacturing of transport vehicles.

1. Giới thiệu chung Có thể nói, các phương tiện giao thông vận tải (GTVT) là nguồn gây tiếng ồn chính trong môi

trường, làm ảnh hưởng lớn tới sinh hoạt và sức khoẻ của con người. Một trong những biện pháp hiệu quả để giảm tiếng ồn được áp dụng rộng rãi trên thế giới đó là sử dụng các loại vật liệu có khả năng hấp thụ âm và cách âm trong thiết kế, chế tạo và bảo dưỡng các phương tiện GTVT.

Ngày nay, trước sự phát triển không ngừng của khoa hoc công nghệ, các nhà khoa học cố gắng chế tạo ra các loại vật liệu có những tính chất ngày càng ưu việt hơn và ứng dụng chúng rộng rãi trong cuộc sống. Trong đó xốp chất dẻo là loại vật liệu quan trọng trong nhiều ứng dụng và được sản xuất ra với khối lượng lớn.

Xốp trên cơ sở nhựa PU là loại vật liệu có cấu trúc tổ ong, có tính chất thay đổi linh hoạt theo thành phần ban đầu. Vật liệu xốp cứng trên cơ sở PU là loại được sử dụng phổ biến. Do có cấu trúc xốp mịn chứa các loại khí khác nhau nên vật liệu có khả năng cách âm rất tốt, có hệ số hấp thụ âm cao, bền, nhẹ và không thấm nước.

2. Thực nghiệm và các phương pháp nghiên cứu

2.1 Nguyên liệu đầu:

Xốp cứng polyuretan (PU) được chế tạo trên cơ sở hai thành phần là izocyanat và polyol.

Chất tạo xốp : HCFC 123

Chất xúc tác:

a, Xúc tác thiếc: Dibutyltin Dilaurate

b, Xúc tác tertiary amin

Chất ổn định xốp: Silicon

Chất chống cháy:

93

• parafin clo hoá dạng lỏng • antimon trioxit ở dạng bột.

2.2. Quá trình tiến hành chế tạo xốp.

2.2.1. Phương pháp đổ khuôn:

Sơ đồ khối của phương pháp đổ khuôn:

2.2.2. Phương pháp phun:

Máy phun xốp PT120M là một trong các loại thiết bị chuyên dụng sử dụng trong công nghệ sản xuất các sản phẩm bằng vật liệu xốp PU, loại vật liệu nhẹ, có nhiều đặc tính tốt về cách âm, cách nhiệt, chống rung động... hiện đang được sử dụng rộng rãi trong sản xuất các sản phẩm trần, vách, sàn, các vật nổi.v.v hoặc được phun phủ trực tiếp lên bề mặt trần vỏ ô tô, tàu thuyền.

2.3. Các phương pháp xác định tính năng cơ lý của vật liệu:

- Phương pháp xác định hàm lượng phần gel.

- Phương pháp xác định khối lượng riêng của xốp PU.

- Phương pháp xác định độ hấp thụ nước của xốp PU.

- Độ bền kéo đứt: được xác định theo ISO 1926-2005.

- Độ bền nén: được xác định theo tiêu chuẩn ISO 844. .

- Độ bền cắt: được xác định theo tiêu chuẩn ISO 1922 – 2001.

- Phương pháp xác định khả năng chống cháy của vật liệu xốp PUR: được xác định theo tiêu chuẩn UL 94.

- Phương pháp đo độ giảm âm: được thực hiện theo tiêu chuẩn TCVN 6436:1999

3. Kết quả nghiên cứu

3.1. Xác định khả năng đóng rắn của vật liệu xốp PU

Để xác định khả năng đóng rắn của izocyanat và polyol, đề tài tiến hành tạo mẫu từ các tổ hợp A, B, C, với các tỷ lệ izocyanat/polyol như sau:

Bảng 3.1: Ký hiệu các mẫu xốp

Ký hiệu Mẫu I Mẫu II Mẫu III Mẫu IV Mẫu V

IC 01 1,1 1 1 1 1 Tổ hợp A

PO 01 1 1 1,1 1,2 1,3

Thành phần polyol

Thành phần izocyanat

Trộn hợp

Đổ khuôn

Gia nhiệt

Tháo sản phẩm

94

IC 02 1,1 1 1 1 1 Tổ hợp B

PO 02 1 1 1,1 1,2 1,3

IC 03 1,1 1 1 1 1 Tổ hợp C

PO 03 1 1 1,1 1,2 1,3

Các mẫu sau khi được chế tạo được cắt ra theo các kích thước tiêu chuẩn, sau đó tiến hành xác định sự thay đổi hàm lượng phần gel trên dụng cụ shoxlet, trích ly bằng axeton trong thời gian 16 giờ. Kết quả xác định hàm lượng phần gel được trình bày ở hình 1.

85.62

86.8287.69

88.97

87.23

85.65

87.37

88.62

89.82

88.15

90.12

91.22

92.5593.06

91.52

80

82

84

86

88

90

92

94

I II III IV V

Mẫu theo tỷ lệ IC/PO

Hàm

lượ

ng p

hần

gel,

%

Tổ hợp ATổ hợp BTổ hợp C

Hình 1: Hàm lượng phần gel của các tổ hợp ở các tỷ lệ khảo sát

Từ hình 1 nhận thấy: ban đầu hàm lượng phần gel của các tổ hợp nguyên liệu tăng khi thay đổi tỷ lệ izocyanat/polyol. Tuy nhiên, khi đến một giá trị của tỷ lệ thì hàm lượng phần gel có xu hướng giảm.

Đối với tổ hợp A, hàm lượng phần gel lớn nhất 88.97% với tỷ lệ IV, với tổ hợp B , hàm lượng phần gel đạt lớn nhất 89.82% ở tỷ lệ IV, còn với tổ hợp C hàm lượng phần gel lớn nhất 93.06% với tỷ lệ III . Khi so sánh hàm lượng phần gel của các tổ hợp nguyên liệu với nhau, có thể nhận thấy, tổ hợp nguyên liệu C có hàm lượng phần gel cao hơn cả với tất cả các tỷ lệ của izocyanat/polyol, tiếp sau đó là tổ hợp nguyên liệu B, cuối cùng là tổ hợp nguyên liệu A. Điều này chứng tỏ, tổ hợp C có mức độ đóng rắn tốt nhất với tỷ lệ III, tiếp sau đó là tổ hợp B với tỷ lệ IV, cuối cùng là tổ hợp A với tỷ lệ IV.

Qua quá trình khảo sát hàm lượng phần gel, đề tài đã lựa chọn được tỷ lệ giữa polyol và isocyanat cho các nghiên cứu tiếp theo. Đối với tổ hợp A, tỷ lệ giữa isocyanat/polyol là 1/1,2; đối với tổ hợp B, tỷ lệ giữa isocyanat/polyol là 1/1,2 và đối với tổ hợp C, tỷ lệ giữa isocyanat/polyol là 1/1,1.

3.2. Khảo sát điều kiện công nghệ chế tạo xốp theo phương pháp đổ khuôn:

Điều kiện công nghệ chế tạo xốp có ảnh hưởng lớn đến tính năng cơ lý của vật liệu xốp. Đề tài tiến hành khảo sát nhiệt độ khuôn để chế tạo các mẫu xốp của tổ hợp A, tổ hợp B, tổ hợp C với tốc độ khuấy 1500 vòng/phút và thời gian khuấy 10 giây. Các mẫu được ký hiệu ở bảng 3.2:

95


Nhiệt độ khuôn, (0C) 30 35 40 45 50

Tổ hợp A AK1 AK2 AK3 AK4 AK5

Tổ hợp B BK1 BK2 BK3 BK4 BK5

Tổ hợp C CK1 CK2 CK3 CK4 CK5

Sau đó tiến hành đo tính chất cơ học của mẫu kết quả thể hiện ở bảng 3.3:

Bảng 3.3: Tính chất cơ học của các mẫu xốp PU ở nhiệt độ khuôn khác nhau:

Độ bền nén (Kpa) Độ bền kéo đứt (Kpa) Độ bền cắt (Kpa)

AK1 302.3 503.2 111.3

AK2 313.7 512.8 115.6

AK3 320.4 524.6 118.7

AK4 316.5 518.3 116.3

AK5 314.1 509.1 114.3

BK1 305.2 508.2 115.7

BK2 315.3 516.4 118.6

BK3 328.7 535.7 122.6

BK4 321.3 524.3 120.3

BK5 318.2 511.6 117.3

CK1 315.3 528.5 123.4

CK2 325.4 538.2 129.1

CK3 334.2 550.7 135.3

CK4 328.1 540.6 132.4

CK5 320.7 529.7 126.7

Nhiệt độ chế tạo xốp là một yếu tố rất quan trọng trong công nghệ chế tạo xốp. Xốp PUR được tạo ra ngay cả trong điều kiện nhiệt độ thường khi trộn hợp các thành phần tạo xốp lại với nhau. Tuy nhiên, để xác định được nhiệt độ phản ứng tối ưu, tức là lựa chọn nhiệt độ mà tại đó xốp tạo ra có được các tính chất tốí nhất, trước khi tiến hành gia công xốp trong ứng dụng thực tế, cần phải xác định được nhiệt độ tối ưu này.

Từ các kết quả thí nghiệm ở bảng 3.3 với các tổ hợp xốp PU (tổ hợp A, B, C) trong các nhiệt độ khác nhau (30oC, 35oC, 40oC, 45oC, 50oC) nhận thấy:

96

Đối với tổ hơp A, ban đầu các độ bền kéo, bền nén, bền cắt tăng khi nhiệt độ tăng. Tuy nhiên khi khảo sát ở các nhiệt độ cao hơn 40oC thì các độ bền giảm dần theo nhiệt độ, ở 40oC xốp tạo ra có tính chất cơ học cao nhất, tương ứng với độ bền nén đạt 320.4 Kpa, độ bền kéo đứt đạt 524.6 Kpa và độ bền cắt đạt 118.7 Kpa. Diễn biến này cũng xảy ra tương tự đối với tổ hợp B và tổ hợp C. Với tổ hợp B, ở 40oC xốp tạo ra có độ bền cao nhất với độ bền nén đạt 328.7 Kpa, độ bền kéo đứt đạt 535.7 Kpa và độ bền cắt đạt 122.6 Kpa. Còn với tổ hợp C, các độ bền trên tương ứng là 334.2 Kpa, 550.7 Kpa và 135.3 Kpa. Như vậy, các tổ hợp xốp đều có các tính chất cơ học cao nhất khi tiến hành chế tạo xốp ở 40oC.

3.3. Khảo sát ảnh hưởng của hàm lượng chất tạo xốp đến tính chất cơ lý của xốp PU:

Chất tạo xốp có ảnh hưởng lớn đến tính năng của xốp PU. Hàm lượng chất tạo xốp phải phù hợp, nếu nhiều chất tạo xốp dẫn đến tính khối lượng riêng của xốp thấp, tính năng cơ lý của xốp giảm; ngược lại nếu hàm lượng chất tạo xốp ít quá dẫn đến xốp không thỏa mãn các yêu cầu. Vì vậy, việc khảo sát hàm lượng chất tạo xốp sẽ cho phép đề tài lựa chọn được hàm lượng tối ưu cho các tổ hợp A, B, C với các tỷ lệ isocyanat/ polyol đã lựa chọn.


Hàm lượng chất tạo xốp, % 1 5 7 10 15

Tổ hợp A AX1 AX2 AX3 AX4 AX5

Tổ hợp B BX1 BX2 BX3 BX4 BX5

Tổ hợp C CX1 CX2 CX3 CX4 CX5

Các mẫu được tiến hành chế tạo theo phương pháp đổ khuôn với nhiệt độ khuôn 400C, tốc độ khuấy 1500 vòng/phút, thời gian khuấy 10 giây. Các mẫu sau khi chế tạo được tiến hành kiểm tra tính năng cơ lý. Kết quả xác định khối lượng riêng của các mẫu xốp được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.5: Tính chất cơ học của các mẫu xốp PU ở nhiệt độ khuôn khác nhau:

Mẫu AX1 AX2 AX3 AX4 AX5 BX1 BX2 BX3 BX4 BX5 CX1 CX2 CX3 CX4 CX5

Khối lượng riêng, g/cm3

60 35 25 10 2 62 36 25,5 10 2 60,5 34,5 24,5 9,8 2

Qua bảng 3.5 kết quả nhận thấy, khối lượng riêng của các tổ hợp xốp giảm khi hàm lượng chất tạo xốp tăng. Tương ứng với khối lượng riêng của xốp giảm thì các tính chất cơ học của xốp cũng bị ảnh hưởng theo. Điều này được thể hiện qua các đồ thị hình 2, hình 3, hình 4.

760

620

501

307

95

325.4

197.8

11745 20

535

437.8

334.9

195.5

75

0

100

200

300

400

500

600

700

800

1 5 7 10 15

Hàm lượng chất tạo xốp HCFC (%)

Độ

bền

cơ học

(kPa

)

Độ bền kéo đứt

Độ bền cắt

Độ bền nén

Hình 2: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp A vào hàm lượng chất tạo xốp

97

697615

500.5

307

89

315

196.5

10947 25

525

441

321

197

71

0

100

200

300

400

500

600

700

800

1 5 7 10 15


Độ

bền

cơ học

(kPa

)

Độ bền kéođứtĐộ bền cắt

Độ bền nén

Hình 3: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp B vào hàm lượng chất tạo xốp

775

632545

351

110

365

231

123.265 34.7

544.6476.1

354.9

213.5

87

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 5 7 10 15


Độ bền

cơ

học

(kP

a)

Độ bền kéo đứt

Độ bền cắt

Độ bền nén

Hình 4: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp C vào hàm lượng chất tạo xốp

Như kết quả nêu ra ở trên, khối lượng riêng của xốp phụ thuộc rất nhiều cấu trúc rỗng của xốp, cũng có nghĩa là phụ thuộc vào hàm lượng chất tạo xốp. Nếu cấu trúc xốp càng rỗng thì khối lượng riêng của xốp càng nhỏ.Trong quá trình chế tạo xốp, khi tăng hàm lượng chất tạo xốp, sẽ nhận được xốp có cấu trúc càng trở nên rỗng hơn, nguyên nhân do lượng chất tạo xốp HCFC dưới tác dụng của nhiệt sẽ thoát ra với lượng tăng dần khi tăng hàm lượng chất tạo xốp. Điều nay làm cho khối lượng riêng của xốp giảm khi tăng hàm lượng chất tạo xốp. Mặt khác, cấu trúc rỗng của xốp cũng sẽ có ảnh hưởng lớn tới độ bền cơ học của xốp. Khi xốp có cấu trúc càng rỗng, tức là mật độ liên kết chịu lực của xốp ít đi, làm cho các tính chất cơ học của xốp ngày càng giảm. Điều này được thể hiện rõ trên bảng 3.4 thể hiện sự phụ thuộc của khối lương riêng vào hàm lượng chất tạo xốp, và tương ứng với với độ bền cơ học của xốp ở các tổ hợp A, B, C với các tỷ lệ chất tạo xốp tăng dần (hình 2, 3 và 4).

Các mẫu xốp với tỷ lệ chất tạo xốp 1% có độ dặc nhất, xốp tạo ra gần như ở thể đặc, cấu trúc rỗng không chiếm ưu thế, vì vậy mà khối lượng riêng lớn nhất. Đối với tổ hợp A, mẫu AX1 có khối lượng riêng lớn nhất là 60 kg/m3, mẫu BX1 là 62 kg/m3 và mẫu CX1 là 60.5 kg/m3.Tương ứng với khối lượng riêng lớn nhất thì các mẫu này cũng có các tính chất cơ học lớn nhất so với các mẫu ở các tỷ lệ chất tạo xốp thấp. Với tỷ lệ chất tạo xốp 1%, mẫu AX1 cho độ bền kéo 760 Kpa, độ bền nén 535 Kpa và độ bền cắt 325.4 Kpa. Còn mẫu BX1 cho độ bền kéo 697 Kpa, độ bền nén 525 Kpa và độ bền cắt 315 Kpa. Tương tự mẫu CX1 cũng cho các giá trị độ bền cơ học lớn nhất với các giá trị độ bền kéo 775 Kpa, độ bền nén 544.6 Kpa và độ bền cắt 365 Kpa. Khối lượng riêng của xốp sẽ giảm dần khi tăng hầm lượng chất tạo xốp và tương ứng với các tính chất cơ học cũng giảm theo. Với các mẫu có tỷ lệ chất tạo xốp 15%, là tỷ lệ chất tạo xốp lớn nhất trong các tỷ lệ dùng để khảo sát, khối lượng riêng và các giá trị độ bền cơ học có giá trị thấp hơn so với các mẫu có tỷ lệ chất tạo xốp thấp hơn. Mẫu AX5 cho khối lượng riêng 2kg/m3, nhỏ hơn rất nhiều so với mẫu AX1 tức là cấu trúc rỗng rất chiếm ưu thế và tương ứng với các giá trị độ bền kéo 95 Kpa, độ bền nén 75 Kpa và độ bền cắt 20 Kpa. Tương tự, với mẫu BX5 có khối lượng riêng 2kg/m3 và các giá trị độ bền kéo 89 Kpa, độ bền nén 71 Kpa và độ bền cắt 25 Kpa. Còn mẫu CX5 cũng có khối lượng riêng 2kg/m3 và các giá trị độ bền kéo110 Kpa, độ bền nén 87 Kpa và độ bền cắt 34.5 Kpa. Như vậy, có thể khẳng định rằng khi tỷ lệ chất tạo xốp càng tăng thì tính chất cơ học của xốp càng giảm.

98

Khi xem xét tới khả năng lựa chọn tỷ lệ chất tạo xốp thích hợp của tổ hợp xốp để ứng dụng trong thực tế, đề tài đã lựa chọn tỷ lệ chất tạo xốp là 7% . Vì ở tỷ lệ này khi xem xét tới khía cạnh cân bằng giữa hiệu quả kinh tế (thể tích vật liệu tạo ra) với hiệu quả về mặt kỹ thuật (các giá trị về độ bền, khả năng cách âm, cách nhiệt...) thì tỷ lệ này là thích hợp nhất.

3.4. Khảo sát ảnh hưởng của hàm lượng và tỷ lệ các chất xúc tác đến tính chất cơ lý của xốp PU

Trong phản ứng tạo xốp PU, chất xúc tác không chỉ ảnh hưởng đến tốc độ của phản ứng, sự lan truyền của phản ứng theo dây chuyền mà còn ảnh hưởng tới khả năng khâu mạch của PU, từ đó ảnh hưởng tới các đặc tính của PU tạo ra. Ngoài ra, chất xúc tác còn giúp cho phản ứng xảy ra hoàn toàn dẫn tới khả năng khâu mạch thích hợp cho PU tạo ra. Như đã nghiên cứu ở phần tổng quan, mỗi chất xúc tác có ưu điểm riêng. Vì vậy, đề tài tiến hành khảo sát hàm lượng và tỷ lệ của hai loại xúc tác, đó là xúc tác tertiary amin và xúc tác thiếc đến các tính năng của xốp. Thành phần của các mẫu xốp được thể hiện ở bảng 3.6, 3.7 và 3.8 sau:

Bảng 3.6: Thành phần của tổ hợp A

Thành phần, g Mẫu

AXT 1

Mẫu

AXT 2

Mẫu

AXT 3

Mẫu

AXT 4

IC 01 100 100 100 100

PO 01 120 120 120 120

HCFC 123 15 15 15 15

Chất hoạt động bề mặt silicon 1,0 1,0 1,0 1,0

Xúc tác amin 0 1,6 1,5 1,4

Xúc tác thiếc 0 0,1 0,2 0,3

Bảng 3.7: Thành phần tổ hợp B


BXT 1

Mẫu

BXT 2

Mẫu

BXT 3

Mẫu

BXT 4

IC 02 100 100 100 100

PO 02 120 120 120 120

HCFC 123 15 15 15 15


Xúc tác amin 0 1,6 1,5 1,4


Bảng 3.8: Thành phần tổ hợp C


CXT 1

Mẫu

CXT 2

Mẫu

CXT 3

Mẫu

CXT 4

99

IC 03 100 100 100 100

PO 03 110 110 110 110

HCFC 123 15 15 15 15


Xúc tác amin 0 1,6 1,5 1,4


Các mẫu được chế tạo theo phương pháp đổ khuôn với các điều kiện gia công:

- Tốc độ khuấy trộn: 1500 vòng/phút trong thời gian 10 giây

- Nhiệt độ: 40 0C

- Thời gian: duy trì nhiệt độ và áp lực trong10 phút kể từ khi khuấy trộn.

Các mẫu sau khi chế tạo được cắt ra theo các kích thước tiêu chuẩn để xác định độ bền nén, độ bền kéo và độ bền cắt.

354.9

495521.5 501.3

85 108 119.3 116.7

234.3

328.7 339.2 327.5

0

100

200

300

400

500

600

AXT1 AXT2 AXT3 AXT4

Mẫu xốp

Độ

bền

cơ học

, kP

a

Độ bền kéo đứtĐộ bền cắtĐộ bền nén

Hình 5: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp A vào tỷ lệ các chất xúc tác

Từ kết quả hình 5 nhận thấy, khi có mặt chất xúc tác đã làm tăng đáng kể độ bền cơ học của các mẫu xốp của tổ hợp A. Tuy nhiên, sự thay đổi tỷ lệ các chất xúc tác có ảnh hưởng không lớn đến độ bền cơ học của các tổ hợp xốp. Cụ thể: khi hàm lượng chất xúc tác amin 0,8% và xúc tác thiếc 0,09% độ bền cơ lý của vật liệu xốp tổ hợp A tăng 31,9% đối với độ bền kéo đứt, độ bền cắt tăng 28,7%, độ bền nén tăng 30,9%.

352.1

487.2 511.9 509.1

81.2 102.8 112 107.1

231.8

301.8332.7 309.5

0

100

200

300

400

500

600

BXT1 BXT2 BXT3 BXT4

Mẫu xốp

Độ bền

cơ

học,

kPa


Hình 6: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp B vào tỷ lệ các chất xúc tác

Tương tự như tổ hợp A, từ hình 6 nhận thấy, với hàm lượng xúc tác amin 0,8% và xúc tác thiếc 0,09% độ bền cơ lý của tổ hợp B tăng. Cụ thể: độ bền kéo đứt tăng 31,2%, độ bền cắt tăng 27,5%, độ bền nén tăng 30,3%.

100

384.2

498.9

565.2534

94.5127.8 134.7 121.2

251.2

343.2 367327.5

0

100

200

300

400

500

600

CXT1 CXT2 CXT3 CXT4

Mẫu xốp

Độ bền

cơ

học

, kPa


Hình 7: Sự phụ thuộc của độ bền cơ học của tổ hợp C vào tỷ lệ các chất xúc tác

Từ hình 7 nhận thấy, với hàm lượng xúc tác amin 0,8% và xúc tác thiếc 0,09% tổ hợp xốp cứng C có độ bền kéo đứt tăng 32%, độ bền cắt tăng 29,8%, độ bền nén tăng 31,5% so với mẫu xốp không có chất xúc tác.

Đối với các mẫu xốp không có chất xúc tác, do các mẫu chế tạo ở cùng điều kiện công nghệ, nên phản ứng xảy ra chậm và không hoàn toàn, dẫn đến tính năng cơ lý của các mẫu xốp thấp. Khi có mặt chất xúc tác quá trình phản ứng xảy ra nhanh hơn, làm cho khả năng khâu mạch của PU tăng, thể hiện ở độ bền cơ học của các mẫu xốp tăng cao. Tuy nhiên, với tỷ lệ xúc tác amin/xúc tác thiếc là 7,5/1 thì cho độ bền cơ học của các mẫu xốp lớn nhất. Vì vậy, hàm lượng chất xúc tác amin là 0,8% và xúc tác thiếc là 0,09% là tối ưu để chế tạo các mẫu xốp.

3.5. Ảnh hưởng của phụ gia chống cháy đến khả năng cháy của xốp PU

Cặp nguyên liệu C được lựa chọn dùng để chế tạo xốp PU, tỷ lệ izocyanat/polyol bằng 1/1,1 phụ gia chống cháy gồm antimon trioxit kết hợp với paraphin clo hoá. Tiến hành chế tạo xốp PU với các tỷ lệ phụ gia chống cháy, chất chống cháy được trộn hợp trước với polyol.

Sản phẩm xốp PU cắt thành mẫu có kích thước theo tiêu chuẩn để xác định độ bền cơ học và khả năng chống cháy của xốp. Kết quả được trình bày ở bảng 3.9.

Bảng 3.9: Độ bền cơ học và tốc độ cháy của xốp PU có trộn hệ phụ gia chống cháy antimon trioxit + paraphin clo hoá

TT Hàm lượng

Sb2O3,%

Hàm lượng paraphin clo

hoá,%

Độ bền kéo, kPa

Độ bền cắt, kPa

Độ bền nén, kPa

Vận tốc cháy,

mm/phút

1 0 0 495,6 181,7 313,7 346.2

2 2.6 5.4 501,7 186,3 354,3 61.3

3 3.4 6.6 509.3 192,5 360,5 54.7

4 4.0 8.0 521,7 201,2 367,3 42.1

5 4.6 9.4 503,3 212,7 369,7 31.2

6 5.4 10.6 486,6 194,4 362,3 20.1

Từ bảng 3.9 nhận thấy rằng, khi tăng hàm lượng chất chống cháy thì khả năng chống cháy của vật liệu xốp được cải thiện đáng kể. So sánh với mẫu không có chất chống cháy thì khả năng chống cháy của chúng tăng lên rất nhiều. Độ bền cơ học của các mẫu xốp tăng lên đáng kể khi sử dụng hệ chất chống cháy antinom trioxit + paraphin clo hoá so với xốp khi không sử dụng kệ chất chống cháy. Tuy nhiên, hàm lượng chất chống cháy tăng đến một tỷ lệ thì tính chất cơ học của xốp PU bắt đầu suy giảm.

101

Kết quả cũng cho thấy với hàm lượng phụ gia là 4.6% antimon trioxit và 9.4% paraphin clo hoá thì các mẫu vật liệu vẫn có tính chất cơ học tốt. Khi tăng hàm lượng antimon trioxit lên 5.4% và 10,6% paraphin thì tính chất cơ học của xốp có sự suy giảm. Như vậy, hàm lượng chất chống cháy được lựa chọn với tỷ lệ như sau:

Paraphin clo hoá: 9.4% khối lượng của izocyanat + polyol

Antimon trioxit: 4.6% khối lượng của izocyanat + polyol.

3.6. Khả năng cách âm của vật liệu

Khả năng hấp thụ âm phụ thuộc vào tính chất của vật liệu. Khi sóng âm tới, không khí trong các khe rỗng dao động, một phần năng lượng âm xuyên qua vật liệu, phụ thuộc vào sức cản của dòng không khí và vận tốc của không khí thổi qua khe rỗng.

Để đánh giá khả năng cách âm của các mẫu xốp, đề tài tiến hành đo hệ số hấp thụ âm của các mẫu vật liệu theo tỷ lệ như sau:

Bảng 3.10: Thành phần các mẫu xốp

Thành phần Hàm lượng

Izocyanat/polyol (1,1/1) 100

Chất tạo xốp HCFC 123 7

Chất hoạt động bề mặt 0,5

Xúc tác:

- Hợp chất amin

- Hợp chất cơ thiếc

0,8

0,09

Chất chống cháy - Paraphin clo hóa

- Sb2O3

9,4

4,6

Các mẫu vật liệu được phun lên thành của bức tường và tiến hành đo âm thanh ở 1000Hz.

Khả năng cách âm của vật liệu được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.11: Cường độ âm thanh

Tổ hợp mẫu

Cường độ âm thanh bên ngoài tấm xốp, dB

Cường độ âm thanh bên trong tấm xốp, dB

CA-C 94 41,7

• Tần số 1000Hz.

Ta nhận thấy, xốp PU đã làm giảm đáng kể âm thanh so với bên ngoài do cấu trúc của các lỗ xốp ở dạng kín vì vậy đã ngăn cản đáng kể lượng âm thanh.

3. Kết luận 1. Qua khảo sát tính chất cơ lý, hàm lượng gel, tỷ trọng của vật liệu với các tỷ lệ izocyanat/polyol,

các hàm lượng chất tạo xốp và xúc tác khác nhau đề tài đã nhận thấy tổ hợp C có các tính chất nổi trội hơn cả nhất là khả năng tạo mạng lưới cao và độ hấp thụ nước nhỏ, phù hợp với mục đích sử dụng làm vật liệu cách âm và cách nhiệt cho tầu hỏa, nơi có tác động cơ học cao và luôn tiếp xúc với môi trường ẩm.

102

2. Khả năng chống bắt cháy của xốp cứng PU khi sử dụng tổ hợp chất chống cháy là paraphin clo hóa/Sb2O đã khảo sát. Với 9,4 % paraphin clo hóa và 4,6 Sb2O3 sản phẩm có vận tốc cháy thấp, đảm bảo ngọn lửa bị tắt khi không còn nguồn cháy.

Tài liệu tham khảo [1]: htt:/en.wikipedia.org/wiki/Sound-pressure-level

Prioritization Study, May 2004.

[3]: Lan Lowe (2001). Increasing noise annoys, Report on arecent Brisbane public meeting dealing with noise complaints, p. 51.

[4]: Michael bond (1996). Plagued by noise, Discusses noise pollution guidelines and the effects of noise on human health, p. 14-15.

[5] : Ullmanns Encyklopaedie der technischen Chemie. Muenchen/Berlin : Urban & Schwarenberg 1969, bd. 14 (Polyaether).

[6]: Vieweg, R., A. Hoechtlen, Kunststoff-Handbuch, Bd. (1966). VII, Polyurethane, Muenchen, Carl Hanser Verlag.

103


Nghiên cứu hoàn thiện công nghệ chế tạo bộ sơn bảo vệ chống ăn mòn cầu thép và kết cấu thép tuổi thọ 5-10 năm với công suất 50 tấn/năm TS. Nguyễn Thị Bích Thủy

KS. Đào Minh Tuệ và nhóm nghiên cứu


Tóm tắt. Để hoàn thiện công nghệ chế tạo bộ sơn bảo vệ chống ăn mòn, công thức sơn chế tạo sơn lót và sơn trung gian hệ epoxy cũng như hệ sơn phủ polyurethane đã được nghiên cứu hoàn thiện. Phụ gia Disperbyk cho độ mịn sơn tốt nhất và thời gian nghiền sơn ngắn nhất. Qua việc thử nghiệm khả năng chịu thời tiết trong tủ khí hậu nhân tạo, đề tài đã lựa chọn được phụ gia chịu tia tử ngoại thích hợp cho hê sơn polyurethan. Đó là sử dụng kết hợp của hai loại phụ gia chịu tia tử ngoại Tinuvin và Seesorb. Ngoài ra, đề tài cũng đã xác định được các điều kiện sản xuất đối với các hệ sơn đặc biệt là sơn phủ polyurethan. Với quy trình hợp lý kết hợp với việc sử dụng phụ gia phân tán, thời gian chế tạo của hệ sơn phủ polyurthan đã được cải thiện đáng kể so với hệ sơn chưa được cải tiến.

Abstract. For improvement of production process of anti-corrosion paint system, formulation of primer and intermediate coating based on epoxy and polyurethane were made. The use of the Disperbyk additive give the paint the finest texture, and shortest time of grinding. After weathering tests, a combination of Tinuvin and Seesorb additives was used for UV resistance of polyurethane paint. In addition, optimum conditions for production of paint systems, especially polyurethane paint were given.With suitable procedure of production and the use of distribution additive, production time of polyurethane paint was shortened.

1. Mở đầu Ở Việt Nam nhu cầu về các loại sơn bảo vệ cho các công trình và phương tiện GTVT với chất

lượng cao nhằm nâng cao tuổi thọ công trình là rất lớn. Cho đến nay, các hệ sơn Epoxy, Caosu clo hoá, Acrylic, Phenolfocmandehyt, Polyuretan,... trong dung môi hữu cơ đã được nghiên cứu chế tạo và ứng dụng để bảo vệ kết cấu thép nói chung và các công trình cầu thép nói riêng. Song song với việc nghiên cứu phát triển và ứng dụng các hệ sơn mới, để đáp ứng xu thế hội nhập, nâng cao chất lượng, tăng hiệu quả kinh tế, giữ vững và phát triển thương hiệu các hệ sơn truyền thống do Viện chế tạo thì việc nghiên cứu hoàn thiện công nghệ sản xuất sơn bảo vệ kết cấu thép có chất lượng cao là hướng đi quan trọng và rất cần thiết.

2. Thực nghiệm và các phương pháp nghiên cứu

2.1. Nguyên liệu:

1. Chất tạo màng epoxy

• Epon 01, Epon 02, Epotec 01, Epotec 02, DOW 671

• Chất đóng rắn: Epikure Epotec, Versamid cogni, Epikure Epon

2. Chất tạo màng polyurethan

• Nhựa polyol : Desmophen 01 ; Desmophen 02 ; Desmophen 03 ; Macrynal SM-500 ; Macrynal SM-540:

• Chất đóng rắn izociana: Desmodur 01; Desmodur 02:

3. Bột màu, chất độn và các phụ gia:

104

Các bột màu, chất độn và các phụ gia sử dụng để chế tạo sơn gồm:

*Bột màu: Oxit titan; Oxit sắt; Cromat kẽm; Oxit crom xanh lá cây ...

*Chất độn: Ba(SO4)2; Bột Talc; CaCO3; Bột thạch anh…

*Các phụ gia

Phụ gia phân tán: Texaphor; Tego Dispers; Disperbyk; Anti - Terra:

Phụ gia hoá dẻo: Phụ gia hóa dẻo hoạt tính 01; Phụ gia hóa dẻo hoạt tính 02 ; Cereclor 56L; Cereclor 56L; Eastman DOP Plasticizer

Phụ gia chống tia tử ngoại: Seesorb; Tinuvin:

2.2. Các phương pháp nghiên cứu:

- Các phương pháp xác định tính chất của sơn và màng sơn theo TCVN, 22TCN, 64 TCN, TCVN 6934:2001, ISO, BS.

- Phương pháp tổng trở điện hóa (EIS)

- Phương pháp gia tốc ăn mòn bằng thử nghiệm phun mù muối ASTM B-117

- Phương pháp thử nghiệm bức xạ tử ngoại theo ISO 11507

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Nghiên cứu sơn Epoxy

Để nâng cao chất lượng hệ sơn trên cơ sở nhựa Epoxy và chủ động trong sản xuất đề tài đã tập trung nghiên cứu công nghệ chế tạo sơn với các loại nhựa Epoxy sẵn có trên thị trường để lựa chọn sử dụng cùng với sản phẩm sơn đã có của đơn vị là Epoxylaccol, đồng thời cũng nghiên cứu hoàn thiện những tồn tại của các lọai sơn đơn vị đã có bằng các phụ gia tăng cường, thông qua:

a. Nghiên cứu ảnh hưởng của các loại chất tạo màng đến tính chất của sơn epoxy

Trên cơ sở các chất tạo màng epoxy và các chất đóng rắn đã lựa chọn, đề tài đã nghiên cứu sơ bộ và đã thiết lập được công thức chế tạo các mẫu sơn để tiến hành nghiên cứu.

Sau khi đã chế tạo được các mẫu sơn, đề tài đã tiến hành kiểm tra các tính chất vật lý của các mẫu sơn và tiến hành khảo sát khả năng bảo vệ của sơn bằng phương pháp đo thế theo thời gian. Kết quả đo thế theo thời gian của các mẫu sơn được đưa ra trên hình 1.

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 10 20 30 40Thêi gian (ngµy)

§iÖ

n th

Õ (m

V)

MÉu thÐp trÇn MÉu E1-1 MÉu E1-2MÉu E2-1 MÉu E2-2 MÉu E3-1MÉu E3-2 Hình 1. Đồ thị Điện thế - Thời gian của các mẫu sơn

105

Qua quá trình khảo sát, đề tài đã lựa chọn được chất tạo màng thích hợp cho việc chế tạo sơn epoxy để bảo vệ cho các kết cấu thép là nhựa Epon 01 và chất đóng rắn Epikure Epon.

b. Nghiên cứu ảnh hưởng của chất hoá dẻo đến tính chất của sơn epoxy

Sau khi đã lựa chọn được chất tạo màng thích hợp, đề tài tiếp tục tiến hành nghiên cứu lựa chọn phụ gia hoá dẻo để cải thiện tính chất của sơn epoxy đã chế tạo. Và thấy rằng, khi thêm phụ gia hoá dẻo với các hàm lượng khác nhau, thời gian nghiền và tính chất vật lý của các mẫu sơn thay đổi không đáng kể. Như vậy phụ gia hoá dẻo không làm ảnh hưởng đến tính chất vật lý của hệ sơn epoxy.

Các mẫu sơn tiếp tục được pha đóng rắn và sơn lên tấm mẫu với chiều dày 50µm để kiểm tra tính chất cơ lý và được phơi trong tủ nhiệt ẩm với chu kì 8 giờ phun ẩm và 16 giờ chịu nhiệt. Sau 40 chu kỳ, các mẫu sơn được lấy ra để kiểm tra sự thay đổi tính chất cơ lý.Qua các kết quả khảo sát đề tài đã lựa chọn được phụ gia hóa dẻo 02 thích hợp cho việc chế tạo sơn epoxy chất lượng cao để bảo vệ lâu dài cho các kết cấu thép

c. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia lưu biến đến khả năng thi công của hệ sơn

Đề tài đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của 3 loại phụ gia lưu biến đến đặc tính thi công của hệ sơn. Ba loại phụ gia được sử dụng là Benton, Disparlon, Silicafume với hàm lượng theo khuyến cáo của nhà sản xuất. Công thức của các mẫu sơn được cho trong bảng 1.

Bảng 1. Công thức hệ sơn với các phụ gia lưu biến

Thành phần RA-0 RA-1 RA-2 RA-3 Epon 01 30 30 30 30 Epikure epon 10 10 10 10 Bột màu 37 37 37 37 Phụ gia 3 3 3 3 Dung môi 20 19 15 19.5 Phụ gia Benton 1 Phụ gia Disparlon 5 Phụ gia Silicafume 0.5 Tổng 100 100 100 100

Sau khi sơn, tấm mẫu được đặt trên mặt phẳng ngang và đánh giá bề mặt sau khi khô. Mức độ đánh giá được phân thành 4 mức như sau:

Mức 1 Màng sơn hoàn toàn bằng phẳng

Mức 2 Màng sơn có đa số các vết chổi đã được san phẳng hoàn toàn

Mức 3 Màng sơn có vết chổi với mật độ lớn hơn

Mức 4 Màng sơn không san phẳng được vết chổi.

Kết quả nghiên cứu khả năng thi công của các hệ sơn được cho trong bảng 2

Bảng 2. Tính chất của hệ sơn epoxy với các phụ gia lưu biến khác nhau

Tính chất RA-0 RA-1 RA-2 RA-3 Độ nhớt, giây 32 37 38 36 Độ chống chảy,mm 75 180 220 210 Độ san phẳng, mức 1 2 3 1

Qua các kết quả nghiên cứu đề tài đã lựa chọn được phụ gia Silicafume sử dụng với hàm lượng thấp nhưng cho hiệu quả cao đối với việc nâng cao tính chất thi công của hệ sơn epoxy.

106

Nhận xét chung:

Qua quá trình khảo sát đề tài đã thiết lập được công thức chế tạo hệ sơn epoxy trên cơ sở chất tạo màng Epon 01, chất đóng rắn Epikure epon, phụ gia hoá dẻo hoạt tính 02 và phụ gia lưu biến Silicafume. Với việc sử dụng các nguyên liệu này, hệ sơn thu được có đặc tính thi công tốt, các tính chất cơ lý đáp ứng tiêu chuẩn 22TCN 235-97 và có khả năng bảo vệ chống ăn mòn với hiệu quả lâu dài cho các kết cấu thép.

3.2. Nghiên cứu sơn epoxy có hàm lượng dung môi thấp

Hệ sơn Epoxy có hàm lượng dung môi thấp được chế tạo dựa trên chất tạo màng epoxy khối lượng phân tử thấp và chất đóng rắn amin. Vấn đề cần giải quyết cho hệ sơn này là công nghệ phân tán các pigment bột độn với nhựa. Vì vậy, đề tài đã tập trung nghiên cứu hệ phụ gia pha loãng và bột độn có kích thước nanô. Cụ thể:

a. Nghiên cứu ảnh hưởng của chất pha loãng hoạt tính đến tính chất của sơn epoxy có hàm lượng dung môi thấp:

Hệ sơn Epoxy có hàm lượng dung môi thấp được chế tạo dựa trên chất tạo màng epoxy khối lượng phân tử thấp và chất đóng rắn amin biến tính. Hệ sơn này có các đặc tính như:

• Độ nhớt cao (vì hàm lượng dung môi không được quá giới hạn cho phép - khoảng 5% đến 15 %). Do đó khả năng nghiền và khả năng thi công kém.

• Tốc độ đóng rắn nhanh, cho màng sơn có độ cứng cao.Tuy nhiên màng sơn hệ này có nhược điểm là giòn, độ bền uốn và độ bền va đập kém.

Để khắc phục các nhược điểm trên đề tài đã tiến hành nghiên cứu cải tiến chất lượng hệ sơn bằng cách bổ sung thêm chất pha loãng hoạt tính và khảo sát khả năng nghiền của các mẫu sơn thông qua thời gian nghiền và độ mịn tối đa thu được. Kết quả thử nghiệm các tính chất cơ lý của các mẫu sơn nghiên cứu được đưa ra ở bảng 3.

Bảng 3. Tính chất cơ lý của các mẫu sơn epoxy

Tính chất EP - 0 EP - 1 EP - 2 EP - 3 Không bám bụi 7 7 7 7 Thời gian khô, giờ Khô hoàn toàn 18 18 18 18

Độ bám dính, điểm 1 1 1 1 Độ bền uốn, mm 5 1 1 1 Độ bền va đập, cm 24 45 50 50 Độ cứng tương đối 0.47 0.18 0.28 0.35

Độ chịu mặn 48h màng sơn không biến đổi

Độ chịu axit 48h màng sơn không biến đổi

Độ bền kiềm 48h màng sơn không biến đổi

Như vậy, qua kết quả nghiên cứu có thể thấy rằng, các mẫu sơn có thời gian khô và độ bám dính tương đương nhau. Mẫu sơn không có phụ gia hoá dẻo có độ cứng rất cao, tuy nhiên độ bền va đập và độ bền uốn rất kém. Mẫu sơn có sử dụng phụ gia DOP có độ bền va đập và độ bền uốn được cải thiện đáng kể, tuy nhiên độ bền va đập vẫn chưa đạt tiêu chuẩn và độ cứng tượng đối bị giảm đi rất nhiều. Hai mẫu sơn có sử dụng chất pha loãng hoạt tính đều có các tính chất đáp ứng yêu cầu kỹ thuật theo TCN-235-97. Mẫu EP-3 có sử dụng chất pha loãng hoạt tính 2 chức có độ cứng lớn hơn.

b. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia nano đến tính chất cơ lý của sơn epoxy

Sau khi đã lựa chọn được chất pha loãng hoạt tính thích hợp, đề tài tiếp tục tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia nano đến tính chất hệ sơn. Thành phần phụ gia và tính chất vật lý của sơn lỏng, cũng như tính chất cơ lý của màng sơn được đưa ra ở bảng 4,5,6 .

107

Bảng 4. Thành phần của sơn epoxy với các hàm lượng phụ gia nano

Thành phần EP - N0 EP - N1 EP - N2 EP - N3

Nhựa Epotec 45.0 45.0 45.0 45.0

Dung môi 3.0 3.0 3.0 3.0

Chất pha loãng hoạt tính 2 chức 3 3 3 3

Bột màu 37 36.5 35 35.5

Phụ gia 2 2 2 2

Phụ gia nano 0 0.5 1.0 1.5

Đóng rắn Epotec 10 10 10 10

Tổng 100 100 100 100

Bảng 5. Tính chất vật lý của hệ sơn với các hàm lượng phụ gia nano

Tính chất EP - N0 EP - N1 EP - N2 EP - N3 Thời gian nghiền, h 5 5 5 5 Độ mịn, mm 25 25 25 25 Độ nhớt, poise 128 123 134 135 Tỉ trọng 1.67 1.67 1.68 1.67

Bảng 6. Tính chất cơ lý của hệ sơn epoxy với hàm lượng phụ gia nano khác nhau.

Tính chất EP-N0 EP-N1 EP-N2 EP-N3 Không bám bụi 7 7 7 7 Thời gian khô, giờ Khô hoàn toàn 18 18 18 18

Độ bám dính, điểm 1 1 1 1 Độ bền uốn, mm 1 1 1 1 Độ bền va đập, cm 50 50 50 50 Độ cứng tương đối 0.32 0.36 0.38 0.38

Độ chịu mặn 48h màng sơn không biến đổi

Độ chịu axit 48h màng sơn không biến đổi

Độ bền kiềm 48h màng sơn không biến đổi

Như vậy hàm lượng thích hợp của phụ gia nano đối với hệ sơn đang nghiên cứu là từ 0.5% đến 1.0%.

3.3. Nghiên cứu ứng dụng khoáng mica để tăng cường khả năng bảo vệ cho hệ sơn epoxy - pek

a. Chế tạo sơn trên cơ sở nhựa epoxy

Để nghiên cứu khả năng sử dụng mica gia cường cho sơn trên cơ sở nhựa epoxy, đề tài đã sử dụng loại sơn epoxy-pek đã được nghiên cứu chế tạo và sử dụng của Viện chuyên ngành vật liệu XD và Bảo vệ công trình.

Thành phần của các loại sơn nghiên cứu được thể hiện trên bảng 7. Các mẫu sơn được kiểm tra các tính chất và tạo màng để khảo sát các tính chất cơ lý.

108

Bảng 7. Thành phần sơn nghiên cứu

Hàm lượng (pkl) Thành phần EP EPS 1 EPS 2 EPS 3 EPS 4 EPS 5 Chất tạo màng 82,15 80,1 78 74 67,8 65,7 Mica 0 2,5 5 10 15 20 Hóa dẻo 1,6 1,57 1,53 1,45 1,37 1,29 Đóng rắn 17,85 17,4 17 16 15,2 14,3 Dung môi 67 67 67 67 67 67 Hàm lượng chất không bay hơi (%) 60 60 60 60 60 60

b. Khảo sát tính chất của sơn

Tính chất của các mẫu sơn được trình bầy trên bảng 8. Ở đây thấy rằng, khi có mặt của mica, thời gian khô của màng sơn được giảm đi, nhất là khô không bắt bụi. Điều này được giải thích là do sự thoát dung môi thuận lợi hơn khi có mica trong tổ hợp sơn. Mặt khác không loại trừ khả năng quá trình đóng rắn màng sơn được thúc đẩy nhờ các hợp chất silan có trên bề mặt mica.

Độ mịn của các mẫu sơn có chứa mica không được thấp, phần lớn vào khoảng 50 μm. Chúng tôi đó kiểm tra lại kích thước và phân bố của hạt mica thì thấy rằng, mica nghiên cứu có kích thước hạt trung bình nhỏ (16,1 μm) nhưng độ phân bố của nó rộng, lên tới gần 200 μm (hình 2). Độ phân bố hạt rộng đó làm ảnh hưởng tới độ mịn của sơn.

Bảng 8. Tính chất của sơn

Thời gian khô Mẫu sơn

Độ mịn (μm) Không bắt bụi (giờ) Khô hoàn toàn (giờ)

Chiều dày màng sơn (μm)

EP 10 6 25 72,2 EPS 1 40 5 24 62,4 EPS 2 50 5 20 54,4 EPS 3 50 5 20 46 EPS 4 50 4 18 53,4 EPS 5 50 4 17 55,2

Để đảm bảo sơn có chất lượng tốt, mica cần được tuyển tốt hơn.

c. Khảo sát tính chất cơ lý của màng sơn

Khi có mặt của mica các tính chất cơ lý của màng sơn hầu như không thay đổi và đạt ở các mức cao theo tiêu chuẩn như độ bám dính và độ bền uốn, đảm bảo cho màng sơn sử dụng tốt. Độ bền va đập có bị suy giảm khi tăng hàm lượng mica tới 20 %. Tuy nhiên với giá trị 47 KG.cm, màng sơn vẫn đảm bảo tiêu chuẩn cho phép

Độ cứng màng sơn tăng đáng kể khi được gia cường bằng mica. Sau 1 tuần các giá trị này đã lớn hơn 30 %, giá trị cho phép theo tiêu chuẩn, khi màng sơn đóng rắn hoàn toàn các giá trị này tăng lên nhiều. Trên bảng 9 cho thấy khi hàm lượng mica tăng thì độ cứng tăng ở các mẫu EP 1 đến EP 3. Tuy nhiên ở các mẫu có chứa 15% và 20% mica độ cứng lại bị suy giảm. Điều này có thể do ảnh hưởng của hạt mica ở phân đoạn có kích thước lớn.

Mica đã làm tăng độ cứng của màng sơn, giúp cho độ bền của sơn tăng lên, nhất là khi sử dụng ở những nơi có tác động của cơ học, hay bị trà sát như gió và cát bụi.

109

Bảng 9. Tính chất cơ lý màng sơn

Độ cứng, (%) Mẫu sơn

Độ bám dính (Điểm)

Độ bền uốn (mm)

Độ bền va đập (KG.cm) Sau 1 tuần Đóng rắn hoàn toàn

EP 1 1 50 25,09 50,1 EPS 1 1 1 50 29,76 52,4 EPS 2 1 1 50 41,53 56,94 EPS 3 1 1 50 46,24 57,76 EPS 4 1 1 45 35,29 51,65 EPS 5 1 1 47 36,94 42,12

d. Khảo sát độ bền hóa chất của màng sơn

Để khảo sát độ bền môi trường hóa chất của màng sơn, đã tiến hành ngâm mẫu trong các dung dịch muối NaCl, axit HCl và dung dịch NaOH. Trên bảng 10 thấy rằng, sau 48 giờ ngâm mẫu màng sơn của tất cả các loại sơn chưa thấy có dấu hiệu hư hỏng. Sau 60 ngày thử nghiệm, màng sơn EP không chứa mica có bị suy giảm chút ít trong dung dịch axit và kiềm, cũng như màng sơn EPS 1 và EPS 2 trong dung dịch kiềm. Tuy nhiên sự suy giảm này là không đáng kể. Mica đã thể hiện khả năng tăng cường độ bền hóa chất của sơn.

Bảng 10: Độ bền hóa chất màng sơn

Độ chịu mặn Độ chịu axit Độ chịu kiềm Mẫu sơn Sau 48 h 60 ngày Sau 48 h 60 ngày Sau 48 h 60 ngày EP 0 0 0 + 0 + EPS 1 0 0 0 0 0 + EPS 2 0 0 0 0 0 + EPS 3 0 0 0 0 0 0 EPS 4 0 0 0 0 0 0 EPS 5 0 0 0 0 0 0

e. Xác định khả năng bảo vệ màng sơn bằng thử nghiệm mù muối

Bảng 11 cho thấy kết quả thử nghiệm mù muối của các mẫu sơn không có mica EP và 3 mẫu sơn có chứa mica EPS 3, EPS 4, EPS 5. Ở vị trí không bị phá hủy, màng sơn không xuất hiện vết gỉ. Tại các vết rạch, màng sơn có chứa mica ít bị gỉ hơn.

Bảng 11: Kết quả thử nghiệm mù muối sau 480 giờ

EP EPS 3 EPS 4 EPS 5 Diện tích gỉ, % 0 0 0 0 Gỉ tại vùng

không rạch Đánh giá, điểm 10 10 10 10 Bề rộng vết gỉ, mm 0,8 0,5 0,5 0,5 Gỉ tại vết rạch Đánh giá, điểm 8 9 9 9

f. Khảo sát cấu trúc hình thái màng sơn

Cấu trúc hình thoi của màng sơn thể hiện mức độ tương tác pha giữa chất kết dính và mica. hình 2 và 3 thể hiện ảnh SEM của mặt gẫy mẫu sơn có chứa mica chưa biến đổi bề mặt và đã biến đổi bề mặt tương ứng.

110

Nhận xét chung:

Mica được biến đổi bề mặt bằng 3-APTMS tương tác tốt hơn với chất tạo màng của hệ sơn epoxy-pek, giúp cho màng sơn có các tính năng bảo vệ tốt hơn, đặc biệt là khả năng che chắn.

Mica đó gia tăng độ cứng cho màng sơn, giúp màng sơn khô nhanh hơn, bền hóa chất và môi trường hơn và ít làm ảnh hưởng tới các tính chất cơ lý khỏc của màng sơn.

3.4. Nghiên cứu hệ sơn phủ Polyuretan

3.4.1. Nghiên cứu ảnh hưởng của chất tạo màng đến tính chất của sơn polyuretan

Chất tạo màng là thành phần quyết định đối với các tính chất của hệ sơn. Vì vậy để cải thiện hệ sơn trước hết đề tài đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của một số chất tạo màng khác nhau đến tính chất của màng sơn. Qua nghiên cứu tổng quan, đề tài đã lựa chọn 3 loại nhựa polyol phù hợp và công thức để chế tạo sơn polyurethan. Thành phần của các mẫu sơn nghiên cứu được cho trong bảng 12.

Bảng 12. Thành phần của các mẫu sơn polyurethan.

Thành phần PU-1 PU-2 PU-3 PU-4 PU-5

Desmophen 01 32 22 Desmophen 02 35 24 Desmophen 03 25 8 8 Desmodur 01 8 5 15 10 8 Bột màu 34 34 34 34 34 Phụ gia 4 4 4 4 4 Dung môi 22 22 22 22 22 Tổng 100 100 100 100 100

Hình 2. Ảnh SEM mẫu sơn có sericit chưa biến đổi bề mặt a: 10 % sericit; b: 20 % sericit

Hình 3. Ảnh SEM mẫu sơn có 20 % sericit đó biến đổi bề mặt

111

Các công thức được tiến hành nghiền và được kiểm tra các tính chất vật lý, cơ lý. Tính chất vật lý của các mẫu sơn được cho trong bảng 13.

Bảng 13. Tính chất vật lý của các mẫu sơn Polyurethan

Tính chất PU-1 PU-2 PU-3 PU-4 PU-5 Thời gian nghiền, h 3 3 3 3.5 3.5 Độ mịn, mm 20 20 20 20 20 Độ nhớt, giây 34 34 34 38 38 Tỉ trọng,g/cm3 1.32 1.32 1.32 1.31 1.32

Qua bảng số liệu có thể thấy, các mẫu sơn với các loại chất tạo màng khác nhau có tính chất vật lý không có sự khác biệt đáng kể. Các mẫu sơn được đóng rắn bằng chất đóng rắn Desmodur 01 và kiểm tra các tính chất cơ lý. Các tính chất cơ lý của màng sơn sau khi đóng rắn được cho trong bảng 14.

Bảng 14. Tính chất vật lý của các mẫu sơn polyurethan

Tính chất PU-1 PU-2 PU-3 PU-4 PU-5 Thời gian khô, giờ

Không bám bụi 5 5 5 5 5 Khô hoàn toàn 18 20 12 18 20

Độ bóng 78 67 85 76 80 Độ bám dính, điểm 1 1 1 1 1 Độ bền uốn, mm 1 1 1 1 1 Độ bền va đập, kgcm 50 50 50 50 50 Độ cứng tương đối 0.32 0.27 0.55 0.38 0.35

Độ chịu mặn 48 giờ màng sơn không bong rộp

Độ chịu axit 48 giờ màng sơn không bong rộp

Độ bền kiềm 48 giờ màng sơn không bong rộp

Qua các kết quả thu được có thể thấy rằng nhựa Desmophen 03 cho màng sơn có độ cứng cao tuy nhiên độ bóng của màng sơn thấp. Với chất tạo màng Desmophen 01 và Desmophen 02, màng sơn có độ bóng cao hơn nhưng độ cứng thấp hơn. Việc phối trộn hai loại nhựa trên cùng với Desmophen 03 cho màng sơn có độ bóng cao trong khi độ cứng được cải thiện rất nhiều.

Để lựa chọn được hệ chất tạo màng tốt nhất cho chế tạo sơn polyurethan, đề tài tiến hành thử nghiệm khả năng chịu thời tiết của các mẫu sơn. Các mẫu sơn được phơi trong tủ khí hậu nhân tạo và hằng ngày được lấy ra để kiểm tra sự thay đổi độ bóng. Kết quả thử nghiệm thời tiết của các mẫu sơn được biểu diễn trên đồ thị hình 4.

112

0102030405060708090

0 10 20 30 40 50Thêi gian (ngµy)

§é

bãng

MÉu PU-1 MÉu PU-2 MÉu PU-3

MÉu PU-4 MÉu PU-5

Hình 4. Thay đổi độ bóng của các mẫu sơn khi phơi trong tủ khí hậu nhân tạo

Qua quá trình thử nghiệm thời tiết có thể thấy mẫu PU-3 có độ bóng giảm rất nhanh, mẫu PU-3 và PU-5 có độ bóng thay đổi itt thay đổi nhất. Như vậy có thể rút ra kết luận nhựa Desmophen 03 có khả năng chịu thời tiết tốt nhất. Kết hợp giữa kết quả kiểm tra tính chất cơ lý và thử nghiệm mù muối, đề tài đã quyết định lựa chọn kết hợp nhựa Desmophen 02 và Desmophen 03 để chế tạo sơn polyurethan. Sự kết hợp này cho màng sơn có các tính chất cơ lý đáp ứng yêu cầu kỹ thuật và có độ bền thời tiết cao.

3.4.2. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia phân tán đến tính chất của sơn polyuretan

Sau khi đã lựa chọn được loại nhựa thích hợp, đề tài tiến hành lựa chọn phụ gia phân tán cho sơn polyurethan. Sơn polyurethan là lớp sơn phủ nên màu sắc, độ bóng là các yêu cầu quan trọng. Vì vậy việc sử dụng phụ gia phân tán nhằm nâng cao khả năng và độ ổn định phân tán, độ ổn đinh màu sắc là rất cần thiết. Đề tài đã tiến hành khảo sát ảnh hưởng của 3 loại phụ gia phân tán đến tính chất của hệ sơn polyurethan. Công thức chế tạo các mẫu sơn được cho trong bảng 15.

Bảng 15: Thành phần hệ sơn polyurethan với các phụ gia phân tán khác nhau

Thành phần DA-1 DA-2 DA-3 DA-4

Desmophen 02 24 24 24 24

Desmophen 03 8 8 8 8

Desmodur 01 8 8 8 8

Phụ gia 2 2 2 2

Bột màu 34 34 34 34

Tego Dispers 2

Disperbyk 4

Anti – Terra 2

Dung môi 24 22 20 22

Tổng 100 100 100 100

Các mẫu sơn được pha trộn theo công thức. ảnh hưởng của phụ gia đến khả năng phân tán của hệ sơn được cho trong bảng 16.

113

Bảng 16: Ảnh hưởng của phụ gia phân tán đến khả năng phân tán và tính chất vật lý của hệ sơn

Tính chất DA-1 DA-2 DA-3 DA-4

Thời gian nghiền, h 6 4 3 3

Độ mịn, μm 20 20 15 20

Độ nhớt, giây 37 34 32 34

Tỉ trọng 1.32 1.32 1.32 1.31

Qua kết quả nghiên sơn có thể thấy rằng, việc sử dụng phụ gia phân tán làm giảm đáng kể thời gian nghiền đồng thời cũng cải thiện một phần độ mịn của hệ sơn. Sử dụng phụ gia Disperbyk 01 cho độ mịn sơn tốt nhất và thời gian nghiền sơn ngắn nhất. Các mẫu sơn tiếp tục được kiểm tra tính chất cơ lý để xác định ảnh hưởng của phụ gia phân tán đến tính chất của màng sơn. Tính chất cơ lý của hệ sơn với các phụ gia phân tán khác nhau được cho trong bảng 17.

Bảng 17: Tính chất cơ lý của hệ sơn polyuretan với các phụ gia phân tán khác nhau

Tính chất DA-1 DA-2 DA-3 DA-4

Thời gian khô, giờ

Không bám bụi 5 5 2 5

Khô hoàn toàn 18 18 18 18

Độ bóng 80 88 95 92

Độ bám dính, điểm 1 1 1 1

Độ bền uốn, mm 1 1 1 1

Độ bền va đập, kgcm 50 50 50 50

Độ cứng tương đối 0,35 0,34 0,39 0,37

Độ chịu mặn 48 giờ màng sơn không bong rộp

Độ chịu axit 48 giờ màng sơn không bong rộp

Độ bền kiềm 48 giờ màng sơn không bong rộp

Như vậy việc sử dụng phụ gia có ảnh hưởng đến tính chất cơ lý của màng sơn. Mẫu DA-3 sử dụng phụ gia Disperbyk có độ bóng, độ cứng cao nhất và cao hơn hẳn so với mẫu không có phụ gia phân tán.

Một vai trò của phụ gia phân tán là nâng cao độ ổn định của hệ sơn do đó đề tài đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia phân tán đến độ ổn định của hệ sơn. Các mẫu sơn được đổ trong ống đong 200ml bằng thuỷ tinh, để cố định và theo dõi tốc độ lắng bột màu. Tốc độ lắng bột màu được thể hiện qua số mm bị lắng đọng. Kết quả kiểm tra độ ổn định của các mẫu sơn được cho trong bảng 18.

Bảng 18: Tốc độ lắng bột màu của các mẫu sơn polyuretan theo thời gian, mm

Thời gian DA-1 DA-2 DA-3 DA-4

1 ngày 0 0 0 0

2 ngày 1 0 0 0

5 ngày 1 0 0 0

7 ngày 2 1 0 0

14 ngày 4 1 0 1

114

21 ngày 6 2 1 1

28 ngày 8 2 1 1

35 ngày 9 3 1 2

50 ngày 10 4 2 3

90 ngày 11 4 2 4

Qua khảo sát tốc độ lắng bột màu của các mẫu sơn có thể thấy rằng phụ gia phân tán có ảnh hưởng lớn đến độ ổn định của hệ sơn. Qua kết quả nghiên cứu, đề tài cũng lựa chọn được phụ gia phân tán Disperbyk sử dụng cho hệ sơn polyurethan. Việc sử dụng phụ gia này làm tăng hiệu quả và độ ổn định phân tán đồng thời cũng cải thiện một phần tính chất cơ lý của hệ sơn.

3.4.3. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia chống tử ngoại đến độ bền thời tiết của màng sơn

Sơn polyurethan là lớp sơn phủ ngoài cung vì vậy ngoài các yêu cầu về tính chất cơ lý, yêu cầu về khả năng chịu tia tử ngoại cũng rất quan trọng. Đề tài đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia chống tia tử ngoại đến độ bền thời tiết cảu màng sơn. Công thức chế tạo các mẫu sơn polyurethan với các phụ gia chống tia tử ngoại khác nhau được cho trong bảng 19.

Bảng 19: Thành phần các mẫu sơn polyurethan với các phụ gia chống tia tử ngoại

Thành phần, g UA-1 UA-2 UA-3 UA-4

Desmophen 02 24 24 24 24

Desmophen 03 8 8 8 8

Desmodur 01 8 8 8 8

Phụ gia 4 4 4 4

Bột màu 34 34 34 34

Tinuvin 1.5 1

Seesorb 1 0.5

Dung môi 22 20.5 21 20.5

Tổng 100 100 100 100

Các mẫu sơn sau khi áp dụng lên tấm mẫu, được phơi trong tủ khí hậu nhân tạo để theo dõi ảnh hưởng của phụ gia chịu tia tử ngoại đến độ bền thời tiết của hệ sơn. Kết quả thử nghiệm được biểu diễn trên hình 5 và 6.

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50Thêi gian (ngµy)

§é

bãng

MÉu UA-1 MÉu UA-2 MÉu UA-3 MÉu UA-4

Hình 5. Thay đổi độ bóng của màng sơn sau khi phơi trong tủ khi hậu nhân tạo

115

00.2

0.40.60.8

11.2

0 10 20 30 40 50Thêi gian (ngµy)

Tha

y ®æ

i m

µu s

¾c, ΔE

MÉu UA-1 MÉu UA-2 MÉu UA-3 MÉu UA-4

Hình 6. Thay đổi màu sắc của màng sơn sau khi phơi trong tủ khi hậu nhân tạo

Như vậy qua việc thử nghiệm khả năng chịu thời tiết trong tủ khí hậu nhân tạo, đề tài đã lựa chọn được phụ gia chịu tia tử ngoại thích hợp cho hê sơn polyurethan. Đó là sử dụng kết hợp của hai loại phụ gia chịu tia tử ngoại Tinuvin và Seesorb.

3.4. Nghiên cứu công nghệ chế tạo sơn polyuretan

Hiện nay trong ngành giao thông, nhu cầu về sơn bảo vệ chất lượng cao chủ yếu để sơn mới hoặc sửa chữa các công trình cầu sắt và các kết cấu thép nhỏ, do đó nhu cầu về sơn bảo vệ chất lượng cao chỉ ở mức trung bình. Dựa trên thực tế sản xuất sơn tại Viện khoa học và Công nghệ GTVT và tình hình ứng dụng các loại sơn bảo vệ chất lượng cao của ngành giao thông, đề tài đã lựa chọn được quy mô sản xuất các loại sơn chất lượng cao để bảo vệ các kết cấu thép. Đó là sản xuất ở quy mô nhỏ với công xuất 150 kg/mẻ. Dựa trên các công thức sơn đã được nghiên cứu tại phòng thí nghiệm, đề tài đã tiến hành nghiên cứu quy trình sản xuất sơn phù hợp với hệ thống thiết bị sản xuất với công xuất 150 kg/mẻ.

Quy trình nghiền sơn gồm các bước như sau:

a. Phối trộn ban đầu:

Đây là giai đoạn đầu tiên và có ảnh hưởng lớn đến quá trình sản xuất sơn. Trong giai đoạn này, chất tạo màng, dung môi và phụ gia phân tán (có thể cả phụ gia chống tạo bọt và phụ gia làm đặc) được hoà tan trộn trước, sau đó bột màu được từ từ cho vào trong khi khuấy. ở giai đoạn này khí và hơi ẩm trong mao quản của bột màu cần được thay tách ra và bột màu được thấm ướt bằng dung dịch chất tạo màng. Sự thấm ướt bột màu càng tốt, quá trình phân tán bột màu ở giai đoạn tiếp theo càng có nhiều thuận lợi. Sự thấm uớt bột màu phụ thuộc nhiều yếu tố, nhưng chủ yếu là độ nhớt của dung dịch chất tạo màng, sức căng bề mặt của chất màng và bột màu, kích thước các mao quản.

b. Nghiền:

Đây là giai đoạn quan trọng nhất trong toàn bộ quá trình sản xuất sơn. Giai đoạn này chiếm phần lớn thời gian và quyết định chất lượng của hệ sơn. Trong giai đoạn này, các hạt bột màu kết khối bị phá vỡ thành các hạt cơ bản với kích thước nhỏ hơn rất nhiều. Sau đó các hạt bột màu được bao bọc bởi dung dịch nhựa để tránh hiện tượng kết tụ bột màu. Quá trình nghiền càng tốt, độ mịn của hệ sơn càng cao và chất lượng của hệ sơn càng tốt. Hiệu quả quá trình nghiền được quyết định bởi loại thiết bị, năng lượng nghiền, thời gian nghiền và các thông số công nghệ của quá trình.

Phối trộn ban đầu

Pha sơn thành phẩm

Ủ, Nghiền

Lọc và đóng thùng

Chất tạo màng Bột màu Dung môi Phụ gia phân tán

Chất tạo màng Dung môi Phụ gia

116

c. Pha sơn thành phẩm:

Giai đoạn này có ảnh hưởng ít đến chất lượng cũng như thời gian sản xuất của hệ sơn. ở giai đoạn này, chất tạo màng, dung môi và các loại phụ gia được bổ sung vào hệ sơn để đạt được các tính chất như mong muốn.

d. Lọc và đóng thùng:

Quá trình này nhằm loại bỏ các tạp chất, cặn bẩn, bột màu chưa nghiền có lẫn trong sơn.

Dựa trên các yêu cầu kỹ thuật đối với từng công đoạn trong quá trình sản xuất sơn và quy mô sản xuất nhỏ 150 kg/mẻ, đề tài đã lựa chọn được các thiết bị phù hợp cho quá trình sản xuất. Các thiết bị cơ bản bao gồm:

• Máy khuấy tốc độ cao: Tốc độ tối đa: 1500 vòng/phút. Máy khuấy tốc độ cao phù hợp với việc khuấy trộn các hệ sơn dung môi có độ nhớt cao, có thể áp dụng cho khuấy trộn ban đầu lẫn pha sơn thành phẩm. Trong quá trình khuấy trộn ban đầu với máy khuấy cao tốc, ngoài việc được thấm ướt bởi dung dịch nhựa, các hạt bột màu kết tụ cũng được phá vỡ thành các hạt có kích thước nhỏ hơn. Điều này tạo rất nhiều thuận lợi cho quá trình nghiền tiếp theo.

• Máy khuấy tốc độ thấp: Dùng để pha sơn dung môi có độ nhớt trung bình.

• Máy nghiền hạt ngọc kiểu ngang – kích thước buồng nghiền 20 lít. Máy nghiền hạt ngọc kiểu ngang là loại máy nghiền có hiệu suất nghiền cao và cho sản phẩm sơn có chất lượng tốt.

• Thùng chứa và pha sơn 200 lít. Thùng chứa 200 lít thích hợp với các công đoạn phối trộn ban đầu và pha sơn thành phẩm trong dây chuyền sản xuất có công suất 150 kg/mẻ.

Sau khi đã lựa chọn được các thiết bị phù hợp, đề tài tiếp tục tiến hành nghiên cứu để thiết lập được các thông số công nghệ phù hợp với việc sản xuất sơn bằng các thiết bị trên. Đề tài đã lựa chọn hệ sơn phủ bảo vệ có tuổi thọ lớn hơn và bằng 10 năm ( sơn lót epoxy, sơn trung gian epoxy,sơn phủ polyurethan ) để tiến hành nghiên cứu. Sơn phủ polyurethan là hệ sơn phủ ngoài cùng, quyết định tính chất bề mặt của toàn bộ hệ sơn và cũng bảo vệ cho các lớp sơn bên trong. Vì vậy sơn phủ polyurethan cần có độ mịn cao, độ bóng cao, màu sắc ổn định, màng sơn đồng nhất, không có các khuyết tật. Điều này được quyết định rất lớn bởi quá trình nghiền.

Như vậy qua quá trình khảo sát, đề tài đã xác định được các điều kiện sản xuất đối với mẫu sơn phủ polyurethan. Với quy trình hợp lý kết hợp với việc sử dụng phụ gia phân tán, thời gian sản xuất của hệ sơn phủ polyurthan đã được cải thiện đáng kể so với hệ sơn chưa được cải tiến.

4. Kết luận

Qua quá trình nghiên cứu, đề tài đã hoàn thiện được công nghệ chế tạo bộ sơn bảo vệ chống ăn mòn chất lượng cao (tuổi thọ ≥10 năm) trên cơ sở sơn lót, sơn trung gian hệ epoxy biến tính và sơn phủ hệ polyuretan, đáp ứng được yêu cầu thực tế cũng như các yêu cầu kỹ thuật của tiêu chuẩn Nghành 22 TCN 235-97 và tiêu chuẩn Quốc tế đối với hệ sơn phủ bảo vệ các kết cấu thép. Cụ thể :

1- Đề tài đã thiết lập được công thức chế tạo hệ sơn lót epoxy trên cơ sở chất tạo màng sẵn có trên thị trường (Epon 01, chất đóng rắn Epikure Epon), phụ gia hoá dẻo hoạt tính 02 và phụ gia lưu biến Silicafume. Với việc sử dụng các nguyên liệu này, hệ sơn thu được có đặc tính thi công tốt và có khả năng bảo vệ chống ăn mòn với hiệu quả lâu dài cho các kết cấu thép.

2- Đề tài đã lựa chọn được chủng loại và hàm lượng chất pha loãng hoạt thích hợp để cải thiện tính chất của hệ sơn Epoxy có hàm lượng dung môi thấp. Khi bổ sung phụ gia nano vào hệ sơn, độ cứng tương đối của hệ sơn đã được cải thiện đáng kể. Hàm lượng sử dụng của phụ gia này là 0.5 – 1.0%. Đề tài cũng đã tiến hành xây dựng quy trình sản xuất phù hợp cho hệ sơn epoxy có hàm lượng dung môi thấp. Với các bước cải tiến, khả năng phân tán và tính chất của hệ sơn được cải thiện đáng kể.

3- Bằng cách đưa Mica đã được biến đổi bề mặt bằng 3-APTMS vào nhựa epoxy- Pek than đá không quá 20% trọng lượng sơn, màng sơn nghiên cứu đã có các tính năng bảo vệ tốt hơn, đặc biệt là khả năng che chắn. Hệ sơn này rất thích hợp trong sử dụng bảo vệ kết cấu thép, kết cấu bêtông cốt thép vùng biển, đặc biệt khu vực mớn nước, khu vực nước thải, khu vực hóa chất và dưới lòng đất.

117

4- Đề tài đã tìm được loại chất tạo màng thích hợp để chế tạo hệ sơn polyurethan. Với loại chất tạo màng này, màng sơn nghiên cứu đáp ứng được các yêu cầu kinh tế, kỹ thuật đối với hệ sơn phủ bảo vệ các kết cấu thép. Đề tài cũng đã lựa chọn được phụ gia phân tán bột màu và phụ gia chịu tia tử ngoại để cải thiện khả năng phân tán và độ bền thời tiết của hệ sơn.

5- Sau khi đã thiết lập được các công thức sơn hợp lý, đề tài đã tiến hành nghiên cứu quy trình sản xuất của các hệ sơn. Dựa trên việc sử dụng máy khuấy tốc độ cao và máy nghiền hạt ngọc kiểu nằm ngang, đề tài đã thiết lập được quy trình sản xuất hợp lý đối với các hệ sơn. Với công nghệ sản xuất mới, thời gian sản xuất của các hệ sơn giảm đáng kể, tiết kiệm được chi phí nhân công và năng lượng tiêu thụ trong khi đó các tính chất của hệ sơn cũng phần nào được cải thiện so với công nghệ sản xuất cũ, đặc biệt là độ bóng cho hệ sơn phủ.

6-Với các kết quả nghiên cứu đạt được kể trên, bộ sơn bảo vệ kết cấu thép của Viện Chuyên ngành Vật liệu Xây dựng và Bảo vệ Công trình- Viện Khoa học và Công nghệ GTVT đã được sử dụng bảo vệ nhiều cầu thép trong Ngành, đặc biệt các cầu Đường sắt (Hà nội -Thành phố HCM , Hà Nội - Lim -Phả Lại), cầu Chương Dương -Hà nội, cầu treo Dùng- Thanh Chương - Nghệ An.

Tài liệu tham khảo [1]. Medina, S. W. (1995). Surfactant Technology for High Performance Coatings, Modern Paint and

Coatings.

[2]. Osterhold, M. (2000). “Rheological Behavior of Automotive Paint Systems: Modern Characterization Methods Show good Correlation to Observable Effect”. European Coating Journal, Vol. 4/00, p. 18-33.

[3]. M. Dhanalakshmi, K. Maruthan, P. Jayakrishnan, N.S. Rengaswamy. (1997). “Coatings for Underwater and wet Surface Application”. Anti-Corrosion Methods and Materials, 44, 6 393-399.

[4]. Charles Simpson. (1997). “Improved Corrosion – inhibiting Pigments”. Chemtech, 27 (4), p. 40-42.

[5]. Aamodt, M. (2000). “New Water-borne Products Matching Solvent-borne Coating in Corrosion Protection”. Forum de la Connaissance – Paints and Protection Against Corrosion, Paris , p. 216-231.

[6]. Trần Vĩnh Diệu (2001). Tổng quan về nhựa epoxy và chất đóng rắn.

118


Về vấn đề xây dựng mặt đường bê tông xi măng ở Việt Nam PGS.TS. Nguyễn Hữu Trí


Viện Khoa học và công nghệ GTVT

Tóm tắt. Bài báo tổng hợp một số kết quả nghiên cứu, điều tra và đánh giá thực trạng về thiết kế, thi công, nghiệm thu và khai thác mặt đường BTXM đã xây dựng ở nước ta trong thời gian qua đồng thời cũng cập nhật một số thông tin về xu thế phát triển mặt đường BTXM trên thế giới và phân tích khả năng áp dụng mặt đường BTXM trong giai đoạn hiện nay.

Abstract. This paper summarizes some results of research, survey on and assessment of real situations on design, construction, checking, taking over and operation of cement concrete pavements which have been constructed in Vietnam over past years. Also, some updated information on the trend of cement concrete pavement development in the world and analysis of applicability of cement concrete pavement at present are presented herein.

1. Vài nét về sự phát triển mặt đường BTXM trên thế giới Mặt đường BTXM xuất hiện vào cuối thế kỷ 19, bắt đầu ở Anh vào những năm 1950, sau đó lan

dần sang Pháp, Đức, Mỹ và Nga...

Trong suốt hơn 100 năm qua, mặt đường BTXM đã được tiếp tục xây dựng và phát triển ở hầu hết các nước trên thế giới, tập trung nhiều nhất ở các nước có nền kinh tế phát triển như: Canada, Hoa kỳ, CHLB Đức, Anh, Bỉ, Hà lan, Australia, Trung Quốc...

Mặt đường BTXM (mặt đường cứng) cùng với mặt đường mềm là 2 loại hình mặt đường chính được sử dụng cho giao thông đường bộ và sân bay, đóng vai trò quan trọng trong việc hình thành lên mạng lưới giao thông của các khu vực, lãnh thổ và xuyên quốc gia.

Mặt đường BTXM có mặt trên tất cả các cấp đường giao thông đường bộ, từ đường địa phương, hệ thống tỉnh lộ, quốc lộ, từ đường có lưu lượng xe thấp đến đường phố, đường trục chính, đường cao tốc. Mặt đường BTXM cũng thường được sử dụng ở hầu hết các sân bay, bến cảng, các đường chuyên dụng và các bãi đỗ xe.

Ngày nay, mặt đường BTXM vẫn luôn được các nhà nghiên cứu các nhà quản lý rất quan tâm. Hệ thống Tiêu chuẩn ngày càng hoàn thiện và công nghệ xây dựng ngày càng phát triển đồng bộ và hiện đại. Hàng năm, những hội nghị tổng kết phổ biến kinh nghiệm và những nghiên cứu phát triển mới về loại hình mặt đường BTXM của thế giới vẫn được duy trì thường niên và phạm vi áp dụng của mặt đường BTXM ngày càng được mở rộng.

Khối lượng mặt đường BTXM đã xây dựng ở một số nước (trích từ Báo cáo “Long-Life Concrete Pavements in Europe and Canada” của Cục Đường bộ Liên bang Mỹ -FHWA công bố năm 2007) được thống kê dưới đây:

- Mỹ, mặt BTXM chiếm khoảng 9% của 490179 Km đường đô thị và 4% của 1028491Km đường ngoài đô thị.

- Tỉnh Québec, Canada, có 1239 Km (đường 2 làn xe) trong tổng số 29000 Km đường (khoảng 4%) là mặt đường BTXM nhưng lại phục vụ tới 75% lượng giao thông ở Québec.

- Đức, mặt đường BTXM không cốt thép, phân tấm chiếm khoảng 25% mạng lưới đường cao tốc với lưu lượng giao thông cao.

119

- Áo, đường cao tốc chiếm khoảng 25% mạng lưới đường bộ quốc gia (14000Km), trong đó mặt đường BTXM chiếm 2/3 khối lượng đường cao tốc.

- Bỉ, mạng lưới đường có khoảng 134000 km, gồm đường cao tốc, đường tỉnh, đường địa phương và đường nông thôn. Trong đó, đường cao tốc có khoảng 1700km, tức là chỉ hơn 1%. Mặt đường BTXM chiếm 40% của những đường cao tốc và 60% đường nông thôn. Tổng cộng, mặt đường BTXM chiếm khoảng 17%.

- Hà Lan, mạng lưới đường ô tô có khoảng 113000 km. Khoảng 2300 km là đường cao tốc, chỉ khoảng 2% về chiều dài, nhưng những con đường cao tốc này phục vụ 38% lưu lượng giao thông. 5% đường cao tốc là mặt đường BTXM, trong đó một nửa là mặt đường BTCT liên tục và một nửa là BTXM không cốt thép, phân tấm. Hà Lan còn có khoảng 140km đường khu vực có mặt BTXM không cốt thép, phân tấm. Tổng cộng, mặt đường BTXM chiếm khoảng 4% mạng đường ô tô. Ngoài ra, Hà Lan còn có 20000km đường xe đạp, trong đó 10% là mặt đường BTXM.

- Vương quốc Anh, mạng lưới đường có khoảng 285000 km, trong đó 1500 km là mặt đường BTXM. Cho tới đầu những năm 1980, mặt đường BTXM phân tấm, không hoặc có cốt thép vẫn là loại chủ yếu. Từ giữa những năm 1980 đến giữa những năm 1990, mặt đường BTXM điển hình lại là BTCT liên tục. Từ cuối những năm 1990, do yêu cầu về giảm tiếng ồn, mặt đường BTXM buộc phải có lớp mặt bê tông nhựa mỏng, nhưng yêu cầu này mới chỉ là bắt buộc trong phạm vi Xứ Anh (England), chứ chưa bắt buộc đối với các Xứ khác (Scotland, Wales và Bắc Ailen).

Ngoài ta, mặt đường BTXM chiếm khoảng 67% đường cao tốc ở Úc và chiếm 60% đường cao tốc ở Trung Quốc.

Về phân loại mặt đường BTXM. Trong hơn 100 năm phát triển, mặt đường BTXM được phân ra một số loại như sau:

o Mặt đường BTXM không cốt thép, phân tấm, đổ tại chỗ (thông thường);

o Mặt đường BTXM cốt thép;

o Mặt đường BTXM lưới thép;

o Mặt đường BTXM cốt thép liên tục;

o Mặt đường BTXM cốt phân tán;

o Mặt đường BTXM lu lèn;

o Mặt đường BTXM ứng suất trước;

o Mặt đường BTXM lắp ghép.

Tương ứng với mỗi loại mặt đường BTXM có những đặc điểm và phạm vi áp dụng nhất định, trong đó có loại mặt đường BTXM cốt thép liên tục có nhiều ưu điểm và đang được áp dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới.

2. Phát triển mặt đường BTXM ở Việt Nam

2.1. Các công trình giao thông sử dụng mặt đường BTXM

- Mặt đường BTXM cốt thép được xây dựng tại đường Hùng Vương, Hà Nội năm 1975. Trên Quốc lộ 2 đoạn Thái Nguyên – Bắc Cạn xây dựng 30 Km đường BTXM vào năm 1984, đường Nguyễn Văn Cừ (bắc cầu Chương Dương). Tiếp theo là trên Quốc lộ 1A với tổng chiều dài các đoạn khoảng 30 Km vào năm 1999 tại các đoạn ngập lụt. Đường Hồ Chí Minh nhánh phía Đông với chiều dài 86 Km, nhánh phía Tây với tổng chiều dài trên 300Km. Quốc lộ 12A Quảng Bình với chiều dài 12Km. Quốc lộ 70, đoạn Thành phố Lao Cai...

- Mặt đường BTXM được sử dụng hầu hết tại các sân bay như: Sao Vàng, Tân Sơn Nhất, Nội Bài, Phú Bài... Ngoài ra, loại mặt đường BTXM cốt thép cốt thép liên tục lần đầu tiên được ứng dụng 1Km tại Quốc lộ 12A quảng Bình và sau đó khoảng 500m tại trạm thu phí cầu Bãi Cháy.

- Hệ thống đường giao thông nông thôn ở một số tỉnh như Thái Bình, Thanh Hóa, Hưng Yên... cũng có sử dụng mặt đường BTXM với kết cấu đơn giản, đáp ứng nhu cầu giao thông ở địa phương với tải trọng nhỏ và lưu lượng thấp.

120

- Theo thống kê của Bộ GTVT, Tổng số đường giao thông nông thôn trong cả nước bao gồm 172437Km, trong đó có 0.56% mặt đường bê tông nhựa và 7.2% mặt đường nhựa hoặc BTXM.

2.2. Các tiêu chuẩn áp dụng liên quan tới mặt đường BTXM

2.2.1. Đường ô tô - yêu cầu thiết kế TCVN 4054:2005

Được ban hành năm 2005 (trước đó là 1985 và sau đó là 1998), là tiêu chuẩn Việt Nam hiện hành.

2.2.2. Đường đô thị – Yêu cầu thiết kế TCXD 104:2007

- Được ban hành năm 2007 (trước đó là 1983), là tiêu chuẩn xây dựng hiện hành (bộ Xây dựng ban hành).

- Cần chuyển đổi sang TCVN.

2.2.3. Áo đường mềm - các yêu cầu và chỉ dẫn thiết kế 22TCN 211-06

- Được ban hành năm 2006 (trước đó là 1993), là tiêu chuẩn ngành GTVT hiện hành.

- Trong 22TCN 211-06 và trước đó là 22 TCN-93 có nội dung điều tra và tính toán lưu lượng xe, cấp hạng mặt đường được áp dụng không những đối với mặt đường mềm mà cả đối với mặt đường cứng (mặt đường BTXM).


2.2.4. Quy trình thiết kế áo đường cứng 22TCN 223-95

- Được ban hành năm 1995, là tiêu chuẩn thiết kế hiện hành, phục vụ cho việc thiết kế kết cấu mặt đường bê tông xi măng cho ngành GTVT.

- Các kết cấu áp dụng: Mặt đường bê tông xi măng phân tấm chủ yếu là loại không cốt thép; móng BTXM dưới lớp mặt đường bê tông nhựa.

- Cần bổ sung, chỉnh sửa 22 TCN 223-95 và chuyển đổi sang TCVN.

2.2.5. Tiêu chuẩn thiết kế mặt đường cứng do SMEC biên soạn

- Được triển khai và hoàn thành năm 2008 trong Dự án xây dựng cầu đường bộ giai đoạn 2 của Bộ GTVT, do công ty tư vấn SMEC liên danh với Hội Cầu đường Việt Nam. Bản thảo đã được các chuyên gia trong nước soát xét, đã gửi lên Vụ KHCN chờ các thẩm định tiếp theo.

- Ngoài Tiêu chuẩn thiết kế mặt đường cứng, đã biên soạn thêm Chỉ dẫn thiết kế mặt đường cứng để bổ sung, giải thích rõ cho Tiêu chuẩn thiết kế.

- Kết cấu áp dụng: Mặt đường bê tông xi măng phân tấm không có cốt thép; mặt đường bê tông xi măng phân tấm có cốt thép (tăng chiều dài tấm); mặt đường bê tông xi măng cốt thép liên tục; lớp phủ bê tông nhựa trên mặt đường BTXM; lớp phủ BTXM không dính kết trên mặt đường BTXM; mặt đường bê tông xi măng phân tấm không có cốt thép áp dụng cho đường có lưu lượng xe thấp (sử dụng Catalog).

- Cần hoàn thiện và sớm ban hành thành TCVN.

2.2.6. Về Tiêu chuẩn thi công mặt đường cứng

- Hiện nay ở Việt nam chưa có Tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu mặt đường cứng được ban hành.

- Với các Dự án xây dựng mặt đường BTXM cụ thể (vốn vay nước ngoài, trong nước) có Chỉ dẫn kỹ thuật riêng, tuy nhiên, chưa được thống nhất.

- Viện KHCN GTVT đã dự thảo Tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu mặt đường BTXM cốt thép liên tục.

- Năm 2008, SMEC liên danh với Hội Cầu đường Việt Nam đã biên soạn xong “Tiêu chuẩn thi công mặt đường BTXM” chờ ban hành.

121

Hiện nay, trong ngành GTVT, đã có các tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu các loại móng đường ô tô nói chung, bao gồm cả cho mặt đường cứng và mặt đường mềm. Trong đó có 03 tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu các lớp móng sử móng sử dụng chất kết dính là xi măng và dùng cho kết cấu mặt đường BTXM (mặt đường cứng), đó là:

2.2.7. Quy trình sử dụng đất gia cố bằng chất kết dính vô cơ trong xây dựng đường 22TCN-81-84.

- Đây là quy trình ban hành từ năm 1984, viết chung cho cả lớp móng và mặt đường ô tô sử dụng vật liệu chất kết dính vô cơ (xi măng và vôi).

- Bố cục và kết cấu của quy trình lạc hậu, cần được cập nhật bổ sung và chuyển đổi thành TCVN.

2.2.8. Quy trình thi công và nghiệm thu lớp cát gia cố xi măng trong kết cấu áo đường ô tô 22TCN 246-98

- Quy trình được ban hành năm 1998.

- Kết cấu áp dụng là lớp móng đường ô tô sử dụng cát gia cố xi măng áp dụng cho cho tất cả các loại đường ô tô và sân bay, kể cả mặt đường cứng và mặt đường mềm.


2.2.9. Quy trình thi công và nghiệm thu lớp cấp phối đá (sỏi cuội) gia cố xi măng trong kết cấu áo đường ô tô 22TCN 245-98

- Quy trình được ban hành năm 1998.

- Kết cấu áp dụng là đá dăm và đá nghiền từ cuội sỏi gia cố xi măng dùng làm móng cho tất cả các loại đường ô tô và sân bay, kể cả mặt đường cứng và mặt đường mềm.

- Đang chỉnh sửa và chuyển đổi sang TCVN.

2.3. Công nghệ thi công mặt đường BTXM

2.3.1. Giai đoạn trước năm 1995

Trong thời gian trước đây (trước 1995), thi công mặt đường BTXM ở nước ta chủ yếu là cơ giới kết hợp với thủ công. Công đoạn trộn bê tông chủ yếu bằng máy trộn nhỏ; riêng sân bay Tân Sơn Nhất và Nội Bài, công trường 75-808 có sử dụng máy trộn bê tông cưỡng bức năng suất cao. Vận chuyển bê tông ra công trường bằng ô tô (xe ben). Rải bê tông kết hợp cơ giới với thủ công, thiết bị rải bê tông tự chế tạo, chủ yếu bao gồm các khung dàn thép dùng tời kéo. Đầm bê tông bằng đầm dùi, đầm bàn dùng sức người điều khiển. Ván khuôn thép được sử dụng chủ yếu để thi công các loại mặt đường nói trên. Việc tạo khe thường bằng cách đặt các thanh gỗ được tiến hành ngay trong quá trình thi công mặt đường. Mastic chèn khe tự sản xuất ở trong nước từ vật liệu nhựa đường thông thường.

2.3.2. Giai đoạn sau 1995

Thời điểm sau năm 1995, bắt đầu từ việc thi công sân bay Tân Sơn Nhất, sân bay Nội Bài và sau này là Quốc lộ 1A, đường Hồ Chí Minh, thi công mặt đường BTXM ở nước ta đã được cơ giới hóa bằng các thiết bị nhập ngoại.

Cùng với việc sử dụng các thiết bị nêu trên, công nghệ thi công mặt đường BTXM về cơ bản đã được cải thiện và chất lượng mặt đường BTXM được kiểm soát. Cho đến thời điểm hiện nay, có thể nói rằng, ở Việt nam hoàn toàn có thể làm chủ được công nghệ thi công mặt đường BTXM phân tấm đổ tại chỗ.

Tính đến ngày 30/6/2003, 12 máy rải BTXM các loại đã được nhập vào Việt Nam được sử dụng để thi công một số công trình đường ô tô và sân bay trong thời gian qua. Số lượng và chủng loại như sau: Máy đã qua sử dụng không dùng ván khuôn trượt của Đức (02); Singgapor-Slipform của Đức (01); HTH-5000 Slipform (01); 01 HTH-6000 Slipform của Trung Quốc (01); 1220 MAXI-PAV Slipform của Trung Quốc (01); Gomaco COMMANDER III Slipform của Mỹ (01); Power CURBURS8700 Slipform của Mỹ (01); Wirgen SP500 Slipform của Đức (01); Gomaco C-450X tang trống lăn của Mỹ (03).

122

2.4. Đánh giá chất lượng một số đoạn mặt đường BTXM qua nghiệm thu

Những số liệu đánh giá dưới đây có nguồn gốc từ Viện Khoa học và Công nghệ GTVT trong quá trình thực hiện nhiệm vụ của Bộ giao về việc kiểm tra nghiệm thu các đoạn đường ô tô sau khi xây dựng và một đoạn xây dựng thử nghiệm.

2.4.1. Trên QL 1A, đoạn Vinh-Đông Hà

- Trên các đoạn ngập lụt, xây dựng lớp mặt BTXM phân tấm, không có cốt thép, chiều dầy thiết kế 24 cm. Chiều dài xây dựng BTXM tổng cộng 16,125 km, trong đó HĐ1: 6,5 km; HĐ2: dài 3,2 Km; HĐ3: dài 2,7 Km; HĐ4: dài 3,725 Km.

- Đánh giá chung: Chất lượng thi công các đoạn mặt đường BTXM không đạt yêu cầu về độ bằng phẳng. Sau khi thi công xong, nhiều đoạn đường BTXM có bề mặt rất xấu, bong tróc (nhất là đoạn thuộc HĐ1-Vinh). Nhiều vị trí tấm bị nứt, Nhà thầu đã phải sửa lại bằng cách cắt bỏ tấm nứt, đổ lại tấm mới. Sau một thời gian khai thác đã xuất hiện hiện tượng nứt tại vị trí dọc vệt bánh xe.

2.4.2. QL 12A, Quảng Bình, đoạn thí điểm mặt đường BTXM cốt thép liên tục

- Đoạn thí điểm mặt đường BTXM cốt thép liên tục trên Quốc lộ 12 Quảng Bình dài 1km ( Km26+600 – Km27+600 ) dày 24 cm, 2 làn xe, xây dựng trên móng ĐDCP.

- Đánh giá chất lượng thi công: Khoảng cách và chiều rộng vết nứt không đều, nhiều đoạn nứt với khoảng cách lớn đến 10m (quy định 2-3m). Độ mở rộng vết lớn so với thiết kế, có vị trí vết nứt lớn 3-4 mm (quy định độ mở rộng vết nứt không quá 1 mm).

2.4.3. Trạm thu phí cầu Bãi Cháy, đoạn mặt đường BTXM cốt thép liên tục

- Công trình thử nghiệm BTXM cốt thép liên tục tại trạm thu phí Cầu BC hoàn thành vào tháng 7/2006, dài 500m (KM 0+120-Km 0+520), 10 làn xe, dầy 24 cm trên lớp móng CPĐD gia cố 6% xi măng.

- Chất lượng thi công: độ bằng phẳng tốt, độ nhám đạt yêu cầu. Khoảng cách giữa các khe nứt tại thời điểm đưa vào khai thác 3-5 mm (cao hơn quy định), độ mở rộng vết nứt nhỏ, 0,5-0,8 mm (nhỏ hơn quy định).

2.4.4. Đường Hồ Chí Minh, mặt đường BTXM phân tấm không cốt thép

Mặt đường BTXM phân tấm được xây dựng 349 Km, trên đoạn Thạch Quảng –Ngọc Hồi (Nhánh phía Đông và Nhánh phía Tây). Chiều dầy tấm 22 cm, đặt trên móng CPĐD. Chất lượng thi công:

- Toàn bộ vật liệu mastic chèn khe của hãng IMASEAL-LB (Imax) bị hư hỏng (chảy), hiện nay đã phải bóc bỏ. Loại mastic của Mỹ chèn khe có chất lượng tốt.

- Có hiện tượng nứt một số tấm do các nguyên nhân: co ngót (97 tấm), cắt khe chậm.

- Có hiện tượng một số tấm không đủ cường độ (83 tấm), một số tấm không đủ chiều dầy (42 tấm).

3. Khả năng áp dụng các loại mặt đường BTXM ở nước ta trong thời gian tới

3.1. Mặt đường BTXM phân tấm

Mặt đường BTXM phân tấm được dùng phổ biến ở nước ngoài và ở Việt nam trong thời gian qua cho tất cả các cấp hạng đường ô tô và sân bay. Hầu hết các Tổng công ty xây dựng trong ngành GTVT và xây dựng sân bay đã làm chủ được công nghệ thi công mặt đường BTXM. Hiện các thiết bị thi công mặt đường BTXM đang có mặt ở Việt nam, chưa có điều kiện tiếp tục sử dụng.

Về kiểm soát chất lượng. Hiện đã có kinh nghiệm về kiểm soát chất lượng thi công mặt đường BTXM thông qua các công trình QL1A, đường Hồ Chí Minh và các sân bay. Cần nâng cao khả năng đồng bộ hóa về thiết bị thi công và tăng cường công tác hướng dẫn công nghệ và kiểm soát chất lượng thi công, nhất là chất lượng bề mặt, thi công các mối nối, bảo dưỡng, cắt khe, chèn khe.

Có thể áp dụng cho hầu hết các cấp hạng đường ô tô và sân bay.

123

3.2. Mặt đường BTXM cốt thép

Đã xây dựng ở đường Hùng Vương, Ba Đình, Hà Nội. Tuy nhiên phạm vi áp dụng chỉ nên cho những công trình có tải trọng nặng, các công trình đặc biệt và những tuyến đường đi qua vùng đất yếu (vẫn còn tiếp tục lún dư trong phạm vi cho phép).

3.3. Mặt đường BTXM lưới thép

Mặt đường BTXM lưới thép thực chất là mặt đường BTXM phân tấm thông thường được tăng cường lưới thép hạn chế các vết nứt khi thi công và trong khai thác. Phạm vi áp dung như mặt đường BTXM phân tấm thông thường nhưng trong những điều kiện thi công khắc nghiệt và trong những công trình yêu cầu chất lượng cao.

3.4. Mặt đường BTXM cốt thép liên tục

Mặt đường BTXM cốt thép liên tục đã được nhiều nước trên thế giới áp dụng. Đây là xu hướng công nghệ tiên tiến, đã và sẽ được ngày càng áp dụng rộng rãi. Giá thành đầu tư ban đầu cao hơn mặt đường BTXM phân tấm thông thường nhưng ưu điểm là mặt đường êm thuận. Hơn nữa, khi cần phải sửa chữa, nâng cấp, hoàn toàn có thể áp dụng giải pháp tăng cường lên trên 1 hoặc 2 lớp BTN như mặt đường mềm. Loại mặt đường BTXM cốt thép liên tục mới được xây dựng thử nghiệm ở Việt Nam, tại QL12A Quảng Bình (chất lượng chưa đạt yêu cầu) và tại Trạm thi phí cầu Bãi Cháy (chất lượng tốt, đạt yêu cầu đề ra). Cũng cần phải thận trọng về kiểm soát chất lượng thi công trong việc xây dựng đại trà.

Có thể áp dụng loại mặt đường này cho các tuyến đường cấp cao, đường cao tốc, các đường băng, đường lăn sân bay.

3.5. Mặt đường BTXM lu lèn

Mặt đường BTXM lu lèn đã được áp dụng ở một số nước trên thế giới, nhất là ở Pháp và Trung Quốc. Ở Việt Nam mới có tài liệu tham khảo mà chưa có kinh nghiệm về xây dựng loại đường trên đấy. Đây là loại mặt đường có công nghệ thi công đơn giản, yêu cầu về vật liệu không khắt khe, giá thành hạ và chỉ cần phủ lên trên lớp láng nhựa là có thể đưa vào khai thác được. Khi nâng cấp cải tạo đơn giản hơn các loại mặt đường BTXM khác và có thể phủ tăng cường lên trên mặt như mặt đường mềm thông thường.

Có thể áp dụng cho các loại đường cấp cao thứ yếu, đường miền núi, đường nông thôn. Cần tiến hành nghiên cứu và thử nghiệm trước khi thi công đại trà.

3.6. Khả năng sử dụng xi măng trong các lớp móng và lớp trên nền đường ô tô các loại

Trong điều kiện tự nhiên (chế độ thủy nhiệt) như ở Việt Nam, việc sử dụng các lớp móng đường ô tô bằng vật liệu gia cố (toàn khối) cho tất cả các loại cấp đường là hết sức thích hợp và mang lại hiệu quả kinh tế rõ rệt.

Tiêu chuẩn thiết kế mặt đường mềm (22TCN 211- 06), đã chỉ ra và quy định về yêu cầu thiết kế các lớp kết cấu áo đường có sử dụng vật liệu gia cố. Đây là tiền đề và cơ sở pháp lý cho việc thiết kế kết cấu áo đường cả cứng và mềm sử dụng các lớp vật liệu gia cố như đất, cát, đá gia cố xi măng.

Theo kinh nghiệm xây dựng và trong các chỉ dẫn về thiết kế thi công của các nước trên thế giới, móng đường của mặt đường BTXM phải là toàn khối, trong đó có móng cát hoặc đá gia cố xi măng.

Ngoài ra, trong 22TCN 211- 06 đã quy định về lớp trên của nền đường trong bài toán thiết kế tổng thể nền mặt đường là: Nếu không có điều kiện về vật liệu (vật liệu tốt như đất cấp phối đồi...) cần phải sử dụng đất tại chỗ gia cố với chất kết dính vôi hoặc xi măng với chiều dày 30cm để làm lớp trên của nền đường, đáp ứng yêu cầu về ngăn nước mao dẫn đồng thời tạo điều kiện cho việc thi công các lớp móng đường phía trên.

124

Chính vì vậy, trong thời gian tới đây, cần có điều chỉnh về việc lựa chọn vật liệu lớp móng trong thiết kế kết cấu áo đường nói chung và riêng cho áo đường cứng (mặt đường BTXM) theo hướng sử dụng các vật liệu cát và đá gia cố xi măng.

4. Những đặc điểm cần lưu ý khi áp dụng mặt đường BTXM

4.1. Về kết cấu mặt đường BTXM

- Tải trọng bao gồm: hoạt tải (phương tiện giao thông), có tính chất động và trùng phục; nhiệt độ và ma sát giữa tấm BTXM và móng gây ra, bao gồm trị tuyệt đối của nhiệt độ không khí và chênh lệch nhiệt độ giữa mặt trên và dưới của tấm BTXM.

- Kết cấu mặt đường dạng tấm hoặc dải mỏng (chiều dày nhỏ hơn nhiều so với các kích thước còn lại), bất lợi về chịu lực, nhất là chịu kéo uốn dưới tác dụng của tải trọng bánh xe và chênh lệc về nhiệt độ.

- Chịu mài mòn bề mặt bởi các phương tiện xe cộ trên đường với lưu lượng lớn (>106 CPU). Do đó, để nâng cao khả năng chống mài mòn và xâm thực của nước mưa, lão hóa do thời tiết, cường độ (mác) của BTXM yêu cầu càng phải cao.

- Tại các khe nối mặt đường là nơi bất lợi về chịu lực, nơi dễ xảy ra các hư hỏng và dễ thấm nước làm hư hỏng móng và nền đường và không êm thuận trong giao thông.

- Kết cấu móng tiếp nhận và phân bố tải trọng xuống nền đất và chịu tác dụng trùng phục dẫn đến lún không đều và lún tích lũy. Yêu cầu về cường độ của lớp móng không lớn nhưng đòi hỏi phải đồng đều, ổn định toàn khối và bằng phẳng. Thường được cấu tạo từ đất, cát, đá dăm gia cố xi măng.

4.2. Về vật liệu

- Vật liệu BTXM. Do yêu cầu về chịu lực (chịu kéo khi uốn) và chống mài mòn nên cường độ nén (mác) của BTXM: 30, 35, 40 MPa và cường độ chịu kéo khi uốn: 4, 4.5 MPa hoặc lớn hơn nữa.

- Do điều kiện thi công ngoài công trường có diện rộng, bốc hơi nhanh, điều kiện bảo dưỡng khó khăn dẫn đến co ngót do mất nước nên độ sụt của bê tông tươi (lượng N/X) càng nhỏ càng tốt, thậm chí bằng không hoặc bê tông khô.

- Nước dùng cho mặt đường BTXM cả để trộn bê tông và bảo dưỡng mặt đường nhất là trời nóng và trong trường hợp thi công đường miền núi, đèo dốc.

- Vật liệu thép chịu lực, thép thanh truyền lực, cốp pha; vật liệu dùng làm lớp ngăn cách (cách ly); vật liệu chèn khe (mastic); vật liệu bảo dưỡng; vật liệu phụ gia cho bê tông cũng là những đặc trưng của mặt đường BTXM.

4.3. Về công nghệ thi công

- Đối với mỗi loại mặt đường BTXM và tùy thuộc vào thiết bị thi công mà có những yêu cầu về trình tự và nội dung công nghệ thi công cụ thể riêng biệt. Tuy nhiên, sau đây là các bước cơ bản cần phải có trong công nghệ thi công mặt đường BTXM:

o Hoàn thiện lớp móng;

o Lắp đặt cốp pha trên móng (nếu có);

o Thi công lớp ngăn cách;

o Lắp đặt cốt thép các loại;

o Trộn và vận chuyển hỗn hợp BTXM;

o Rải và đầm nén hỗn hợp BTXM;

o Mặt đường BTXM cốt thép liên tục;

o Thi công khe nối;

o Hoàn thiện bề mặt, tạo nhám;

o Bảo dưỡng;

o Cắt khe;

o Chèn khe;

o Kiểm tra và nghiệm thu chất lượng mặt đường BTXM.

125

- Về thiết bị thi công. Để bảo đảm chất lượng và tiến độ thi công mặt đường BTXM nhất thiết phải sử dụng các thiết bị thi công cơ giới từ trộn tới vận chuyển, rải và đầm BTXM. Tùy theo điều kiện và tính chất công trình mà lựa chọn các loại thiết bị gọn nhẹ linh hoạt đáp ứng yêu cầu thi công cho các tuyến đường có chiều rộng nhỏ hoặc những thiết bị đồng bộ hiện đại phục vụ cho các tuyến đường cấp cao hoặc công trường có khối lượng xây dựng lớn như sân bay.

- Đối với tuyến đường cải tạo hoặc nâng cấp, việc tổ chức thi công vừa bảo đảm chất lượng mặt đường vừa phải đảm bảo giao thông thường gặp rất nhiều khó khăn.

4.4. Về khai thác, duy tuy bảo dưỡng và cải tạo nâng cấp

- Khai thác: Mặt đường BTXM cho phép khai thác quanh năm, tuy nhiên, cần phải giới hạn về tải trọng cho phép và cấm xe vượt tải. Khi mặt đường BTXM khi đã bị nứt gẫy nói chung rất khó sửa chữa nhưng vẫn phải có những biện pháp khắc phục kịp thời.

- Chi phí duy tu bảo dưỡng thấp, chủ yếu tập trung vào vấn đề thoát nước, lề đường và sửa chữa kịp thời các khe nối.

- Khi mặt đường BTXM đã hết tuổi thọ, cần phải đánh giá chính xác mức độ hư hỏng để đưa ra các phương án nâng cấp có hiệu quả như: phải cào bóc một phần hoặc toàn bộ lớp mặt đường BTXM cũ rồi mới tăng cường hoặc tăng cường lên trên bằng các lớp mặt đường BTN, mặt đường BTXM mới.

5. Kết luận và đề xuất 5.1. Mặt đường BTXM là một trong 2 loại mặt đường chủ yếu dùng trong xây dựng đường ô tô

các cấp và sân bay ở các nước trên thế giới và ở Việt Nam. Tỷ trọng nói chung về mặt đường BTXM so với mặt đường các loại khác là không lớn. Do có lợi thế về tuổi thọ và công nghệ xây dựng ngày càng có nhiều tiến bộ nên mặt đường BTXM đang được các nước sử dụng nhiều cho các đường cấp cao, đường cao tốc và sân bay.

5.2. Phạm vi áp dụng ở Việt nam trong giai đoạn hiện nay:

- Mặt đường BTXM phân tấm, không cốt thép cho tất cả các cấp đường và sân bay;

- Mặt đường BTXM lưới thép cho đường cấp cao, sân bay và những khu vực thời tiết khắc nghiệt;

- Mặt đường BTXM cốt thép liên tục cho đường cấp cao, đường cao tốc và sân bay.

- Mặt đường BTXM lu lèn cho các loại đường cấp cao thứ yếu và đường nông thôn, đường miền núi.

5.3. Ở Việt nam đã xây dựng mặt đường BTXM từ những năm 1975 nhưng khối lượng và kinh nghiệm xây dựng chưa nhiều. Cần có những bổ sung hoàn thiện về tiêu chuẩn thiết kế và thi công, kiểm tra nghiệm thu mặt đường BTXM và các lớp móng gia cố xi măng.

5.4. Cần tăng cường công tác quản lý chất lượng từ thiết kế, công nghệ và thiết bị thi công theo hướng đồng bộ, tư vấn giám sát và nghiệm thu công trình đưa vào sử dụng.

5.5. Cần có chủ trương khuyến khích thiết kế và xây dựng mặt đường ô tô theo hướng sử dụng các lớp móng đường ô tô các cấp (kể cả cứng và mềm) là các lớp vật liệu gia cố xi măng.

Tài liệu tham khảo [1]. FHWA (2007). Long-Life Concrete Pavements in Europe and Canada. [2]. GS.TS. Hà Huy Cương và cộng sự (1995). Công nghệ mới trong xây dựng và sửa chữa đường băng sân bay

(KC10-06). Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, Hà Nội. [3]. GS.TS. Nguyễn Xuân Đào và cộng sự (2005). Nghiên cứu công nghệ mới trong xây dựng mặt đường bộ và

đường sân bay bằng bê tông cốt thép và cốt thép ứng xuất trước. Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, Hà Nội.

[4]. Báo cáo kết quả kiểm tra chất lượng thi công QL1A, Đoạn Vinh-Đông Hà. Viện Khoa học và công nghệ GTVT, 2001.

126

[5]. Báo cáo kết quả thí điểm mặt đường BTXM cốt thép liên tục tại QL 12A, Quảng Bình. Viện Khoa học và công nghệ GTVT, 2002.

[6]. Kết quả kiểm tra chất lượng mặt đường BTXM cốt thép liên tục tại Trạm thu phí cầu Bãi Cháy. Viện Khoa học và công nghệ GTVT, 2006.

[7]. Mặt đường BTXM cốt thép liên tục (CRCP) tại trạm thu phí cầu Bãi Cháy. Tạp chí Giao thông Vận tải 3/2007.

127


Kết quả khảo sát sức kháng trượt mặt đường sân bay bằng thiết bị SFT Trailer-T10 ThS. Lê Anh Tuấn



Tóm tắt: Sức kháng trượt của mặt đường (đường ô tô và đường hạ cất cánh sân bay) là một chỉ tiêu quan trọng để đảm bảo an toàn cho phương tiện giao thông khi chạy trên đường, nhất là khi chạy với tốc độ cao, trong điều kiện mặt đường bị ẩm ướt. Các phương pháp đo, tiêu chuẩn đánh giá sức kháng trượt và các giải pháp công nghệ tăng độ nhám-sức kháng trượt đã được phổ biến trên thế giới. Tuy nhiên, nhìn chung công tác kiểm tra đánh giá sức kháng trượt mặt đường (đường ô tô và đường hạ cất cánh sân bay) hầu như chưa được nghiên cứu triển khai tại Việt Nam.

Bài báo này đi sâu phân tích vai trò của sức kháng trượt mặt đường, mối quan hệ giữa sức kháng trượt và độ nhám mặt đường, các phương pháp đo sức kháng trượt hiện có trên thế giới, các kết quả khảo sát sức kháng trượt trên một số mặt đường sân bay ở Việt Nam, qua đó đưa ra các nhận xét, đề xuất cần thiết liên quan đến độ nhám-sức kháng trượt mặt đường.

Abstract: Pavement skid resistance (road and airport runway) is the one of the most important criteria contributing to safety of traffic under conditions of high speed and wet pavement. Many forms of measuring methods, standards for evaluation and techno-solutions to enhance pavement skid resistance have been applied all over the world. However, the activity of measuring, evaluating for pavement skid resistance in Viet Nam is almost at the early stage.

This paper concentrates in analysis the role of pavement skid resistance, the relationship between skid resistence and pavement texture, the available measuring methods in the world, the measured results of pavement skid resistance at some airport runways in VietNam. At the end of the paper, a number of comments, conclusions and suggestions related to pavement skid resistance are raised.

1. Tầm quan trọng của sức kháng trượt mặt đường Sức kháng trượt của mặt đường (đường ô tô và đường hạ cất cánh sân bay) là một chỉ tiêu quan

trọng để đảm bảo an toàn cho phương tiện giao thông (xe, máy bay) khi chạy trên đường, nhất là khi chạy với tốc độ cao, trong điều kiện mặt đường bị ẩm ướt.

Bên cạnh các chỉ tiêu về cường độ, độ bằng phẳng của mặt đường, thì sức kháng trượt là chỉ tiêu quan trọng của đường, có ý nghĩa quyết định đến hiệu quả khai thác, đảm bảo an toàn cho xe chạy với vận tốc thiết kế ngày càng cao, nhất là trên các đường ô tô cấp cao, đường cao tốc, đường có độ dốc dọc lớn quanh co, đường cất hạ cánh sân bay.

Nhằm nâng cao khả năng chống trượt của mặt đường, các nhà khoa học trên thế giới đã tiến hành nghiên cứu và đề xuất các giải pháp làm tăng độ nhám cho mặt đường, nâng cao sức kháng trượt, sức kháng mài mòn đảm bảo mặt đường ổn định chống trơn trượt ngay cả trong điều kiện mặt đường bị ẩm ướt.

Trong thời gian gần đây thì cùng với sự tăng nhanh của lưu lượng xe cộ thì những tai nạn giao thông đường bộ xảy ra ngoài các nguyên nhân do tổ chức giao thông chưa tốt, điều kiện địa hình hạn chế thì còn một nguyên nhân nữa là do tình trạng mặt đường xấu, sức kháng trượt của mặt đường không đảm bảo.

Việc nghiên cứu lựa chọn các phương pháp, thiết bị đo sức kháng trượt và đề xuất Quy trình đo, Tiêu chuẩn đánh giá sức kháng trượt là nhiệm vụ quan trọng hiện nay của chuyên ngành đường bộ.

128

2. Mối quan hệ giữa sức kháng trượt và độ nhám mặt đường Mặt đường (đường ô tô và đường sân bay) thường là loại bê tông nhựa hoặc bê tông xi măng,

được chế tạo từ các loại cốt liệu (đá dăm, cát...) và chất kết dính (nhựa đường, xi măng). Cấu trúc bề mặt của mặt đường (là cơ sở tạo nên độ nhám mặt đường) bao gồm hai thành phần sau: cấu trúc vĩ mô macro-texture (nhám thô) và cấu trúc vi mô micro-texture (nhám mịn).

Cấu trúc nhám mặt đường và sự phân biệt giữa nhám thô, nhám mịn được minh họa tại Hình 1.

Hình 1. Độ nhám vi mô, độ nhám vĩ mô mặt đường

2.1. Độ nhám vĩ mô:

Được cấu thành bởi sự sắp xếp giữa các hạt cốt liệu, kích thước và hình dạng cốt liệu trên bề mặt đường. Độ nhám vĩ mô tạo nên bởi khoảng trống từ 0,5 đến 50 mm theo chiều ngang và 0,2 đến 10 mm theo chiều đứng giữa các hạt cốt liệu.

Cấu trúc bề mặt mặt đường có độ nhám vĩ mô cao (khoảng trống giữa các hạt cốt liệu lớn) dễ tạo nên các kênh để thoát nước từ bề mặt khi mưa, nhằm khắc phục hiệu ứng “nêm nước” giữa bánh xe và mặt đường khi xe chạy với tốc độ lớn hơn 50 km/h, tạo điều kiện để bánh xe bám và tiếp xúc tốt với mặt đường. Độ nhám vĩ mô lớn sẽ tạo ra khả năng duy trì được sức kháng trượt khi xe chạy tốc độ cao trong điều kiện mặt đường ẩm ướt.

Việc tạo ra bề mặt mặt đường có độ nhám vĩ mô cao được thực hiện trong công tác thiết kế phối trộn cốt liệu, lựa chọn cấp phối và trong quá trình thi công lớp mặt đường. Giải pháp sử dụng cấp phối hở, cấp phối gián đoạn cho bê tông nhựa, tạo rãnh bề mặt cho mặt đường bê tông xi măng sẽ tạo nên mặt đường có độ nhám vĩ mô cao.

2.2. Độ nhám vi mô:

Được tạo nên do độ sù sì, thô nhám của bản thân bề mặt cốt liệu (đá dăm, cát) lộ ra trên mặt đường. Độ nhám vi mô là thành phần chủ đạo trong việc tạo nên sức kháng trượt tại bề mặt tiếp xúc giữa bánh xe và mặt đường khi xe chạy ở tốc độ thấp (<50 km/h) trong điều kiện mặt đường ẩm ướt.

Việc tạo ra mặt đường có độ nhám vi mô cao được thực hiện thông qua công tác tuyển chọn loại cốt liệu (đá dăm, cát) có đặc trưng bề mặt nhám cao. Loại cốt liệu có bề mặt nhẵn, cốt liệu có độ mài mòn kém sẽ tạo nên độ nhám vi mô thấp.

2.3. Sức kháng trượt mặt đường:

Là khả năng chống trượt của bánh xe với mặt đường khi xe chạy. Sức kháng trượt còn được gọi là độ bám (hệ số bám), hệ số ma sát (fms), được thể hiện theo công thức sau.

100×=PFfms

Trong đó: F là phản lực theo hướng tiếp tuyến giữa bánh xe với mặt đường;

P tải trọng hữu hiệu thẳng đứng tác dụng lên bánh xe.

129

Sức kháng trượt (fms) phụ thuộc và F, và vì vậy phụ thuộc vào đặc tính bề mặt (độ nhám của mặt đường).

Khi xe chạy với tốc độ thấp (<50 km/h), độ nhám vi mô đóng vai trò chủ đạo hình thành nên sức kháng trượt.

Khi xe chạy với tốc độ cao (>50 km/h), mặt đường ẩm ướt, xuất hiện hiệu ứng “nêm nước” tạo nên một màng nước giữa lốp xe và mặt đường khi xe chạy, gây ra sự suy giảm F, và vì vậy sức kháng trượt sẽ suy giảm. Mức độ suy giảm phụ thuộc vào đô nhám vĩ mô và tốc độ xe chạy. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, khi độ nhám vĩ mô (chiều sâu trung bình cát H) ≥ 2mm, thì sự suy giảm sức kháng trượt sẽ không đáng kể.

Sức kháng trượt của mặt đường được xem xét tại trường hợp chạy xe bất lợi nhất, khi mặt đường ẩm ướt và khi xe chạy với tốc độ cao.

3. Các phương pháp đo sức kháng trượt mặt đường Công nghệ đo đạc, phương pháp đo, thiết bị đo, tiêu chuẩn đánh giá sức kháng trượt mặt đường

được thế giới quan tâm và đến nay khá hoàn thiện. Có thể phân loại các phương pháp đo như sau:

2.3.1. Phương pháp xác định sức kháng trượt thông qua cự ly hãm xe;

Một xe ô tô đo chuẩn, có hệ thống phanh đảm bảo phanh được cả 4 bánh và duy trì lực phanh trong thời gian thí nghiệm, 4 bánh xe đo có lốp chuẩn, áp lực lốp xe không đổi và không được vượt quá quy định. Có đồng hồ xác định chính xác tốc độ xe chạy và có bộ phận xác định được khoảng cách hãm xe.

Trước khi tiến hành đo phải hiệu chuẩn thiết bị đảm bảo sai số giữa số đo tốc độ, khoảng cách báo trên thiết bị và số đo thực tế nằm trong giới hạn cho phép.Mặt đường tại đoạn cần thí nghiệm phải bằng phẳng, thẳng, sạch và tưới ướt. Cho xe chạy tại vị trí cách phía trước điểm đo một khoảng đảm bảo khi đến điểm cần đo thì tốc độ xe đã được nâng lên và ổn định với giá trị đã chọn (thường là V=60 km/h). Khi đến điểm đo, đạp phanh để phanh toàn bộ 4 bánh và duy trì phanh cho đến khi xe dừng. Xác định chiều dài hãm phanh S (mét).

Hệ số sức kháng trượt (hệ số bám) được tính theo công thức sau.

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡×

=S

vaf ms 254* 2

Trong đó:

V: Vận tốc xe chạy trước khi hãm phanh (60 km/h);

S: Chiều dài hãm phanh ( m )

a: Hệ số quy đổi: quy định của Việt Nam, a=0.7; AASHTO, a = 1.

Ưu nhược điểm:

- Phương pháp này phản ảnh đúng bản chất vật lý của hệ số ma sát giữa bánh xe và mặt đường.

- Không an toàn khi phanh xe gấp, nhất là khi đo với tốc độ cao do vậy cần phải cấm các loại xe lưu thông trên đường khi tiến hành thí nghiệm. Khó xác định ϕ trong trường hợp vận tốc cao vì ô tô có thể bị lật đổ khi hãm đột ngột.

- Cần phải có ô tô chuyên dụng với hệ thống hãm phanh đặc biệt. Diện tích tưới nước lớn. Lốp xe mòn nhanh và chóng hư hỏng.

- Độ chính xác của chiều dài hãm xe phần nào cũng phụ thuộc vào những yếu tố khó xác định như trạng thái kỹ thuật của thiết bị hãm, đặc tính tâm lý của lái xe, lực của chân lái xe lên bàn đạp hãm phanh.

130

2.3.2. Phương pháp xác định hệ số bám dọc bằng cách hãm bánh xe moóc kéo theo (bracking-force test)

Một chiếc moóc chuẩn hai bánh có kèm theo một bánh xe đo với bộ phận hãm phanh hiện đại và hệ thống chứa và tưới nước tự động được kéo theo bởi 1 chiếc ô tô. Trong quá trình đo, mặt đường được làm ẩm bằng hệ thống phun nước. Tại vị trí muốn thí nghiệm xác định hệ số ma sát giữa bánh xe và mặt đường, bánh xe đo bị hãm cứng trong 2 giây, kết quả là bánh xe đo (được giữ bởi hệ thống phanh) sẽ trượt trên mặt đường. Lực hãm phanh sẽ F được ghi bằng thiết bị đặc biệt để qua đó xác định được hệ số bám. Dữ liệu đo được ghi lại trên các tệp tin trong một máy tính chuyên dùng có phần mềm sử lý. Thiết bị đo có thể đo liên tục trên từng đoạn 10m dài, tốc độ và hệ số bám trung bình trên từng đoạn 10m dài được máy tính lưu giữ. Có thể đo liên tục với tốc độ đo đến 160 km/h.

Hệ số bám được tính theo công thức sau:

100×=PFfms

Trong đó:

F là lực trượt của bánh xe đo khi phanh;

P là tải trọng hữu hiệu tác dụng lên bánh xe đo.


- Đo liên tục và đo trên các đoạn thực nghiệm có chiều dài không lớn, giá trị hệ số bám fms tương ứng với tốc độ đo được báo cáo chính xác với các khoảng chiều dài 10 m.

- Có thể đo với tốc độ lớn, khi đo không gây ảnh hưởng đến giao thông trên đường.

- Bánh xe đo dễ bị mòn do trượt trên đường, nhanh phải thay thế.

2.3.3. Phương pháp xác định sức kháng trượt bằng thiết bị đo trượt định trước (fixed slip)

Hệ thống đo (bánh xe đo) được gắn trực tiếp trên xe đo hoặc gắn trên moóc kéo theo. Khi quá trình đo bắt đầu, bánh xe được hạ thấp xuống. Khi bánh xe đo chạm mặt đường, hệ thống thủy lực hoạt động để gia lực trên bánh xe đo. Khi tải trọng đạt đến giá trị quy định, hệ thống thuỷ lực sẽ khoá chặt lại bằng các van điều chỉnh và tải trọng sẽ được giữ là hằng số.

Bánh xe đo được truyền động từ bánh xe chạy (của ô tô hoặc của móoc kéo theo) thông qua hệ thống xích truyền động với tỷ số truyền được thiết kế. Do bánh xe đo nhỏ hơn bánh xe chạy, nên tốc độ của bánh xe đo sẽ nhỏ hơn tốc độ thực tế của xe chạy. Kết quả là bánh xe đo sẽ vừa lăn lại vừa trượt trên mặt đường. Khả năng trượt được xác định qua giá trị Độ trượt S.

Độ trượt S có thể được định nghĩa như sau:

(Vận tốc bánh xe chạy -Vận tốc bánh xe thí nghiệm) Độ trượt S (%)= Vận tốc bánh xe chạy

x 100

S=100% khi bánh xe hoàn toàn hãm cứng và trượt.

Các thiết bị đo theo kiểu trượt định trước này thường thiết kế để độ trượt S nằm trong khoảng từ 10% đến 20 %. Trong khoảng giá trị độ trượt này, thực nghiệm cho thấy lực ma sát giữa bánh xe và mặt đường là lớn nhất.

Hệ thống tước nước tự hành cho phép phun lượng nước định trước lên phía trước của bánh xe đo khi đo sức kháng trượt. Hệ thống được điều khiển bởi máy tính cho phép tạo ra độ dày màng nước từ 0 đến 1,5 mm.

Tốc độ đo được duy trì và kiểm soát trong quá trình đo, tốc độ đo lớn nhất có thể đến 120 Km/h.

131

Thông tin về hệ số ma sát được liên tục hiển thị trên màn hình của thiết bị. Dữ liệu mặt đường xe chạy, tốc độ, thời điểm và giá trị ma sát trung bình, thời gian tiến hành thí nghiệm cũng được ghi vào hệ thống máy tính. Ngoài ra với hệ thống liên kết qua sóng Radio, có thể truyền dữ liệu về máy tính đặt tại văn phòng điều hành hoặc vị trí thích hợp khác mà ở đây người sử dụng có thể so sánh dữ liệu với các phép đo trước và in kết quả.

Thiết bị đo SFT T10 Trailer (thiết bị hiện có tại Viện Khoa học và công nghệ GTVT) thuộc loại thiết bị đo xác định sức kháng trượt mặt đường kiểu trượt định trước (Fixed slip) với hằng số trượt là 13%.

Thiết bị đo ma sát SFT T10 là thiết bị đo hiện đại được sản xuất để đo độ ma sát mặt đường xe chạy, nhằm phục vụ sự phát triển của ngành giao thông vận tải và cho nhiều mục đích khác. Thiết bị SFT T10 được trang bị bánh xe đo đặc biệt được gắn ở trục xe rơ-moóc kéo theo.

Thiết bị SFT T10 được cân bằng hoàn toàn với đường, tạo nên khả năng đo với vận tốc 120 km/h. Tải trọng thẳng đứng 1400 N (310 pound) trên bánh xe đo được tạo bởi hệ thống thuỷ lực dưới sự điều khiển của máy tính. Bộ phận đo mômen chuyển đổi độ căng của xích thành tín hiệu tương tự. Khi bánh xe đo được gấp vào, toàn bộ sự quay sẽ bị ngừng lại và thiết bị đo ma sát được sử dụng như xe bình thường.

Thiết bị SFT T10 gồm các bộ phận chính như sau: Thiết bị đo ma sát trục sau với bánh xe đo và cảm biến, Hệ thống thuỷ lực, Hệ thống điện với pin và bộ nạp, Máy tính đo, Bộ phận điều khiển tốc độ ô tô của xe kéo, Bộ phận kết nối Radio hoặc kết nối dữ liệu.

Hình 2. Thiết bị đo sức kháng trượt SFT T10


- Năng suất đo của phương pháp rất cao, tốc độ xe chạy khi thí nghiệm có thể thay đổi trong dải rộng và cao; không ảnh hưởng đến dòng xe chạy trên đường.

- Phương pháp đo này có độ chính xác cao và việc sử dụng máy tính - phần mềm phân tích tạo nên sự tiện lợi trong việc lưu trữ và phân tích số liệu. Kết quả đo có thể được tính trung bình cho đoạn đo có chiều dài bất kỳ.

2.3.4. Phương pháp xác định sức kháng trượt bằng thiết bị đo lực xiên (Side-way force):

Thiết bị xác định sức kháng trượt mặt đường bằng bánh xe lệch bao gồm một xe chuẩn hoặc một rơ-moóc chuẩn có lắp bánh xe đo. Khi xe chạy, bánh xe đo sẽ xoay tự do và lệch một góc α so với phương chuyển động và trượt trên bề mặt đường. Lực trượt tác dụng lên bánh xe đo FL sẽ được bộ phận đo ghi lại.

Tỷ số giữa lực xiên lớn nhất FL với tải trọng hữu hiệu P tác dụng lên bánh đo được gọi là hệ số kháng trượt xiên SFC.

132

100×=PFSFC L

Thiết bị tiêu biểu được sử dụng trên thế giới là SCRIM (Side way-force Coefficent Routine

Investigation Machine). Thiết bị có khả năng thí nghiệm tại tốc độ 20- 100km/h. Tốc độ chuẩn khi thí nghiệm thường sử dụng là 50 km/h.

Góc lệch α và đặc tính của lốp xe ảnh hưởng đến sức kháng ma sát. Thực nghiệm đã chứng minh rằng: sức kháng trượt đo bằng thiết bị này sẽ không đổi và lớn nhất khi góc lệch α = 20o, trong điều kiện cả khi mặt đường ẩm và mặt đường khô.


- Phương pháp này đưa ra được trị số sức kháng trượt theo hướng xiên so với hướng xe chạy, nhằm đánh giá sức kháng trượt mặt đường tại các đường cong, theo phân tích của các kết quả nghiên cứu là vị trí bất lợi khi chạy xe.

- Phương pháp này có thể đo liên tục và đo trên các đoạn thực nghiệm có chiều dài không lớn, giá trị SFC tương ứng với tốc độ đo được báo cáo chính xác với các khoảng chiều dài 10 m đến 20 m.

- Có thể đo với tốc độ lớn, khi đo không gây ảnh hưởng đến giao thông trên đường.

- Dễ dàng thí nghiệm ở cả những nơi khó khăn như các đường cong, các góc và những đảo giao thông.

2.3.5. Phương pháp xác định sức kháng trượt bằng thiết bị con lắc Anh

Cấu tạo của thiết bị con lắc Anh (Hình 32) bao gồm: một con lắc có trọng lượng P =1500 ± 30 g, mặt dưới có gắn 1 tấm trượt bằng cao su tiêu chuẩn ( kích thước 6.35*25.4*76.2 mm ) rơi từ một độ cao xác định H = 411 ±5 mm và trượt trên bề mặt đường ẩm ướt với chiều dài trượt không đổi L = 125 +2 mm, sau đó con lắc sẽ văng lên tới độ cao h. Tuỳ thuộc vào tình trạng xù xì (nhám) bề mặt khác nhau, tổn thất năng lượng của con lắc cũng khác nhau dẫn tới chiều cao văng lên h thay đổi. Giá trị h càng nhỏ thì mặt đường càng nhám. Một chiếc kim đo kéo theo nhằm xác định chiều cao văng h của con lắc được thiết kế thông qua bảng chia độ. Số đọc của kim đo trên bảng chia độ được ký hiệu là chỉ số SRT (Skid Resistance Tester). Trị số SRT càng lớn thì mặt đường càng nhám. Thiết bị này hiện có tại Viện Khoa học và công nghệ GTVT.

Hình 3. Thiết bị con lắc Anh

Thí nghiệm đo sức kháng trượt được thực hiện trên đường tại vùng vệt bánh xe, theo hướng xe chạy. Mặt đường tại vị trí thí nghiệm được tưới nước cho ẩm ướt. Trên mỗi điểm đo, phải tiến hành đo nhiệt độ mặt đường (tại vị trí đổ nước) bằng nhiệt kế và hiệu chỉnh số liệu đo về nhiệt độ chuẩn 20 oC

133

thông qua toán đồ hiệu chỉnh. Giá trị độ sức kháng trượt đặc trưng cho 1 đoạn đo được tính bằng trung bình của các giá trị đo tại mỗi điểm sau khi đã hiệu chỉnh nhiệt độ.

Ưu điểm nhược điểm:

- Phương pháp đo đơn giản, thiết bị không phức tạp; có thể tiến hành thí nghiệm cả ở những vị trí chật hẹp không thuận lợi.

- Độ nhám vi mô đóng vai trò quan trọng trong việc tạo nên độ nhám mặt đường ở tốc độ thấp (dưới 50 km/h). Độ nhám vi mô thường được xác định bằng thiết bị con lắc Anh.

- Năng suất đo thấp, thời gian thí nghiệm lâu, khi thí nghiệm cần phải cấm xe chạy.

3. Tình hình nghiên cứu về độ nhám- sức kháng trượt mặt đường tại Việt Nam Những năm trước đây, hệ thống đường bộ ở Việt nam còn thưa thớt và lạc hậu, quản lý khai thác

hầu hết là ở tốc độ thấp. Vì vậy vấn đề độ nhám - sức kháng trượt của mặt đường chưa được chú trọng. Nhìn chung, các nghiên cứu về độ nhám - sức kháng trượt trong giai đoạn này hầu như chưa nhiều, chưa có một quy trình thiết kế, phương pháp tuyển chọn vật liệu nhằm mục đích tăng độ nhám - sức kháng trượt được ban hành.

Những năm gần, giao thông vận tải đã và đang phát triển mạnh mẽ, nhiều dự án lớn về xây dựng mới đường ô tô cấp cao, đường cao tốc đang và sẽ được xây dựng. Lưu lượng xe và tốc độ xe chạy chạy tăng lên, yêu cầu về an toàn giao thông cũng được quan tâm nhằm giảm thiểu tai nạn. Vì vậy nên việc nghiên cứu triển khai về lĩnh vực độ nhám-sức kháng trượt mặt đường (về lý thuyết, tiêu chuẩn, công nghệ xây dựng lớp phủ mặt đường có độ nhám cao; phương pháp, giải pháp kiểm tra đánh giá sức kháng trượt...) được Bộ GTVT chú trọng và là một vấn đề thời sự của chuyên ngành đường ô tô nước ta. Cho đến nay, những kết quả nghiên cứu đã về lĩnh vực độ nhám-sức kháng trượt mặt đường có thể kể đến là:

3.1. Về nghiên cứu thử nghiệm:

- Năm 1994, công nghệ ESSO xây dựng lớp tạo nhám mặt đường ô tô bằng lớp phủ mỏng bê tông nhựa cấp phối gián đoạn (VTO) và cấp phối hở (PEM) dùng nhựa cải thiện trên 2 đoạn thí điểm, mỗi đoạn 500m trên đường Bắc Thăng Long - Nội Bài đã mở ra một hướng mới trong lĩnh vực xây dựng lớp phủ có độ nhám-sức kháng trựot cao ở Việt nam.

- Năm 2000, công nghệ của SHELL xây dựng lớp tạo nhám mặt đường ô tô bằng lớp phủ mỏng bê tông nhựa cải thiện trên một đoạn thí điểm 1000 m trên QL1 (Pháp Vân-Cầu Giẽ).

- Năm 2008-2009, công nghệ NOVACHIP xây dựng lớp tạo nhám mặt đường ô tô bằng lớp phủ mỏng bê tông nhựa cải thiện trên một đoạn thí điểm 1000 m trên đường Bắc Thăng Long-Nội Bài. Hiện nay, đang triển khai đại trà lớp phủ NOVACHIP trên đường cao tốc Sài Gòn-Trung Lương.

3.2. Về tiêu chuẩn, quy trình công nghệ:

- Quy trình thí nghiệm xác định độ nhám của mặt đường đo bằng phương pháp rắc cát, 22 TCN 278-01 đã được ban hành là cơ sở đánh giá chất lượng đô nhám mặt đường.

- Ban hành Quy trình công nghệ thi công và nghiệm thu lớp phủ mỏng bê tông nhựa có độ nhám cao 22 TCN 345-06.

- Ban hành Quy định tạm thời về thi công và nghiệm thu lớp phủ siêu mỏng tạo nhám trên đường ô tô (Quyết định số 3287/QĐ-BGTVT ngày 29/10/2008 của Bộ GTVT).

3.3. Về đề tài nghiên cứu:

- Các kết quả nghiên cứu về độ nhám-sức kháng trượt được Viện Khoa học và công nghệ GTVT triển khai từ thập kỷ 90 của thế kỷ 20.

- Đã xây dựng được dự thảo Quy trình thí nghiệm xác định sức kháng trượt mặt đường bằng phương pháp Con lắc Anh.

134

- Đã và đang triển khai các nghiên cứu lý thuyết, thực nghiệm đo sức kháng trượt mặt đường bằng thiết bị SFT Trailer-T10 trên đoạn đường tạo nhám Pháp Vân-Cầu Giẽ, và trên một số sân bay trong nước năm 2009 (số liệu được tổng kết trong bài báo này).

Điểm lại có thể thấy rằng, những thành tựu nghiên cứu về lĩnh vực công nghệ lớp phủ có độ nhám cao đã và đang đạt được kết quả khả quan. Tuy nhiên, những kết quả liên quan đến phương pháp đo sức kháng trượt trong những năm qua hầu như chỉ là bước đầu, rất khiêm tốn.

4. Kết quả khảo sát sức kháng trượt tại một số sân bay Việt Nam Tháng 5/2009, Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 1 đã tiến hành đo sức kháng trượt đường

cất hạ cánh (CHC) tại các sân bay Tân sơn nhất, Phú Bài và Đà Nẵng sử dụng thiết bị đo sức kháng trượt SFT - T10. Phương pháp đo được thực hiện theo tiêu chuẩn ICAO (ICAO Annex 14 Specs., ICAO A.S.M Part 2) và theo hướng dẫn tại sổ tay vận hành thiết bị đo SFT - T10. Sơ đồ thí nghiệm sức kháng trượt của đường CHC theo sơ đồ Hình 4.

1

3

5

4

2

6

§o¹n gi¶m tèc ®Õn hÕtchiÒu dµi ®−êng CHC

§o¹n thÝ nghiÖm1800m

§o¹n t¨ng tèc200 - 300m

§o¹n t¨ng tèc200 - 300m

§o¹n gi¶m tèc ®Õn hÕtchiÒu dµi ®−êng CHC

H−íng xuÊt ph¸t

Tim

Ph¶i

Tr¸i

Hình 4. Sơ đồ đo sức kháng trượt đường CHC

Kết quả thí nghiệm sức kháng trượt trên 3 sân bay được thể hiện tại Bảng 1. Bảng 1. Kết quả đo sức kháng trượt đường CHC

Kết quả đo STT Làn đo

A B C

Giá trị trung bình

(T) Sân bay Phú Bài (mặt đường BTXM)

Số 1 0.74 0.72 0.72 0.72 Số 2 0.68 0.72 0.75 0.72 Số 3 0.74 0.75 0.73 0.74 Số 4 0.75 0.74 0.71 0.73 Số 5 0.72 0.72 0.69 0.71 Số 6 0.73 0.73 0.74 0.73

1

Sức kháng trượt trung bình 0.725

Sân bay Đà Nẵng (đoạn mặt đường BTXM)

Số 1 0.71 0.67 0.69 0.69 Số 2 0.69 0.72 0.78 0.73 Số 3 0.79 0.78 0.78 0.78 Số 4 0.75 0.78 0.78 0.77 Số 5 0.78 0.76 0.78 0.77

2

Số 6 0.75 0.77 0.76 0.76

135


Kết quả đo STT Làn đo

A B C

Giá trị trung bình

(T)

Sân bay Tân Sơn Nhất - đường CHC 25R (mặt đường BTXM)

Số 1 0.57 0.57 0.56 0.57 Số 2 0.52 0.57 0.58 0.56 Số 3 0.70 0.68 0.68 0.68 Số 4 0.69 0.69 0.66 0.68 Số 5 0.79 0.79 0.78 0.78 Số 6 0.84 0.84 0.81 0.83

3a


Sân bay Tân Sơn Nhất – đường CHC 25L (mặt đường BTXM)

Số 1 0.75 0.76 0.76 0.76 Số 2 0.68 0.70 0.71 0.69 Số 3 0.74 0.77 0.75 0.76 Số 4 0.74 0.72 0.72 0.73 Số 5 0.73 0.74 0.76 0.74 Số 6 0.77 0.75 0.76 0.76

3b

Sức kháng trượt trung bình 0.740 Ghi chú: - A: Giá trị đo sức kháng trượt của mặt đường cho 1/3 chiều dài đoạn đo đầu tiên - B: Giá trị đo sức kháng trượt của mặt đường cho 1/3 chiều dài đoạn đo tiếp theo - C: Giá trị đo sức kháng trượt của mặt đường cho 1/3 chiều dài đoạn đo còn lại

- T: Giá trị đo sức kháng trượt trung bình của mặt đường trên chiều dài đoạn đo.

Tổ chức hàng không dân dụng thế giới ICAO quy định các ngưỡng giá trị sức kháng trượt của đường CHC đo bằng thiết bị SFT T10 như sau (Bảng 2):

Bảng 2. Yêu cầu sức kháng trượt của đường CHC khi đo bằng thiết bị SFT T10

TT Yêu cầu Sức kháng trượt tối thiểu

1 Mặt đuờng CHC mới xây dựng 0.82

2 Lập kế hoạch duy tu 0.60

3 Đảm bảo an toàn khai thác 0.50

Qua kết quả khảo sát tại 03 sân bay Phú Bài, Đà Nẵng và Tân Sơn Nhất cho thấy:

- sức kháng trượt của đường CHC tại các sân bay này đáp ứng được yêu cầu quy định về sức kháng trượt đảm bảo an toàn khai thác theo quy định của ICAO.

- Sức kháng trượt không đồng đều tại 1 số làn, nhất là với Sân bay Tân Sơn Nhất - đường CHC 25R, một số làn có sức kháng trượt thấp, phải tiến hành lập kế hoạch duy tu bảo dưỡng (theo quy định tại bảng 2)

5. Nhận xét, kết luận, định hướng 1. Lần đầu tiên, một cuộc khảo sát sức kháng trượt bằng thiết bị hiện đại SFT Trailer-T10 được

triển khai trên đường CHC sân bay ở nước ta. Qua đó cho thấy một bức tranh chung về sức

136

kháng trượt mặt đường sân bay, làm cơ sở để các cơ quan quản lý hàng không nắm rõ thực trạng, có kế hoạch kiểm tra đánh giá sau này cũng như đưa ra các giải pháp nâng cấp cho phù hợp.

2. Tiếp tục nghiên cứu triển khai về lý thuyết, thực nghiệm đo sức kháng trượt trên hệ thống đường ô tô (và hệ thống đường cất hạ cánh sân bay), làm cơ sở đánh giá thực trạng hệ thống đường bộ về sức kháng trượt. Nghiên cứu xây dựng Tiêu chuẩn thí nghiệm và Tiêu chuẩn đánh giá sức kháng trượt bằng thiết bị SFT Trailer-T10.

3. Đề xuất với Bộ GTVT để xây dựng Tiêu chuẩn thí nghiệm và Tiêu chuẩn đánh giá sức kháng trượt bằng thiết bị con lắc Anh.

Tài liệu tham khảo [1]. P.D. Cenek, N.J.Jamieson; J.I.Towler (1999). The Influence of Texture depth on skidding resistance.

[2]. Carl-Gustaf Wallman Henrik Astrom (2000). Friction measurement methods and the correlation between

road friction and traffic safety - A Literature review.

[3]. Friction Testing 1944 - 1997 - Stockholm January 1997 - Gunnar Antvik.

[4]. SFT T10 - Workshop Manual - Airport Surface friction Tester AB 1999.

[5]. Báo cáo kết quả thí nghiệm sức kháng trượt đường cất hạ cánh các sân bay Phú Bài, Đà Nẵng, Tân Sơn

Nhất do Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 1 thực hiện tháng 6/2009.

137


Nghiên cứu thực trạng và phương pháp xác định tải trọng khi thiết kế kết cấu áo đường trong nút giao thông vòng đảo TS. Hoàng Tùng

Khoa Cầu Đường, Đại học Xây Dựng

Ks. Vương Nguyên Lai

Công ty Tư vấn thiết kế Công trình Giao thông Quảng Nam

Tóm tắt. Nút giao thông vòng đảo đã và đang được sử dụng với qui mô lớn trên thế giới và ở Việt Nam nói riêng. Do các đặc tính riêng của hình thức giao thông vòng quanh đảo, việc phân bố lại tải trọng bánh xe cũng như mật độ tập trung xe sẽ gây ra sự phá hoại kết cấu áo đường nhiều hơn so với bên ngoài đường dẫn. Trong khuôn khổ bài báo này, tác giả đề cập tới thực trạng kết cấu áo đường trong nút giao thông vòng đảo hiện nay và giới thiệu phương pháp xác định tâm tải trọng cho việc thiết kế áo đường trong nút giao thông vòng đảo để khắc phục hiện tượng nói trên.

Abstract. Roundabouts have been being used in large scale in the world in general and in Vietnam in particular. Due to specific traffic characteristics in roundabouts, the redistribution of wheel pressure as well as vehicle density will cause more deterioration to pavement structures than to approaching roads. Within this paper, the authours cover actual conditions of pavement structure in roudbouts and presents methods on determining loading for design of pavement structure for overcoming the above mentioned phenomenon.

1. Đặt vấn đề Nút giao vòng đảo đã và đang được sử dụng với quy mô lớn trên thế giới nói chung và ở Việt

Nam nói riêng. Đặc điểm xe chạy trên đường vòng quanh đảo của nút giao loại này, trước hết phải kể đến ảnh hưởng của lực ly tâm, gây ra việc phân bố lại tải trọng bánh xe (áp lực tăng lên đối với bánh xe phía ngoài vòng đảo). Bên cạnh đó, các lái xe đều tìm cho mình hành trình ngắn nhất để qua nút giao vòng đảo. Do vậy, xuất hiện trên đường vòng quanh đảo một quỹ đạo mà mật độ xe cao hơn hẳn so với các vùng lân cận [1]. Việc gia tăng áp lực bánh xe cũng như mật độ tập trung xe sẽ gây ra sự phá hoại kết cấu áo đường nhiều hơn so với bên ngoài đường dẫn.

Vì vậy, nội dung của bài báo này trước hết đề cập tới thực trạng kết cấu áo đường trong nút giao vòng đảo. Tiếp đó, các hệ số phân phối lại tải trọng bánh xe n và hệ số phân phối xe theo làn fvđ cũng như ứng dụng của chúng trong việc xác định tải trọng khi tính toán kết cấu áo đường mềm cho nút giao vòng đảo sẽ được làm rõ.

Do giới hạn về thời gian, địa bàn và đối tượng nghiên cứu là các nút giao vòng đảo thuộc tỉnh Quảng Nam và Thành phố Đà Nẵng. Số liệu về kích thước hình học và giao thông được tác giả thu thập, đo đạc trực tiếp tại hiện trường năm 2008-2009.

2. Thực trạng kết cấu áo đường trong nút giao vòng đảo Thực trạng kết cấu áo đường trên đường dẫn và trên đường vòng quanh đảo đã được khảo sát cho

các nút giao sau:

138

Bảng 1. Thống kê các nút giao được khảo sát [2]

STT Tên nút R

(m) Rnt (m) nnút

Wqđ

(m) nn

Wcv

(m) ncv

W1làn

(m)

1 Nút Hùng Vương 15.0 28.5 3 13.5 5 10.5 2 3.5

2 Nút Phan Bội Châu 10.0 23.5 3 13.5 4 10.5 2 3.5

3 Nút Cầu Sông Hàn 15.0 36.0 5 21.0 6 21.0 2 3.5

4 Nút Hồ Xuân Hương 18.0 34.0 4 16.0 4 10.5 2 3.5

5 Nút Cầu Tuyên Sơn 18.0 34.0 4 16.0 4 10.5 2 3.5

6 Nút Đường 2/9 15.0 20.5 3 11.5 4 9.0 2 3.5

7 Nút Điện Biên Phủ 18.0 33.0 4 15.0 4 16.5 2 3.75

8 Nút Nguyễn Hữu Thọ 15.0 30.0 4 18.0 4 15.5 2 3.5

9 Nút CMT8 15.0 30.0 4 19.0 4 15.5 2 3.5

10 Nút Tuý Loan 7.5 22.0 3 11.5 3 10.5 2 3.5

Trong đó: R: Bán kính đảo trung tâm; Rnt: Bán kính đường tròn nội tiếp; nnút: Số làn xe trong nút; Wqđ: Chiều rộng đường vòng quanh đảo; nn: Số nhánh dẫn vào nút; Wcv: Chiều rộng cửa vào; ncv: Số làn xe cửa vào; W1làn: Chiều rộng một làn xe cửa vào.

Theo hồ sơ thiết kế, tại mỗi nút giao, áo đường trên đường vòng quanh đảo và đường dẫn đều được thiết kế với cùng tải trọng, và có kết cấu giống nhau.

Dựa vào các tiêu chí xếp loại mức độ hư hỏng mặt đường quy định trong [3] và [4], tình trạng mặt đường trên các đường dẫn đều được xếp loại hư hỏng dạng nhẹ hoặc chưa đủ để xếp hạng. Trong khi đó, mặt đường trên các đường vòng quanh đảo đều ở tình trạng hư hỏng nặng (bảng 2).

Bảng 2. Tổng hợp thực trạng hư hỏng kết cấu áo đường

STT Tên nút Tình trạng hư hỏng Xếp loại mức độ hư hỏng

1 Hùng Vương Vết nứt dài 2m, nứt hình mai rùa (1-2)m2, lún (0.5-1)cm Nặng

2 Phan Bội Châu Vết nứt dài 2m, nứt hình mai rùa (1-2)m2, lún (0.5-1)cm Nặng

3 Cầu Sông Hàn Vài vết nứt nhỏ hai chiều đi về, các vệt lún (0.5 - 1)cm Nhẹ

4 Hồ Xuân Hương Hư hỏng rất nặng, xuất hiện trượt trồi, dồn nhựa, nứt hướng tâm có chiều dài >4m; nứt mai rùa có diện tích từ (10-15)m2, nhiều vùng đã bong bật, vệt lún có chiều sâu lớn từ (1-5)cm

Nặng

5 Cầu Tuyên Sơn Bong bật, các vết nứt dài đến 2m, nứt hình mai rùa từ

(2-3)m2, các vệt lún sâu từ (0.5-1)m Nặng

6 Đường 2/9 Hư hỏng nặng, nứt hình mai rùa lún từ (3-4)cm Nặng

7 Điện Biên Phủ Nhiều vết nứt dài, các vệt lún sâu từ (1-3)cm. Các vùng nứt hình mai rùa có diện tích từ (5-7)m2 Nặng

8 Nguyễn Hữu Thọ Vùng nứt hình mai rùa có diện tích >10m2, các vệt lún sâu từ (1-3)cm Nặng

9 CMT8 Vết nứt dài hướng tâm 4m, nứt hình mai rùa có diện tích đến 10m2, Vệt lún sâu (3-4)cm Nặng

10 Tuý Loan Vết nứt nhỏ 0.5m, các vệt lún từ (0.5-1)cm; một số vị trí có hiện tượng trượt trồi, dồn nhựa Nhẹ

139

Mặc dù nguyên nhân gây phá họai có thể đến từ nhiều yếu tố khác nhau, nhưng bước đầu, ta có thể suy nghĩ về lý do đến từ việc xác định tải trọng tính toán chưa kể đến hết được sự phân bố lại tải trọng bánh xe cũng như phân phối xe theo làn trên đường vòng quanh đảo.

3. Phương pháp (hiện hành) xác định tải trọng khi thiết kế kết cấu áo đường trong nút giao vòng đào

Theo tiêu chuẩn hiện hành 22TCN-211-06 [3], khi thiết kế áo đường mềm, sử dụng tải trọng trục tiêu chuẩn 100 KN hoặc 120 KN, trong đó tải trọng bánh (hai bên trục) là như nhau. Đối với trường hợp nút giao, hệ số phân phối tải trọng trục tính toán theo làn lấy bằng 0,5 lần lưu lượng thông qua tại mặt cắt ngang đường.

Theo điều kiện của Pháp (sử dụng tải trọng trục 13 T) [5], trên đường thẳng, tải trọng trục phân bố đều trên hai bánh, nhưng khi đi vào đường vòng (trong nút giao vòng đảo) tải trọng bánh phân phối lại theo tỷ lệ 3/10 (hình 1).

Hình 1. Phân phối tải trọng bánh xe khi xe đi trên đường vòng

Như vậy, tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam mới chỉ xét được sự phân phối lại xe theo làn trên đường vòng quanh đảo. Tuy nhiên sự phân phối này lại áp dụng cho tất cả các trường hợp , không xét riêng đến bán kính đảo, số làn xe trên đường vòng quanh đảo, số nhánh dẫn, mức độ quan trọng của từng nhánh dẫn.

Trong khi đó, theo [5], tải trọng trục xe không phù hợp với điều kiện Việt Nam, đồng thời không có sự xét đến sự phân phối lại xe theo làn.

4. Xác định hệ số phân phối tải trọng bánh xe trong nút giao vòng đảo (Địa bàn: Quảng Nam - Đà Nẵng)

4.1. Xây dựng mô hình và kịch bản tính toán

Như đã được trình bày, khi xe đi vào đường cong, sự xuất hiện của lực ly tâm sẽ làm cho xe có xu hướng bị nghiêng ra phía ngoài lưng đường cong, mà cụ thể ở đây là phía ngoài của đảo tròn.

Điều này làm cho áp lực trên các bánh xe ở hai phía của một trục xe sẽ có giá trị khác nhau. Để thấy rõ được vấn đề vừa nêu trên xét bài toán ổn định (trượt và lật) của xe khi vào đường cong như sau:

Giả thiết một xe mẫu có khối lượng m (kg), gồm 1 trục xe (hai cụm bánh hai bên), chuyển động với vận tốc v (m/s). Khi xe đi vào nút giao thông vòng đảo bán kính R sẽ chịu một lực ly tâm với gia tốc ly tâm a=v2/R (m/s2) (hình 2)

140

mg/2 mg/2

mg

α

αL (m)

H (m

)

L (m)

H (m

)

C=mV /R2

mg

YY An.m.g (1-n).m.g

Hình 2. Sự phân phối tải trọng trên hai bánh xe trên đường thẳng và đường cong

Khi chạy trên đường thẳng thì tải trọng trục phân phối đều lên hai cụm bánh xe và có giá trị mg/2 (hình 2.a). Khi xe vào đường cong, lực ly tâm làm xe có xu hướng bị nghiêng ra ngoài (hình 2.b). Lúc đó, tải trọng trục m.g sẽ phân phối lại lên các cụm bánh xe theo một tỷ lệ nhất định. Nếu ta quy ước, tải trọng bánh xe phía bụng đường cong là n.m.g thì giá trị này tại cụm bánh xe phía lưng đường cong là (1-n).m.g, trong đó n là hệ số phân phối lại tải trọng bánh xe (0 ≤ n ≤ 1).

Các giá trị mô men quanh điểm A tác dụng lên xe bao gồm:

Mô men giữ:

MA, giữ= m.g.L/2.cosα (1)

Mô men “lật”:

MA, lật= n.m.g. L.cosα + m.a.H.cosα ± m.a.L/2.sinα (2)

Đối với đại lượng m.a.L/2.sinα, dấu “+” khi dốc hướng ra ngoài lưng đường cong, dấu “–“ khi dốc hướng về phía đảo (bụng đường cong).

Trong đó: g: Gia tốc trọng trường lấy bằng 9,81 (m/s2)

H: Chiều cao trọng tâm xe (m)

L: Khoảng cách giữa hai cụm bánh xe (m)

α: Góc nghiêng của mặt đường so với phương nằm ngang

Xe cân bằng, ta có :

MA, giữ=MA, lật

m.g.L/2.cosα = n.m.g. L.cosα + m.a.H.cosα + m.a.L/2.sinα

g.L.cosα(0,5-n)=a.H.cosα+0,5.sinα.L.v2/R (3)

Do α nhỏ nên cosα≈1, sinα≈in trong đó in là độ dốc ngang của mặt đường.

Phương trình (3) trở thành:

g.L.(0,5-n)=v2/R.H +0,5.in.L.v2/R

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=

gi

LH

gRvn n.5,0.15,0

2

(4)

Phương trình (4) cho thấy, n phụ thuộc vào các nhóm thông số sau:

Nhóm 1. Nhóm thông số liên quan đến hạ tầng giao thông

1.a. bán kính vòng đảo R. Bán kính này sẽ quyết định bán kính quỹ đạo xe chạy vòng quanh đảo.

1.b. Dốc ngang của mặt đường vòng quanh đảo in

Nhóm 2. Nhóm thông số liên quan đến cấu tạo xe

2.a. Bề rộng xe L; 2.b. Chiều cao trọng tâm xe H

141

Có thể nhóm hai thông số này thành một là tỷ số L/H

Nhóm 3. Nhóm thông số liên quan đến khai thác, vận hành của xe:

3.a. Vận tốc xe chạy v;

3.b. Quỹ đạo xe khi đi vào nút giao vòng đảo R4. Theo [1], R4=R+1,5 (m)

Việc thay đổi một số hoặc toàn bộ 6 thông số của ba nhóm vừa nêu trên cho phép xây dựng rất nhiều kịch bản tính toán khác nhau, đòi hỏi rất nhiều công sức cũng như thời gian. Do vậy, việc đưa ra điều kiện biên (miền xác định) cho các thông số này là cần thiết.

Trên cơ sở các phân tích như trên về các trường hợp khảo sát các thông số liên quan đến việc xác định hệ số phân phối tải trọng n và sử dụng công thức (4) với a=v2/R4 =>n = f(v,R4,L/H); giá trị in lấy giá trị trung bình và có trị số không đổi in = 2% .Ta có bảng tổng hợp các thông số đầu vào của từng kịch bản như sau:

Bảng 3.Các thông số đầu vào trong các kịch bản tính toán.

Dựa vào bảng tổng hợp trên ta có các kịch bản tính toán sau:

- Kịch bản 1: Thay đổi R, các thông số khác lấy giá trị trung bình

- Kịch bản 2: Thay đổi L/H, các thông số khác lấy giá trị trung bình

- Kịch bản 3: Thay đổi V, các thông số khác lấy giá trị trung bình

Với việc thay đổi thông số đầu vào cho từng kịch bản, ta có tổng cộng 63 trường hợp tính toán khác nhau.

4.2. Phân tích kết quả tính toán

Kết quả tính toán của các kịch bản được trình bày chi tiết trong [6]. Dựa vào phương pháp phân tích hàm phân bố chuẩn của lý thuyết xác xuất thống kê [7], ta xác định được biểu đồ phân phối mật độ xác xuất của n theo chỉ số z (Hình 3) :

STT Thông số tính toán Số trường hợp khảo sát

Miền giá trị

khảo sát

Giá trị

trung bình

khảo sát

1 1a: Bán kính đảo R (m) 11 10 -:- 30 20,0

2 2d: Tỷ số L/H 21 0,9 -:- 1,1 1,0

3 3a: Bán kính quỹ đạo xe chạy R4 (m) 11 Theo bán kính đảo

R4=R+1,5 21,5

4 3b: Vận tốc xe chạy (km/h) 9 10 -:- 30 20,0

142

BIỂU ĐỒ PHÂN PHỐI XÁC SUẤT CỦA HỆ SỐPHÂN PHỐI TẢI TRỌNG n THEO CHỈ SỐ z

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

-3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0

z

Tần

suất

Hình 3. Biểu đồ mật độ xác suất với trung bình 0 và độ lệch chuẩn 1

Với phân phối chuẩn hoá như trên, sử dụng tiêu chuẩn kẹp Sandwich, với μ=0,34 và δ=0,06 => xác xuất để n nằm trong khỏang [0,28-:-0,4] (2 δ) là 68%, với giá trị trung bình là n=0,34.

5. Xác định hệ số phân phối xe theo làn fvđ:

5.3. Phương pháp xác định fvđ Để xác định hệ số phân phối xe theo làn, tác giả đã phân mặt cắt ngang đường vòng quanh đảo

(đều là các đường hai làn xe) thành ba vùng: làn trong sát với đảo, làn ngoài, vùng giao thoa giữa hai làn (tính từ vạch phân làn sang mỗi bên 1,75 m). Sau đó, đếm lưu lượng giao thông trên từng vùng và quy đổi lưu lượng xe đếm được về trục xe tính toán tiêu chuẩn theo quy định hiện hành, ta có lần lượt số trục xe tiêu chuẩn của ba dòng xe tại ba vùng nêu trên là N1, N2, N12.

Khi đó, số trục xe tính toán tiêu chuẩn trên phần đường giao thoa giữa hai làn 1,2 (phần dành cho dòng xe 1-2) sẽ chịu tác dụng nhiều nhất của tại trọng, và nếu xét về an toàn thì số trục xe tính toán cho phần kết cấu áo đường của phần này sẽ là max(N1+N12, N2+N12)

Lúc đó, số trục xe tính toán đi trên phần đường còn lại sẽ đựợc tính là

Ncòn lại = N1+N2+N12-max(N1+N12, N2+N12)

Suy ra, hệ số phân phối trục xe tính toán theo làn:

N12N2N1

)N12N2,N12N1max(vđf

++++

= (5)

5.4. Kết quả tính toán

Trên cơ sở công thức (5), kết hợp với số liệu đếm xe cho 10 nút khảo sát (xem mục 2), ta tính được hệ số phân phối xe theo làn cho từng nút. Kết quả tổng hợp được xử lý bằng lý thuyết xác suất, cho phép thu được biểu đồ phân phối mật độ xác suất của fvđ theo chỉ số z như sau:

143

BIỂU ĐỒ PHÂN PHỐI XÁC SUẤT CỦA HỆ SỐPHÂN PHỐI TRỤC XE THEO LAN fvđ THEO CHỈ SỐ z

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

-3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0

z

Tần

suất

Hình 4. Biểu đồ phân phối mật độ xác suất của hệ số fvđ

Qua đó, ta thu được ứng với μ=0,87 và σ=0,05, xác xuất để fvđ nằm trong khoảng [0,82; 0,92] (2δ) là 68%, ứng với giá trị trung bình của fvđ là 0,87.

6. Đề xuất ứng dụng n và fvđ trong thiết kế kết cấu áo đường mềm tại nút giao vòng đảo Với giá trị n=0,34, tải trọng bánh xe bên ngoài vòng đảo sẽ trở thành 0,66mg, thay vì 0,5mg như

khi xe đi trên đường thẳng. Với giả thuyết diện tích tiếp xúc giữa bánh xe và mặt đường không đổi, khi đó, áp lực của bánh xe bên ngoài vòng đảo lên tường sẽ tăng lên (0,66/0,5)= 1,32 lần, có nghĩa là áp lực bánh xe tiêu chuẩn sẽ trở thành 0,6x1,32=0,792 MPa. Đối với bài toán thiết kế, áp lực này có ảnh hưởng trực tiếp tới trường hợp kiểm tra kết cấu áo đường theo trạng thái giới hạn chịu kéo khi uốn và chịu cắt trượt.

Ngược lại, hệ số fvđ cho phép xác định được lưu lượng trục xe tính toán theo tại vùng giao thoa (vùng nguy hiểm nhất) trên đường vòng quanh đảo, từ đó xác định được cấp hạng của mặt đường, Eyc và kiểm tra kết cấu áo đường theo điều kiện độ võng đàn hồi giới hạn.

Vì vậy, kết quả tính toán thu được cho phép đề xuất sơ bộ một hướng xác định tải trọng khi thiết kế kết cấu áo đường mềm trong nút giao vòng đảo có kể đến ảnh hưởng của lực ly tâm và sự phân phối trục xe tính toán theo làn như sau:

- Sử dụng hệ số phân phối xe theo làn fvđ=0,87 để xác định Ntt (xem định nghĩa Ntt tại 22TCN 211-06)

- Sử dụng áp lực bánh xe p=0,792 khi kiểm tra kết cấu áo đường theo điều kiện chịu kéo khi uốn và chịu cắt trượt.

7. Kết luận, kiến nghị

7.5. Kết luận

Kết quả nghiên cứu đối với các nút giao vòng đảo trong địa bàn Quảng Nam, Đà Nẵng cho thấy kết cấu áo đường trên đường vòng quanh đảo hư hỏng nặng hơn so với đường dẫn. Có nhiều nguyên nhân dẫn tới hiện tượng này, nhưng phải kể đến trong số đó là việc xe chạy trên đường vòng quanh đảo có đặc điểm riêng. Trước hết, tải trọng trục xe phân phối lại lên hai phía theo tỷ lệ 0,34/0,66 (xác suất 68%), trong đó phần bánh xe phía ngoài vòng đảo chịu áp lực lớn hơn. Bên cạnh đó, phải kể đến hệ số phân phối xe theo làn, đặc biệt đối với các trường hợp đường vòng quanh đảo có hai làn xe, tại vùng giao thoa có sự tập trung tới 87% (fvđ=0,87, ứng với xác xuất 68%) tổng lưu lượng trục xe tính toán.

7.6. Kiến nghị

Địa bàn nghiên cứu và đối tượng nghiên cứu của bài báo còn giới hạn trong tỉnh Quảng Nam và Thành phố Đà Nẵng. Do vậy, kiến nghị mở rộng địa bàn nghiên cứu ra các khu vực khác, đồng thời

144

tiếp cận các nút giao vòng đảo có nhiều làn xe (đường vòng quanh đảo) cũng như các nhánh rẽ của các nút giao khác mức, trình cầu cong với kết cấu áo đường mềm cũng như áo đường cứng.

Đối với kết quả tính toán n và fvđ có xác suất tới 68%, bước đầu kiến nghị sử dụng hai hệ số này trong việc xác định tải trọng cho bài toán kiểm toán kết cấu áo đường hiện có của các nút giao thông trên địa bàn nghiên cứu (Quảng Nam-Đà Nẵng) theo như đề xuất tại mục 6, tiếp đó mở rộng áp dụng cho bài toán thiết kế mới.

Lời cảm ơn Xin chân thành cảm tác giả Hoàng Anh Thư đã cho phép sử dụng tư liệu phục vụ cho bài báo này.

Tài liệu tham khảo [1]. Joe Bared (2000). Roundabouts An Informational Guide. FHWA U.S. Department of Transportation,

Federal Highway Administration, Publication No.FHWA-RD-00-067.

[2]. Số liệu khảo sát do Vương Nguyên Lai thực hiện năm 2009.

[3]. Bộ Giao thông vận tải (2006). Tiêu chuẩn thiết kế áo đường mềm 22TCN 211-06.

[4]. John S.miller and William Y.Bellinger (2003). Distress Identification Manual For the Long-term pavement Performance. Programe U.S.Department of TransportationFederal Highway Administration, Publication No.FHWA-RD-00-031.

[5]. Cimbéton (2003). Carrefours giratoires en béton, Guide de dimensionnement, Tome 1. Cimbéton, France.

[6]. Vương Nguyên Lai (2009). Nghiên cứu thực trạng và phương pháp xác định tải trọng khi thiết kế kết cấu áo đường trong nút giao thông vòng đảo (luận văn cao học). Đại học Xây Dựng.

[7]. Bộ môn Toán ứng dụng, Giáo trình lý thuyết xác suất thống kê và quá trình ngẫu nhiên, trường Đại Học Xây Dựng.

8


Nghiên cứu ảnh hưởng của cốt liệu cao su đến sự phát triển vết nứt trong bê tông cao su bằng kỹ thuật phát âm thanh Th.S. NCS. Hồ Anh Cương

Đại học Toulouse, INSA-UPS, LMDC, Công hòa Pháp

TS. Tuattsinze Anaclet

Đại học Toulouse, INSA-UPS, LMDC, Công hòa Pháp

PGS. TS. Vũ Đức Chính


Tóm tắt. Bài báo trình bày các kết quả thí nghiệm với bê tông xi măng sử dụng cốt liệu cao su-BTCS, trong đó cát tự nhiên (0-4 mm) được thay thế bởi cốt liệu cao su (CLCS) tới 40% về thể tích. Thông qua thí nghiệm uốn ba điểm dầm cắt khấc, nghiên cứu cho thấy thông số hư hỏng (D) (damage parameter) của vật liệu giảm khi tăng tỷ lệ thể tích CLCS. Cũng trong bài báo này, kỹ thuật phát âm thanh AE (acoustic emission) đã được ứng dụng để nhận biết sự hư hỏng của bê tông khi phân tích các thông số AE. Dưới tác dụng của tải trọng, hư hỏng xuất hiện, kèm theo sự dịch chuyển bên trong kết cấu và tạo nên các tín hiệu AE (AE hits). Đường cong lực-độ võng của thí nghiệm uốn ba điểm phù hợp với thay đổi của các tín hiệu AE. Báo cáo cũng thiết lập quan hệ giữa thông số hư hỏng và tín hiệu AE tích lũy.

Abstract. This contribution focuses on experimental results of tests performed on rubberized concrete produced by using rubber aggregates partly replacing natural sand (0-4 mm) up to 40% by volume. The effect of rubber aggregate on the damage parameter (D) was investigated by conducting three-point bending tests on notched beam. It is confirmed that the D decreased with the increasing of rubber content. In this paper, acoustic emission (AE) technique was applied to detect and possibly identify damage mechanism in concrete by analyzing AE parameters. The damage occurring due to loading with displacements, events inside materials and causes AE signals. The research showed a good correlation existing among curve of load-deflection and changes of AE signals. Relationship between damage parameter and cumulative AE hits is clarified.

1. Đặt vấn đề Trong thời gian khoảng 20 năm trở lại đây, nhiều đề tài đã thực hiện để nghiên cứu tái sự dụng

lốp xe phế thải bằng cách nghiền nhỏ thành các mảnh nhỏ (mảnh, mẩu vụn, cốt liệu hoặc sợi cao su) để sử dụng làm cốt liệu (CLCS) trong hỗn hợp bê tông xi măng (BTCS) [1-5].

Các kết quả nghiên cứu cho thấy, cốt liệu cao su (CLCS) làm giảm các tính chất cơ học của BTCS so với bê tông đối chứng (cường độ chịu nén, kéo và uốn, v.v…). Mặc dù khi sử dụng CLCS, một số tính chất cơ học của bê tông có giảm nhưng một số tính chất khác đã được cải thiện, ví dụ như khả năng biến dạng tăng rõ rệt trong vữa xi măng cao su [6]. Tuy nhiên, các thông tin về đặc tính phá hủy của BTCS vẫn còn hạn chế, ví dụ Topçu [7] thấy rằng, chỉ số độ giòn BI (Brittleness Index) đạt giá trị cao nhất ứng với tỷ lệ 15% CLCS trong khi cường độ chịu nén và độ bền dai (toughness) có xu hướng giảm. Bên cạnh đó, chưa có nhiều kết quả nghiên cứu về thông số hư hỏng D (Damage parameter) của BTCS.

Để nghiên cứu sự hư hỏng trong bê tông, hiện nay có một số phương pháp như nhiễu xạ qua tia X (X-ray diffraction analysis), kính hiển vi (microscopy observation), siêu âm (ultrasonic speed measurement) hay cường độ điện (electrical resistance measurement), v.v... Tuy nhiên, các phương

9

pháp này chưa đánh giá được theo không gian ba chiều của những hư hỏng nằm bên trong vật liệu, kết cấu.

Nhờ khả năng xác định theo không gian ba chiều những biến đổi của các vết nứt vi mô bên trong vật liệu, phương pháp âm thanh AE (acoustic emission) đã được sử dụng để nghiên cứu sự hình thành, phát triển vết nứt vi mô cũng như sự hư hỏng trong vật liệu bê tông [8-10]. Ví dụ, Maji và Shah [8,9] nghiên cứu vị trí, quá trình phát triển của vết nứt và các đặc tính của vùng phá hoại (Fracture Process Zone-FPZ) của bê tông. Trong một nghiên cứu khác, Mihashi và các đồng sự [11] ứng dụng kỹ thuật AE sơ đồ ba chiều để đánh giá khả năng làm việc của dầm hẫng đôi.

Bài báo này đưa ra các kết quả nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của CLCS tới một trong các đặc tính phá hủy của bê tông cao su: thông số hư hỏng D (damae parameter D) trên cơ sở thí nghiệm phá hủy- uốn dầm (uốn ba điểm). Đặc biệt, kỹ thuật AE sơ đồ ba chiều đã được áp dụng để nghiên cứu ảnh hưởng của CLCS tới sự phát triển vết nứt trong bê tông và qua đó kiểm tra lại độ tin cậy của phương pháp phá hủy. Quan hệ giữa thông số hư hỏng và các tín hiệu AE cũng được thiết lập trong bài báo này.

2. Chương trình thử 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, kích cỡ 4-10mm, 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%.

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).

2.2. Công thức hỗn hợp bê tông

Báo cáo nghiên cứu với hai công thức bê tông: B40CS (40% thể tích cát sông tự nhiên được thay thế bởi thể tích tương ứng CLCS) và bê tông đối chứng B0CS (không sử dụng CLCS).

Kết quả công thức thành phần của 2 hỗn hợp được thể hiện ở bảng 1 sau quá trình chế tạo.

Bảng 1. Thành phần hỗn hợp

Thành phần (kg/m3) Bê

tông Xi măng

Cát (0-4mm)

CLCS (0-4mm)

Sỏi (4-10mm)

Nước Phụ gia siêu dẻo

Phụ gia ổn định

B0CS 323 872 0 967 153 3.03 0.91

B40CS 323 524 157 967 153 3.99 0.91

2.3. Chế tạo mẫu và các thí nghiệm

Ngay sau khi đổ khuôn, các mẫu dầm có kích thước 100x100x500mm được bảo dưỡng trong phòng dưỡng hộ có các điều kiện về nhiệt độ 20oC và độ ẩm 100%. Sau 24 giờ, các mẫu được tháo khuôn và được để tiếp tục trong phòng dưỡng hộ cho đến ngày thứ 28 thì được đưa ra tiến hành thí nghiệm. Báo cáo thực hiện hai loại thí nghiệm (xác định D và AE) với hai loại bê tông B40CS và B0CS. Mỗi thí nghiệm, sử dụng ít nhất tổ hợp ba mẫu cho từng loại bê tông.

Trong báo cáo này, để nghiên cứu sự phát âm thanh AE và thông số hư hỏng D của vật liệu trong quá trình tác dụng của tải trọng, các tác giả sử dụng thí nghiệm uốn ba điểm với các mẫu dầm 100x100x500mm tại tuổi 28 ngày. Thí nghiệm uốn được thực hiện dựa theo hướng dẫn của Zhang và các cộng sự [12] nhưng có một số thay đổi: khoảng cách giữa hai gối là 440mm, khấc sâu 18mm ở đáy

10

dầm được cưa tại 27 ngày tuổi. Thí nghiệm được theo dõi dựa trên độ võng với tốc độ di chuyển của tại trọng 1,25µm/s được thể hiện trên Hình 1.

100

500

LVDTThiÕt bÞ ®o ®é vâng)

T¶i träng

440

Hình 1. Sơ đồ thí nghiệm uốn 3 điểm (kích thước đơn vị là milimet).

Trong thí nghiệm thông số phá hủy, việc tăng và giảm tải được thực hiện tại bảy thời điểm tương ứng với bảy giá trị độ võng, ba thời điểm trước giá trị lực phá hủy tối đa (pre-peak load): 0.04; 0.05; 0.06mm và bốn thời điểm sau giá trị lực phá hủy tối đa (post -peak load): 0.1; 0.15; 0.2; 0.3mm). Tải trọng tác dụng cuối cùng nhỏ hơn 1.0 kN tương ứng thời điểm mẫu bị phá hủy hoàn toàn.

2.4. Hệ thống thiết bị theo dõi AE

Thí nghiệm AE với các thiết bị gắn trên mẫu dầm theo sơ đồ đo ba chiều trong thí nghiệm uốn ba điểm được thực hiện dựa theo hướng dẫn của Chen và Liu [13], Hình 2. Hệ thống AE được chế tạo bởi Euro Physical Acoustic SA bao gồm các đầu đo (transducer), bộ khuếch đại trước (pre-amplifier) và thiết bị xử lý tín hiệu AE (AE signal monitor). Để thu tín hiệu từ mẫu dầm, 6 kênh- đầu đo (channel-PZT) được gắn trực tiếp lên bề mặt dầm bằng một loại silicon lỏng, trong đó ba đầu đo loại R15a có tần số cộng hưởng (resonance frequency) 150kHz-nằm phía mặt trên mẫu, ba đầu đo loại WD có dải tần số từ 100kHz to 1.0MHz được gắn ở phía mặt dưới mẫu. Bộ khuyếch đại trước 2/4/6 với khả năng khuếch đại tới 40dB. Thiết bị xử lý tín hiệu AE có khả năng xử lý tín hiệu cùng một lúc từ 6 đầu đo PZT.

.

MÆt ®øng

100

440

100

2525

5025

25

50

MÆt b»ng

MÆt ®¸y

500

T¶i träng

200 100

200100

Hình 2. Sơ đồ lắp đặt các thiết bị của thí nghiệm AE (kích thước đơn vị là milimet).

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Thông số hư hỏng

Hình 3 thể hiện đường cong tăng-giảm tải và độ võng trong thí nghiệm uốn ba điểm để xác định sự thay đổi độ dốc (K) tại các đoạn tăng-giảm tải nhằm tính toán giá trị của thông số hư hỏng D.

11

Hình 3. Đường cong lực và độ võng của dầm uốn cắt khấc để xác định sự thay đổi độ dốc (K) của các đoạn tăng-giảm tải.

Thông số hư hỏng D thường được xác định là sự thay đổi tương đối về mô đun đàn hồi với công thức sau:

EED

*

1−= (1)

Trong đó:

E* là mô đun đàn hồi tại từng thời điểm hư hỏng;

E là mô đun đàn hồi của bê tông tại thời điểm ban đầu - bê tông ở trạng chưa chịu lực tác dụng.

Báo cáo này đã sử dụng các giá trị độ dốc K* và K (

Hình 3) để thay thế một cách tương đối cho E* và E. Với cách thay thế đó, công thức xác định D được thể hiện như sau:

K

KD ii

*

1−= (2)

Với (i) thay đổi từ 0 đến n (n=7).

Các đường cong tăng -giảm tải của hai loại bê tông B0CS và B40CS được thể hiện trên Hình 4. Hình 5 thể hiện xu hướng thay đổi thông số D của hai loại bê tông này trong thí nghiệm uốn ba điểm. Đường cong D có thể coi như gồm ba phần với các độ dốc khác nhau. Phần thứ nhất, đoạn OA, sự hư hỏng hầu như rất ít, rất khó nhận biết. Đến cuối phần một, tại điểm A, độ võng đạt 0.02-0.05mm, tương ứng với 60-70% tải trọng tối đa (trên Hình 4). Từ điểm A đến B, độ dốc lớn hơn. Thông số D thay đổi rõ rệt trong phần này, mẫu thí nghiệm bị phá hoại nhanh chóng đến 75-80%. Trên đoạn BC, tuy độ dốc giảm so với đoạn AB nhưng tại điểm C, giá trị D đã đạt tới 0.85-0.95 và mẫu gần như bị phá hoại hoàn toàn.

Hình 5 còn cho thấy, từ điểm A- thời điểm mà mẫu bắt đầu quá trình bị phá hoại, đường cong D của B40CS luôn nằm dưới đường của B0CS khoảng 0.1 đơn vị, điều này thể hiện tốc độ hư hỏng của BTCS diễn ra chậm hơn so với bê tông đối chứng. Nhận xét trên có thể được giải thích rằng CLCS có khả năng hấp thụ nhiều năng lượng khi vết nứt vi mô chạy đến bề mặt tiếp giáp giữa CLCS và vữa xi măng. Vì thế, sức căng tại đỉnh vết nứt giảm xuống, làm chậm lại quá trình phát triển của vết nứt và kết quả là làm chậm sự hình thành vết nứt vĩ mô. Và đó cũng là một phần lý do khiến sức kháng uốn còn dư sau giai đoạn phá hủy của BTCS luôn cao hơn so với bê tông đối chứng.

Độ võng (mm)

Tải t

rọng

F(k

N)

Ko

K*n

K*i

12

0

2

4

6

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35

B0CST¶I

trä

ng (kN

)

§é vâng (mm)

(a)

0

2

4

6

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35

B40CS

T¶I

trä

ng (kN

)

§é vâng (mm)

(b)

Hình 4. Các đường cong tăng-giảm tải xác định D của B0CS và B40CS

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

§é vâng (mm)

B0CSB40CS

Th«

ng s

è h−

hán

g (D

)

A

BC

O

Hình 5: Xu hướng thay đổi của thông số hư hỏng D của B0CS và B40CS

3.2. Sự phát âm thanh (AE)

Kỹ thuật AE được sử dụng trong nghiên cứu này để làm rõ ảnh hưởng của CLCS đến sự hình thành và phát triển vết nứt – quá trình hư hỏng của vật liệu dưới tác dụng của tải trọng, đồng thời đánh giá độ tin cậy của phương pháp xác định thông số hư hỏng được trình bày ở phần trên.

Tại thí nghiệm uốn ba điểm xác định các tín hiệu âm thanh (AE hits), các vị trí phân bố, số lượng các nguồn tín hiệu AE và các giá trị lực-độ võng của mẫu dầm được ghi lại đồng thời.

Hình 6 thể hiện một ví dụ hình ảnh các tín hiệu AE hits của một dầm BT0CS có vết khấc trong toàn bộ quá trình phá hủy dưới thí nghiệm uốn ba điểm.

Hình 6: Vị trí, số lượng tín hiệu AE hits của BT0CS: (a) tín hiệu AE hits gần trước thời điểm lực phá hủy tối đa -Fmax, (b) tín hiệu AE hits của toàn bộ quá trình hư hỏng mẫu dầm.

Hình 6 cho thấy, tín hiệu AE hits xuất hiện tập trung tại vị trí xung quanh đầu của khấc và tiếp tục xuất hiện cùng với sự phát triển của vết nứt khi tăng tải trọng. Tại hình Hình 6a, tại giai đoạn gần trước lực phá hủy tối đa Fmax, các tín hiệu AE hits xuất hiện nhiều về phía bên phải của vết khấc. Lý do của hiện tượng này là do vết nứt đã phát triển lệch sang bên phải bắt đầu từ vết khấc lên phía mặt trên của dầm.

MÆt ®øng

MÆt b»ng

MÆt bªn

(a) (b)MÆt ®øng

MÆt b»ng

MÆt bªn

13

Hình 7 thể hiện quan hệ giữa các tín hiệu AE hits tích lũy, lực tác dụng và độ võng của mẫu dầm trong thí nghiệm uốn ba điểm. Đường cong tín hiệu AE hits tích lũy và đường cong lực có thể được chia thành hai vùng trong toàn bộ quá trình phá hủy mẫu dầm:

Vùng 1: (0< độ võng <0,05mm): Đường cong lực-độ võng là một đoạn thẳng, vật liệu vẫn ở trong giai đoạn đàn hồi. Trong vùng 1 này, hầu như chưa có sự xuất hiện rõ rệt của các tín hiệu AE hits.

Vùng 2: (0,05mm< độ võng): Giai đoạn đàn hồi kết thúc. Từ điểm A, đường cong lực-độ võng thay đổi độ dốc, không còn quan hệ tuyến tính, còn trên đường cong AE hits xuất hiện một điểm chuyển hướng (turning point) B. Từ điểm B, sự xuất hiện các tín hiệu AE hits bắt đầu trở nên rõ rệt, tương ứng với lực tải đạt 60-70% lực phá hủy tối đa, các vết nứt có thể nhìn thấy được đã xuất hiện. Các tín hiệu AE hits liên tục xuất hiện trong khi cùng lúc đó đường cong lực-độ võng tiếp tục phát triển chạm, vượt qua điểm phá hoại (peak load point) và cuối cùng đi xuống-thời điểm mà các vết nứt lớn hình thành và mở rộng.

Hình 7: Quan hệ giữa đường cong lực-độ võng và tín hiệu AE hits tích lũy - độ võng của thí nghiệm uốn ba điểm.

Quá trình hư hỏng của vật liệu có thể được giải thích theo Chen and Liu [14] bằng các giả thiết về hư hỏng và phá hoại của bê tông như sau: (1) giai đoạn có các vết nứt vi mô, (2) các vết nứt vi mô hình thành, phát triển thành các vết nứt vĩ mô và (3) sau đó các vết nứt vĩ mô mở rộng nhanh chóng. Hơn thế nữa, Hình 7 còn cho thấy kỹ thuật AE có thể xác định được thời điểm vật liệu bắt đầu bị phá hoại (điểm B).

Như vậy, khi so sánh hai Hình 5 và Hình 7 có thể thấy sự tương quan giữa thời điểm xuất hiện hư hỏng xác định theo phương pháp phá hủy-thông số hư hỏng D và thời điểm bắt đầu hư hỏng xác định theo kỹ thuật AE. Kỹ thuật AE có thể nói đã khẳng định rõ hơn sự chính xác của phương pháp thông số hư hỏng.

Quan hệ tương quan giữa đường cong thể hiện sự xuất hiện tín hiệu AE hits và đường cong lực-độ võng của mẫu dầm ứng với hai loại bê tông B0CS và B40CS trong toàn bộ quá trình phá hủy được biểu diễn trên Hình 8. Sự xuất hiện các tín hiệu AE hits phù hợp với biến đổi của đường cong lực-độ võng trong toàn bộ quá trình phá hủy mẫu. Khi lực tác dụng đạt đến giá trị tối đa, các tín hiệu AE hits cũng xuất hiện nhiều nhất (peak of the AE hits). Trong giai đoạn này, các tín hiệu AE hits được tạo ra bởi quá trình liên kết các vết nứt vi mô thành vết nứt nhìn thấy được (giống như quan sát trên Hình 7). Và cũng tương tự nhận xét của Hồ Anh Cương và các cộng sự [15] về độ lớn của lực phá hủy tối đa với thí nghiệm uốn bốn điểm, ở thí nghiệm uốn ba điểm này, lực phá hủy tối đa của B40CS cũng thấp hơn so với B0CS.

Tuy nhiên, khi quan sát biểu đồ dạng cột của AE hits trên Hình 8 có thể nhận thấy độ dốc biểu đồ AE hits ở phần trước giá trị lực tối đa của B40CS thoải hơn so với trường hợp của B0CS. Tiếp theo, giá trị tối đa của các tín hiệu AE hits (peak of the AE hits) trong trường hợp B40CS nhỏ hơn nhiều (khoảng 400 AE hits) so với B0CS (khoảng 1600 AE hits). Hơn nữa, khi so sánh số lượng tín hiệu AE hits tại từng thời điểm của độ võng, số lượng AE hits của B40CS đều ít hơn nhiều so với B0CS. Trên nhánh đường cong đi xuống của đường cong lực-độ võng tại trường hợp B40CS, các AE hits giảm nhanh chóng và gần như không còn xuất hiện (xu hướng về gần 0).

0

2

4

6

8

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

0

20,000

40,000

60,000

80,000

§é vâng (mm)

T¶I

trän

g F(

kN) A

E H

its tÝch lòy

Lùc-®é vâng

AE Hits tÝch lòyA

Vïng 2

Vïng 1

B

14

0

2

4

6

8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2§é vâng (mm)

0

500

1000

1500

2000

AE H

its

T¶I

trän

g F (k

(B0CS

0

2

4

6

8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.20

500

1000

1500

2000

AE Hits

§é vâng (mm)

B40CS(b)

T¶I

trän

g F (kN

)

Hình 8: Quan hệ giữa đường cong lực-độ võng và tín hiệu AE hits của B0CS và B40CS.

Hình 9 một lần nữa khẳng định các đánh giá trên khi cho thấy tín hiệu AE hits tích lũy của B0CS cao gấp gần sáu lần so với trường hợp B40CS (tính với thời điểm phá hoại cuối cùng). Hơn nữa, theo dõi phạm vi từ vị trí lực phá hủy tối đa đến thời điểm mẫu bị phá hoại hoàn toàn, trong khi số lượng tín hiệu AE hits tích lũy của B0CS vẫn còn liên tục tăng thì với B40CS, số lượng tín hiệu AE hits tích lũy tăng chậm hẳn lại và đường cong tích lũy có xu hướng nằm ngang.

0

20,000

40,000

60,000

80,000

100,000

120,000

0 0.5 1 1.5 2Độ võng (mm)

AE

hits

tích

lũy

B0CS

B40CS

Hình 9. Ảnh hưởng của cốt liệu cao su đến tín hiệu AE hits tích lũy.

Có ba giả thiết để giải thích hiện tượng AE hits xuất hiện ít hơn tại các mẫu BTCS:

Thứ nhất, các CLCS được coi như đóng vai trò lỗ rỗng trước đầu vết nứt, làm giảm độ nhọn của đỉnh vết nứt vi mô đầu tiên, tạo ra sự giảm sức căng và làm chậm xu hướng phát triển của vết nứt đó. Qua đó các CLCS làm chậm và giảm quá trình kết nối giữa các vết nứt vi mô -nguồn gốc tạo ra các vết nứt vĩ mô. Vì vậy, các tín hiệu nảy sinh do quá trình liên kết các vết nứt này sẽ giảm đi đáng kể.

Lý do thứ hai, khi các vết nứt vi mô chạm tới bề mặt tiếp xúc giữa CLCS và vữa xi măng, chúng có thể phát triển dọc theo bề mặt tiếp xúc và tạo ra vết nứt vi mô khác ở vị trí bất kỳ trên bề mặt này. Trên thực tế, cường độ của phần tiếp giáp yếu hơn nhiều so với phần vữa xi măng hay cốt liệu sỏi, cát dẫn đến vết nứt phát triển ở khu vực này sẽ tạo ra ít tín hiệu hơn so với những chỗ còn lại.

Giả thiết thứ ba cho rằng, CLCS được xem như có khả năng hấp thụ âm và dao động tốt, vì vậy, chúng có thể hấp thụ nhiều hơn các sóng đàn hồi phát sinh do các vết nứt và làm giảm các tín hiệu AE hits.

Quan hệ giữa tín hiệu AE hits tích luỹ và thông số hư hỏng D được thể hiện trên Hình 10 và có thể được miêu tả gần đúng với các phương trình tuyến tính sau:

B0CS:AE = 1.60D + 3.35 (3)

B40CS:AE = 3.49D + 1.07 (4)

15

y = 1.60x + 3.35R2 = 0.97

y = 3.49x + 1.07R2 = 0.98

0

1

2

3

4

5

6

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

B0CS

B40CS

AE

hits

tích

lũy,

log1

0(hi

t)

Thông số hư hỏng (D)

Hình 10. Quan hệ giữa thông số hư hỏng và tín hiệu AE hits tích lũy của B0CS và B40CS.

Dựa trên hai phương trình trên, sự hư hỏng và quá trình phá hủy của vật liệu có thể được dự báo nhờ việc xác định tín hiệu AE hits tích lũy. Nhận xét này cũng có thể được khẳng định thêm theo Chen và Liu [14] trong nghiên cứu so sánh hai phương pháp cường độ điện và kỹ thuật AE. Hai tác giả đã khẳng định rằng kỹ thuật AE hoàn toàn là phương pháp bổ sung phù hợp, cần thiết trong việc đánh giá sự hư hỏng của bê tông cốt sợi.

4. Kết luận Trong báo cáo này, các thí nghiệm cơ học đã được sử dụng để đánh giá khả năng làm việc của bê

tông xi măng. Kỹ thuật AE đã được áp dụng để đánh giá sự hư hỏng của bê tông trong quá trình bị phá hoại. Dựa trên các kết quả thu được, có thể kết luận như sau:

Với bê tông xi măng sử dụng cốt liệu cao su, mặc dù độ lớn lực phá hủy tối đa thấp hơn so với bê tông đối chứng, nhưng quá trình phá hoại của BTCS xuất hiện và phát triển chậm hơn so với bê tông không sử dụng CLCS. Quá trình này có thể được đánh giá thông qua xu hướng phát triển của thông số hư hỏng D.

Kỹ thuật âm thanh với sơ đồ đo ba chiều đã được áp dụng để nghiên cứu ảnh hưởng của CLCS đến đặc tính phá hủy của bê tông đồng thời cũng để đánh giá độ tin cậy của phương pháp sử dụng thông số hư hỏng. Thông qua việc theo dõi các tín hiệu AE hits có thể nhận xét rằng tại thời điểm trước lực phá hủy tối đa, đã có một vùng mạng lưới vết nứt vi mô hình thành tại đầu của vết khấc của mẫu bê tông. Mạng lưới này kết nối lại, phát triển, tạo ra các vết nứt vĩ mô dẫn đến sự phá hủy hoàn toàn của mẫu. Số lượng tín hiệu AE hits tích lũy của BTCS xuất hiện ít hơn rất nhiều so với bê tông đối chứng trong toàn bộ quá trình thí nghiệm.

Lời cảm ơn Các tác giả xin gửi lời cảm ơn đến Văn phòng Đại học Pháp ngữ AUF, Phòng thí nghiệm Vật liệu

- Độ bền Công trình (LMDC –INSA de Toulouse) và Viện Khoa học và Công nghệ Giao thông Vận tải đã giúp đỡ về mặt tài chính, trang thiết bị cho nghiên cứu.

Tài liệu tham khảo [1]. Sukontasukkul, P., Chaikaew, C. (2006). “Properties of concrete pedestrian block mixed with crumb

rubber”. Construction and Building Materials, vol. 20, p 450-457.

[2]. Hernández-Olivares, F., Barluenga, G., Parga-Landa, B., Bollati, M., Witoszek, B., (2007). “Fatigue behaviour of recycled tyre rubber-filled concrete and its implications in the design of rigid pavements”. Construction and Building Materials, vol. 21, 1918-1927.

[3]. Topcu, I. B. (1995). “The properties of rubberized concretes”. Cement and Concrete Research, Vol. 25, No 2, p. 304-310.

[4]. Garrick, G.M. (2005). Thesis: Analysis and testing of waste tire fiber modified concrete. B.S., Louisiana, State University.

16

[5]. Khatib, Z.K., Bayomy, F.M., (1999). “Rubberized Portland cement concrete”. J. of Materials in Civil Engineering, p. 206-213.

[6]. Turatsinze, A., Bonnet, S., Granju, J.L. “Potential of rubber aggregates to modify properties of cement based-mortars: improvement in cracking shrinkage resistance”. Construction and Building Materials, Vol. 21, 176-181.

[7]. Topçu, I.B., (1997). “Assessment of the brittleness index of rubberized concretes”. Cement and Concrete Research, Vol. 27, No 2, p. 177-183.

[8]. Maji, AK., Shah, SP., (1988). “Process zone and acoustic emission measurement in concrete”. Exp Mechanic, Vol. 28, p. 27–33.

[9]. Maji, AK., Shah, SP., Application of acoustic emission and laser holography to study micro-fracture in concrete. In: Nondestructive testing of concrete, SP-112. Detroit: American Concrete Institute, 1989, 83–109.

[10]. Chen, B., Liu, JY., Experimental study on AE characteristics of three-point-bending concrete beams. Cem Concre Res 2004,34(3):391–7.

[11]. Mihashi, H., Ouyang, C., Shah, SP., (1990). “Fracture mechanism of quasi-brittle material based on acoustic emission”. J Mater Res, 5(1):206–17.

[12]. Zhang, B., Bicanic, N., J.Pearce, C., V.Phillips, D., (2002). “Relation ship between brittleness and moisture loss of concrete exposed to high temperatures”. Cement and Concrete Research, Vol. 32, 363-371.

[13]. Chen, B., Liu, J., (2007). “Investigation of effects of aggregate size on the fracture behavior of high performance concrete by acoustic emission”. Construction and Building Materials, Vol. 21, 1696-1701.

[14]. Chen, B., Liu, J., (2008). “Damage in carbon fiber-reinforced concrete, monitored by both electrical resistance measurement and acoustic emission analysis”. Construction and Building Materials, Vol. 22, 2196-2201.

[15]. HO, A.C., Turatsinze, A., Vu, D.C. (2008). On the potential of rubber aggregates obtained by grinding end-of-life tyres to improve the strain capacity of concrete, ICCRRR08, Cape Town, South Africa.

17


Phân tích hiệu ứng mũ cọc của nền đường liên hợp sử dụng

cọc cường độ cao trên thiết bị gia tốc li tâm

Bùi Phú Doanh

Đại học Xây Dựng

Tóm tắt: Việc thiết kế bố trí mũ trên đầu cọc với kích thước mũ cọc biến đổi có ảnh hưởng lớn đến đặc tính chịu lực của công trình đặc biệtt với nền đường liên hợp sử dụng cọc cường độ cao, việc thiết kế bố trí kích thước mũ cọc hợp lý là nhân tố quan trọng để khống chế độ lún và phân bố tải trọng của hệ Cọc – Đất – Lưới gia cường đầu cọc. Bài báo kết hợp một công trường cụ thể xử lý nền đất yếu bằng cọc cường độ cao thuộc dự án xây mới tuyến đường sắt đôi tại Trung Quốc: V ）≥200km/h tiến hành 4 nhóm thí nghiệm trên thiết bị gia tốc li tâm， thí nghiệm tiến hành đo độ lún và biến dạng của nền đường, ứng suất cọc, áp lực đất trên đỉnh cọc và lớp đất giữa các cọc, sức chịu tải của lưới gia cường và các số liệu đo khác. Kết quả thí nghiệm cho thấy: 1)Việc thiết kế bố trí mũ cọc trên đỉnh cọc sẽ phát huy được sức chịu tải của nền liên hợp, điều chỉnh sự phân phối tải trọng giữa cọc và đất, nêng cao tính ổn định của nền đường; 2) Trong điều kiện khoảng cách giữa các cọc là không đổi, giá trị đô lún, biến dạng của nền, sức chịu tải của lưới gia cường, áp lực đất trên đỉnh cọc và áp lực đất giữa các cọc là hàm nghịch biến so với kích thước mũ cọc (độ phủ mũ cọc).

Abstract: Both small and large sizes cap of pile have caused great effect to soft clay foundation settlement based on high strength pile composite foundation and this effect is need to further study. The author collected specific data from status quo on a certain site of soft clay foundation settlement, which forms part of “new double-line railway construction” (V>200km/h) project; and executed quadruplet experiments on centrifugal model test using CFG pile with different sizes of pile cap for soft clay foundation settlement. The experiment has been conducted through measuring pile strain, earth pressure on pile caps and earth; and allocation of reinforcement. The results show: 1) CFG pile with designed cap increased the stability of embankment. 2) Whenever the size of pile cap became larger: variation of embankment and strain of reinforcement were decreased while pile strain kept increasing.

1. Giới thiệu

Cùng với sự phát triển của nền kinh tế, việc ứng dụng xử lý nền đất yếu theo lý thuyết của nền đường liên hợp tại Trung Quốc ngày càng phát triển. Qua hơn 20 năm nghiên cứu lý thuyết và các công trình thực tiễn，ứng dụng chủ yếu cho các công trình xây dựng dân dụng, với ban đầu là xử lý nền móng cho nhà thấp tầng, rồi đến các nhà cao tầng và rất cao tầng với đại diện là phương pháp xử lý nền liên hợp bằng cọc cường độ cao (cọc Cement Fly-ash Grave), với ưu điểm của phương pháp là thi công nhanh, thời gian thi công ngắn, dễ kiểm soát chất lượng và khống chế giá thành công trình[1].Những

18

năm gần đây phương pháp trên cũng được ngành giao thông ứng dụng vào trong thiết kế xử lý nền cho Đường ôtô cao tốc và Đường sắt cao tốc.Trong đó lần đầu tiên áp dụng cho Đường sắt cao tốc là vào năm 2002 với ”Dự án thí nghiệm khống chế độ lún của đường sắt cao tốc {2002G01}” tại Thượng Hải, tiến hành với qui mô lớn thí nghiệm về xử lý nền bằng cọc cường độ cao, kết quả thí nghiệm đã đạt được rất nhiều thành quả. Theo thống kê hiện có khoảng 9600km đường sắt cao tốc đang hoặc đã xây dựng sử dụng phương pháp nền đường liên hợp xử lý cọc CFG để khống chế độ lún, và việc thiết kế bố trí mũ trên đầu cọc là một trong những giải pháp chính được lựa chọn thi công[2].

Theo sự phát triển nhanh chóng của Đường sắt cao tốc, nhằm đảm bảo vận hành đoàn xe an toàn, bảo đảm sự êm thuận của hành khách, và các yêu cầu cao khác, đường sắt thiết kế phải bảo đảm: tính liên tục của kết cấu, bằng phẳng, ổn định, bền và giảm thiểu duy tu bảo dưỡng[3]. Do vậy, yêu cầu về độ lún sau thi công của nền đường sắt cao tốc không sử dụng đá balát là <15mm, tiêu chuẩn này cac hơn rất nhiều so với Đường ôtô cao tốc (100~300mm) và công trình nhà dân dụng (120mm)[4,5,6].

Kết hợp tình hình ứng dụng rộng rãi kỹ thuật xử lý nền liên hợp bằng cọc cường độ cao cho nền đường sắt cao tốc, bài báo vận dụng kỹ thuật mô phỏng thí nghiệm trên thiết bị gia tốc li tâm, tiến hành 4 nhóm thí nghiệm phân tích sự biến thiên của kích thước mũ cọc ( độ phủ mũ cọc) tới biến dạng nền đường, ứng suất cọc, ứng suất trong lưới gia cường, áp lực đất trên mũ cọc và đất nền trên máy gia tốc li tâm.

2. Thiết kế mô hình

2.1. Thiết bị thí nghiệm và thiết bị đo

Thiết bị sử dụng chính là tổ hợp thiết bị gia tốc li tâm của Trường đại học giao thông Tây Nam – Trung Quốc với số hiệu là TLJ-2, với công năng và một số chỉ tiêu chủ yếu sau: Bán kính thiết bị gia tốc li tâm 3m, phạm vi gia tốc 10~200g; tải trọng lớn nhất 1~500kg; kích thước của hộp đựng mô hình là:0.8(dài) ×0.6(rộng)×0.6(cao)m3.

Thí nghiệm sử dụng các thiết bị đo chính bao gồm: 3 thiết bị đo lún điện tử (đo độ lún của bề mặt đất nền tại tim đường); 15 sensor đo ứng suất của cọc ( đo cho 3 cọc, mỗi cọc 5 chiếc được bố trí theo khoảng cách tính từ đỉnh cọc như sau:10, 21.5, 59, 96.5, 145mm） ; 10 sensor đo ứng suất của lưới gia cường đầu cọc, (phân thành 2 dải mỗi dải 5 chiếc, bố trí đối xứng qua tim đường với kích thước như sau: 0, 80.5, 155.5mm); 5 thiết bị đo áp lực đất ( bố trí tại vị trí tim đường với 3 chiếc trên đỉnh cọc và 2 chiếc tại vị trí đất giữa các cọc), chi tiết xem hình vẽ số 1.

Bảng 1. Số lượng thiết bị đo

Tên thiết bị Số lượng Ghi chú

TB Điện tử do lún 3 Đo lún nền đất (10mm)

Sensor ứng biến 25 ư/s cọc, ư/s lưới gia cường

Vi hộp đo áp lực 5 Đỉnh cọc (2MPa) Đất giữa các cọc ( 0.2MPa)

2.2. Phương án thí nghiệm

2.2.1. Đặc điểm công trình thực tế

Thí nghiệm mô tả công trình thực tế ngoài hiện trường là đoạn tuyến thuộc vùng đồi núi, có bề mặt địa hình thoải, đất trên bề mặt là đất ruộng lúa, theo số liệu khảo sát địa chất cho thấy, lớp 1 sét yếu, có bề dày 0~10m có trạng thái mềm, đến dẻo; lớp 2 á sét có bề dày 1~8m, trạng thái dẻo mềm, lớp 3 á cát có

19

bề dày1~5m, trạng thái dẻo mềm đến nửa cứng, lớp 4 đá phong hoá. Mặt cắt địa chất đượng thể hiện trên hình 2.

Hình 1. Vị trí bố trí các thiết bị đo

Hình 2. Mặt cắt ngang nền đường và mặt cắt địa chất

Mô hình thí nghiệm được mô phỏng thu nhỏ của: Nền đường sắt đôi đắp cao trên nền đất yếu, với chiều sâu đất yếu là 12m, bề rộng nền đường 12,9m, đắp với mái dốc thiết kế 1:1,5, chiều cao của nền đắp 8,2m, dưới đáy của nền đường thiết kế một lớp đệm sỏi cuội, ở giữa lớp đệm có bố trí một lớp lưới địa kỹ thuật gia cường, chịu lực theo cả hai phương, với cường độ kéo đứt là 50kN/m. Nền đất yếu được xử lý bằng cọc CFG, thi công theo phương pháp rung, với đường kính cọc là: Φ0,5m, chiều dài cọc 12m, khoảng cách giữa các cọc là 1,3m, bố trí theo sơ đồ hoa mai. Nền đất yếu được xử lý ra ngoài chân taluy 2m, cọc thiết kế là cọc chống, đóng xuyên qua phần đất yếu, xem chi tiết trên hình 2.

Kích thước mô hình thí nghiệm được tính toán qui đổi thông qua tỉ lệ giữa thực tế và mô hình là N=80, mô phỏng 4 nhóm thí nghiệm trong đó đất nền được xử lý bằng cọc CFG với khoảng cách các cọc thực là 3m, trên đầu cọc là mũ cọc với kích thước lần lượt là: 0x0, 880×880, 1360×1360, 1840×1840mm.

20

Chiều cao của nền đắp trong mô hình là:100mm, bề dầy nền đất yếu là 150mm, đường kính cọc là φ6.25mm, chiều dài cọc 150mm, bố trí theo hình hoa mai, với khoảng cách giữa các cọc là 37,50mm (6 lần đường kính cọc)，mũ cọc hình vuông với kích thước a=0; 11; 17; 23mm. Xem hình 3.

2.2.2. Vật liệu dùng trong mô hình

Đặc điểm của thí nghiệm trên thiết bị gia tốc li tâm là dựa trên lý thuyết mô phỏng thu nhỏ tỉ lệ, do vậy tất cả các loại vật liệu sử dụng và các điều kiện biên của mô hình đều phải thoả mãn nguyên tắc và điều kiện tương đương giữa mô hình và thực tế.

(1) Nền đất yếu

Mô hình sử dụng đất yếu được lấy từ hiện trường, có các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu thể hiện trong bảng 2. Do điều kiện khách quan (thời tiết nóng, phòng thí nghiệm cách xa hiện trường…) dẫn đến mẫu đất thí nghiệm bị tổn thất độ ẩm, dẫn đến chỉ tiêu cường độ của mẫu thí nghiệm lớn hơn so với thông thường, tuy nhiên theo phương pháp thống kê xử lý số liệu cho thấy, giá trị bình quân ứng với độ tin cậy 0.95, vùng trên và vùng dưới lần lượt là C [13.48kPa; 29.94kPa]; ф[5.33°; 11.93°]. Mô hình chọn điều kiện dưới với C=13.48 kPa; ф=5.33°; làm chỉ tiêu cường độ cho lớp đất yếu.

Bảng 2. Các chỉ tiêu cơ lý của đất yếu

Độ ẩm tự nhiên (%) Dung trọng (kN/m3) C(kPa) ф (°)

34.5 18.93 21.71 8.63

Đất yếu được chế bị với độ ẩm 37% và được cố kết với gia tốc n=80g trên thiết bị gia tốc li tâm, thời gian cố kết là 3h. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý và chỉ tiêu cường độ cho thấy gần đúng với chỉ tiêu của đất yếu ngoài thực tế, số liệu thể hiện chi tiết trong bảng 3.

Bảng 3. Chỉ tiêu cơ lý của nền đất yếu sau khi cố kết

No W(%) γ(kN/m3) C(kPa) ф(°) I 35.18 18.66 12.13 0.23 II 36.11 18.79 8.25 2.72 III 35.75 19.12 10.38 2.86 IV 35.65 18.96 12.50 2.35

(2) Đất đắp nền đường

Đất đắp nền đường cũng được lấy từ hiện trường về phòng thí nghiệm, là loại đất sét đỏ, thí nghiệm đầm chặt cho kết quả: độ ẩm tốt nhất là 10,8%, dung trọng khô lớn nhất là 21,7kN/m3; thể hiện trên hình 3. Trên cơ sở đó nền đắp của mô hình được tiến hành đầm chặt với K= 0.95.

21

Hình 3. Thí nghiệm đầm chặt đất đắp nền đường

Hình 4. Đường gia tải theo thời gian trên máy li tâm

(3) Vật liệu làm cọc

Nguyên trạng của vật liệu cọc CFG là bê tông xi măng có cường độ là C15~C20; đường kính là φ50cm. Dựa trên nguyên lý tương đương (EA tương đồng) và nguyên lý mật độ tương đồng, chọn dùng Tôn trắng có bề dày 0,3mm để chế tạo thành cọc có đường kính ngoài φ6.25mm, bên trong được đổ đầy bột đá (tương đương về trọng lượng). Độ cứng cọc của mô hình và nguyên dạng được thể hiện trên bảng 4.

Bảng 4. Độ cứng tương đương của cọc

Vật liệu E(MPa) A(mm2) EA

CFG nguyên dạng 2.3×104 3.07×10-5 0.705 Cọc tôn trắng 1.2×105 5.60×10-6 0.673

(4)Vật liệu lưới gia cường

Nguyên dạng của lưới gia cường là lưới địa kỹ thuật, nếu tuân theo tỉ lệ thu nhỏ thì không thể thực hiện được , tuy nhiên nếu tuân theo nguyên lý tương đương cường độ thì có thể mô phỏng được. Mô hình lựa chọn Đồng lá có cường độ kháng đứt là 375MPa, độ giãn dài là 8%, được chê tạo thành các dải

22

có bề rộng là 10mm, bố trí thành mạng có dạng lưới vuông 30x30mm, với cường độ kéo đứt là 300 kN/m ( gấp 6 lần cường độ kéo đứt của lưới gia cường nguyên dạng 50kN/m).

(5)Vật liệu mũ cọc

Nguyên dạng của vật liệu mũ cọc là bê tông xi măng có cường độ tương đương C20~C25 BTXM, chiều dầy mũ cọc là 400mm. Mô hình thí nghiệm chọn dùng bản Thép có môdun Ethép=210×103MPa để mô phỏng mũ cọc, trên nguyên tắc tương đồng cường độ kháng uốn, chọn được bề dầy thép tấm là 2,6mm, kích thước mũ cọc hình vuông với chiều dài một cạnh lần lượt là: 0; 11; 17; 23mm, tương dương với độ phủ mũ cọc lần lượt là: 2,5%, 10%, 23,8%, 43,5%, tương dương với khoảng cách giữa các cọc lần lượt là: 6; 3; 1,96; 1,46 lần đường kính cọc.

2.3. Qúa trình thí nghiệm

Mẫu đất được chế bi xong tiến hành cố kết trên thiết bị gia tốc li tâm với gia tốc n= 80g, thời gian 3h, để bảo đảm đất nền trong mô hình với đất nền ngoài thực tế là như nhau. Sau đó lần lượt trên các vị trí đã định vị sẵn tiến hành xử lý nền bằng cọc, và bố trí các thiết bị đo. Trong phạm vi của taluy nền đường bố trí một lớp đệm cát hạt trung ở giữa là lưới gia cường đã được chế tạo sẵn, tiếp đó đặt nền đường và sau cùng là bố trí hệ thống mạng các điểm đo trên mặt cắt của mô hình. Toàn bộ mô hình được chế bị xong sẽ tuân theo phương án gia tải đã được tính toán trên thiết bị gia tốc li tâm.

Để bảo đảm các bộ phận trong mô hình, đặc biệt là sự tiếp xúc của các thiết bị đo, loại bỏ một số điều kiện ảnh hưởng đến kết quả thí nghiệm khi chế bị mẫu, trước khi gia tải cho mô hình sẽ tiến hành giai đoạn khôi phục mô hình với gia tốc li tâm n=16g trong thời gian 2 phút. Mô hình thí nghiệm lựa chọn phương pháp đắp phân đoạn 4 lần tới cao độ thiết kế, với chiều cao nền đắp là 100mm, mỗi lần gia tải giá trị gia tốc đều được tính toán theo nguyên tắc tương đương . Mỗi giai đoạn đắp được qui đổi thông qua thời gian đắp thực tế là 45ngày, tổng thời gian thi công nền đắp là 180 ngày, sau đó là 185 ngày bảo đảm ổn định nền đường, tiếp đó là mô phỏng 4 năm sau thi công. Lịch trình gia tải thể hiện trên bảng 5 và hình số 4.

Bảng 5. Cấp gia tải trên máy li tâm

Giai đoạn Gia tốc (g) Thời gian gia tải (min)

Thời gian thực tế qui đổi (d)

Khôi phục mô hình 16 2 -

Đắp cao đến 2m 27.23 87.41 45 Đắp cao đến 4m 49.64 26.3 45 Đắp cao đến 6m 67.23 14.34 45 Đắp cao đến 8m 80 10.13 45

Ổn định 80 41.63 185 Sau thi công 1năm 80 82.125 365 Sau thi công 2năm 80 82.125 365 Sau thi công 3năm 80 82.125 365 Sau thi công 4năm 80 82.125 365

Toàn bộ quá trình thí nghiệm bao gồm các bước: chế bị mẫu, gia tải mẫu, dỡ mẫu và ghi chép, bảo lưu dữ liệu. Trong đó cụ thể hơn như: chế bị nền đất yếu, bố trí lớp đệm đầu cọc, chế tạo nền đắp, lắp đặt

23

các loại thiết bị, dỡ mẫu đồng thời tiến hành thí nghiệm một số chỉ tiêu cơ lý của đất nền, các số liệu đo được từ các nhóm thí nghiệm được sử dụng để tiến hành phân tích và so sánh.

3. Phân tích kết quả thí nghiệm

3.1. Biến dạng của nền

Sau khi gia tải kết thúc, độ lún và biến dạng của mô hình thí nghiệm No1 (là mô hình không bố trí mũ cọc hay mũ cọc có kích thước =0) thể hiện rõ ràng, nền đất hướng hai bên trượt trồi, nền đất bị phá hoại, chi tiết xem ảnh số 1. Các mô hình khác No2, 3, 4 có thiết kế bố trí mũ cọc thì độ lún và biến dạng đều nhỏ, nền đường ổn định, chi tiết xem trên ảnh số 2.

Ảnh 1. Tình trạng biến dạng của mẫu thí nghiệm số No1

Ảnh 2 Tình trạng biến dạng của mẫu thí nghiệm số No2

Như vậy kết quả số liệu thí nghiệm thể hiện: với điều kiện khoảng cách giữa các cọc là như nhau (6 lần đường kính cọc), kích thước mũ cọc càng tăng thì độ lún và biến dạng càng giảm (xem hình 5, 6, 7); Độ lún của đất nền tăng tương ứng với từng cấp gia tải, tăng nhanh trong giai đoạn thi công nền và giảm dần trong giai đoạn nền đường đưa vào sử dụng, chi tiết trên hình số 8. So sánh độ lún tại tim đường (sau thi công 4 năm) với trường hợp không bố trí mũ cọc (mô hình No1) thì khi có bố trí mũ cọc với kích thước lần lượt là: 11mm (No2), 17mm (No3), 23mm (No4) độ lún giảm dần với tỉ lệ: 72.3%, 88.6%, 91.4%，biến dạng theo phương ngang tại chân taluy cũng giảm dần với tỉ lệ lần lượt là: 85%, 91.7%, 98.3%. So sánh độ lún và biến dạng giữa các mô hình ta có, khi mũ cọc có kích thước >17mm thì hiệu quả của độ lún và biến rạng là không rõ ràng, như vậy theo các điều kiện của thí nghiệm với kích thước mũ cọc là 17mm, tương ứng với độ phủ mũ cọc là 23.8% là có hiệu quả nhất về kinh tế và kỹ thuật để khống chế độ lún và biến dạng.

Hình 5. Đường cong độ lún sau thí nghiệm của các mô hình

24

Hình 6. Đường cong biến dạng tại chân taluy theo phương ngang sau thí nghiệm của các mô hình

Hình 7. Độ lún và biến dạng theo độ phủ mũ cọc của các mô hình

Hình 8. Độ lún tại tim của các mô hình theo từng cấp tải trọng

Khi mũ cọc có kích thước tương ứng lần lượt là: 11, 17, 23mm thì giá trị độ lún tại tim đường của giai đoạn sau thi công và sau thi công 4 năm thể hiện trên bảng 6. So sánh độ lún sau thi công với các qui định tại qui trình thiết kế nền đường sắt cao tốc sử dụng đá balát[7,8], vận tốc thiết kế 300, 250, 200 Km/h độ lún qui định lần lượt là: 50,100,150mm thì khi bố trí mũ cọc có độ phủ tương ứng là: 43,5 %; 23,8%; 10% với độ lún sau thi công 4 năm:0,39; 0,92; 1,89mm, cơ bản thoã mãn các điều kiện của các qui trình trên về độ lún.

25

Bảng 6. Kích thước mũ cọc và độ lún sau thi công 4 năm

Kích thước a: (mm) 23 17 11

Độ phủ mũ cọc (%) 43.5 23.8 10

GĐ thi công (mm) 1.41 1.47 3.92

4 năm sau thi công (mm) 0.39 0.92 1.89

3.2. Ứng suất cọc

Kết quả thí nghiệm cũng cho thấy ứng suất của cọc biến đổi theo xu thế trước tăng sau giảm theo chiều sâu của cọc, xem chi tiết trên hình số 9. Ngoài ra, theo sự tăng dần của từng cấp tải trọng ứng suất trong cọc cũng thể hiện theo xu hướng tăng, xem chi tiết trên hình 10.

3.3. Ứng suất trong lưới gia cường

Kết quả thí nghiệm cho thấy ứng suất trong lớp gia cường theo phương mặt cắt ngang thể hiện hai bên taluy và tại tim đường là nhỏ, cực đại xuất hiện tại hai bên vai đường, hình thành dạng phân bố hình chữ M. Xem hình 11.

Theo sự biến thiên của thời gian và cấp tải trọng, ứng suất trong lưới gia cường của các mô hình tăng dần, thể hiện rõ trong giai đoạn thi công nền, giai đoạn ổ định nền và giai đoạn sau thi công 1 năm, sau đó ổn định và giảm dần, chi tiết thể hiện trên hình 12. So sánh giữa các mô hình cho thấy khi kích thước mũ cọc tăng lên độ lún của nền giảm và ứng suất trong lưới gia cường cũng giảm.

Hình 9. Ứng suất cọc của các mô hình khi nền đắp đến 4m

26

Hình 10. Ứng suất tại điểm đo số 2# theo cấp tải trọng

3.4. Áp lực đất trên đầu cọc và đất giữa các cọc

Áp lực đất trên đầu cọc và đất giữa các cọc giảm dần khi kích thước mũ cọc tăng lên, là một hàm nghịch biến với kích thước mũ cọc. Theo thời gian áp lực đất trên đầu cọc và đất giữa các cọc tăng lên, thể hiện rõ ở giai đoạn thi công nền, ổn định nền và sau thi công 1 năm tuy nhiên sau đó có xu thế giảm dần và ổn định khi nền đường thi công xong, xem chi tiết trên hình 13, 14. Trong đó mô hình No1 không bố trí mũ cọc, dẫn đến ứng suất tập trung vào đầu cọc, có biểu hiện rõ đâm sâu vào lớp đệm đầu cọc, gây đứt lưới gia cường, phá hoại lớp đệm đầu cọc, đồng thời áp lực đất giữa các cọc tăng cao, vượt qua sức chịu tải của đất nền, xuất hiện hiện tượng trượt phá hoại trong nền, biến dạng theo phương ngang lớn và đẩy nghiêng các cọc.

Số liệu thí nghiệm cho thấy, khi nền đắp thi công xong 1 năm, áp lực đất giữa các cọc giảm dần khi kích thước mũ cọc tăng lên, từ mô hình No1 đến mô hình No4 với giá trị trung bình là:85.07kPa giảm xuống 7.43kPa; Đồng thời áp lực đất đầu cọc cũng có hiện tượng tương tự giảm dần từ mô hình No1 đến No4 với giá trị trung bình là: 1383.53kPa giảm còn 846.50kPa. Hình 15 thể hiện qui luật của sự biến đổi.

Hình 11. Ứng suất trong lưới gia cường của các mô hình khi đắp xong nền đường.

27

Hình 12. Đường cong biểu diễn quan hệ tải trọng và ứng suất trong lưới gia cường

Hình 13. Đường cong thể hiện quan hệ giữa áp lựa đất giữa các cọc của các mô hình và cấp tải trọng

Hình 14. Đường cong thể hiện quan hệ giữa áp lựa đầu cọc của các mô hình và cấp tải trọng

Hình 15. Đường cong quan hệ giữa độ phủ cọc với áp lực đất đầu cọc và đất giữa các cọc

28

Từ kết quả thí nghiệm cho biết: Mô hình thí nghiệm No1không bố trí mũ cọc áp lực đất đầu cọc và đất giữa các cọc lần lượt là: 1535kPa và 96kPa, nền đất đã bị phá hoại; tuy nhiên với các mô hình bố trí mũ cọc là No2~No4 với áp lực đất đầu cọc và đất giữa các cọc lần lượt là: 524, 1223, 869kPa và 41, 16, 10kPa thì không những nền đường ổn định mà độ ổn định của nền đường còn tăng lên. Như vậy sơ bộ có thể phán đoán khi sử dụng cọc cường độ cao tiến hành xử lý nền đắp trên đất yếu thông qua việc thiết kế bố trí mũ cọc hợp lý (độ phủ mũ cọc) để tiến hành khống chế áp lực đất đầu cọc, đất giữa các cọc và lực kéo trong lưới gia cường là nhân tố quan trọng để điều tiết phân bổ tải trọng và khống chế độ lún, biến dạng của nền đường.

Hình 16. Đường cong quan hệ giữa tải trọng và tỉ số áp lực cọc/đất

Hình 16 cho thấy áp lực đất đầu cọc lớn hơn nhiều so với áp lực đất giữa các cọc, tỉ số áp lực đất trên đầu cọc/áp lực đất giữa các cọc gọi là tỉ số áp lực cọc/đất, có giá trị tăng lên khi cấp gia tải tăng. Hình 17 còn cho thấy trong khoảng thời gian từ lúc đắp xong nền đường cho đến 1 năm sau thì tỉ số áp lực cọc/đất tăng dần theo kích thước mũ cọc từ mô hình 1 đến 4 với giá trị là: 16.53 và 134.26. Như vậy khi kích thước mũ cọc tăng lên, đất giữa các cọc chịu áp lực giảm dần với tốc độ nhỏ hơn áp lực đất trên đỉnh cọc.

Hình 17. Đường cong quan hệ giữa độ phủ của cọc và tỉ số áp lực cọc/đất

4. Kết luận

1) Việc thiết kế mũ cọc trên đỉnh cọc cường độ cao làm nâng cao sức chịu tải của cọc, điều chỉnh và phân phối lại tải trọng giữa cọc và đất nền, nêng cao tính ổn định của nền đường; Thậm trí trong trường hợp khoảng cách thiết kế giữa các cọc là 3m, là một khoảng cách bố trí rất thưa thì việi thiết kế trên đỉnh cọc một mũ cọc có kích thước tối thiểu cũng thực hiện được việc khống chế độ lún và biến dạng của đất nền, giảm lực kéo gây ra trong lưới gia cường của lớp đệm đầu cọc, cải thiện áp lực giữa cọc và đất. Kêt quả thí nghiêm cho thấy khi độ phủ mũ cọc biến thiên trong khoảng 2,5%～43,5% thì độ lún tại tim

29

đường tương ứng là: 21,00~1,81mm, biến dạng tại chân taluy tương ứng là: 17,66~0,30mm, ứng suất trong lưới gia cường tương ứng là: 3793~ 1754 ��, áp lực đất tại đỉnh cọc tương ứng là: 1384~869kPa, áp lực đất giữa các cọc tương ứng là: 74~10kPa, tỉ số áp lực cọc/đất tương ứng là: 24,98~124,26

2) Kích thước mũ cọc có ảnh hưởng lớn đến áp lực đất đầu cọc, đất giữa các cọc và ứng suất kéo đứt trong lưới gia cường của nền đường liên hợp sử dụng cọc cường độ cao. Việc thiết kế bố trí một mũ cọc với độ phủ mũ cọc hợp lý sẽ là phương pháp tối ưu để điều phối sức chịu tải, khống chế độ lún và biến dạng của nền đường. Kết quả thí nghiệm cho thấy, trong điều kiện khoảng cách giữa các cọc là 6 lần đường kính cọc, nếu không thiết kế bố trí mũ cọc thì áp lực tập trung chính ở đầu cọc, đâm sâu vào lớp đệm đầu cọc, lưới gia cường có hiện tượng đứt, áp lực của đất giữa các cọc vượt quá sức chịu tải của đất, độ lún và biến dạng của nền lớn, nền đường phát sinh trượt; Ngược lại nếu thiết kế bố trí mũ cọc với độ phủ nhất định thì: giảm ứng suất đỉnh cọc và đất giữa các cọc, giảm ứng suất trong lưới gia cường, nâng cao khả năng chống đâm xuyên của lớp đệm đầu cọc, giảm độ lún và biến dạng của nền đường. Khi kích thước cọc bố trí với 0,35; 0,50; 0,65 lần khoảng cách giữa các cọc thì độ lún sau thi công của nền đường thoả mãn các điều kiện về độ lún của nền đường sắt cao tốc sử dụng đá balát với vận tốc thiết kế tương ứng 200, 250, 300 Km/h.

3) Lưới gia cường đầu cọc của nền đường liên hợp sử dụng cọc cường độ cao có bố trí thiết kế mũ cọc có sơ đồ chịu lực (ứng biến) dạng hình chữ M phân bố theo mặt cắt ngang, cự trị đạt được tại hai vai đường, so sánh với mặt cắt trượt phá hoại của nền đường thì sơ đồ chịu lực là tương đối hơp lý. ứng suất xuất hiện trong cọc theo xu thế tăng dần đến cực trị và giảm theo chiều dài cọc, gia trị lớn nhất đạt được tại vị trí cách đỉnh cọc là 21,5m. Độ lún và biến dạng của nền đường có tính chất đối xứng qua tim đường, độ lún chủ yếu phát sinh tại bề mặt của đất nền, biến dạng theo phương ngang chủ yếu xuất hiện tại chân taluy.

Ghi chú: Việc sử dụng số liệu thí nghiệm đã được sự đồng ý của Trường Đại học giao thông Tây Nam – Trung Quốc.

Tài liệu tham khảo [1]. Yan Ming Li, Zhang Dong Gang (2006). Technology and Engineering practice of CFG pile composite

foundation. China Water resources & Hydropower press (in Chinese).

[2]. China railway siyuan survey and design group co., ltd…(2007). Jing-Hu high-speed railway research comprehensive technology of CFG pile composite foundation[R] (in Chinese).

[3]. He Hua Wu (2005). Technology of ballastless track[M]. China Railway publishing house (in Chinese).

[4]. Ministry of Railway (2005). Interim design provisions for ballastless track passenger special line of railway (in Chinese).

[5]. China academy of architectural enginnering (2002). Technical code for building foundation treatment[S]. China architecture & Building press (in Chinese).

[6]. Ministry of Communications. Specigication for design of Highway Subgrades [S]. (in Chinese)

[7]. Ministry of Railway (2007). Interim design provisions for a new 300 km/h passenger special line of railway[S] (in Chinese).

[8]. Ministry of Railway (2005). Interim design provisions for a new 200~250 km/h passenger special line of railway[S] (in Chinese).

30


Nghiên cứu chế tạo bê tông xi măng poóc lăng R1 ngày >50 MPa trên cơ sở phụ gia siêu dẻo rắn nhanh tổng hợp dùng cho sản xuất tà vẹt bê tông DƯL không có dưỡng hộ nhiệt ThS. Phạm Đức Hiếu

ThS. Nguyễn Tuấn Hiển và nhóm kỹ sư VLXD

Viện Chuyên ngành Vật Liệu xây dựng và Bảo vệ công trình

Tóm tắt: Trong công nghệ chế tạo tà vẹt bê tông dự ứng lực theo thiết kế của hãng Voshlo (Đức) yêu cầu cường độ bê tông đạt 49 MPa mới cho phép cắt thép dự ứng lực (DƯL), tháo khuôn. Vì vậy một số dây truyền sản xuất có sử dụng hệ thông bảo dưỡng nhiệt, cho phép tháo khuôn trong 1 ngày. Tuy nhiên có thể sử dụng phụ gia rắn nhanh tổng hợp để chế tạo bê tông đạt yêu cầu với thời gian tương đương mà không cần đến hệ thông dưỡng hộ nhiệt. Trong phạm vi bài báo, tác giả sử dụng phụ gia siêu dẻo rắn nhanh tổng hợp chế tạo bê tông xi măng có cường độ R1ngày đạt 50 MPa. Thực nghiệm tiến hành với việc sử dụng phụ gia siêu dẻo thông thường, phụ gia siêu dẻo rắn nhanh tổng hợp và mẫu đối chứng. Kết quả thực nghiệm cho thấy khi sử dụng phụ gia rắn nhanh tổng hợp có thể chế tạo được bê tông đạt 55 MPa trong 1 ngày, đồng thời cường độ 28 ngày đạt giá trị cao (đến 80 MPa).

Abstract: In manufacturing technology of pre-stressed concrete sleepers according to design of Voshlo (Germany), it is required that only when concrete reaches the strength of 45 MPa, it is allowed to cut prestress bar and remove the mold. Thus, in some manufacturing line, a thermal maintaining systems are used for allowing removing mold within a day. However, some synthesis fast harderning admixture for concrete production while keeping requirement with equal time without needing the thermal manufacturing system. Within this paper, the author presents the application of synthesis supper plastic admixture for production of fast harderning concrete with strength R1day of 50 MPa and introduces the test with reference sample. Experimental results shows that synthetic fast harderning admixture can be used for producing the concrete that can reach 55 Mpa in one day, and high strength after 28 days (up to 80 MPa).

1. Giới thiệu Trong công nghệ bê tông đúc sẵn, đặc biệt đối với sản phẩm có sử dụng cáp, thép dự ứng lực, thời

gian để bê tông đạt cường độ tối thiểu để có thể áp dụng các biện pháp công nghệ là đường găng trong sản xuất. Việc giảm thời gian này càng nhiều thì hệ số sản lượng càng lớn, khả năng quay vòng ván khuôn càng nhanh. Có nhiều phương pháp để nâng cao cường độ ban đầu của bê tông. Phương pháp phổ biến nhất là bảo dưỡng nhiệt hoặc bảo dưỡng trong autoclave (trong điều kiện áp suất và nhiệt độ cao). Phương pháp này cho phép bê tông đạt cường độ yêu cầu trong thời gian nhanh nhất. Tuy nhiên chi phí cho quá trình bảo dưỡng nhiệt thường lớn và chỉ phù hợp với các nhà maý bê tông đúc sẵn công suất lớn. Ngoài ra một số cấu kiện bê tông không thể sử dụng phương pháp này do có gắn các phụ kiện dạng polyme, nhựa hoặc các chất có khả năng phân hủy hoặc giảm tuối thọ ở nhiệt độ cao (>700C).

Một phương pháp khác là sử dụng các phụ gia rắn nhanh kết hợp với phụ gia siêu dẻo thế hệ 3 (gốc polycarboxylate) làm tăng cường độ bê tông ở tuổi sớm ngày, giảm thời gian đạt mác yêu cầu của kết cấu. Sự xuất hiện của phụ gia siêu dẻo thế hệ mới cho phép giảm lượng nước tự do khi trộn đến mức thấp nhất, làm cho bê tông pháp triển cường độ sớm. Kết hợp phụ gia siêu dẻo này với các loại phụ gia rắn nhanh cho phép chế tạo bê tông đạt cường cường độ cao trong thời gian rất ngắn. Thời gian luân chuyển ván khuôn của phương pháp này có thể kéo dài hơn so với phương pháp bảo dưỡng nhiệt. Tuy nhiên nó cho phép nhà sản xuất có thể linh hoạt trong quá trình chế tạo sản phẩm, đáp ứng nhanh khi cần số lượng sản phẩm lớn hoặc kéo dài chu trình sản xuất và giảm chi phí sản xuất khi cần.

31

Hiện có rất nhiều loại hóa phẩm được sử dụng làm phụ gia rắn nhanh cho bê tông như: Phụ gia rắn nhanh gốc vô cơ (Canxi clorua, Canxi nitrat, Canxi nitrit, Natri Thiocynate, Canxi Thiocynate...), phụ gia rắn nhanh nguồn gốc hữu cơ như (Alkanolamines: Triethenolamine, Diethanolamine, Monoethanolamine), Nitroalcohols, Canxi Formate... Từ các loại phụ gia rắn nhanh này có thể kết hợp cùng với phụ gia siêu dẻo để chế tạo bê tông có cường độ cao sớm phù hợp với mục đích sử dụng. Ngoài ra có thể kết hợp thêm một số loại hợp chất khác như : hydroxylalkylamine (N,N,N’-tri (hydroxyethyl)ethylenediamin,N,N,N’-tri(hydroxyethyl)diethylenediamin,N,N,N’-di(hydroxyethyl)ethylenediamin[1]…,để tăng cường độ dài ngày của bê tông, aminoalcohol, polysilosane, block EO/PO đóng vai trò khử bọt nhằm giảm lượng bọt khí trong bê tông. Hiệu quả tăng cường độ cho bê tông của các loại phụ gia phụ thuộc nhiều vào hàm lượng phụ gia sử dụng, loại xi măng sử dụng. Canxi clorua là phụ gia rắn nhanh được biết đến nhiều và được sử dụng sớm nhất (1885) [2]. Chúng có hiệu quả cao đối với các loại xi măng khác nhau, giá thành rẻ. Cường độ bê tông phát triển nhanh ở những ngày đầu. Sau 7 ngày cường độ bê tông pháp triển chậm lại. Hiện nay nhiều nước đã không sử dụng hóa phẩm này làm phụ gia cho bê tông, đặc biệt bê tông dự ứng lực do chúng có thể làm tăng quá trình ăn mòn cốt thép trong bê tông và giảm khả năng ăn mòn sulphat của bê tông[1]

Trong quá trình tìm kiếm phụ gia rắn nhanh không gây ăn mòn cốt thép thay thế canxi clorua, năm 1962, Dodson [3.4] đã nghiên cứu sử dụng canxi formate làm phụ gia rắn nhanh. Năm 1969, Angtadt và Hurley [4] đã sử dụng canxi nitrat làm phụ gia rắn nhanh. Sau đó có rất nhiều nghiên cứu về các loại phụ gia rắn nhanh này. Theo nghiên cứu của Jusnes[5], canxi nitrat có hiệu quả cao với xi măng có hàm lượng aluminate cao và nhiệt độ thủy hóa của bê tông thấp. Khi môi trường nhiệt độ thấp (5-200C) chúng có hiệu quả thúc đẩy đông kết cao. Tuy nhiên khi nhiệt độ môi trường cao (>250C) thì hiệu quả này không thật sự rõ ràng.

Sử dụng Natri thiocynate, alkanolamine làm phụ gia rắn nhanh có hiệu quả cao ngay cả khi hàm lượng sử dụng nhỏ. Tuy nhiên hiệu quả của chúng còn phụ thuộc nhiều vào thành phần hóa học của xi măng. Ví dụ khi dùng Triethanolamine trong bê tông, với hàm lượng < 0.02% chúng là phụ gia rắn nhanh, khi hàm lượng sử dụng > 0.05% chúng lại đóng vai trò kéo dài ninh kết cho bê tông. Thông thường Triethanolamine thường được sử dụng kết hợp với các loại phụ gia rắn nhanh khác.

Nhiều nghiên cứu đã sử dụng kết hợp nhiều loại phụ gia rắn nhanh khác nhau để tăng khả năng phát triển cường độ ban đầu của bê tông. Theo [6] khi sử dụng kết hợp NaSCN và TEA có thể tăng cường độ lên đến 1.8 lần (bê tông mác 30 MPa). Một số nghiên cứu khác lại kết hợp giữa Canxi Nitrat và Hydroxylcarbonate để làm phụ gia tăng cường độ.

Chế tạo bê tông mác cao (>60 MPa) luôn cần phụ gia siêu dẻo thế hệ 3 gốc Polycarboxylate. Do vậy tác giả tiến hành thực nghiệm kết hợp phụ gia siêu dẻo và phụ gia rắn nhanh tổng hợp để đạt mục đích. Tác giả tiến hành pha chế, theo dõi và thử nghiệm phụ gia trên bê tông để đánh giá khả năng phù hợp của chúng, sự ổn định chất lượng phụ gia trong thời gian 6 tháng.

2. Nội dung nghiên cứu:

2.1 Nguyên vật liệu sử dụng

Tác giả tiến hành thực nghiệm trên cơ sở các nguyên liệu cơ bản có sẵn trong nước. Xi măng sử dụng được lựa chọn từ các loại xi măng phổ biến trên thị trường và có chất lượng ổn định. Qua kinh nghiệm sử dụng cho thấy xi măng Nghi Sơn cho cường đô ban đầu và cường độ dài ngày cao. Cốt liệu nhỏ sử dụng để chế tạo bê tông mác cao cần có modul độ lớn > 2.5, thành phần hạt, các tính chất khác phải phù hợp theo TCVN 7572:2006. Cốt liệu lớn sử dụng để chế tạo bê tông cần lựa chọn kỹ. Đá phải có cường độ cao, hàm lượng thoi dẹt ở mức thấp nhất. Các chỉ tiêu khác phải phù hợp theo TCVN 7572: 2006. Từ đó tác giả tiến hành lựa chọn cốt liệu nhỏ là cát vàng Sông Lô, cốt liệu lớn sử dụng đá dăm Phủ Lý. Tính chất của nguyên vật liệu sử dụng được trình bày trên các bảng 1 – 4.

32

Bảng 1. Kết quả phân tích thành phần khoáng hoácủa xi măng Nghi Sơn PCB 40

STT Chỉ tiêu thử Đơn vị tính Kết quả 1 MKN % 0,64 2 Cl- % 0,05 3 MgO % 0,06 4 SO3 % 1,80 5 SiO2 % 21,65 6 Fe2O3 % 3,42 7 Al2O3 % 5,25 8 CaO % 65,0 9 Hàm lượng kiềm tổng % 0,90

10 C3S % 51,74 11 C2S % 24,20 12 C3A % 8,16 13 C3AF % 10,35

Bảng 2. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý của xi măng

Chỉ tiêu thí nghiệm Đơn vị Kết quả Phương pháp thử

1. Khối lượng riêng g/cm3 3,15

% 2,0 2. Độ mịn

( cm2/g ) 3560

TCVN 4030-2003

3. Độ dẻo tiêu chuẩn % 26,5 TCVN 6017-95

4. Độ ổn định thể tích

( Phương pháp Lesatelie )

mm 0,5 TCVN 6017-95

5. Thời gian đông kết TCVN 6017-95

- Bắt đầu đông kết. Giờ – phút 1h40’

- Kết thúc đông kết. Giờ – phút 3h25’

6. Giới hạn bền nén. TCVN 6016-95

- 3 ngày. MPa 26,5

- 28 ngày MPa 44,8

7. Cường độ uốn TCVN 6016-95

- 3 ngày. MPa 7,1

- 28 ngày MPa 9,5 Bảng 3. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý của cát vàng

Chỉ tiêu thí nghiệm Đơn vị Kết quả Phương pháp thử 1.Khối lượng riêng g/cm3 2,63 TCVN 7572:2006 2.Khối lượng thể tích xốp kg/ m3 1450 TCVN 7572:2006 3.Hàm lượng chung bụi,bùn sét % 0,31 TCVN 7572:2006 4.Tạp chất hữu cơ Mầu chuẩn Sáng hơn TCVN 7572:2006 5.Hàm lượng mi ca % 0,3 TCVN 7572:2006 6.Phân tích thành phần hạt

33

Chỉ tiêu thí nghiệm Đơn vị Kết quả Phương pháp thử Đường kính lỗ sàng (d – mm) 5,0 2,5 1,25 0,6 0,3 0,15 Lượng sót tích luỹ trên sàng (A - %) - 9,3 25,2 46,2 80,2 94,8 Lượng lọt qua sàng (%) - 90,7 74,8 53,8 19,8 5,2

Bảng 4. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý của đá dăm

Chỉ tiêu thí nghiệm Đơn vị Kết quả Phương pháp thử

1. Khối lượng riêng g/cm3 2,68 TCVN 7572:2006 2. Khối lượng thể tích xốp kg/m3 1440 TCVN 7572:2006 3. Hàm lượng chung bụi, bùn, sét % 0,1 TCVN 7572:2006 4. Hàm lượng thoi dẹt % 2,0 TCVN 7572:2006 5. Hàm lượng mềm yếu % 0 TCVN 7572:2006 6.Phân tích thành phần hạt Đường kính lỗ sàng (d - mm) 40 20 10 5 Lượng sót tích luỹ trên sàng(A- %) 0 0,8 49,2 96,2 Lượng lọt qua sàng (%) 100 99,2 50,8 3,8

Phụ gia hóa học: Trên cơ sở so sánh hiệu quả tăng cường độ của bê tông khi sử dụng các loại phụ gia khác nhau, tác giả sử dụng các loại phụ gia sau:

1. Phụ gia siêu dẻo gốc polycarboxylate do hãng KG chemical (Hàn Quốc) sản xuất.

2. Phụ gia siêu dẻo rắn nhanh trên cơ sở phụ gia siêu dẻo với hàm lượng phụ gia rắn nhanh (NaSCN) thay đổi.

3. Phụ gia siêu dẻo bổ xung hợp chất tăng cường độ gốc hydroxylalkylamine

4. Phụ gia siêu dẻo rắn nhanh bổ xung hợp chất tăng cường độ gốc hydroxylalkylamine

Từ các nguyên liệu trên, tiến hành thực nghiệm xác định thời gian ninh kết của hồ xi măng, tính công tác của bê tông, sự phát triên cường độ nén của bê tông.

2.2 Cấp phối bê tông thực nghiệm

Sử dụng cấp phối cơ bản là bê tông mác 70 MPa. Thay đổi loại phụ gia sử dụng, giữ nguyên các thành phần khác nhằm đánh giá sự thay đổi các tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông. Cấp phối bê tông thực nghiệm được trình bày trên bảng 5.

Bảng 5: Cấp phối bê tông thực nghiệm

Thành phần cấp phối Ký

hiệu

Độ sụt

cm X

kg

C

kg

Đ

kg

N

kg

PGSD

(lít/100kgX)

PGRN

(kg/100kgX)

PGTCĐ

(lít/100kgX)

M1 10± 2 530 650 1200 132 0.8 - -

M2 10± 2 530 650 1200 132 0.8 0.05 -

M3 10± 2 530 650 1200 130 0.8 0.1 -

M4 10± 2 530 650 1200 128 0.8 0.15 -

M5 10± 2 530 650 1200 128 0.8 - 0.04

M6 10± 2 530 650 1200 130 0.8 - 0.06

M7 10± 2 530 650 1200 130 0.8 - 0.08

M8 10± 2 530 650 1200 127 0.8 0.1 0.06

34

2.3. Phương pháp thí nghiệm:

Tiến hành thực nghiệm xác định thời gian ninh kết của hồ xi măng và cường độ nén của bê tông. Các bước tiến hành phù hợp theo các tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam.

2.4. Kết quả thực nghiệm:

Thời gian ninh kết của hồ xi măng và cường độ nén của bê tông nghiên cứu được trình bày ở bảng 6:

Bảng 6: Thời gian ninh kết của hồ xi măng và cường độ nén của bê tông thí nghiệm

Thời gian ninh kết

của hồ XM, phút

Cường độ nén của bê tông, MPa Ký

hiệu

Độ sụt

thực tế

cm Bắt đầu Kết thúc 1 ngày 2 ngày 3 ngày 7 ngày 28 ngày

M1 10 95 200 42 55 60 68 75

M2 12 85 175 45 57 64 70 77

M3 12 80 170 48 60 66 72 79

Thời gian ninh kết

của hồ XM, phút

Cường độ nén của bê tông, MPa Ký

hiệu

Độ sụt

thực tế

cm Bắt đầu Kết thúc 1 ngày 2 ngày 3 ngày 7 ngày 28 ngày

M4 11 70 140 48 58 63 68 73

M5 12 95 210 46 62 67 76 85

M6 12 90 195 52 69 74 81 89

M7 11 105 230 48 64 69 77 85

M8 12 75 160 55 68 72 80 88

2.4.1. Thời gian ninh kết của hồ xi măng

0

40

80

120

160

200

240

M1 M2 M3 M4 M5 M6 M7 M8Bắt đầu ninh kết, phút Kết thúc ninh kết, phút

Hình 1: Thời gian ninh kết của hồ xi măng nghiên cứu

Từ thực nghiệm cho thấy thời gian ninh kết của hồ xi măng khi sử dụng kết hợp giữa phụ gia rắn nhanh và phụ gia siêu dẻo (mẫu M2 – M4) giảm khi lượng dùng phụ gia rắn nhanh tăng. Trong phạm vi nghiên cứu, khi lượng PGRN sử dụng bằng 0.15 X, thời gian kết thúc ninh kết giảm 30% so với mẫu đối chứng (chỉ sử dụng phụ gia siêu dẻo).

35

Thực nghiệm cũng cho thấy khi sử dụng kết hợp phụ gia siêu dẻo và phụ gia tăng cường độ, Hàm lượng PGTCĐ < 0.06%X, thời gian ninh kết của bê tông có xu hướng giảm. Tuy nhiên khi hàm lượng sử dụng 0.08% X lại cho thấy thời gian bắt đầu, kết thúc ninh kết của bê tông tăng. Mức tăng lần lượt là 10% và 15%.

Cấp phối M8 có sự kết hợp giữa 3 loại phụ gia cho thấy thời gian bắt đầu và kết thúc ninh kết đều giảm so với đối chứng. Mức giảm thời gian bắt đầu ninh kết là 21%, mức giảm thời gian kết thúc ninh kết là 20%.

Các mẫu hồ xi măng có sử dụng phụ gia đều có thời gian ninh kết thỏa mãn điều kiện đóng rắn thông thường theo tiêu chuẩn việt nam..... đồng thời phù hợp với quá trình thi công trong thực tế.

2.4.2. Cường độ nén của bê tông

Thực nghiệm cho thấy, cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia rắn nhanh và phụ gia tăng cường độ tăng cả ở tuổi sớm ngày và dài ngày so với đối chứng. Kết quả so sánh tốc độ phát triển cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia rắn nhanh tổng hợp (Rx/R28) và cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia rắn nhanh so với đối chứng (Rmx/Rđc) ở cùng ngày tuổi được đưa ra ở bảng 7.

Bảng 7. Sự phát triển cường độ của bê tông thí nghiệm

Cường độ nén của bê tông, MPa Ký hiệu

1 ngày 2 ngày 3 ngày 7 ngày 28 ngày

M1 42 55 60 68 75

% R28 56 73 80 89 100

Rđc/Rđc 1 1 1 1 1

M2 45 57 64 70 77

% R28 58 74 83 91 100

Rm2/Rđc 1,07 1,04 1,07 1,04 1,03

M3 48 60 66 72 79

% R28 61 76 84 91 100

Rm3/Rđc 1,14 1,09 1,10 1,07 1,05

M4 48 58 63 68 73

% R28 66 79 86 93 100

Rm4/Rđc 1,14 1,05 1,05 1,01 0,97

M5 46 62 67 76 85

% R28 54 73 79 89 100

Rm5/Rđc 1,10 1,13 1,12 1,13 1,13

M6 52 69 74 81 89

% R28 58 78 83 91 100

Rm6/Rđc 1,24 1,25 1,23 1,21 1,19

M7 48 64 69 77 85

% R28 56 75 81 91 100

Rm7/Rđc 1,14 1,16 1,15 1,15 1,13

36

Cường độ nén của bê tông, MPa Ký hiệu

1 ngày 2 ngày 3 ngày 7 ngày 28 ngày

M8 55 68 72 80 88

% R28 63 77 82 91 100

Rm8/Rđc 1,31 1,24 1,20 1,19 1,17

Trên hình 2 minh hoạ đường cong phát triển cường độ của bê tông sử dụng PGSD+PGRN và đối chứng.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 7 14 21 28Thời gian, ngày

Cườ

ng độ

nén,

MPa M1

M2M3M4

Hình 2. Sự phát triển cường độ nén của bê tông sử dụng PGSD+ PGRN và đối chứng theo thời gian

Khi sử dụng phụ gia rắn nhanh với hàm lượng 0.05% và 0.1% lượng dùng xi măng, cường độ 1 ngày của bê tông tăng lên theo hàm lượng sử dụng phụ gia rắn nhanh (tăng lần lượt 1.07 và 1.14 lần). Tuy nhiên khi tiếp tục tăng lượng PGRN 0.15% lượng dùng xi măng, cường độ nén 1 ngày không tiếp tục tăng. Sự phát triển cường độ nén của bê tông khi sử dụng PGRN sảy ra rất nhanh trong 3 ngày đầu sau đó chậm dần lại. Sau 7 ngày tốc độ phát triển chậm hơn bê tông đối chứng. Về mặt giá trị cường độ nén ở tuổi 28 ngày, mẫu sử dụng PGRN với hàm lượng 0.05% và 0.1% tăng 3% và 5%. Khi sử dụng đến 0.15% X, cường độ nén tại 28 ngày tuổi lại giảm (-3%). Điều này có thể là do bê tông phát triển cường độ quá nhanh trong thời gian đầu dẫn đến cấu trúc bê tông không hoàn thiện, từ đó dẫn đến cường độ nén giám ở tuổi dài ngày.

37

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100


Cườ

ng độ

nén,

MPa M1

M5M6M7

Hình 3. Sự phát triển cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia tổng hợp và đối chứng theo thời gian

Khi sử dụng PGTCĐ, cường độ nén của bê tông tăng ở tất cả các tuổi so với mẫu đối chứng. Tốc độ phát triển cường độ nén ở các tuổi cũng tương tự như mẫu đối chứng. Cường độ nén ở 1 ngảy tuổi tăng so với đối chứng từ 1.10 – 1.24 lần. Cường độ nén ở 28 ngày tuổi cũng tăng từ 1.13 – 1.19 lần. Sự phát triển cường độ của bê tông sử dụng 0.06% X cho cường độ phát triển ban đầu và sau cùng cao nhất.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100


Cườ

ng độ

nén,

MPa M1

M3M6M8

Hình 4. Sự phát triển cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia tổng hợp và đối chứng

Trên hình 4 mô tả sự phát triển cường độ nén của bê tông sử dụng phụ gia rắn nhanh tổng hợp cùng với phụ gia rắn nhanh riêng lẻ. Từ kết quả cho thấy, khi bê tông sử dụng rắn nhanh tổng hợp cho cường độ nén 1 ngày cao nhất (đến 55 MPa). Tuy nhiên sau 2 ngày thuỷ hoá, cường độ của bê tông sử dụng phụ gia siêu dẻo kết hợp với hoạt chất tăng cường độ cho cường độ nén cao nhất. Tại tuổi 28 ngày, cường độ nén tăng so với đối chứng đến 19%.

38

Khi sử dụng kết hợp PGRN và PGTCĐ với hàm lượng 0.1% và 0.06 % X trong bê tông, cường độ nén của bê tông cũng phát triển rất tốt. Sau 28 ngày, cường độ nén tăng so với đối chứng 17%.

Từ những kết quả thực nghiệm ban đầu trên, ta thấy có thể chế tạo được phụ gia rắn nhanh tổng hợp trên cơ sở phụ gia siêu dẻo thế hệ 3 đạt được mục tiêu cho cường độ nén của bê tông đạt > 50 MPa.

Nghiên cứu cũng tiến hành trộn lẫn 3 loại phụ gia với tỷ lệ PGSD: PGRN:PGTCĐ là 0.8:0.1:0.06 và theo dõi sự ổn định của chúng. Kết quả cho thấy, sau 03 tháng, chất lượng phụ gia khi sử dụng vẫn ổn định và không hình thành cặn hoặc tạo váng.

3. Kết luận - Có thể chế tạo được bê tông sau 24h đạt cường độ nén > 50 MPa bằng phụ gia rắn nhanh tổng

hợp.

- Có thể kết hợp PGSD với PGTCĐ vẫn có thể chế tạo được bê tông đạt cường độ nén > 50 MPa trong 1 ngày. Cường độ nén của bê tông ở tuổi 28 ngày cho kết quả cao nhất.

- Thời gian ninh kết của bê tông sử dụng phụ gia tổng hợp vẫn phù hợp với tiêu chuẩn việt nam và thực tế thi công.

4. Kiến nghị Cần nghiên cứu thêm ảnh hưởng của phụ gia rắn nhanh tổng hợp với các loại xi măng khác.

Nghiên cứu sự kết hợp của phụ gia rắn nhanh tổng hợp với phụ gia siêu mịn hoạt tính để tạo ra bê tông tính năng cao hơn.

Theo dõi, kiểm tra thêm độ ổn định của phụ gia chế tạo trong các điều kiện môi trường khác nhau và trong thời gian dài hơn (6 tháng hoặc lâu hơn).

Tài liệu tham khảo [1]. Roger Rixom and Noel Mailvaganam (1999). Chemical Admixtures for Concrete, Third edition [2]. Dodson VH (1990) Concrete Admixture. VN Reinhold, New York [3]. Dodson VH, Farkas E, Rosenberg AM (1965). US Patent 3,210,207. [4]. Angtadt RL, Hurley FR (1969). US Patent 3,427,175. [5]. International Patent Classification: C04B/35, International Publication Number: WO83/01061, 31 March

1983. [6]. International Patent Classification: C04B24/12, International Publication Number: WO2004/076376, 10

February 2004.

39


Đánh giá công tác xây dựng mặt đường bê tông nhựa polime cho đường cất hạ cánh của Cảng Hàng không Cần Thơ ThS. Trần Phương Hùng

KS. Vũ Thế Tuấn

ThS. Lê Anh Tuấn


Viện Khoa học và công nghệ GTVT

Tóm tắt. Bê tông nhựa polime có nhiều ưu điểm: ổn định cường độ ở nhiệt độ cao, khả năng chống hằn lún vệ bánh xe, khả năng kháng mỏi, khả năng liên kết đá-nhựa cao hơn so với bê tông nhựa thông thường nên thường được áp dụng cho những tuyến đường chịu xe tải nặng, đoạn qua trạm thu phí, bãi đỗ xe... Bê tông nhựa polime cũng được nhiều nước áp dụng để xây dựng đường hạ cất cánh, đường lăn cho cảng hàng không. Với nhiều ưu điểm nổi bật nêu trên, Bộ GTVT đã phê duyệt áp dụng bê tông nhựa polime cho đường hạ cất cánh của Cảng hàng không Cần thơ. Bài báo này đưa ra các phân tích, đánh giá những nội dung liên quan đến tổ chức thi công, kiểm tra chất lượng thi công mặt đường bê tông nhựa polime tại Cảng hàng không Cần thơ, qua đó đưa ra những nhận xét kết luận và kiến nghị cần thiết để nâng cao chất lượng xây dựng loại lớp phủ này.

Abstract. The Polymer Modified Asphalt Concrete (PAC) using Polymer Modified Bitumen (PMB) had proven outstanding performance against conventional bitumen concrete. When PMB is used, many properties of Asphalt Concrete will be significantly improved, such as: stability at high temperature, resistance to rutting and fatigue, bonding between aggregate and binder. Therefore, PAC has been used for the projects with special criteria: heavy loaded traffic roads, parking lots, toll stations....PAC is also used for runway and taxiway of the airports in many countries. Due to the above mentioned strong points, the runway of Cantho Airport was built by BTNP following the approval of Ministry of Transport. This paper includes evaluation and analysis obtained from construction process and Quality Control activities of BTNP in Cantho Airport. The paper also reveals conclusions and recommendations for improvement of construction of BTNP in the future.

1. Quy mô xây dựng Cảng hàng không Cần Thơ Cảng Hàng không Cần Thơ nằm giữa vùng đồng bằng châu thổ Sông Mê Kông, được xây dựng

trên vùng đất yếu và điều kiện địa chất thay đổi rất phức tạp. Để đảm bảo tính bền vững cho công trình mang tầm chiến lược này, Chủ đầu tư và Tư vấn thiết kế đã lựa chọn nhiều giải pháp kỹ thuật tiên tiến, lần đầu tiên áp dụng tại Việt Nam, đòi hỏi sự tập trung cao độ và nỗ lực của tất cả các bên có liên quan từ thiết kế, thi công, đến giám sát quản lý chất lượng. Các giải pháp công nghệ tiên tiến áp dụng cho Cảng hàng không Cần thơ có thể kể đến là:

- Giải pháp gia cố đất yếu bằng cọc đất-xi măng, giải pháp sử dụng lưới Hatelit C chống nứt cho lớp mặt đường bê tông nhựa được áp dụng có quy mô lớn nhất từ trước tới nay.

- Giải pháp xây dựng lớp mặt đường bằng bê tông nhựa polime, sử dụng nhựa cải thiện polime lần đầu tiên được áp dụng tại Việt nam.

Đường hạ cất cánh của sân bay Cần Thơ dài 2400 m, rộng 45 m, đáp ứng được các loại máy bay A321, A320, B737 hoặc tương đương. Kết cấu mặt đường, từ trên xuống dưới bao gồm: Bê tông nhựa polime dày 7 cm ; Bê tông nhựa thường BTNC20 dày 8 cm ; 1 lớp lưới Hatelit C chống nứt; Bê tông nhựa thường BTNR25 dày 8 cm; BTXM M150/25 dày 25 cm; Đá dăm cấp phối gia cố xi măng 6% (02 lớp) dày 42 cm; Nền đất cát, độ chặt K=0.98.

40

2. Công tác thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime Từ năm 2004, Công ty Tư vấn xây dựng công trình hàng không-ADCC đã có đề xuất sử dụng lớp phủ bê tông nhựa polime áp dụng cho Cảng Hàng không Cần Thơ. Công ty ADCC đã đề nghị Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ I cùng phối hợp triển khai nghiên cứu để đưa ra giải pháp bê tông nhựa polime ứng dụng cho Cảng Hàng không Cần Thơ. Các kết quả hợp tác có thể kể đến là:

- Đã hoàn thành Dự thảo Chỉ dẫn kỹ thuật thi công và nghiệm thu lớp bê tông nhựa polime (trên cơ sở tham khảo Chỉ dẫn kỹ thuật thi công và nghiệm thu lớp bê tông nhựa polime áp dụng cho sân bay Băng Cốc-Thái Lan và các công trình nước ngoài sử dụng bê tông nhựa polime) làm cơ sở trình Chủ đầu tư phê duyệt Dự án.

- Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ I đã triển khai thí nghiệm xác định các chỉ tiêu cơ lý của cốt liệu của một số mỏ phía Nam, của nhựa đường polime (công ty ADCo, công ty TNHH Shell Việt Nam), thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime theo quy định của Dự thảo Chỉ dẫn kỹ thuật. Kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã khẳng định chế tạo được hỗn hợp bê tông nhựa polime Cảng Hàng không Cần thơ có đủ chất lượng yêu cầu.

Nhận thấy sự cần thiết của việc áp dụng bê tông nhựa polime vào công trình trong nước, Bộ GTVT đã giao nhiệm vụ cho Viện Khoa học và công nghệ GTVT xây dựng Quy trình công nghệ thi công và nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa polime. Tiêu chuẩn Ngành 22 TCN 356-06 “Quy trình công nghệ thi công và nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa sử dụng nhựa đường polime” được ban hành, cùng với Tiêu chuẩn Ngành 22 TCN 319-04 “Tiêu chuẩn vật liệu nhựa đường polime-Yêu cầu kỹ thuật và phương pháp thí nghiệm” là cơ sở để áp dụng cho Dự án Cảng Hàng không Cần thơ với hạng mục xây dựng lớp mặt đường bê tông nhựa polime.

3. Công tác tổ chức thi công mặt đường bê tông nhựa polime

3.1. Chủ đầu tư và các đơn vị tham gia Dự án

Chủ đầu tư Dự án: Tổng công ty Cảng Hàng không Miền Nam. Các đơn vị tham gia bao gồm:

- Tư vấn thiết kế: Công ty Tư vấn xây dựng công trình hàng không-ADCC

- Tư vấn giám sát: Phân viện Khoa học công nghệ GTVT Phía Nam

- Nhà thầu thi công: Liên danh Nhà thầu ACC-CIENCO 6.

- Đơn vị thí nghiệm: Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 3, Công ty CONINCO.

- Nhà cung ứng nhựa đường polime: Công ty ADCo, Công ty TNHH Shell Việt Nam.

3.2. Công tác tập kết vật liệu, chuẩn bị máy móc thiết bị

Các loại đá, cát, bột khoáng đều được tập kết đủ khối lượng thi công từ trước tại bãi tập kết vật liệu ở công trường tạo điều kiện thuận lợi cho việc thi công liên tục và việc kiểm tra chất lượng vật liệu.

Để đảm bảo yêu cầu tiến độ cũng như công tác kiểm soát chất lượng, đảm bảo khả năng cung cấp nhựa ổn định cho thi công, nhà thầu cung cấp nhựa đường (Công ty ADCo) đã lắp đặt trạm sản xuất nhựa đường polimer hiện đại, có hệ thống nghiền tốc độ lớn (high-shear) ngay tại khu vực kho Cảng Cần Thơ cách vị trí trạm trộn bê tông nhựa 1,5 km.

Nhà thầu bố trí 3 trạm trộn công suất từ 70-120 tấn /h để đạt năng suất thi công dự kiến từ 1500 tấn/ngày – 2100 tấn/ ngày.

Các máy móc thi công: 2 máy rải, lu, xe vận chuyển được chuẩn bị đủ và đảm bảo hoạt động tốt.

3.3. Công tác thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime và thi công đoạn rải thử

Bê tông nhựa plolime áp dụng cho Cảng Hàng không Cần thơ được thiết kế là loại BTNP 12.5 theo quy định của 22 TCN 356-06 “Quy trình công nghệ thi công và nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa sử dụng nhựa đường polime”, sử dụng nhựa đường polime- PMB3 theo quy định của 22 TCN 319-04 “Tiêu chuẩn vật liệu nhựa đường polime”.

41

Nhà thầu xây dựng ACC và CIENCO6 đã tiến hành thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime. Cấp phối được thiết kế dựa trên nguồn vật liệu nhập về trên công trường, Trên cơ sở công thức thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime do Nhà thầu đệ trình, Tư vấn giám sát tiến hành kiểm tra cấp phối thiết kế, kiểm tra trên hotbin, kiểm tra các chỉ tiêu cơ lý của hỗn hợp bê tông nhựa polime -BTNP12.5. Sau khi tiến trình kiểm tra đạt yêu cầu, Tư vấn giám sát báo cáo chủ đầu tư cho phép Nhà thầu thi công đoạn rải thử nhằm hoàn thiện công thức phối trộn.

03 đoạn rải thử được triển khai thực hiện dưới sự giám sát của Chủ đầu tư và Tư vấn giám sát. Các chỉ tiêu kiểm tra được thực hiện theo quy định của 22TCN 356-06. Kết quả kiểm tra cho thấy nhìn chung, các chỉ tiêu kiểm tra đều đạt yêu cầu. Với chỉ tiêu độ nhám mặt đường, có nhiều vị trí kiểm tra chưa đạt yêu cầu (yêu cầu chiều sâu nhám >0,5mm). Trong quá trình thi công thử nghiệm, TVGS cùng các bên liên quan có nhiều lần điều chỉnh cấp phối nhằm tăng độ nhám. Khi tăng độ nhám để đạt giá trị >0, 5mm thì có nhiều vị trí thi công thử nghiệm không đạt độ rỗng dư theo yêu cầu (3-6%), phải bóc bỏ làm lại.

3.4. Công tác thi công mặt đường bê tông nhựa polime

Việc thi công lớp bê tông nhựa polime BTNP12,5 được triển khai theo 2 mũi thi công từ 2 đầu đường hạ cất cánh do 2 Nhà thầu ACC và CIENCO 6 thực hiện.

Công thức phối trộn hỗn hợp bê tông nhựa polime đã được phê duyệt là cơ sở để sản xuất bê tông nhựa polime cho Dự án. Công tác thi công và kiểm tra chất lượng trong quá trình thi công được thực hiện theo quy định của 22TCN 356-06.

Công tác thi công được triển khai nhìn chung liên tục (6h đến 18h hàng ngày), việc phối hợp sản xuất hỗn hợp bê tông nhựa polime, vận chuyển, rải, lu lèn được phối hợp nhịp nhàng, không xảy ra tình trạng ngừng thi công do sụ cố. Do thi công liên tục nên việc xử lý các mối nối dọc (và các mối nối ngang) nhìn chung là dễ dàng.

Đối với việc chống dính bám giữa bánh lu với mặt đường, do không được phép dùng nước đối với bánh hơi, không dùng dầu diesel, Nhà thầu đã sử dụng dầu ăn làm chất chống dính bám.

Do bê tông nhựa polime ở nhiệt độ cao, nên công tác lu lèn sơ bộ được TVGS coi trọng, nhằm tránh ảnh hưởng đến độ bằng phẳng của mặt đường sau khi lu lèn.

Thời gian thi công BTNP 12.5 (lớp mặt) bắt đầu từ ngày 17/11/2008 kết thúc ngày 10/12/2008. Hình 1 và Hình 2 minh họa công tác thi công lớp mặt bê tông nhựa polime.

Hình 1. Trạm trộn bê tông nhựa polime

42

Hình 2. Mặt đường bê tông nhựa polime sau khi thi công

4. Công tác kiểm tra chất lượng và nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa polime

4.1. Kiểm tra chất lượng trong quá trình thi công

Công tác kiểm tra chất lượng nhựa đường polime: được thực hiện bởi 3 Phòng thí nghiệm hiện trường. Tất cả các xe chở nhựa đường polyme đều được lấy mẫu và kiểm tra chất lượng trước khi bơm sang bồn chứa của trạm trộn. Trong quá trình thi công TVGS có yêu cầu kiểm tra thêm một số mẫu nhựa ngoài qui định đã nói trên.

Nhìn chung, các mẫu nhựa đường polime kiểm tra có các chỉ tiêu kỹ thuật đạt và cao hơn so với quy định của 22 TCN 319-04 với loại PMB3. Một số kết quả kiểm tra mẫu nhựa đường polime của Công ty ADCo. được thể hiện tại Bảng 1.

Bảng 1. Một số kết quả kiểm tra mẫu nhựa đường polime

Kết quả kiểm tra TT

Tên chỉ tiêu

Mẫu 1 Mẫu 2 Mẫu 3 Mẫu 4

Yêu cầu 22 TCN 319-04

1 Nhiệt hoá mềm, độ C 92 91 90 93 80 min 2 Độ kim lún tại 25oC, 0.1 mm 55 53 53 54 40-70 3 Nhiệt bắt lửa, độ C 300 318 305 323 230 min 4 Lượng tổn thất khi nung, % 0.087 0.092 0.11 0.24 0.6 max 5 Tỷ lệ độ kim lún sau khi nung so

với trước khi nung, % 78 75 75 86 65 min

6 Lượng hoà tan trong Trichloroethylene, %

99.98 99.95 99.96 99.06 99 min

7 Tỷ trọng tại 25oC 1.038 1.041 1.042 1.034 1.00 – 1.05 8 Độ dính bám với đá, cấp 5 5 5 4 cấp 4 min 9 Độ dãn đàn hồi, % 98 98 97 90 70 min 10 Độ ổn định lưu trữ, độ C 1.8 2.0 2.5 2.2 3.0 max 11 Độ nhớt Brookfield (con thoi 21,

tốc độ cắt 18.6s-1), Pa.s 1.885 1.740 1.760 1.640 3.0 max

Công tác kiểm tra chất lượng bê tông nhựa polime: được kiểm tra thường xuyên trong suốt quá trình thi công với mật độ kiểm tra 200 tấn hỗn hợp/ 1 tổ mẫu. Nhìn chung kết quả kiểm tra cho thấy chất lượng bê tông nhựa polime đạt và vượt yêu cầu quy định. Một số kết quả kiểm tra được thể hiện tại Bảng 2.

43

Bảng 2. Một số kết quả kiểm tra mẫu bê tông nhựa polime

Kết quả thí nghiệm TT Chỉ tiêu

Tổ mẫu 1 Tổ mẫu 2 Tổ mẫu 3 Tổ mẫu 4

Yêu cầu 22 TCN 356-06

1 Độ ổn định Marshall, kN

13,26 17,56 16,15 16,13 10

2 Độ dẻo Marshall, mm

3,43 3,97 3,63 3,45 3-6

3 Độ ổn định còn lại, %

88 92,9 87,12 88,57 min.85

4 Độ rỗng dư, % 3,88 3,63 4,14 4,23 3-6

5 Độ rỗng cốt liệu, %

17,07 16,46 17,21 17,29 min. 14

Công tác kiểm soát nhiệt độ bê tông nhựa polime: được kiểm tra và ghi lại theo phiếu thi công hàng ngày, tất cả những xe chở bê tông nhựa polime không đạt nhiệt độ yêu cầu đều đổ bỏ. Việc kiểm soát nhiệt độ đặc biệt coi trọng với mẻ trộn bê tông nhựa polime đầu tiên trong ngày thi công. Thông thường, nhiệt độ trộn của mẻ đầu tiên hay vượt ngoài giới hạn cho phép, trường hợp này TVGS đã xử lý đổ bỏ.

4.2. Công tác kiểm tra nghiệm thu

Công tác kiểm tra nghiệm thu lớp bê tông nhựa polime được thực hiện theo các nội dung quy định tại 22TCN 356-06 và “Quy trình công nghệ thi công, kiểm tra và nghiệm thu lớp mặt đường bê tông nhựa polime”. Kết quả kiểm tra nghiệm thu tóm tắt tại Bảng 3.

Bảng 3. Kết quả kiểm tra nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa polime

TT Chỉ tiêu kiểm tra Tiêu chuẩn kiểm tra Kết quả kiểm tra Yêu cầu quy định

1 Chiều dầy lớp BTNP Đo trên mẫu khoan 6,8 ÷ 7,4cm 7,0 cm+ 0,35 cm

2 Độ bằng phẳng 22TCN 16-79 95% < 3mm, 85% < 3mm

3 Độ nhám 22TCN 278-01 0,45 ÷ 0,52mm ≥ 0,5mm

4 Độ chặt K 22 TCN 356-06 0,99÷1,01 ≥0,98

5. Đánh giá chất lượng thi công lớp mặt đường polime và một số vấn đề cần lưu ý

5.1. Đánh giá chất lượng mặt đường bê tông nhựa polime

Chất lượng lớp mặt bê tông nhựa polime Cảng Hàng không Cần Thơ nhìn chung đạt yêu cầu theo quy định tại 22 TCN 356-06, mặt đường có độ bằng phẳng tốt.

Riêng chỉ tiêu Độ nhám mặt đường, nhìn chung đều đạt giá trị ≥ 0,45 mm. 22 TCN 356-06 quy định độ nhám ≥ 0,50 mm, nhưng trong quá trình rải thử và thi công đại trà, do những khó khăn về tuyển chọn cốt liệu và thiết kế phối trộn nên đã hiệu chỉnh giá trị độ nhám yêu cầu ≥ 0,40 mm (theo quy định của 22 TCN 249-98).

Độ chặt lu lèn đạt yêu cầu quy định (K≥0,98). Một số vị trí có độ chặt quá cao (K≥0,98), rất dễ xảy ra hiện tượng độ nhám và độ rỗng dư sẽ thấp hơn so với những vị trí khác có độ chặt nằm trong giới hạn K=0,98÷0,99.

5.2. Một số vấn đề cần lưu ý

5.2.1. Công tác kiểm soát chất lượng nhựa đường polime:

44

- Nhựa đường polime được chế tạo từ nhựa đường thông thường (nhựa 60/70). Chất lượng nhựa đường 60/70 (kể cả chỉ tiêu hàm lượng parafin) có ảnh hưởng đến chất lượng nhựa đường polime. Vì vậy, công tác kiểm tra nhựa đường 60/70 cần được Nhà sản xuất, Tư vấn giám sát kiểm tra chặt chẽ.

- Công tác vận chuyển, kiểm soát nhiệt độ, lưu trữ nhựa đường polime phải được Nhà sản xuất công bố rõ ràng và được kiểm tra giám sát chặt chẽ. Nhà thầu thi công bê tông nhựa polime phải phối hợp với Nhà sản xuất nhựa đường polime để đưa ra thời gian cung cấp nhựa đường polime chính xác cho trạm trộn, vì trên thực tế nhà thầu thi công không có hệ thống tồn trữ nhựa đường polime.

5.2.2. Công tác thi công lớp bê tông nhựa polime:

- Do nhiệt độ trộn bê tông nhựa polime cao hơn bê tông nhựa thông thường, thời gian thi công tương đối gấp rút nên yêu cầu dây chuyền thi công phải ổn định, đồng bộ giữa công suất trạm trộn và công suất máy rải, tránh để máy rải phải dừng chờ.

- Cần tổ chức thi công sao cho chiều dài vệt rải hợp lý để hạn chế mối nối dọc giữa các vệt rải.

5.2.3. Công tác thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime và công tác thi công để đảm bảo độ nhám:

- Việc tuyển chọn vật liệu, thiết kế hỗn hợp và thi công lớp bê tông nhựa polime cần được lưu ý sao cho lớp mặt đường có đủ độ nhám cần thiết, và có độ nhám đồng đều trên toàn bộ mặt đường. Giải pháp xử dụng cát xay trong thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa polime cần được xem xét áp dụng để tăng độ nhám. Cần chú ý trong khi thi công, tránh lu lèn ở nhiệt độ cao hơn quy định, tránh lu quá nhiều làm cho độ chặt lu lèn quá lớn (K≥1),dẫn tới khả năng giảm độ nhám cũng như độ rỗng dư.

5.2.4. Công tác nghiệm thu lớp bê tông nhựa polime:

- Qui trình 22TCN 356-06 chưa quy định rõ về việc kiểm tra độ chặt và mật độ kiểm tra với mẫu bê tông nhựa tại vị trí các mối nối.

- Quy định về giá trị Độ ổn định Marshall khi kiểm tra trên mẫu khoan theo 22TCN 356-06 (lớn hơn 80% giá trị qui định tại Bảng 2 của 22TCN 356-06) thì phải hiểu là lớn hơn 9,6 kN (80% x 12 kN) đối với bê tông nhựa polime lớp mặt trên, hoặc lớn hơn 8 kN (80% x 10 kN) đối với lớp mặt dưới.

6. Đánh giá công tác tổ chức xây dựng mặt đường bê tông nhựa polime

6.1. Vai trò của chủ đầu tư

Chủ đầu tư Tổng công ty Cảng Hàng không Miền Nam đã chỉ đạo sát sao các đơn vị tham gia: Tư vấn giám sát, Nhà thầu, đơn vị thí nghiệm, Nhà cung ứng nhựa đường polime trong công tác thi công lớp bê tông nhựa polime để hoàn thành đúng tiến độ và đảm bảo chất lượng công trình.

Chủ đầu tư thường xuyên và sát sao trong công tác kiểm tra hiện trường. Việc giải ngân, hỗ trợ về mặt tài chính được chủ đầu tư quan tâm sâu sát tạo điều kiện cho công tác tập kết vật liệu, nhựa đường polime ổn định, có chất lượng, làm cơ sở cho việc quản lý chất lượng bê tông nhựa polime cũng như đảm bảo tiến độ công trình.

6.2. Vai trò của các đơn vị tham gia

Các đơn vị tham gia: Tư vấn giám sát, Nhà thầu, đơn vị thí nghiệm, Nhà cung ứng nhựa đường polime có sự phối hợp chặt chẽ nên những khó khăn, vướng mắc trong quá trình thi công được giải quyết kịp thời.

Liên danh Nhà thầu ACC-CIENCO 6 là các đơn vị mạnh, có kinh nghiệm trong công tác thi công các công trình đường của Cảng Hàng không, có hệ thống quản lý nội bộ tốt, là cơ sở đảm bảo chất lượng xây dựng công trình.

Tư vấn giám sát: Phân Viện Khoa học công nghệ GTVT phía Nam thường xuyên bám sát hiện trường, hiểu rõ về Chỉ dẫn kỹ thuật, Quy trình, Tiêu chuẩn nên đã chủ động trong việc giám sát công tác thi công, công tác thí nghiệm kiểm tra chất lượng lượng vật liệu.

45

Đơn vị thí nghiệm: Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 3, Công ty CONINCO là các đơn vị có năng lực và kinh nghiệm, triển khai một khối lượng lớn công tác thí nghiệm, nhất là thí nghiệm nhựa đường polime.

Nhà cung ứng nhựa đường polime: Công ty ADCo, Công ty TNHH Shell Việt Nam là các đơn vị có uy tín và kinh nghiệm trong công tác chế tạo nhựa đường polime. Hệ thống thiết bị chế tạo nhựa đường polime của Công ty ADCo, Công ty TNHH Shell Việt Nam hiện đại. Tất cả các nguyên liệu đầu vào như nhựa đường, phụ gia polime và các loại phụ gia cần thiết khác đều được chọn lọc rất kỹ càng và nhập khẩu từ những nhà cung cấp uy tín trên thế giới. Các khâu kiểm soát chất lượng trong khi sản xuất và kiểm tra chất lượng thành phẩm được thực hiện theo 1 quy trình kiểm tra nội bộ cực kỳ nghiêm ngặt. Vì vậy, sản phẩm nhựa đường polime được sản xuất có chất lượng cao và ổn định.

7. Kết luận 1. Công trình đường hạ cất cánh Cảng Hàng không Cần thơ đã được nghiệm thu và đưa vào sử

dụng giai đoạn 1 từ tháng đầu tháng 1/2009. Ngày 4 tháng 1 năm 2009, Thủ tướng chính phủ Nguyễn Tấn Dũng và Lãnh đạo Bộ Giao thông Vận tải đã tiến hành lễ cắt băng khánh thành đường hạ cất cánh Cảng hàng không sân bay Cần Thơ, đồng thời khai trương đường bay mới nối Cần Thơ và các tỉnh đồng bằng Sông Cửu Long và với thủ đô Hà Nội.

2. Lớp mặt đường bê tông nhựa polime lần đầu tiên được áp dụng tại Việt Nam, nhất là cho đường hạ cất cánh Cảng hàng không Cần Thơ được đánh giá là đạt các yêu cầu thiết kế đề ra, đáp ứng đúng theo tiến độ đã đã được phê duyệt. Một trong các nhân tố quan trọng để được thành công này là sự tổ chức chặt chẽ, hiệu quả của công tác tổ chức thi công, nhất là vai trò chỉ đạo sát sao của Chủ đầu tư.

3. Những bài học kinh nghiệm về tổ chức thi công và quản lý chất lượng công trình, hạng mục lớp bê tông nhựa polime cần được nhân rộng cho các công trình khác cũng như cho việc triển khai xây dựng lớp bê tông nhựa polime trong giai đoạn 2 của Cảng Hàng không Cần Thơ.

Tài liệu tham khảo [1]. 22 TCN 356-06 Quy trình công nghệ thi công và nghiệm thu mặt đường bê tông nhựa sử dụng nhựa đường

polime.

[2]. 22 TCN 319-04 Tiêu chuẩn nhựa đường polime-Yêu cầu kỹ thuật và phương pháp thí nghiệm.

[3]. Chỉ dẫn kỹ thuật Dự án xây dựng Cảng Hàng không Cần thơ. 2008.

[4]. Báo cáo của Tư vấn giám sát-Phân Viện khoa học công nghệ GTVT Phía Nam (hạng mục bê tông nhựa polime). 2008.

[5]. Báo cáo kết quả thí nghiệm của Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 3. 2008.

[6]. Báo cáo kết quả thiết kế bê tông nhựa polime của Phòng thí nghiệm trọng điểm đường bộ 1. 2004.

46


Các phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa có xét đến biến dạng vĩnh cửu ThS.NCS. Bùi Ngọc Hưng


KS. Vũ Thế Trường

Vỉện Khoa học và Công nghệ GTVT

Tóm tắt: Biến dạng vĩnh cửu (vệt hằn lún bánh xe) là một trong những dạng hư hỏng của mặt đường bê tông nhựa. Vệt hằn lún bánh xe làm giảm tuổi thọ của mặt đường, ảnh hưởng tới đặc tính động lực của các phương tiện giao thông và gây ảnh hưởng tới người tham gia giao thông. Bài báo này trình bày về các phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa điển hình trên thế giới hiện nay có xét đến biến dạng vĩnh cửu, phân tích ưu điểm và hạn chế của từng phương pháp và lựa chọn phương pháp phù hợp đối với Việt Nam.

Abtract: Permanent deformation (rutting) is one type of failures of asphalt concrete pavement. Rutting reduces the useful service life of the pavement and, by affecting vehicle handling characteristics, creates serious hazards for highway users. This paper presents typical mix design methods in the world on the permanent deformation, analysis of merits and limitations and selection of suitable method for Vietnam.

1. Đặt vấn đề Vệt hằn bánh xe (rutting) là một trong những dạng hư hỏng cơ học trong kết cấu mặt đường mềm.

Nguyên nhân là do sự tăng áp lực bánh xe và tải trọng trục trong những năm trở lại đây và trở thành một dạng hư hỏng nổi trội nhất trong các dạng hư hỏng của kết cấu mặt đường mềm tại rất nhiều các quốc gia hiện nay.

Vệt hằn bánh xe là một hiện tượng bề mặt mặt đường bị lún xuống theo phương dọc tại vệt bánh xe trên mặt đường. Vệt hằn bánh xe có thể làm cho hư hỏng kết cấu mặt đường và làm trơn trượt khi xe chạy, do đó gây nguy hiểm tới an toàn chạy xe. Vệt hằn bánh xe có thể xảy ra trong tất cả các lớp của kết cấu mặt đường với nguyên nhân là do biến dạng bên và sự nén chặt của các lớp vật liệu dưới tác dụng của tải trọng giao thông. Ngoài ra, vệt hằn bánh xe còn thể hiện một sự tích lũy liên tục của các biến dạng vĩnh cửu nhỏ gia tăng từ mỗi tác dụng của tải trọng.

Nhìn chung qua nhiều nghiên cứu có thể chia ra ba nguyên nhân chính gây nên vệt hằn bánh xe trong kết cấu mặt đường mềm: sự tích lũy biến dạng vĩnh cửu trong lớp mặt asphalt, biến dạng vĩnh cửu của nền đất và sự hao mòn của mặt đường do các bánh xe gắn đinh (studded tires) gây ra (đây là loại bánh xe dùng để đi trên bề mặt trơn ướt như băng, tuyết,...). Trong nhiều năm trước đây, biến dạng nền đất được xem là nguyên nhân chính gây nên hiện tượng vệt hằn bánh xe và nhiều phương pháp thiết kế mặt đường đã đưa chỉ tiêu giới hạn của biến dạng thẳng đứng tại nền đất để tính toán. Tuy nhiên các nghiên cứu gần đây đã chỉ ra rằng hầu hết vệt hằn bánh xe xảy ra trong những phần trên của lớp bề mặt asphalt mà nguyên nhân chủ yếu là do hỗn hợp bê tông nhựa kém chất lượng không đủ khả năng kháng vệt hằn bánh xe gây nên.

Vệt hằn bánh xe trong các lớp asphalt xuất hiện là do trong hỗn hợp asphalt có cường độ chịu cắt quá thấp không đủ để chịu được các tải trọng nặng tác dụng trùng phục [1]. Vệt hằn bánh xe của mặt đường asphalt do hỗn hợp asphalt yếu xuất hiện khi nhiệt độ cao, do đó hầu hết hiện tượng này sẽ xuất hiện trong thời gian mùa hè khi nhiệt độ mặt đường lên cao. Hình 1 minh họa vệt hằn bánh xe do hỗn hợp bê tông nhựa không đủ khả năng kháng vệt hằn bánh xe gây nên.

47

Mặt cắt ngang

ban đầu

Mặt cắt

Lớp bê tông nhựa yếu

Hình ảnh đặc trưng của vệt hằn bánh xe do lớp BTN không

đủ khả năng kháng vệt hằn bánh xe gây nên Vệt hằn bánh xe do lớp BTN không đủ khả năng kháng vệt

hằn bánh xe gây nên trên đường VĐ3

Hình 1. Vệt hằn bánh xe do lớp BTN không đủ khả năng kháng vệt hằn bánh xe gây nên

Vệt hằn bánh xe xuất hiện là do nguyên nhân tích lũy biến dạng vĩnh cửu trong các lớp asphalt và đó cũng là nguyên nhân chính hình thành các hư hỏng của mặt đường mềm. Để giảm thiểu dạng hư hỏng này cần thiết phải chú ý tới công tác lựa chọn vật liệu và thiết kế hỗn hợp asphalt. Để hỗn hợp thiết kế có đủ khả năng chống lại vệt hằn bánh xe, sự ảnh hưởng của thành phần và đặc tính thể tích hỗn hợp tới biến dạng vĩnh cửu cần phải được hiểu rõ và xem xét đầy đủ.

2. Các phương pháp thiết kế bê tông nhựa có xét đến biến dạng vĩnh cửu Mục đích của thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa là để xác định thành phần cốt liệu và bitum trong hỗn

hợp asphalt hợp lý về mặt kinh tế và phải đạt được các các đặc tính sau:

- Có đủ hàm lượng nhựa để đảm bảo độ bền vững.

- Có đủ độ rỗng cốt liệu để làm giảm tối thiểu sự đầm nén trong xây dựng không gây mất ổn định của hỗn hợp và không bị chảy nhựa. Mặt khác làm giảm tối thiểu sự ảnh hưởng có hại của không khí và nước tới hỗn hợp.

- Có đủ khả năng làm việc để cho phép khi rải hỗn hợp không bị hiện tượng phân lớp.

- Có đủ các đặc tính làm việc trong suốt chu kỳ tuổi thọ của mặt đường.

Quá trình thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa trong các phương pháp thiết kế khác nhau được Mang Tia tổng hợp thành các bước như sau [2]: (1) chế bị và đầm nén hỗn hợp bê tông nhựa trong phòng thí nghiệm để mô phòng các điều kiện ngoài hiện trường, (2) xác định các đặc trưng của các mẫu đầm nén trong phòng, (3) xác định thiết kế hỗn hợp tối ưu dựa trên các đặc tính của các mẫu thí nghiệm và chỉ tiêu qui định cho các đặc tính đó. Các phương pháp thiết kế khác nhau nhìn chung khác nhau về (1) thiết bị, phương pháp chế bị và đầm nén mẫu, (2) các đặc tính đo được của mẫu đầm nén và (3) chỉ tiêu sử dụng để lựa chọn thiết kế hỗn hợp phù hợp và tối ưu.

Trong nội dung bài viết này trình bày năm phương pháp thiết kế bê tông nhựa điển hình hiện nay trên thế giới, bao gồm: phương pháp Marshall, phương pháp Hveem, phương pháp Superpave, phương pháp GTM và phương pháp của trường Đại học Nottingham.

2.1. Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Marshall

Phương pháp này được phát triển bởi Bruce Marshall thuộc cơ quan đường bộ bang Mississippi sau đó được tổ hợp quân sự Mỹ cải tiến và được hoàn thiện để trở thành qui trình kỹ thuật ASTM D1559 và AASHTO T245 như ngày nay. Phương pháp Marshall là một phương pháp thực nghiệm trong phòng để tạo ra một hỗn hợp Bê tông nhựa hợp lý nhất trên cơ sở của các phân tích về độ ổn định/độ dẻo và độ rỗng/độ chặt. Đây là phương pháp đon giản dễ thực hiện nên đã được sử dụng rất rộng tại Mỹ và trên thế giới trước khi phương pháp Superpave xuất hiện, hiện nay phương pháp này

48

vẫn được nhiều nước trên thế giới sử dụng trong thiết kế hỗn hơp bê tông nhựa (trong đó có cả Việt Nam).

2.1.1. Các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo phương pháp Marshall truyền thống

Quá trình thiết kế bê tông nhựa theo phương pháp Marshall được trình bày trong cuốn sách “Các phương pháp thiết kế hỗn hợp cho bê tông nhựa và các hỗn hợp asphalt nóng khác - Mix Design Methods for Asphalt Concrete and Other Hot-Mix Types” của Viện Asphalt [1997] bao gồm các bước như sau: (1) Lựa chọn cốt liệu; (2) Lựa chọn nhựa đường; (3) Chế bị các mẫu hỗn hợp asphalt ; (4) Đầm nén hỗn hợp asphalt; (5) Thí nghiệm trên các mẫu Marshall đầm nén.; (6) Tính toán các đặc tính thể tích của mẫu thí nghiệm; (7) Chỉ tiêu thiết kế hỗn hợp Marshall; (8) Xác định hàm lượng nhựa thiết kế

2.1.2. Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Marshall cải tiến

Trong những năm gần đây do sự tăng nhanh của lưu lượng xe, áp lực bánh xe và tải trọng trục của nhiều phương tiện giao thông trên đường ôtô tại nhiều nước trên thế giới, dẫn đến xuất hiện ngày càng nhiều hiện tượng vệt hằn bánh xe trên các tuyến quốc lộ. Điều này làm giảm độ bằng phẳng và gây mất an toàn giao thông cho các phương tiện tham gia giao thông.

Hỗn hợp bê tông nhựa được thiết kế theo phương pháp Marshall truyền thống trước đây cần phải được xem xét lại để có khả năng chịu được các điều kiện tải trọng hiện nay [3] . Qua nhiều nghiên cứu của các nước trên thế giới đều khẳng định rằng, để cải thiện được khả năng chịu tải của bê tông nhựa, giảm hiện tượng vệt hằn bánh xe và tăng độ bằng phẳng cần thiết phải thay đổi thành phần cốt liệu của bê tông nhựa như: kích cỡ hạt, hình dạng, độ nhám và thành phần hạt. Giải pháp khá phù hợp hiện nay để giảm hiện tượng vệt hằn bánh xe do tải tọng nặng gây nên đó là sử dụng loại cốt liệu có kích thước hạt lớn (là loại cốt liệu có kích cỡ hạt lớn nhất từ 25.4mm đến 37.5mm) làm lớp móng và lớp mặt dưới.

Mặc dù đã có nhiều phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa như Hveem, Superpave đáp ứng được yêu cầu này, nhưng phương pháp Marshall vẫn là phương pháp có nhiều ưu điểm được sử dụng rộng rãi trên thế giới cũng cần phải được xem xét cải tiến cho phù hợp với yêu cầu hiện nay. Vào cuối những năm 1960, Phòng Giao thông Pennsylvania của Mỹ đã phát triển một phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo nguyên lý Marshall sử dụng cho hỗn hợp bê tông nhựa có kích cỡ hạt lớn (có kích cỡ hạt lớn nhất từ 25.4mm đến 37.5mm) và hiện nay đã được qui định trong ASTM D5581. Phương pháp thiết kế này có trình tự thí nghiệm giống như phương pháp thiết kế Marshall truyền thống (ASTM D1559), chỉ khác một số nội dung chính sau:

- Đường kính khuôn tạo mẫu thí nghiệm: 152.4±0.2mm.

- Khối lượng búa đầm: 10.21±0.01kg (chiều cao rơi vẫn giữ nguyên so với phương pháp Marshall truyền thống).

- Số lượng búa đầm: 75-112/mặt mẫu (độ chặt của mẫu sẽ tương đương với công đầm nén từ 50-75 búa/mặt mẫu đối với phương pháp Marshall truyền thống) [4].

2.1.3. Những ưu điểm và hạn chế của phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa Marshall

Ưu điểm - Phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa Marshall là một phương pháp đơn giản, các thiết bị

thí nghiệm có giá thành thấp hơn so với một số các phương pháp khác.

- Phương pháp này được sử dụng khá rộng rãi trên thế giới trong thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa.

- Không đòi hỏi phải có quá trình đạo tạo đặc biệt cho các kỹ sư và thí nghiệm viên khi thực hiện phương pháp Marshall.

- Các thông tin và các kết quả thí nghiệm của phương pháp Marshall có thể sử dụng khá rộng rãi trong các chỉ tiêu kỹ thuật qui định cho hỗn hợp bê tông nhựa.

- Hiện nay phương pháp Marshall cải tiến đã được ban hành (ASTM D5581) và có thể sử dụng để thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa có cỡ hạt lớn nhất đến 37.5mm.

49

Hình 2. Thiết bị thí nghiệm Marshall thông thường và Marshall cải tiến

Hạn chế

- Phương pháp Marshall được thực hiện theo thí nghiệm thực nghiệm, không dựa trên các đặc tính cơ bản của hỗn hợp bê tông nhựa.

- Phương pháp này không đồng bộ với các điều kiện giao thông mới hiện nay trên toàn thế giới. Với các điều kiện giao thông như hiện nay, thấy rằng có sự tăng rõ rệt vấn đề vệt hằn bánh xe trên mặt đường khi hỗn hợp bê tông nhựa được thiết kế theo phương pháp Marshall.

- Quá trình tạo mẫu của thiết bị đầm nén Marshall không mô phỏng đúng quá trình đầm nén của các thiết bị lu lèn và các phương tiện giao thông trên mặt đường.

- Phương pháp này không phù hợp cho thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa cấp phối gián đoạn. Phương pháp Marshall nguyên bản ban đầu tại Mỹ chỉ dự định để thiết kế cho hỗn hợp bê tông nhựa cấp phối liên tục.

- Do được phát triển hơn 50 năm về trước, vì vậy phương pháp này không thể sử dụng chính xác cho những trường hợp vượt quá nguyên lý gốc ban đầu (như các vật liệu mới sử dụng nhựa đường cải thiện).

- Trong phương pháp này, sự tác dụng đơn giản, nhiều hơn hoặc ít hơn so với ứng suất xác định sẽ tạo ra sự khó khăn hoặc không thể chuyển đổi các kết quả thí nghiệm chính xác với các điều kiện thực tế.

2.2. Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Hveem

Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Hveem được phát triển bởi Francis N. Hveem và cộng sự từ những năm 1930 tại Phòng đường bộ California. Phương pháp này sau đó đã được nhiều bang miền tây nước Mỹ sử dụng và hiện nay Phòng giao thông bang California vẫn sử dụng để thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa.

2.2.1. Các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo phương pháp Hveem

Quá trình thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa Hveem được Viện Asphalt mô tả chi tiết trong cuốn sách “Các phương pháp thiết kế bê tông nhựa và hỗn hợp asphalt nóng khác - Mix Design Methods for Asphalt Concrete and Other Hot-Mix Types ” xuất bản năm 1997. Các bước thiết kế bê tông nhựa theo phương pháp Hveem như sau:

(1) Lựa chọn cốt liệu và nhựa đường: Bước lựa chọn cốt liệu và nhựa đường cũng giống như với phương pháp thiết kế bê tông nhựa Marshall.

(2) Xác định hàm lượng nhựa tối ưu: Tiến hành thí nghiệm Centrifuge Kerosene Equivalent trên cốt liệu hạt mịn để xác định giá trị CKE (tỷ lệ phần trăm paraffin còn lại trong cốt liệu mịn).

50

(3) Chuẩn bị hỗn hợp asphalt: Chế bị mẫu hỗn hợp asphalt tại 7 hàm lượng nhựa khác nhau. Hàm lượng nhựa được lựa chọn ứng với sự thay đổi 0.5% với 04 hàm lượng nhựa ở phía trên hàm lượng nhựa tối ưu dự tính, còn lại 01 hàm lượng nhựa ứng với hàm lượng nhựa tối ưu dự kiến và 02 hàm lượng nhựa ở phía dưới hàm lượng nhựa tối ưu dự kiến.

(4) Đầm nén mẫu: Sau khi trộn xong, hỗn hợp asphalt được đặt vào tủ sấy cho quá trình lưu hóa 15h ở 600C. Sau khi hoàn tất quá trình lưu hóa, hỗn hợp tiếp tục được đốt nóng tới 1100C và được đầm nén trong máy đầm trộn California (Kneading compacter).

(5) Thí nghiệm trên mẫu hỗn hợp đầm nén: Các mẫu Hveem đã đầm nén sẽ được thí nghiệm trên thiết bị độ ổn định Hveem tại 600C để xác định giá trị độ ổn định Hveem (S).

Hình 3. Thiết bị thí nghiệm độ ổn định Hveem

(6) Tính toán độ rỗng dư của các mẫu thí nghiệm: Độ rỗng dư của các mẫu thí nghiệm được tính

toán từ khối lượng thể tích của mẫu và tỷ trọng rời lớn nhất của hỗn hợp bê tông nhựa.

(7) Chỉ tiêu thiết kế hỗn hợp Hveem: Có 3 chỉ tiêu được sử dụng trong phương pháp thiết kế Hveem đó là: (1) giá trị Hveem S yêu cầu nhỏ nhất, (2) độ rỗng dư nhỏ nhất 4% và (3) độ trương nở cho phép lớn nhất được xác định theo thí nghiệm trương nở.

2.2.2. Những ưu điểm và hạn chế của phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa Hveem

Ưu điểm

- Đã quan tâm đến các đặc trưng của hỗn hợp bê tông nhựa như: độ rỗng, cường độ và độ bền.

- Thiết bị đầm nén Kneading có khả năng mô phỏng gần giống với quá trình đầm nén hỗn hợp bê tông nhựa ngoài hiện trường.

- Độ ổn định Hveem là giá trị đo trực tiếp từ thành phần ma sát trong của cường độ cắt, vì vậy có liên quan khá chặt chẽ tới khả năng kháng vệt hằn bánh xe của hỗn hợp bê tông nhựa.

Hạn chế

- Đây là phương pháp thực nghiệm, nên hiện nay không được sử dụng rộng rãi.

- Thiết bị thí nghiệm độ ổn định Hveem và đầm nén Hveem là những thiết bị khá đắt, vì vậy không được sử dụng rộng rãi.

2.3. Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Superpave

Phương pháp thiết kế bê tông nhựa Superpave là một phương pháp thiết kế mới, đây là phương pháp được hình thành từ chương trình nghiên cứu chiến lược đường ôtô SHRP của Mỹ từ 1988 đến 1993. Khi lần đầu tiên phương pháp Superpave được giới thiệu, có 3 mức thiết kế cho hỗn hợp bê tông nhựa như sau:

51

- Mức thiết kế 1: Chỉ bao gồm lựa chọn vật liệu và đánh giá các thành phần thể tích của hỗn hợp. Mức thiết kế này dự tính thiết kế cho những tuyến đường có lưu lượng giao thông thấp nhỏ hơn 1 triệu ESAL.

- Mức thiết kế 2: Bao gồm cả mức thiết kế 1 và các thí nghiệm dự báo đặc tính cơ học của hỗn hợp bê tông nhựa. Dự tính sử dụng mức thiết kế này cho những tuyến đường có lưu lượng giao thông trung bình từ 1 đến 10 triệu ESAL.

- Mức thiết kế 3: Bao gồm cả mức thiết kế 1 và các thí nghiệm dự báo đặc tính cơ học với yêu cầu cao hơn cho hỗn hợp bê tông nhựa. Dự tính sử dụng mức thiết kế này cho những tuyến đường có lưu lượng giao thông cao trên 10 triệu ESAL.

Tuy nhiên hiện nay, chỉ mức thiết kế 1 được sử dụng và mức thiết kế này được áp dụng cho tất cả các mức độ giao thông [2]. Mức thiết kế 1 được gọi là phương pháp thiết kế đặc tính thể tích Superpave và được được qui định trong AASHTO M323-04 [AASHTO, 2004(a)]. Quá trình thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa được mô tả chi tiết trong AASHTO R35-04 [AASHTO, 2004(a)].

2.3.1. Các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo phương pháp Superpave

2.3.1.1. Mức thiết kế 1 (phương pháp thiết kế đặc tính thể tích Superpave)

(1) Lựa chọn nhựa đường: Nhựa đường sử dụng trong phương pháp Superpave phải được phân loại theo cấp đặc tính PG và phải phù hợp theo các yêu cầu trong AASHTO MP1a-04 [AASHTO, 2004(a)].

(2) Lựa chọn cốt liệu: Cốt liệu phối trộn càn phải thỏa mãn các yêu cầu sau:

(a) Cỡ hạt lớn nhất danh định: Cỡ hạt lớn nhất danh định nên là 9.5-19.0mm đối với bê tông nhựa lớp mặt và từ 19.0-37.5mm cho lớp móng.

(b) Các điểm khống chế cấp phối: Cấp phối cốt liệu cần phải thỏa mãn các điểm khống chế qui định.

(c) Vùng giới hạn cấp phối: Trong phiên bản đầu tiên của phương pháp thiết kế Superpave khuyến cáo rằng, thành phần hạt không nên đi vào vùng giới hạn. Tuy nhiên theo những nghiên cứu gần đây chỉ ra rằng, cấp phối cốt liệu vi phạm vào vùng giới hạn có thể còn tốt hơn hoặc tương đương các cấp phối không vi phạm [5]. Do đó quan điểm về vùng giới hạn trước đây đã bị bác bỏ và quan điểm về phân loại “cốt liệu thô” và “cốt liệu mịn” cũng có sự thay đổi so với trước đây. Trước đây thành phần hạt cốt liệu được phân loại là “thành phần hạt thô” nếu đường thành phần hạt đó được vẽ đi qua phía dưới vùng giới hạn và được phân loại là “thành phần hạt mịn” nếu đi qua phía trên vùng giới hạn. Tuy nhiên khi không sử dụng vùng giới hạn nữa, phân loại là “thành phần hạt thô” khi đường thành phần hạt được vẽ đi qua phía dưới của Sàng khống chế cơ bản (PCS). Tất cả các thành phần hạt khác được phân loại là “thành phần hạt mịn”.

(d) Các yêu cầu về đặc tính đồng nhất của cốt liệu: Bao gồm 4 yêu cầu về đặc tính đồng nhất của cốt liệu,như sau: (1) Yêu cầu về độ góc cạnh của cốt liệu thô được đo bằng phần trăm nhỏ nhất của các hạt cốt liệu có bề mặt được nghiền vỡ theo ASTM D5821 hoặc chỉ số UVA (Uncompacted Voids in the Coarse Aggregate) theo AASHTO T326. (2) Yêu cầu về độ góc cạnh của cốt liệu mịn được đo bằng hàm lượng độ rỗng tối thiểu của cốt liệu chưa đầm nén theo AASHTO T304 phương pháp A. (3) Yêu cầu về đương lượng cát được xác định bằng hàm lượng cát tối thiểu theo AASHTO T176. (4) Yêu cầu về chỉ số thoi dẹt của cốt liệu được qui định bằng tỷ lệ phần trăm cho phép lớn nhất, xác định theo ASTM D4791.

(e) Các yêu cầu về đặc tính nguồn của cốt liệu: Cốt liệu phải thỏa mãn các đặc tính nguồn như : chỉ số mài mòn LA, độ vững chắc và các vật liệu có hại trong cốt liệu.

(3) Chế bị mẫu hỗn hợp asphalt: Cốt liệu và nhựa đường được trộn với nhau ở nhiệt độ tương ứng với độ nhớt kinematic của nhựa đường là 170±20cSt. Hỗn hợp asphalt rời sau đó được dưỡng hộ trong tủ sấy ở 1350C trong 4h trước khi đầm nén. Chi tiết quá trình chế bị mẫu được miêu tả trong AASHTO R30 [AASHTO, 2004(a)].

(4) Đầm nén hỗn hợp asphalt: Hỗn hợp asphalt được đầm nén trên thiết bị đầm xoay Superpave (SGC) theo AASHTO T312.

52

(5) Xác định hàm lượng nhựa thiết kế: Hàm lượng nhựa thiết kế đó là hàm lượng nhựa của hỗn hợp asphalt có độ rỗng dư 4% (hoặc % Gmm = 96%) khi đầm nén tới Ndes vòng xoay và tất cả các chỉ tiêu của hỗn hợp thiết kế đều thỏa mãn qui định kỹ thuật.

Hình 4. Thiết bị đầm xoay SGC

(6) Các yêu cầu của hỗn hợp thiết kế Superpave: Hỗn hợp asphalt thiết kế phải thỏa mãn tất cả các chỉ tiêu qui định riêng biệt.

2.3.1.2. Mức thiết kế 2

Sau khi hoàn tất các bước theo mức 1 và có được các kết quả theo như yêu cầu, tiến hành thí nghiệm các mẫu Bê tông nhựa trên hai thiết bị cắt (SST) và kéo gián tiếp (IDT) là hai thiết bị thí nghiệm cơ bản để đánh giá và dự báo đặc tính cơ học thực tế của mặt đường.

2.3.1.3. Mức thiết kế 3

Mức thiết kế 3 được thực hiện cũng gần tương tự như quá trình thiết kế mức 2, ngoại trừ quá trình phân tích về đặc tính cơ học của hỗn hợp Bê tông nhựa hoàn thiện hơn và cách thức dự báo nứt mỏi và biến dạng vĩnh cửu được thực hiện một cách hoàn thiện hơn so với mức 2.

Để có thể dự báo hoàn thiện hơn các đặc tính cơ học của vật liệu, hai thí nghiệm mới được thêm vào đó là thí nghiệm biến dạng một trục và thí nghiệm trạng thái thuỷ tĩnh của ứng suất (đặc tính thể tích) mà trong mức thiết kế 2 không có.

2.3.2. Những ưu điểm và hạn chế của phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa Superpave

Ưu điểm

- Ưu điểm nổi trội của phương pháp thiết kế hỗn hợp Superpave đó là thiết bị đầm nén SGC có khả năng tạo ra được quá trình đầm nén mô phỏng khá gần với quá trình đầm nén ngoài hiện trường.

- Thiết bị đầm nén SGC có khả năng xác định được hỗn hợp bê tông nhựa kém hay tốt thông qua công đầm nén lên mẫu thí nghiệm.

- Phương pháp này có các yêu cầu về chất lượng cốt liệu và nhựa khá cao, vì vậy hỗn hợp bê tông nhựa thiết kế theo phương pháp này có khả năng chịu được các đặc tính cơ học cao (trong đó có cả đặc tính biến dạng vĩnh cửu).

Hạn chế

53

- Qua xem xét tình hình thực tế hiện nay, các thí nghiệm có liên quan tới đặc tính cơ học trong phương pháp Superpave không được thực hiện. Vì vậy tất cả các thí nghiệm của phương pháp Superpave hiện nay chỉ liên quan tới các đặc tính thể tích của hỗn hợp bê tông nhựa.

- Hỗn hợp bê tông nhựa thỏa mãn các chỉ tiêu thiết kế theo phương pháp Superpave (phương pháp thiết kế đặc tính thể tích Superpave) có thể sẽ không đáp ứng tốt được các đặc tính cơ học ngoài hiện trường. Vì vậy hỗn hợp bê tông nhựa thỏa mãn các chỉ tiêu thiết kế theo Superpave vẫn có thể có đặc tính cơ học kém.

2.4. Phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa GTM

Thiết bị thí nghiệm đầm xoay (GTM) được phát triển bởi John McRae làm việc trong Tổ hợp quân sự Mỹ tại trung tâm nghiên cứu xây dựng đường thủy Mississippi. Thiết bị GTM bao gồm cả bộ phận đầm nén mẫu và bộ phận thí nghiệm hỗn hợp bê tông nhựa. Cấu tạo của thiết bị GTM và quá trình thí nghiệm được mô tả chi tiết trong ASTM D3387.

2.4.1. Các thông số và các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo phương pháp GTM

(1) Áp lực đầm nén: Áp lực đầm nén thẳng đứng mô phỏng áp lực bánh xe tiếp xúc trên mặt đường (đó là áp lực đầm nén của xe lu trong quá trình thi công và của tải trọng giao thông khi khai thác). Áp lực đầm nén có giá trị là 120 psi, đây là áp lực điển hình mô phỏng áp lực bánh xe tiếp xúc lớn nhất trên đường ôtô.

(2) Góc xoay: Góc xoay trong thiết bị GTM được lựa chọn thông qua thực nghiệm trên cơ sở mối liên hệ với biến dạng trên mặt đường. Góc xoay càng lớn sẽ tạo nên lực đầm nén càng lớn. Thông thường góc xoay ban đầu thường được lựa chọn từ 1-3 độ.

(3) Loại con lăn: Sử dụng ba loại con lăn khác nhau trong quá trình thí nghiệm, đó là con lăn cố định, con lăn dầu và con lăn không khí.

(4) Số lượng vòng xoay: Công đầm nén tăng khi số lượng vòng xoay tăng. Thông thường lựa chọn số vòng xoay từ 60-300 trong quá trình đầm nén mẫu.

(5) Đồ thị Gyrograph: Là sự ghi nhận biến dạng cắt trong quá trình đầm nén mẫu.

(6) Cường độ cắt xoay: Khi sử dụng con lăn dầu hoặc con lăn không khí, cường độ cắt SG của mẫu trong quá trình đầm nén có thể xác định được.

(7) Chiều cao mẫu: Chiều cao mẫu có thể được đo trong quá trình đầm mẫu, thông số này có thể sử dụng để xác định khối lượng thể tích (độ chặt) của mẫu tại các mức đầm khác nhau. Phương pháp GTM không sử dụng các đặc tính thể tích làm các chỉ tiêu thiết kế của hỗn hợp mà sử dụng các đặc tính có liên quan trực tiếp tới cường độ cắt và kháng vệt hằn bánh xe là các đặc tính cơ học của hỗn hợp.

(8) Nhiệt độ đầm nén: Nhiệt độ dự kiến trộn tại trạm trộn

(9) Các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa GTM được qui định chi tiết trong ASTM D3387

2.4.2. Những ưu điểm và hạn chế của phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa GTM

Ưu điểm

- Hỗn hợp bê tông nhựa đầm nén theo phương pháp GTM khá đại diện cho các điều kiện làm việc của hỗn hợp bê tông nhựa tại hiện trường.

- Giá trị cắt xoay (SG) được đo bằng cường độ cắt và có liên quan tới khả năng kháng vệt hằn bánh xe.

- Khi giá trị GSI lớn hơn 1 có thể chỉ ra hỗn hợp bê tông nhựa mất ổn định.

- Không cần phải xác định các đặc tính thể tích trong phương pháp này, do đó có thể đánh giá hỗn hợp bê tông nhựa nhanh và thuận tiện hơn.

- Hỗn hợp bê tông nhựa được đầm nén tới điều kiện đầm nén hoàn hảo, vì vậy có thể nhận biết được hỗn hợp không ổn định trong quá trình đầm nén.

54

Hình 5. Thiết bị thí nghiệm GTM

Hạn chế

- Nhược điểm cơ bản nhất của phương pháp GTM đó là sự sử dụng không rộng rãi và ít người biết.

- Phương pháp GTM chỉ đánh giá khả năng kháng vệt hằn bánh xe mà không quan tâm tới khả năng kháng nứt của hỗn hợp bê tông nhựa.

2.5. Phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa liên quan tới đặc tính cơ học của Trường Đại học Nottingham

Phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa liên quan tới đặc tính cơ học được phát triển tại Khoa Xây dựng của Trường Đại học Nottingham [6]. Phương pháp này được sử dụng cho thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa cấp phối liên tục và hỗn hợp macadam cấp phối chặt dùng cho lớp móng (tương tự hỗn hợp của Viện asphalt, MS-2, 1984).

2.5.1. Các bước thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo phương pháp Đại học Nottingham

Nguyên lý của phương pháp này dựa trên sự xác định các thông số cơ bản có ảnh hưởng lớn tới các đặc tính cơ học của hỗn hợp bê tông nhựa và đặc tính cơ học của mặt đường. Quá trình thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa liên quan tới đặc tính cơ học bao gồm hai bước chính sau đây:

- Bước đầu tiên đòi hỏi quá trình thí nghiệm các cốt liệu đá để xác định các tính chất vật lý (như hình dạng, khối lượng thể tích thực và biểu kiến, độ mài mòn, độ cứng,…) và thành phần hạt tối ưu của hỗn hợp cốt liệu. Trong phương pháp này, sử dụng đường cong độ chặt lớn nhất Fuller để tính toán tỷ lệ phần trăm sàng cốt liệu, đây là một sự cải tiến so với một số phương pháp khác để cho phép thành phần hạt và hàm lượng hạt mịn thay đổi nhưng vẫn duy trì được hàm lượng bột khoáng tại một giá trị định trước.

- Bước thứ hai bao gồm quá trình xác định các đặc tính cơ học của hỗn hợp lựa chọn như: môđun độ cứng kéo gián tiếp và khả năng chịu biến dạng vĩnh cửu. Các chỉ tiêu thí nghiệm này được tiến hành trên bộ thiết bị thí nghiệm Nottingham Asphalt Tester (NAT) có giá thành thấp hơn so với một số bộ thí nghiệm khác cùng loại. Bộ thiết bị này bao gồm một nguồn gia tải bằng khí nén, được điều khiển bằng một máy tính cá nhân thông thường gắn với phần mềm điều khiển thân thiện. Tất cả cá số liệu về điều khiển, số liệu đầu vào, số liệu đầu ra được ghi lại và có thể dễ dàng thu nhận. Thiết bị NAT có thể thực hiện được bốn loại thí nghiệm đó là: Môđun độ cứng kéo gián tiếp (ITSM) để đo môđun độ cứng, Thí nghiệm mỏi kéo gián tiếp (ITFT) để đo khả năng kháng nứt mỏi, Thí nghiệm từ biến một trục (UC) và Thí nghiệm tải trọng lặp quanh trục (RLA) để đo khả năng kháng biến dạng vĩnh cửu.

55

Hình 6. Thiết bị thí nghiệm NAT tại Viện Khoa học và Công nghệ GTVT

2.5.2. Những ưu điểm và hạn chế của phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa của Đại học Nottingham

Ưu điểm

- Đây là phương pháp thiết kế có liên quan tới các đặc tính cơ học của hỗn hợp bê tông nhựa, vì vậy phương pháp này có thể đo được nhiều trạng thái ứng suất khác nhau của vật liệu.

- Phương pháp này đưa ra mối quan hệ chặt chẽ giữa các kết quả thí nghiệm trong phòng và các đặc trưng tại hiện trường.

- Sử dụng phương pháp này có thể khuyến khích sử dụng công nghệ và vật liệu mới trong xây dựng đường bộ.

Hạn chế

- Đây là phương pháp đòi hỏi qui trình thực hiện và các thiết bị thí nghiệm phức tạp, đắt tiền hơn so với một số các phương pháp khác.

- Phương pháp này hiện nay vẫn chưa được sử dụng rộng rãi trên thế giới mà chủ yếu sử dụng tại Anh quốc và một số các nước châu Âu.

3. Kết quả khảo sát vệt hằn bánh xe ở Việt Nam Thực trạng hiện nay trên nhiều tuyến đường và quốc lộ của Việt Nam, hiện tượng vệt hằn bánh xe

xuất hiện ngày càng nhiều do lưu lượng giao thông ngày càng tăng và thành phần xe nặng phát triển mạnh. Điển hình cho hiện tượng này thường thấy tại các tuyến đường xe buýt, vị trí các trạm thu phí và các tuyến quốc lộ có lưu lượng xe nặng lưu thông lớn. Để đánh giá thực trạng vệt hằn bánh xe trên một số tuyến đường điển hình khu vực Bắc Bộ, nhóm tác giả đã tiến hành đo vệt hằn bánh xe theo ASTM E1703/E1703M trên Quốc lộ 5, Quốc lộ 1, Đường vành đai 3 (đoạn nối QL5 với cầu Thanh Trì), đường xe buýt Voi Phục – Cầu Giấy. Các kết quả đo đạc vệt hằn bánh xe trên các tuyến đường này được thể hiện trong bảng 1, 2, 3, 4 và hình 7 sau.

Bảng 1. Kết quả đo vệt hằn bánh xe trên Quốc lộ 5

TT Lý trình Làn Vệt hằn bánh xe lớn nhất (cm)

Hướng Hà Nội - Hải Phòng 1 Km20+200 Ngoài 3,0 2 Km50+600 Giữa 2,5 3 Km52+100 Giữa 2,0 4 Km53+250 Ngoài 2,6 5 Km54+450 Ngoài 2,4

56


Hướng Hải Phòng - Hà Nội 6 Km54+250 Giữa 3,0 7 Km53+600 Ngoài 3,0 8 Km52+600 Ngoài 4,0 9 Km50+900 Ngoài 3,0 10 Km48+100 Giữa 2,2

Bảng 2. Kết quả đo vệt hằn bánh xe trên Quốc lộ 1A đoạn Hà Nội – Bắc Ninh


Hướng Bắc Ninh - Hà Nội

1 Km134+000 Giữa 1,5

2 Km135+800 Ngoài 2,2

3 Km136+700 Giữa 1,8

4 Km138+500 Giữa 1,7

5 Km141+300 Giữa 1,6

Hướng Hà Nội – Bắc Ninh

6 Km140+200 Ngoài 1,2

7 Km138+600 Ngoài 1,4 8 Km136+200 Giữa 1,3 9 Km135+350 Ngoài 1,2 10 Km133+650 Ngoài 1,4

Bảng 3. Kết quả đo vệt hằn bánh xe trên đường Vành đai 3 (đoạn nối QL5 - cầu Thanh Trì)


Hướng QL5 – cầu Thanh Trì

1 Km10+900 Giữa 5,0

2 Km10+925 Giữa 4,1 3 Km10+935 Giữa 3,8

Bảng 4. Kết quả đo vệt hằn bánh xe trên đường xe buýt Voi Phục – Cầu Giấy

TT Vị trí Làn Vệt hằn bánh xe lớn nhất (cm)

Hướng Kim Mã – Cầu Giấy 1 Cách trạm xe buýt 150m Ngoài 3,2 2 Cách trạm xe buýt 125m Ngoài 3,5 3 Cách trạm xe buýt 100m Ngoài 2,8

57

Quốc lộ 5 Quốc lộ 1 đoạn Hà Nội – Bắc Ninh

Đường vành đai 3 Đường xe buýt Voi Phục – Cầu Giấy

Hình 7. Các hình ảnh vệt hằn bánh xe đo được trên QL5, QL1, VĐ3 và đường xe buýt Voi Phục – Cầu Giấy

4. Nhận xét, kết luận và định hướng

4.1. Nhận xét, kết luận

4.1.1. Phương pháp thiết kế bê tông nhựa

- Qua các phân tích ở trên nhận thấy, các phương pháp thiết kế bê tông nhựa trên thế giới hiện nay khá đa dạng. Ngoài các phương pháp truyền thống được sử dụng rộng rãi như phương pháp Marshall, nhiều nước trên thế giới đã phát triển nhiều phương pháp khác tiên tiến hơn, phản ánh đúng bản chất của mặt đường bê tông nhựa dưới tác dụng của tải trọng giao thông và nhiệt độ, qua đó có thể tạo ra được hỗn hợp bê tông nhựa có khả năng chịu được các đặc tính cơ học xuất hiện trên mặt đường, trong đó có chỉ tiêu vệt hằn bánh xe (như phương pháp Superpave, phương pháp GTM, phương pháp Nottingham).

- Tại Việt Nam hiện nay, hỗn hợp bê tông nhựa trên hầu hết các công trình xây dựng đều sử dụng phương pháp Marshall để thiết kế, kể cả các dự án vốn vay ngoài nước. Trong tất cả các tiêu chuẩn ngành liên quan đến bê tông nhựa hiện nay của Việt Nam: “Qui trình công nghệ thi công và nghiệm thu bê tông nhựa 22TCN 249-98”, “Qui trình công nghệ thi công và nghiệm thu bê tông nhựa sử dụng nhựa đường Polime 22TCN 356-06”, ““Qui trình công nghệ thi công và nghiệm thu lớp phủ mỏng bê tông nhựa có độ nhám cao 22TCN 345-06” đều qui định các chỉ tiêu của hỗn hợp theo phương pháp thiết kế Marshall, nhưng chỉ tiêu qui định liên quan đến vệt hằn bánh xe không được đề cập tới (trong 22TCN 356-06 có qui định chỉ tiêu vệt hằn bánh xe nhưng không phải là chỉ tiêu bắt buộc).

58

4.1.2. Thực trạng vệt hằn bánh xe tại Việt Nam

Qua các bảng 1, 2, 3 và 4 trên nhận thấy, vệt hằn bánh xe xuất hiện trên các tuyến đường tại Việt Nam là đáng kể và có một số vị trí vệt hằn bánh xe lớn nhất đạt được tới 5cm (vệt hằn bánh xe giới hạn trên mặt đường tại một số nước qui định từ 1,5 – 2cm) . Vệt hằn bánh xe thường xảy ra trên các tuyến đường và làn xe có tải trọng nặng qua lại thường xuyên: điển hình là QL5 hướng Hải Phòng – Hà Nội tại làn giữa và làn ngoài; đường xe buýt dành riêng Voi Phục – Cầu Giấy…

4.2. Đề xuất và định hướng

Để nâng cao chất lượng mặt đường bê tông nhựa tại Việt Nam, cần thiết phải bổ sung các chỉ tiêu liên quan tới khả năng kháng vệt hằn bánh xe trong thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa theo những nội dung sau:

- Cần xem xét, phân tích, nghiên cứu bổ sung các chỉ tiêu qui định đối với cốt liệu mà các phương pháp thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa trên thế giới đã đưa ra (điển hình là phương pháp thiết kế đặc tính thể tích Superpave). Các chỉ tiêu cần xem xét, bổ sung gồm: cấp phối cốt liệu, độ góc cạnh của cốt liệu thô, độ góc cạnh của cốt liệu mịn, …

- Đối với nhựa đường, cần xem xét giải pháp sử dụng nhựa đường polime cho mặt đường bê tông nhựa chịu tải và chịu nhiệt cao.

- Nghiên cứu, bổ sung chỉ tiêu qui định về vệt hằn bánh xe trong thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa của Việt Nam. Cần phải xem xét lựa chọn phương pháp và thiết bị thí nghiệm vệt hằn bánh xe hợp lý đối với các điều kiện của Việt Nam hiện nay. Trước mắt do khả năng thay thế hoàn toàn phương pháp Marshall bằng một trong các phương pháp khác đã đề cập ở trên tại Việt Nam trong thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa là chưa thể thực hiện được, vì vậy giải pháp hiện nay có thể được đề xuất như sau:

+ Vẫn sử dụng phương pháp Marshall để thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa, trong đó cần bổ sung các chỉ tiêu qui định có liên quan đến khả năng kháng vệt hằn bánh xe cho cốt liệu, nhựa đường và hỗn hợp bê tông nhựa.

+ Sau khi đã lựa chọn được khoảng hàm lượng nhựa thiết kế theo Marshall, cần tiến hành thí nghiệm vệt hằn bánh xe trên các thiết bị phù hợp. Từ các kết quả thí nghiệm vệt hằn bánh xe, lựa chọn hàm lượng nhựa tối ưu để thiết kế hỗn hợp bê tông nhựa. Các thiết bị phù hợp nhất sử dụng tại Việt Nam hiện nay đó là: Thiết bị HWTD - Hamburg Wheel Tracking Device, bộ thiết bị thí nghiệm NAT (Nottingham Asphalt Tester) [7] (đây là các thiết bị có giá thành hợp lý và đã có sẵn tại một số phòng thí nghiệm tại Việt Nam).

+ Đối với thí nghiệm vệt hằn bánh xe trên thiết bị HWTD, mẫu thí nghiệm có thể được lấy từ mặt đường hoặc chế bị trong phòng thí nghiệm theo cách sau: đối với mẫu thí nghiệm là các tấm (slab) bê tông nhựa có thể cắt từ mặt đường theo kích thước 320x260mm dầy 40, 80 hoặc 120mm (AASHTO T324-04); đối với mẫu hình trụ đường kính 150mm có thể khoan trực tiếp từ mặt đường hoặch chế bị trong phòng trên thiết bị Marshall cải tiến với công đầm nén là 75-112 búa đầm/mặt mẫu (độ chặt của mẫu tương đương với công đầm nén từ 50-75 búa/mặt mẫu đối với phương pháp Marshall truyền thống).

+ Đối với thiết bị NAT, có thể sử dụng ngay các mẫu Marshall truyền thống (đường kính 101.6mm) hoặc các mẫu Marshall cải tiến (đường kính 150mm) để thí nghiệm đặc tính biến dạng vĩnh cửu của bê tông nhựa.

Tài liệu tham khảo [1]. Rabbira Garba (2002), Permanent Deformation Properties of Asphalt Concrete Mixtures. Thesis submitted

to the Department of Road and Railway Engineering, Norwegian University of Science and Technology, in partial fulfilment of the requirements for Dr.Ing degree.

59

[2]. Mang Tia (2005), Fundamentals and Practice of Asphalt Mixture Design Procedures to Assure Adequate Performance. Paper for presentation at the 13th Conference on Pavement Engineering, Hsin Chu, Taiwan, 13-14 October 2005.

[3]. Kandhal, P.S., Wu, Y., Parker, F., Jr., and Spellerberg, P.A., Precision of Marshall Stability and Flow Test Using 6-in (152.4mm) Diameter Specimens. Journal and Evaluation, JTEVA, Vol.24, No1, January 1996, pp.20-25.

[4]. ASTM D5581-07a, Standard Test Method for Resistance to Plastic Flow of Bituminous Mixtures Using Marshall Apparatus (6 inch-Diameter Specimen).

[5]. NCAT 2001. “NCAT Completes Evaluation of Restricted Zone in Superpave Gradation,” Asphalt Technology News, Volume 13, Number 1, National Center for Asphalt Technology, Auburn University, Auburn, Alabama.

[6]. M Luminari and A Fidato (1998), Bituminous Binder and Mixes. Appendix 2 Inventory of mix design methods.

[7]. Bùi Ngọc Hưng (2008), Các mô hình và phương pháp đánh giá biến dạng vĩnh cửu của bê tông nhựa. Báo cáo Hội nghị Khoa học năm 2008 của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT.

60


Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số qui đổi xe máy khi áp dụng HCM 2000 trong tính toán thời gian chậm xe của nút giao thông điều khiển bằng đèn tín hiệu với điều kiện dòng hỗn hợp nhiều xe máy TS. Vũ Hoài Nam

Đại học Xây dựng

Ths. Phạm Hồng Quang

Tổng công ty đầu tư và phát triển đường cao tốc Việt nam (VEC)

NCS. Lê Thanh Sơn

Đại học quốc gia Đài Loan

Tóm tắt: Bài báo đề xuất một phương pháp mới nhằm hiệu chỉnh hệ số đổi xe máy ra xe con thích hợp trong điều kiện dòng giao thông hỗn hợp khi tính toán các nút giao thông điều khiển đèn bằng HCM 2000. Trên cơ sở đề xuất phương pháp đo thời gian xanh có hiệu đơn giản kết hợp với đo tổn thất thời gian qua nút cho các nút làm việc trong trạng tháI bão hòa, nghiên cứu đề ra một hệ số đổi xe phù hợp với mô hình tính của HCM.

Abstract: The paper proposes a new method to adjust the motorbike-car equivalency factor in the context of mixed traffic when analyzing control delay at signalized intersection using the HCM2000. The recommended factor is based on a newly simple and practicable method to measure the effective green time and control delay in comparison with the delay values attained by using the HCM2000 tools of analyses.

1. Giới thiệu Cùng với sự phát triển của kinh tế, xã hội là sự gia tăng nhanh về số lượng các phương tiện giao

thông tại các đô thị lớn ở nước ta. Tuy nhiên sự phát triển của cơ sở hạ tầng không đáp ứng kịp được sự gia tăng đó, vì vậy đã đẫn đến tình trạng ùn tắc giao thông trên kéo theo nhiều hậu quả về các vấn đề xã hội, môI trường, và an toàn. Việc sử dụng rộng rãi hệ thống tín hiệu đèn giao thông ở các đô thị phần nào đã cải thiện được các ảnh hưởng xấu mà các vấn đề giao thông đem lại. Mặc dù lý thuyết tính toán và phân tích vận hành các loại hình nút này đã được phát triển khá đầy đủ, đặc biệt là HCM 2000, hiện nay các nghiên cứu và thiết kế thực tế trong nước vẫn đòi hỏi phải có những hiệu chỉnh phù hợp do đặc điểm giao thông có tính đặc thù của đô thị nước ta là dòng xe hỗn hợp nhiều xe máy. Một trong những hệ số thu hút được nhiều nghiên cứu trong nước là hệ số đổi xe từ xe máy ra xe con tiêu chuẩn nhằm biến đổi dòng giao thông hỗn hợp về dòng giao thông tiêu chuẩn toàn xe con. Hiện nay, trong nước vẫn chưa có một phương pháp phân tích năng lực thông hành và thông số hoạt động của dạng hình nút này một cách đầy đủ, mà phần lớn vẫn dựa trên các hướng dẫn của HCM2000 [7]. Tuy nhiên, việc hiệu chỉnh các hệ số đổi xe sử dụng khi áp dụng phân tích năng lực thông hành và hoạt động của nút giao thông điều khiển đèn cho phù hợp với mỗi bài toán phân tích khi sử dụng HCM2000 vẫn còn là các bài toán để ngỏ. Nghiên cứu này tập trung vào việc nghiên cứu đối chiếu, kiến nghị hiệu chỉnh hệ số đổi xe máy r axe con tiêu chuẩn khi phân tích độ chậm xe trên cơ sở hướng dẫn của HCM2000.

2. Các hệ số đổi xe trên thế giới và ở Việt Nam

Trên thế giới đang phổ biến sử dụng một trong năm phương pháp sau để qui đổi dòng xe hỗn hợp thành dòng xe thuần như sau [1], [2], và [3]

61

1. Phân tích năng lực thông hành tương đương của hai dòng xe, dòng xe thuần xe con tiêu chuẩn và dòng xe đang xét có xét đến các điều kiện đường và giao thông phổ biến giống nhau.

2. Phân tích quan hệ tốc độ – cường độ của dòng xe khác nhau với dòng xe tiêu chuẩn và dòng xe con đang xét trên cơ sở so sánh tốc độ trung bình của hai dòng xe, từ đó xác định cường độ của mỗi dòng xe tương ứng

3. Phân tích tương tác vi mô giữa các xe, tức là phân tích không gian và thời gian giữa các xe khác nhau và các xe con tiêu chuẩn chạy liên tục trên cùng 1 làn xe hay nói cách khác là so sánh khổ động học của các loại xe với xe con.

4. So sánh mật độ của dòng xe hỗn hợp và mật độ của dòng xe con tiêu chuẩn trong điều kiện thuận lợi

5. Phân tích dòng xe lúc chất lượng đạt hiệu quả nhất, trạng tháI này xác định tại lúc có lượng xe lớn nhất

Việc chọn phương pháp để qui đổi là phụ thuộc vào điều kiện đường, điều kiện giao thông và đối tượng nghiên cứu cụ thể. Phần lớn các mô hình này áp dụng cho các dòng xe liên tục (continuous flow), không bị ảnh hưởng của các tác động của quá trình điều khiển giao thông trong khi thực tế khi các kỹ sư vận dụng vẫn áp dụng cho cả các dòng liên tục và dòng gián đoạn (interrupted flow). Một số nghiên cứu đã chỉ ra rằng nếu sử dụng các hệ số này cho các dòng ở trạng tháI xấp xỉ bão hòa hoặc cho các đường dẫn vào nút giao thông ảnh hưởng của ùn tắc sẽ có thể kém chính xác khi xét ảnh hưởng của các loại xe khác nhau trong dòng xe [6].

Bảng 1. Hệ số đổi xe của một số nước

Stt Tên nước Tải nhẹ Tải trung Tải nặng Xe bus Xe máy Xe đạp

01 Anh 1.0 3.0 3.0 2.5 0.33-0.5 0.2-0.5

02 Ân Độ 1.0 3.0 3.0 2.5 0.33-0.5

03 CHLB Đức 1.0 2.0 2.0 2.0 0.3-0.5 0.25

04 Indonesia 2.0 3.0 3.0 3.0 1.0

05 Malaysia 1.75 2.0 2.25 2.25 0.33

06 Mỹ 2.0 2.0 0.5 0.3

07 Pháp 1.0 2.0 3.5 2.0 0.3-0.5 0.2-0.3

08 Châu Phi 1.0 2.0 3.5 2.0 0.3-0.5 0.2-0.3

09 Nhật 1.0 1.75 1.75 1.75 0.33 0.2

10 Úc 2.0 2.0 2.0 2.0 1.0

11 Canada 1.5 2.0 2.5 1.75 0.5-0.75

12 Ao 1.0 2.0 3.5 2.0 0.5

13 Bungari 1.0 2.5 3.0 0.5

14 Hà Lan 1.0 2.0 3.0 0.5 0.3-1.0

62

Stt Tên nước Tải nhẹ Tải trung Tải nặng Xe bus Xe máy Xe đạp

16 Tây Ban Nha 1.0 2.0 10.0 2.0 0.3-0.7

17 TCVN 4054-05 1.5-2.0 2.5 3.0 2.5 0.3 0.2-0.3

18 TCVN104-2007* 2-2.5 2.5-3.5 3.0-4.0 2.0-3.5 0.15-0.5 0.2-0.5

*: Trong tiêu chuẩn TCVN104-2007 thì hệ số qui đổi xe phụ thuộc cấp tốc độ của xe.

Theo [4], hệ số qui đổi của các loại xe ra xe con qui đổi như sau:

Bảng 2. Hệ số đổi xe theo tiêu chuẩn TCVN 4054-2005

Địa hình Xe đạp

Xe máy

Xe con Xe tải có 2 trục và xe

bus dưới 25 chỗ Xe tảI có 3 trục trở lên

và xe bus lớn

Đồng bằng và đồi

0.2 0.3 1.0 2.0 2.5

Núi 0.2 0.3 1.0 2.5 3.0

Theo [5], hệ số qui đổi xe còn phụ thuộc vào tốc độ của xe cụ thể như sau:

Bảng 3. Hệ số quy đổi xe tiêu chuẩn theo TCVN 104-2007

Tốc độ thiết kế Loại xe

60≥ 30,40,50 20≤

Xe đạp 0.5 0.3 0.2

Xe máy 0.5 0.25 0.15

Xe ôtô con 1.0 1.0 1.0

Xe tải và xe bus dưới 25 chỗ 2.0 2.5 2.5

Xe tải có từ 3 trục trở lên và xe bus lớn

2.5 3.0 3.5

Xe kéo mooc và xe bus có khớp nối 3.0 4.0 4.5

3. Phương pháp HCM2000 trong phân tích thời gian chậm xe Trong việc đánh giá hiệu quả hoạt động của nút giao thông có đèn tín hiệu thì tổn thất thời gian

qua nút là một trong hai thước đo hiệu quả hoạt động (M.O.E) quan trọng của nút khi đánh giá mức độ phục vụ của nút

HCM2000 (Highway Capacity Manual) quan niệm tổn thời gian qua nút của xe là thời gian chậm xe do qua trình điều khiển tức là khoảng thời gian bao gồm lúc xe xếp hàng, di chuyển trong nhánh dẫn của nút khi cho đến khi nó đI qua vạch dừng xe xác định như sau:

d =d1.(PF)+d2+d3 (1)

Trong đó:

63

d= thời gian chậm xe qua nút hay tổn thất thời gian do điều khiển

d1= thời gian chờ xe qua nút của xe theo nhóm với giả thiết dòng tới là đều, dòng bão hòa không xảy ra tại bất cứ một chu kỳ nào

PF= hệ số hiệu chỉnh thời gian d1 kể đến kiểu của các nhóm dòng xe tới

d2= Tổn thất thời gian tăng thêm (incremental delay) kể đến sự biến đổi của dòng tới không phải đều mà có thể ngẫu nhiên, và một số chu kỳ có hiện tượng baõ hòa

d3= Tổn thất thời gian tàn dư (residual delay) xét đến ảnh hưởng của các xe còn đọng lại ở trước một thời đoạn phân tích vận hành. Giá trị của d3 được kể đến khi xét các thời đoạn phân tích dài ( thường là một vài chu kỳ). Trong phạm vi nghiên cứu này, do thời kỳ phân tích ngắn (trong một chu kỳ), có thể xem ảnh hưởng của của các xe đọng lại là như nhau trong mọi chu kỳ.

Thời gian chờ trung bình trên 1 hướng

Thời gian chờ trung bình trên 1 hướng được xác định theo công thức sau:

i iA

i

d vd

v= ∑∑

Trong đó:

dA= thời gian chờ trung bình theo hướng A,

di =Thời gian chờ trên làn thứ i theo hướng A,

vi =Lưu lượng trên làn thứ i.

Thời gian chờ qua nút của cả nút

i i

i

d vd

v= ∑∑

Trong đó:

d= Là thời gian chờ qua nút trung bình trên cả nút,

di= Thời gian chờ qua nút theo hướng thứ i,

vi= Lưu lượng xe qua nút theo hướng i

Các giá trị d1, d2 và d3 được xác định theo các trình tự tương đối phức tạp đề cập trong HCM2000

4. Các bước thực hiện của nghiên cứu Nhằm xác định hệ số đổi xe máy ra xe con phù hợp, nghiên cứu này được thực hiện và hoàn

thành theo ba bước chính như sau:

- Bước 1: Lựa chọn một nút giao thông cụ thể để tiến hành nghiên cứu thực nghiệm trong đó bao gồm xác định các đặc trưng hình học của nút, xác định các đặc trưng giao thông như lưu lượng, thành

64

phần xe qua nút. Đề xuất phương pháp đo thời gian xanh có hiệu và thời gian chờ xe trung bình qua nút của xe máy và một số thông số khác cần thiết cho các tính toán theo HCM2000.

- Bước 2: Tiến hành xác định thời gian chờ xe qua nút tính thông qua HCM2000 theo các hệ số qui đổi khác nhau và đối chiếu với thời gian chờ xe trung bình thực tế đo được

- Bước 3: So sánh kết quả với đo được ở bước 1 với kết quả tính toán theo bước 2 từ đó kiến nghị hiệu chỉnh hệ số qui đổi xe máy ra xe con thích hợp tại nút đó.

5. Nghiên cứu thực nghiệm Nút nghiên cứu thực nghiệm là nút Huỳnh Thúc Kháng-Thái Hà. Đây là nút ngã tư, được điều

khiển 2 pha bằng đèn tín hiệu, với chu kì 120s và phân làm hai pha. Mỗi pha mở cho 2 hướng đối diện nhau được phép lưu thông, còn xe từ hướng vuông góc dừng lại. Các xe rẽ phải được phép khi đèn đỏ. Trong nút cũng có các biển báo, các vạch sơn chỉ dẫn và làn đường cho người đi bộ qua đường. Do lưu lượng, mật độ xe qua nút khá lớn, hơn nữa thành phần xe qua nút nghiên cứu đa dạng nên nhóm nghiên cứu dùng phương pháp quay phim hiện trường và đếm lại trong phòng. Máy quay được đặt tại nóc toà nhà cao 10 tầng để có thể bao trùm toàn bộ phạm vi nút. Việc quay phim được thực hiện trong 3 ngày mỗi ngày 1 tiếng giờ cao điểm. Đếm xe trong phòng được tổng kết theo mỗi 15 phút. Kết hợp với việc đếm xe là khảo sát địa hình, tổ chức giao thông của nút nhằm tìm ra các hệ số phù hợp làm thông số tính toán với phương pháp HCM2000. Lưu lượng tập chung chủ yếu vào các giờ cao điểm vào khoảng từ 7h30 tới 8h30 sáng và 17h30 tới 18h30 lưu lượng cụ thể trong giờ cao điểm từ 17h30 tới 18h30 (tháng 11-2007) được thể hiện trong ma trận lưu lượng sau:

Bảng 4. Lưu lượng xe vào nút (xe/giờ) Thái Hà Huỳnh Thúc Kháng Giảng Võ Láng Hạ

Loại xe LT TH RT LT TH RT LT TH RT LT TH RT

Khách nhỏ 6 32 19 12 34 12 12 14 12 6 12 8

Xe bus 0 14 0 0 14 0 0 14 0 0 14 0

Xe con 53 295 176 85 285 95 124 425 126 45 325 75

Xe máy 780 4870 1440 780 4770 1160 1260 3950 960 840 3250 960

LT=rẽ tráI; TH=đI thẳng; RT=rẽ phải

Thực nghiệm xác định thời gian xanh có hiệu

Theo HCM2000, thời gian xanh có hiệu là khoảng thời gian xanh ứng với dòng bão hòa thực sự qua nút trong một pha đèn. Đây là thời gian xanh thực sự có hiệu quả nhất để giải tán một phần lượng xe chờ có trong trong hàng chờ. Theo HCM2000, thì thời gian này được xác định bằng thực nghiệm với việc vẽ đồ thị cường độ dòng xe qua nút khi đèn bật xanh trong một chu kỳ đèn sau đó xác định thời gian xanh có hiệu từ đồ thị đó.

65

Hình 1: Dòng bão hòa qua nút và thời gian xanh có hiệu

Với dòng bão hòa và nhiều xe máy như nút Huỳnh Thúc Kháng-Thái Hà nói riêng và các nút trong đô thị Việt Nam nói chung, việc xác định vẽ đồ thị cường độ dòng tới tích lũy theo mỗi 1-2 giây là rất khó có thể thực hiện được theo hướng dẫn của HCM 2000 [7]. Vì vậy một phương pháp mới đơn giản đã được nhóm nghiên cứu đề xuất nhằm mục đích xác định được khoảng thời gian xanh có hiệu khi tính toán các giá trị của tổn thất thời gian theo phương thức điều khiển thực tế tại nút. Phương pháp đề xuất này dựa trên quan sát thấy rằng, khi nút làm việc xấp xỉ ở trạng tháI bão hòa, tốc độ xe trong nút đạt bằng hoặc gần bằng tốc độ xe khi chạy trên các nhánh dẫn bão hòa của nút. Vì vậy thời điểm cường độ dòng ổn định lớn nhất qua nút xét trên một nhánh dẫn cũng chính là thời điểm mà các xe qua nút bắt đầu đạt xấp xỉ tốc độ của dòng xe của chính đường dẫn đó ngoài nút nếu đường dẫn đó cũng xấp xỉ bão hòa. Để đơn giản, giả thiết là tốc độ của các phương tiện khi qua nút là như nhau. Khoảng thời gian mà xe trong hàng xe bắt đầu chuyển động cho đến khi tốc độ của xe gần với tốc độ ngoài nút chính là tổn thất thời gian xanh, được gọi là Ttt. Phương pháp xác định Ttt đơn giản bằng cách sử dụng xe máy trôi theo dòng xe bao gồm 2 người điều khiển sao cho xe thí nghiệm vận hành tốc độ tương tự như các xe khác trong dòng xe, người ngồi sau sử dụng đồng hồ bấm giây ghi lại khoảng thời gian xe bắt đầu xuất phát từ vạch dừng xe cho đến khi tốc độ của xe bằng với tốc độ của dòng bão hòa trên đường dẫn. Các tốc độ dòng ngoài nút ứng với dòng bão hòa được xác định từ trước bằng các thí nghiệm tương tự. Do dòng bão hòa, tổn thất thời gian ở cuối pha xanh được coi là nhỏ, có thể bỏ qua. Do vậy, theo Hình 1 thì thời gian xanh có hiệu gần đúng sẽ là:

Gi= G-Ttt/2 (2)

Trong đó: Gi= Thời gian xanh có hiệu, G=thời gian đèn xanh; Ttt= tổn thất thời gian xanh

Thời gian xanh cú hiệu

xe/s

t (s)

Thời gian đèn xanh

66

Hình 2. Phương pháp thực nghiệm xác định thời gian xanh có hiệu

Kết quả thực nghiệm được thể hiện ở Bảng 5 cho 20 lần đo:

Bảng 5: Kết quả khảo sát thời gian tổn thất Ttt

Lần đo 1 2 3 4 5 6 8 9 10

Ttt(s) 7 9 11 13 8 9 10 12 14

Lần đo 11 12 13 14 15 16 17 18 19

Ttt(s) 14 6 8 10 9 12 14 13 9

Như phương pháp khảo sát đã trình bày ở trên, thời gian Ttt trung bình là 10,44s và suất xanh có hiệu trung bình là Gi/C= 0.46, trong đó C là chiều dài chu kỳ (120s).

Xác định thời gian chờ xe qua nút

Việc xác định thời gian chờ xe qua nút được thực hiện bằng cách đo trực tiếp thông qua xe thí nghiệm. Chỉ cần bố trí hai người đi trên một chiêc xe máy, người ngồi sau sẽ được trang bị 1 đồng hồ bấm giây. Người ngồi sau chỉ việc xác định thời điểm xe bắt đầu chờ i ( xe dừng trong hàng hoặc ở trạng thái stop-and-go) tới khi đi qua vạch dừng xe. Đây chính là thời gian chờ xe qua nút. Mỗi lần đó như vậy được thực hiện 20 lần đối với mỗi hướng sau đó lấy kết quả trung bình.

V=0 V=Vo

Txhq=Txanh-Ttt/2

67

Hình 3. Sơ đồ thực nghiệm đo thời gian chậm xe qua nút

Kết quả thực nghiệm đo độ chậm xe trong mỗi nhánh thể hiện qua bảng sau:

Bảng 6. Kết quả đo độ chậm xe của các nhánh dẫn vào nút (giây)

Hướng nút TH-NCT NCT-LH GV-LH LH-GV

1 115 113 23 33

2 118 146 46 47

3 69 79 33 45

4 86 65 25 36

5 140 112 47 29

6 136 78 53 32

7 65 91 27 35

8 73 57 42 42

9 126 124 35 24

10 147 69 29 26

11 169 128 41 37

12 162 75 52 24

13 135 68 23 29

14 72 124 34 32

15 75 136 32 35

TThhờờii ggiiaann cchhậậmm xxee qquuaa nnỳỳtt

68

Hướng nút TH-NCT NCT-LH GV-LH LH-GV

16 113 126 36 40

17 95 112 41 28

18 87 134 28 35

19 95 117 26 41

20 135 138 23 33

TB 110.65 104.6 34.8 34.15

Lưu lượng 7692 7247 6897 5535

Trung bình 74.47

Theo bảng trên, kết quả thời gian chờ trung bình đo được là 74s ( làm tròn)

6. Kết quả nghiên cứu Sử dụng HCM2000, với các số liệu đo thực tế và thay đổi các hệ số đổi xe máy cho kết quả tính

toán về độ chậm xe trung bình của toàn nút như bảng 7

Bảng tính thời gian chờ xe của cả nút theo hệ số qui đổi

Bảng 7: Kết quả tính độ chậm xe trung bình của nút theo HCM2000 với hệ số đổi xe khác nhau

Hệ số 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12 0.13

Thời gian(s) 34.46 34.99 36.00 37.16 38.55 40.17 44.31 57.18 81.36

Hệ số 0.14 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 0.2

Thời gian(s) 115.79 158.98 204.13 249.73 295.76 341.25 387.06

So sánh thời gian chậm xe tính toán theo HCM2000 với các hệ số đổi xe khác nhau và kết quả đo thực tế cho thấy, nếu sử dụng hệ số đổi xe theo TCVN4054-2005 sẽ cho kết quả tính toán sẽ có sai lệch lớn với kết quả đo thực tế (tức là 387s so với 74s), còn nếu sử dụng hệ số theo TCVN104-2007 thì cho sai lệch nhỏ hơn nhưng vẫn lớn (156s so với 74s). Nếu sử dụng hệ số đổi xe của HCM, kết quả này sẽ cho sai lệch rất lớn và suất lưu lượng trên năng lực thông qua của các nhánh dẫn lớn hơn 1, nếu dựa trên kết quả này của HCM2000, người thiết kế có thể kết luận là nút làm việc quá bão hòa, dẫn tới ùn tắc. Điều này đi ngược với thực tế nút vẫn làm việc ở trạng tháI gần đạt mức bão hòa, chưa xảy ra hiện tượng tắc. Như vậy hệ số đổi xe phù hợp theo nghiên cứu này là trong khoảng từ 0.12-0.13. Điều này là hợp lý vì khi dòng xe vào nút đạt trạng thái bão hòa, tốc độ dòng xe chậm, khoảng cách giữa các xe theo phương dọc và phương ngang rất nhỏ, dòng xe máy bị “nén” dẫn đến khổ động học chung của cả nhóm xe máy giảm xuống hay số lượng xe máy trong một nhóm có khổ động học tương đương với một xe con tăng lên.

7. Kết luận và kiến nghị - Phương pháp HCM 2000 là một trong những phương pháp đánh giá và thiết kế nút giao có

đèn điều khiển toàn diện nhất hiện nay. Mặc dù điều kiện dòng giao thông Việt Nam thực tế rất khác với các dòng giao thông phân tích trong HCM 2000, phương pháp này vẫn nên được xem là một công cụ tốt cho các nhà nghiên cứu và thiết kế Việt Nam

69

- Cần thiết phải có sự hiệu chỉnh hệ số đổi xe phù hợp khi tính toán với từng nút cụ thể. Khi thiết kế mới, có thể tham khảo các hệ số của các nút tương tự về điều kiện đường và giao thông

- Trong đánh giá mức độ chậm xe trong nút, có thể sử dụng hệ số đổi xe máy ra xe con từ 0,12 đến 0,13 sẽ cho kết quả phù hợp với thực tế hơn.

- Phương pháp khảo sát xác định thời gian xanh có hiệu sử dụng trong nghiên cứu này có thể sử dụng cho các nút làm việc ở trạng thái xấp xỉ bão hòa. Đây là phương pháp đơn giản, it chi phí, tuy nhiên cần có số lượng tập mẫu đủ lớn

Tài liệu tham khảo [1]. Đỗ Bá Chương, (1996), Kỹ thuật giao thông. Tủ sách sau đại học, Đại học Xây dung Hà nội [2]. Xilianov V.V., (1985). Lý thuyết dòng xe trong thiết kế đường ô tô và tổ chức giao thông. Bản dịch, nhà

xuất bản khoa học-kỹ thuật, Hà nội. [3]. Phan Cao Thọ, (2004), Nghiên cứu khả năng thông hành và vấn đề sử dụng nút giao thông điều khiển bằng

tín hiệu đèn trong các đô thị Việt Nam. Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Đại Học Xây Dựng Hà nội [4]. Nước Cộng hòa Xã hội Chủ nghĩa Việt nam, Đường oto-Yêu cầu Thiết kế, TCVN4054-2005 [5]. Nước Cộng hòa Xã hội Chủ nghĩa Việt nam, Đường đô thị-Tiêu chuẩn thiết kế, 104-2007 [6]. Ahmed Al-Kaisy, Younghan Jung, and Hesham Rakha (2005), Developing Passenger Car Equivalency

Factors for Heavy Vehicles during Congestion. J.Transp.Eng., ASCE, 131(7). [7]. Transportation Research Board- National Research Coucil (2000), Highway Capacity Manual 2000,

Washington DC.

70


Nghiên cứu chế tạo bê tông cát chất lượng cao sử dụng phụ gia tro trấu NCS. Nguyễn Thanh Sang

Đại học Giao thông Vận tải

NCS. Lê Thanh Hà

Đại học xây dựng Weimar, CHLB Đức

Tóm tắt: Bài viết này trình bày về kết quả nghiên cứu các tính chất quan trọng của bê tông cát chất lượng cao sử dụng phụ gia khoáng tro trấu (RHA) –Bê tông chất lượng cao “nhỏ hóa” cốt liệu. Các tính chất của bê tông được nghiên cứu gồm có: tính công tác của hỗn hợp bê tông (độ sụt), cường độ nén, cường độ kéo bửa, khả năng chống thấm ion Clo, và khả năng chống mài mòn. Các tính chất này được thử nghiệm và so sánh giữa bê tông không sử dựng tro trấu với bê tông sử dụng tro trấu với hàm lượng thay thế xi măng khác nhau. Kết quả thực nghiệm cho thấy cường độ nén, cường độ kéo bửa, khả năng chống thấm ion Clo, và độ chống mài mòn của bê tông sử dụng tro trấu đều cao hơn bê tông đối chứng. Vic sử dụng nguyên cát làm cốt liệu, và tro trấu trong bê tông đem lại những lợi ích sau: thứ nhất, góp phần bảo vệ môi trường bằng việc sử dụng chất thải nông nghiệp – tro trấu. Thứ hai là làm đa dạng hóa cốt liệu cho bê tông, cũng như chủng loại bê tông. Bê tông cát chất lượng cao mở ra triển vọng sử dụng bê tông xi măng xây dựng cầu, đường cho các vùng thiếu cốt liệu lớn ở Việt nam

Abstract: This paper presents an experimental research on several important properties of high performance sand concrete using rice husk ash (RHA) - High Performance Reduced size of aggregate Concrete. In the research, the important properties of concrete, including: slump, compressive strength, splitting strength, chloride permeability resistances, abrasion resistances were investigated in comparison between samples without using RHA and samples using RHA.The obtained results showed that compressive strength, splitting strength, chloride permeability resistances, and abrasion resistances of concrete using the RHA is improved reasonably. The application of the whole of sand as aggregate and RHA in concrete can obtain several benefits. Firstly, it contributes to protect the environment by using agricultural waste (rice hush) and secondly, to diversify the aggregate of concrete, and the kinds of concrete Kye word: High Performance Sand Concrete, Sand concrete, Reduced size of aggregate, Rice husk ash.

1. Giới thiệu Để phát triển bền vững công nghiệp xi măng và bê tông yêu cầu phải tận dụng chất thải công

nghiệp và nông nghiệp. Vì hiện nay có nhiều lý do làm cho công nghiệp xây dựng bê tông không bền vững: Thứ nhất hiện nay, con người phải tiêu thụ một khối lượng vật liệu khổng lồ, và nó còn tiếp tục tăng lên trong tương lai; thứ hai, chất kết dính truyền thống trong bê tông vẫn là xi măng pooc lăng, việc sản xuất sản phẩm này là một trong các nguyên nhân gây ra hiệu ứng nhà kính, làm cho trái đất nóng lên và thay đổi khí hậu; thứ ba là các kết cấu bê tông phải đối mặt với sự kém bền có thể tạo ra một chất thải rắn rất lớn [21]. Do đó nghiên cứu bê tông chất lượng cao được rất nhiều tác giả và các tổ chức trên thế giới nghiên cứu như Malier [11], Aitcin [24], Shah và Ahmad [25].

Bê tông cát chất lượng cao là một loại bê tông xi măng chất lượng cao có tính công tác tốt sau khi nhào trộn, có cường độ và độ bền cao sau khi rắn chắc. Trong thành phần của bê tông cát chất lượng cao ngoài các nguyên liệu dùng cho chế tạo bê tông cát: xi măng pooc lăng, cát thô, cát mịn, bột đá vôi, nước còn phải thêm hai thành phần khác đó là phụ gia siêu dẻo và phụ gia khoáng có độ hoạt tính pozzulan cao. Bê tông cát chất lượng cao cũng như bê tông chất lượng cao thông thường được sử dụng trong xây dựng nhà cao tầng, cầu, đường hầm, đường cao tốc, các công ngoài biển và ven biển. Đặc biệt bê tông cát chất lượng cao tiết kiệm được năng lượng khi trộn đổ, đầm và hoàn thiện bê tông

71

do sự “nhỏ hóa” đường kính cốt liệu và sử dụng cho các vùng nguồn cát dồi dào cũng như tận dụng được lượng cát hạt nhỏ (Mk<2).

Tro trấu (RHA), một loại phụ gia khoáng đã được nghiên cứu khá kỹ trong Bê tông chất lượng cao, là sản phẩm thu được từ việc đốt phế thải nông nghiệp trấu. Việc sử dụng tro trấu để nâng cao chất lượng bê tông cát sẽ đem lại những lợi ích cho việc bảo vệ môi trường, và một lần nữa khẳng định vai trò nâng cao chất lượng trong bê tông của tro trấu, một phụ gia khoáng hoạt tính.

Nghiên cứu sử dụng phụ gia RHA và sử dụng cát mịn (Mk<2) để chế tạo bê tông cát chất lượng cao là một trong các giải pháp làm bền vững công nghiệp bê tông xi măng và tăng sự phong phú lựa chọn cho người xây dựng. Để sử vật liệu này ở Việt nam, các tính chất của hỗn hợp bê tông và bê tông cát đông cứng cần được nghiên cứu. Kết quả nghiên cứu thực nghiệm được đưa ra sau đây.

2. Nghiên cứu thực nghiệm

2.1 . Tính chất của các vật liệu sử dụng.

2.1.1. Cát

Cát thô (CS) được lấy cát vàng Chánh Hòa có lượng hạt ≥0.63mm chiếm 61.76%, độ hút nước 1.86%, hàm lượng ion Cl- chiếm 0.0034% , tạp chất hữu cơ nhạt hơn màu chuẩn. Các tính chất vật lý được mô tả trong bảng 1.

Cát mịn (FS) có nguồn gốc từ Lý Trạch có lượng hạt <0.63mm chiếm 99%, độ hút nước 2.01%, hàm lượng ion Cl- chiếm 0.0088%, tạp chất hữu cơ nhạt hơn màu chuẩn. Các tính chất vật lý được trình bày trong bảng 1

Cát thô và cát mịn được trộn với nhau theo một tỷ lệ nhất định để có một loại cát hỗn hợp đảm bảo các tính chất vật lý cũng như hóa học và thành phần hạt . Tỷ lệ phối hợp dùng cho nghiên cứu này tỷ lệ CS/FS là 2.33 theo khối lượng. Thành phần hạt của hỗn hợp hai loại cát có mô đun độ mịn là 2.53, hàm lượng sét 0.19% và thành phần hạt được mô tả trong hình 1.

Bảng 1. Các tính chất vật lý của loại cát sử dụng chế tạo bê tông cát chất lượng cao. Cát Khối lượng thể tích

xốp (g/cm3) Khối lượng

riêng (g/cm3) Mô đun độ

mịn Mk Độ xốp tự nhiên (%)

Hàm lượng sét (%)

Cát thô Cát mịn Hỗn hợp

1.45 1.37 1.41

2.64 2.58 2.62

2.80 1.89 2.53

45.0 46.9 46.2

0.18 0.20 0.19

9.54.75

2.36

1.18

0.15

0.60.30.075

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

ĐK sàng (mm)

Lượ

ng lọ

t sàn

g %

Cát Lý Trạch Cát Chánh Hòa Đường lý tưởngĐường hỗn hợp thực 0 ASTM

Hình 1. Đường cong cấp phối của các loại cát.

72

2.1.2. Xi măng

Xi măng Nghi sơn PCB40 có khối lượng riêng là 3.1g/cm3, có tỷ diện tích bề mặt đạt: 3690 (cm2/g) và có thành phần hóa học và khoáng vật ghi trong bảng 2 và bảng 3.

Bảng 2. Thành phần hóa học của xi măng Nghi Sơn PCB40

SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O CaO tự do 21.29 5.72 3.30 63.18 1.1 1.9 0.12 0.30 0.193

Bảng 3. Thành phần khoáng vật của xi măng Nghi Sơn PCB40

C3S C2S C3A C4AF Phụ gia khoáng 52.5 25 5.1 10 7.4

Xi măng sử dụng trong nghiên cứu này tương đương với xi măng CEM I, hoặc ASTM C1157 loại I.

2.1.3.Bột đá vôi và tro trấu

Bột đá vôi sử dụng là bột đá vôi từ mỏ đá Kiện Khê (Hà nam). Hàm lượng các tạp chất có hại trong bột đá vôi đều thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật quy định bột mịn cho bê tông cát theo tiêu chuẩn NF P18-508. Bột đá vôi này có khối lượng thể tích là 1.3 g/cm3, khối lượng riêng là 2.72 g/cm3, độ mịn Blaine đạt 3210 cm2/g. Tro trấu có độ hoạt tính, khối lượng thể tích là 0.6g/cm3, khối lượng riêng là 2.24 g/cm3. Bột đá vôi và RHA có thành hóa học được ghi trong bảng 4.

Bảng 4. Kết quả thử nghiệm thành phần hóa học của bột đá vôi và tro trấu

Loại bột SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO Na2O K2O MKN Bột đá vôi (%) 0.17 0.02 0.04 54.88 0.45 0.02 0.04 43.46 Tro trấu (%) 91.60 0.56 0.92 6.00 0.49 0.69 1.41 3.71

2.1.4. Nước và phụ gia siêu dẻo

Nước sử dụng cho bê tông cát chất lượng cao là nước sạch, không chứa các tạp chất và độ pH đảm bảo để không gây ăn mòn cốt thép trong bê tông.

Phụ gia siêu dẻo được chọn là loại phụ gia đang có mặt trên thị trường Việt Nam, đó là: Phụ gia Viscorete V-3000-10 là chất siêu dẻo gốc polyme; được dùng cho bê tông với liều lượng 0.8 ÷ 1.5 lít cho 100 kg xi măng, chế tạo phù hợp với tiêu chuẩn ASTM loại G, có khả năng giảm nước cao, thường được dùng trong bê tông cường độ cao và bê tông chất lượng cao dự ứng lực; giữ độ sụt sau 90phút, không chứa các clorua và các chất gây ăn mòn; khối lượng thể tích 1.04-1.07; độ pH 3.8-5.7.

2.2 . Thành phần các loại bê tông chế tạo và mẫu thí nghiệm

Bê tông cát trong nghiên cứu được thiết kế với cường độ yêu cầu thực tế là 60Mpa. Việc thiết kế thành phần bê tông được thực hiện theo phương pháp tính toán kết hợp với thực nghiệm. Trong đó phần tính toán sơ bộ được thực hiện theo phương pháp thiết kế thành phần bê tông cát của Pháp, phương pháp này đã được phân tích đánh giá tính thực tiễn và tính hiệu quả trong tài liệu [3], tiêu chuẩn ACI 211.1-91 và tiêu chuẩn ACI 363.2R-98 để lựa chọn tỷ lệ N/X.

Sáu cấp phối bê tông cát được thiết kế: cấp phối bê tông cát không sử dụng phụ gia tro trấu (mẫu đối chứng), các cấp phối bê tông cát sử dụng với hàm lượng tro trấu 5%, 10%, 15%, 20% liều lượng tro trấu so với khối lượng chất kết dính và cấp phối bê tông cát có sử dụng muội silic-silicafume (10%) để làm căn cứ so sánh mức độ hoạt tính của phụ gia tro trấu. Thành phần của cấp phối bê tông trình bày trong bảng 5.

73

Bảng 5. Bảng thành phần bê tông cát chất lượng cao

Kí hiệu mẫu

Tỷ lệ N/CKD

Tỷ lệ tro

trấu, %

KL tro

trấu, (kg)

Xi măng, (kg)

Bột đá vôi, (kg)

Nước, (lít)

Cát vàng, (kg)

Cát trắng, (kg)

Phụ gia tăng dẻo,

(mml) 0T60 0.33 0 0 530.30 150 175 1045 448 636 5T60 0.33 5 25.25 505.05 125 175 1055 452 610 10T60 0.33 10 48.21 482.09 100 175 1064 456 583 15T60 0.33 15 69.17 461.13 80 175 1073 460 583 20T60 0.33 20 88.3 441.92 62 175 1081 463 583 HSC60 0.33 10 48.21 482.09 125 175 1081 463 583 Hỗn hợp bê tông cát chất lượng cao được trộn theo đúng quy trình thiết kế để đảm độ sụt theo yêu cầu. Mỗi cấp phối bê tông cát được chế tạo 18 mẫu trụ (150x300mm) để xác định cường độ chịu nén và cường độ kéo bửa ở các tuổi 3, 7 và 28 ngày; 03 mẫu trụ (100x200mm) để xác định độ thấm ion clo ở 28 ngày; 03 mẫu lập phương (70.7x70.7x70.7mm) để xác định độ mài mòn ở 28 ngày. Mẫu được để trong khuôn thép dưới nhiệt độ không khí 27±2oC sau 24 giờ tiến hành tháo khuôn và ngâm vào bể nước với nhiệt độ tiêu chuẩn trên cho đến ngày thí nghiệm.

2.3 . Kết quả thực nghiệm và thảo luận

2.3.1. Tính công tác

Vì bê tông cát có nhiều hạt nhỏ (cát nhỏ và chất độn mịn) nên lượng cần dùng nước lớn hơn so với bê tông thường. Tuy nhiên khi dùng phụ gia hóa dẻo loại này Visconcrete - V3000 -10 cho loại xi măng Nghi Sơn PCB 40 thì khả năng giảm độ sụt theo thời gian là nhỏ. Kết quả đo độ sụt của các hỗn hợp bê tông cát ở hình 2.

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

12.0

Độ

sụt (

cm)

0T60 5T60 10T60 15T60 20T60 HSC60

Hình 2. Ảnh hưởng của liều lượng RHA đến độ sụt bê tông cát.

Theo kết quả cho thấy rằng khi không sử dụng phụ gia tro trấu trong thành phần của bê tông độ sụt cao hơn. Độ sụt càng giảm khi hàm lượng tro trấu càng tăng lên và lượng xi măng giảm. Trấu có tỷ diện tích cao hơn so với xi măng, yêu cầu lượng dùng nước cao hơn, do vậy khi lượng nước và phụ gia không đổi sẽ làm giảm tính công tác của hỗn hợp bê tông điều này tương tự kết quả nghiên cứu của tài liệu [18] đối với bê tông thường.

2.3.2. Cường độ

Cường độ chịu nén và kéo bửa của bê tông cát với các hàm lượng tro trấu khác nhau cho các kết quả ở bảng 6 và hình 3, hình 4.

74

Bảng 6. Cường độ các ngày tuổi với các liều lượng tro trấu

Cường độ 3d (Mpa)

Cường độ 7d (Mpa) Cường độ 28d (Mpa) Loại

(Lable)

Độ sụt của bê

tông, cm Rn Rkb Rn Rkb Rn Rkb Rn/Rkb 0T60 12.0 38.51 3.60 46.15 4.35 54.04 5.12 10.55 5T60 11.0 42.24 3.81 50.60 4.65 55.38 5.56 9.96 10T60 10.0 46.20 4.26 52.26 5.40 62.34 6.49 9.61 15T60 9.0 45.56 4.59 56.32 5.71 60.32 5.99 10.07 20T60 8.5 37.20 3.20 51.23 4.32 60.15 5.42 11.10 HSC60 9.6 45.39 4.32 53.15 5.60 59.00 6.30 9.37

0

10

20

30

40

50

60

70

0T60 5T60 10T60 15T60 20T60 HSC60

Cườ

ng độ

nén

(MPa

)

3d 7d 28d

Hình 3. Ảnh hưởng của liều lượng RHA đến cường độ nén bê tông cát

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

0T60 5T60 10T60 15T60 20T60 HSC60

Cườ

ng độ

kéo

bửa

(MPa

)

3d 7d 28d

Hình 4. Ảnh hưởng của liều lượng RHA đến cường độ kéo bửa bê tông cát

Tỷ lệ cường độ nén và cường độ kéo bửa đạt từ 9.6 ÷11, tỷ lệ này đối với bê tông thường là 10.5÷15.2 [14], như vậy mức độ tăng cường độ ép chẻ của bê tông cát cao hơn so với bê tông thường, hay nói cách khác cường độ ép chẻ của bê tông cát cao hơn so với bê tông thường cùng mức cường độ chịu nén. Điều này lại lần nữa khẳng định lại nghiên cứu [7] về các tính chất cơ học của bê tông cát thường. Bê tông cát sử dụng muội silic tỷ lệ này là 9.3 thấp hơn khi sử dụng tro trấu vậy hiệu quả tăng cường độ kéo của muội cao hơn so với tro trấu, tuy nhiên để khẳng định điều này cần có nghiên cứu xa hơn nữa.

Cường độ chịu nén của bê tông cát sử dụng muội silic 10% tương đương với cường độ nén của bê tông cát sử dụng tro trấu từ 15%÷20%.

Khi sử dụng liều lượng tro trấu thay thế xi măng từ 10% ÷15% thì cường độ nén và cường độ kéo của bê tông cát được cải thiện đáng kể. Khi sử dụng phụ gia tro trấu với liều lượng 10% thì cường độ bê tông cát ở tuổi 28 ngày tăng so với cường độ bê tông cát không sử dụng phụ gia: cường độ nén tăng 15% và cường độ ép chẻ tăng 27%. Tỷ lệ này tương ứng là 13% và 24% khi ở 7 ngày tuổi. Quan sát bề mặt phá hủy của các mẫu chịu nén và kéo bửa, có thể thấy mặt cắt phá hoại đều đi qua cốt liệu –cát. Với kết quả này, một lần nữa khẳng định vai trò cải thiện cấu trúc bê tông của phụ gia khoáng hoạt tính tro trấu, đặc biệt ở vùng chuyển tiếp giữa đá xi măng và cốt liệu bằng các hiệu ứng hóa học (phản ứng puzzolanic tạo khoáng CSH) và hiệu ứng vật lý chèn đầy (hạt mịn tro trấu chèn đầy các lỗ rỗng trong cấu trúc đá xi măng).Và có thể thấy càng về sau thi mức độ thay đổi cường độ, hay nói cách khác hiệu quả ảnh hưởng của tro trấu càng rõ nét. Nguyên nhân vấn đề này đó là do sự phản ứng pozulanic giữa SiO2 với Ca(OH)2 trong tro trấu xảy ra chậm. Liều lượng tro trấu thay thế xi măng khi sử dụng đến 20% làm giảm cường độ nén cũng như ép chẻ của bê tông cát, điều này cũng đúng với nghiên cứu từ tài liệu [18] đối với bê tông thường.

75

3 7 280

10

20

30

40

50

60

70

Ngày tuổi

Cườ

ng độ

chịu

nén

(MPa

)0T605T6010T6015T6020T60HSC60

Hình 5. Sự tăng cường độ nén theo thời gian

của các loại bê tông cát

3 7 280

1

2

3

4

5

6

7

Ngày tuổi

Cườ

ng độ

kéo

bửa

(MPa

)

0T605T6010T6015T6020T60HSC60

Hình 6. Sự tăng cường độ kéo bửa theo thời

gian của các loại bê tông cát

Sự phát triển cường độ theo thời gian của loại bê tông cát được trình bày ở bảng 6 và biểu đồ hình 5 và 6 một lần nữa cho thấy cường độ bê tông cát sử dụng tro trấu với các hàm lượng khác nhau đều cao hơn so với bê tông cát không sử dụng tro trấu ở tất cả các ngày tuổi. So sánh hai biểu đồ có thể nhận thấy cường độ kéo bửa tăng tỷ lệ với cường độ nén và tỷ lệ với hàm lượng tro trấu sử dụng. Tuy nhiên, ở tuổi 28 ngày thì kể cả cường độ nén và cường độ kéo bửa đều chiếm ưu thế với hàm lương tro trấu 10 -15%. Ngoài ra, trong phạm vi nghiên cứu chỉ thực hiện đến 28 ngày tuổi có thể chỉ ra những điều sau: Bê tông cát có thể đạt lớn hơn 70% cường độ nén 28 ngày khi ở 3 ngày tuổi và lớn hơn 84% cường độ nén 28 ngày ở tuổi 7 ngày. Vì vậy loại bê tông này cho nhiều khả năng thao cốt pha sớm khi được ứng dụng trong xây dựng.

2.3.3. Độ bền

Nghiên cứu cải thiện các tính chất về độ bền của bê tông cát chất lượng cao so với bê cát thường là điều cần thiết vì để hạn chế một số đặc tính không tốt của bê tông cát. Trong đề tài này tập trung nghiên cứu về hai tính chất liên quan đến độ bền bê tông cát là khả năng chống thấm ion Cl- và độ mài mòn.

Khả năng chống thấm ion Cl- bằng phương pháp điện lượng của bê tông cát với các liều lượng RHA khác nhau và bê tông cát sử dụng muội silic được khảo sát. Kết quả thí nghiệm được trình bày trong hình 7 và hình 8 .

0.000.010.020.030.040.050.060.070.080.09

Độ

mài

mòn

(g/c

m2 )

0T60 5T60 10T60 15T60 20T60 HSC60

Hình 7. Ảnh hưởng của liều lượng RHA đến mức độ khả năng chống mài mòn của BTC

Hình 8. Ảnh hưởng của liều lượng RHA đến

khả năng chống thấm ion Cl- của BTC

Quan sát trên biểu đồ hình 8 và kết quả thí nghiệm từ bảng và các tài liệu nghiên cứu trước đây cho thấy rằng: Bê tông cát thông thường có khả năng chống thấm ion Clo là từ 3000 ÷ 3500 Culong (mức vừa phải). Nghiên cứu này với bê tông cát không sử dụng tro trấu (0T60) đạt cường độ nén 54 MPa có khả năng chống thấm ion Clo là 2782 Culông thấp hơn so với bê tông cát thường. Khi tăng cường độ bê tông cát thì khả năng chống thấm ion Clo cũng được cải thiện. Tuy nhiên sự cải thiện này là không đáng kể bằng khi sử dụng phụ gia tro trấu và muội silic trong thành phần của bê tông cát. Kết quả thí nghiệm của nghiên cứu cho thấy rằng khi càng tăng liều lượng RHA thì khả năng chống thấm

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Điệ

n lượn

g thấm

qua

(Cul

ong

0T60 5T60 10T60 15T60 20T60 HSC60

76

ion Clo càng được cải thiện. Trong phạm vi nghiên cứu, liều lượng RHA từ 5% ÷20% thay thế xi măng thì khả năng chống thấm ion Clo giảm từ 930 Culong đến 261 Culong đều là mức rất thấp so với tiêu chuẩn quy định. Như vậy, với chức năng hoạt tính, sự có mặt của tro trấu làm cấu trúc của bê tông đặc chắc hơn. Độ rỗng của bê tông được giảm thiểu, khả năng chống xâm thực (ion Clo) càng tăng, do đó có thể cải thiện được độ bền của bê tông.

Khi sử dụng thay thế 10% xi măng bằng muội Silic thì khả năng chống thấm ion Cl tương đương với thay thế 15%÷20% RHA.

Kết quả được minh họa trên đây chỉ ra rằng mức độ mài mòn của bê tông cát khi cường độ cao (>45MPa) đều ở mức thấp. Mức thay thế 10% RHA làm tăng đáng kể khả năng chống mài mòn (tăng 1.5 lần so với trường hợp bê tông cát không sử dụng phụ RHA).

Mức thay thế 10% ÷15% là tốt nhất cho khả năng chống mài mòn của bê tông cát.

Bê tông cát dùng muội silic mức thay thế 10% muội có khả năng chống mài mòn tương đương với mức thay thế 15% RHA..

Kết quả nghiên cứu này cho thấy tro trấu với hàm lượng 10% ÷15% có tác dụng cải thiện khả năng chống thấm ion clo, khả năng chống mài mòn (độ bền) là tốt nhất.

Để nâng cao chất lượng hơn nữa của bê tông cát cần nghiên cứu xa hơn các tính chất về khả năng thấm nước, chiều sâu cacbonat hóa, và khả năng về chịu nhiệt của bê tông cát.

3. Kết luận và kiến nghị Dựa vào các phân tích kết quả thực nghiệm về vật liệu và đặc tính bê tông cát chất lượng cao trên

đây, xin đưa ra một số kết luận:

Với tỷ lệ N/CKD= 0.33, liều lượng xi măng 440kg ÷ 530kg, liều lượng Tro trấu 25kg ÷ 88kg cho 1m3 bê tông cát, có thể chế tạo bê tông cát có độ sụt 8÷12cm và đạt cường độ nén mẫu trụ tiêu chuẩn đạt 54MPa ÷ 62MPa, cường độ kéo khi bửa đạt 5,1MPa ÷ 6.5 MPa.

Việc sử dụng một phần cát trắng (mịn có Mk<2) thay thế cho cát có Mk>2 (càng ngày càng hiếm trong chế tạo bê tông thông thường) ở một số vùng (ví dụ Miền trung Việt nam) làm phong phú loại cốt liệu cho bê tông xi măng. Và phần nào ủng hộ cho quan điểm “hỗn hợp cốt liệu trong bê tông được tạo nên bởi các cấp cỡ hạt khác nhau mà không phụ thuộc vào kích thước hạt lớn nhất”

Để khắc phục sự gián đoạn cấp phối từ hạt xi măng đến hạt cát nhỏ nên sử dụng bột đá vôi hoặc xỉ nghiền và có thể dùng thêm muội silic hoặc tro trấu để cải thiện chất lượng của bê tông cát.

Khi thay thế RHA với lượng từ 10%÷15% thì có thể cải thiện được các tính chất về cường độ và độ bền của bê tông cát.

Cường độ chịu kéo của bê tông cát cao hơn so với cường độ chịu kéo của bê tông thường. Đây là đặc tính quan trọng khi tính toán BTCT theo trạng thái giới hạn sử dụng.

Việc sử dụng phụ gia Tro trấu thay thế một phần cho cho xi măng và sử dụng cát mịn (Mk<2) để chế tạo Bê tông cát chất lượng cao góp phần tạo ra nhiều sự lựa chọn vật liệu bê tông chọn cho người xây dựng và là giải pháp bền vững công nghiệp xi măng ở Việt nam.

Lời cảm ơn Nhóm nghiên cứu xin gửi lời cảm ơn tới Viện Khoa học và Công nghệ Xây dựng Công trình giao

thông, đặc biệt là tập thể Bộ môn Vật liệu xây dựng, Trường Đại học giao thông vận tải đã giúp đỡ hoàn thành nghiên cứu này. Nhóm nghiên cứu xin chân thành cảm ơn sự đóng góp các ý kiến quý báu của các chuyên gia trong lĩnh vực Vật liệu xây dựng và các thành viên của nhóm giúp đỡ cho sự thành công của nghiên cứu này.

Nhóm nghiên cứu cũng xin gửi lời cảm ơn tới Phòng thí nghiệm Vật liệu Xây Dựng- Bộ môn Vật liệu xây dựng, Phòng TN VILAS 047 - Trung tâm KHCN, Tập thể lớp VL và CNXDGT K46, Trường Đại học Giao thông vận tải; Phòng TN VILAS 138 Chi Cục Tiêu chuẩn - Đo lường - Chất lượng

77

Quảng Bình; Phòng TN VILAS 003-Trung tâm kiểm định chất lượng, Viện Vật liệu xây dựng; Phòng TN LAZ-XD 05 Viện KH Công nghệ Xây dựng; Phòng VLXD Viện Khoa học Thủy Lợi.

Tài liệu tham khảo [1] Béton de sable (1994), caractéristiques et pratiques d’utilisation, Synthése du Projet National de Recherche

et Développement SABLOCRETE, vol. 237, Presses de l’Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, Paris, ISBN: 2-85978-221-4, (in French).

[2] AFNOR Standard NF P 18-500, Bétons de sables, 12 p, Juin 1995. [3] Nguyễn Thanh Sang (2007). ‘’Thành phần cấp phối của bê tông cát’’. Chuyên đề 1 (chuyên đề cấp tiến sĩ kỹ

thuật), Trường ĐHGTVT. [4] ThS Nguyễn Thanh Sang (2005). ’’Nghiên cứu thành phần, cường độ của bê tông cát sử dụng bột cát

nghiền’’ Tạp chí KHGTVT số 12 tháng 11; trường ĐH GTVT; trang 106. [5] NCS. ThS Nguyễn Thanh Sang, GS.TS Phạm Duy Hữu (2007). Nghiên cứu ảnh hưởng của bột đá vôi

đến tính dẻo và cường độ bê tông cát ở Việt nam; Tạp chí GTVT. Số 07, trang 30.( http://www.moc.gov.vn , http://www.hoivlxdvn.org).

[6] NCS. Nguyễn Thanh Sang (2007). Sử dụng bột vỏ ngao nghiền để chế tạo bê tông cát làm lớp dưới mặt đường; Đề tài mã số T2007-KH-CNXDGT-80; trường ĐH GTVT.

[7] NCS. Nguyễn Thanh Sang, GS.TS. Phạm Duy Hữu (2008). Một số kết quả nghiên cứu về các tính chất cơ học của bê tông cát ở Đồng bằng sông Cửu Long; Tạp chí GTVT . Số 05, trang 33.

[8] S.T. Nguyen, H.D. Pham (2008). A Research on Mechanical properties of Sand Concrete in the Mekong Delta ; The Proceedings of 4th International Conference on Advances in Structural Engineering and Mechanics (ASEM’08), 26-28 May 2008, Jeju, Korea, page 170.

[9] ThS. NCS Nguyễn Thanh Sang (2008). Lựa chọn tối ưu hỗn hợp bê tông cát, Tạp chí KHGTVT. Số 22 tháng 06, Trường ĐH GTVT, trang 52.

[10] TS. Đào Đạt, KS. Nguyễn Quang Bình, KS. Nguyễn Tiến Trung (2000). Nghiên cứu sử dụng tro trấu từ nguồn phế thải nông nghiệp để chế tạo phụ gia làm bê tông chất lượng cao. Tuyển tập Kết quả Khoa học công nghệ Thủy lợi Phần III năm 1999-2000.

[11] Malier, Y. (1992), “Introduction”, in: High Performance Concrete: From Material to Structure, (Ed. Yves Malier), E&FN Spon, London.

[12] Daniel C. Okpala (1993). “Some engineering properties of sandcrete blocks containing rice husk ash” Building and Environment, Volume 28, Issue 3, July, pp. 235-241 http://www.sciencedirect.com.

[13] Abdelatif Benaissa, Pierre Morlier and Claude Viguier (1993). ’’Microstructure du beton de sable’’. Cement and Concrete Research. Volume 23, Issue 3, pp. 663-674 http://www.sciencedirect.com

[14] M.S. Shetty (2003). Concrete Technology (Theory and practice ), RAM Narga, New Delhi-110 055. [15] Gailis K (1938). “Betona sastava projecsana un kontrole”. Riga, pp1-56. [16] Graf O (1930). Der Aufbau de Mortels und des betons, Berlin. [17] Fouad M. Khalaf, J. Mat. in Civ. Engrg (2007). “Discussion of Using Crushed Clay Brick as Coarse

Aggregate in Concrete”. Volume 19, Issue 11, pp. 1011-1012. [18] Muhammand Shoaib Ismail and A.M. Waluiddin (1996). “Effect of rice husk ash on strength concrete”.

Construction and Building Materials. Vol.10, No.7, pp. 521-526. [19] Piet Stroeven, Danh Dai Bui, Ely Sabuni (1999). “Ash of vegetable waste used for economic production of

low to high strength hydraulic binders”. Fuel. Volume 78, Issue 2, pp 153-159. [20] D.D. Bui, J. Hu, P. Stroeven. “Particle size effect on the strength of rice husk ash blended gap-grade

Portland cement concrete”. Cement & Concrete composites. Vol. 27, pp. 357-366. [21] A. A. Ramezanianpour*, M. Mahdi khani, Gh. Ahmadibeni (2009). “The Effect of Rice Husk Ash on

Mechanical Properties and Durability of Sustainable Concretes”. International Journal of Civil Engineerng. Vol. 7, No. 2, June.

[22] Nehdi M.1; Duquette J.; El Damatty A (2003). “Performance of rice husk ash produced using a new technology as a mineral admixture in concrete”. Cement and Concrete Research. Volume 33, Number 8, August , pp. 1203-1210(8)

http://www.ingentaconnect.com/content/els/00088846/2003/00000033/00000008/art00038 [23] . Gastaldini L. G.; Isaia G. C.; Gomes N. S.; Sperb J. E. K. (2007). “Chloride penetration and carbonation in

concrete with rice husk ash and chemical activators”, Cement & concrete composites ISSN 0958-9465. Vol. 29, no3, pp. 176-180. http://cat.inist.fr/?aModele=afficheN&cpsidt=18515275

[24] Aitcin, P. –C. (2002). High-Performance Concrete.Vol. 32, no4, pp. 639-645. [25] S P Shah, S H Ahmad (1994), High Performance Concrete: Properties and applications, McGraw-Hill,

Inc.

78


Tình hình sut trượt đất đá trên đường Hồ Chí Minh sau cơn bão số 9 (Ketsana) và đề xuất các giải pháp khắc phục

TS. Doãn Minh Tâm

Viện trưởng Viện Khoa học và Công nghệ GTVT

Tóm tắt. Bão số 9 (tên quốc tế gọi là bão Ketsana) đã gây nên nhiều thiệt hại về người và của cho nhân dân, đồng thời gây nên tình trạng sụt lở trầm trọng trên đường Hồ Chí Minh vào những ngày đầu tháng 10 năm 2009. Ngay sau khi bão đi qua, Viện KH&CN GTVT đã có mặt tại hiện trường. Báo cáo này tổng hợp các số liệu, nhận xét và đánh giá bước đầu của Viện về tình hình hoạt động sụt lở, sự làm việc của các công trình và đề xuất các giải pháp kỹ thuật nhằm sớm có thể khắc phục hậu quả do bão lũ gây ra trên đường HCM.

Abstract. Storm No.9 (internationally named Ketsana) has caused a lot of casualties and physical damages to local people as well as serious land slide on Ho Chi Minh Highway in the early days of this October, 2009. Right after the storm, Institute of Transport Science and Technology was present on the site. This paper summarizes data, comments and initial assessments by the Institute regarding land slide situations, the operation of construction works and proposed technical solutions as to quickly resolve the aftermath of the flood on Ho Chi Minh Highway.

1. Tổng quan về cơn bão số 9 (Ketsana) và tình hình sụt lở trên đường Hồ Chí Minh sau bão

Như báo chí và các phương tiện thông tin đại chúng đã đưa tin, trước khi đổ bộ vào Việt Nam, bão số 9 (tên gọi là Ketsana) đã đổ bộ lên Philippines vào sáng sớm thứ bảy ngày 26/ 9/ 2009, với tốc độ gió đến 85 km/h, giật 100 km/h, hoành hành trên khu vực bắc đảo Luzon trước khi tiến vào biển Đông, hướng về Việt Nam. Theo Trung tâm Dự báo khí tượng thuỷ văn Trung ương cho biết: “Từ đầu năm đến nay, Việt Nam chịu ảnh hưởng từ 2-3 cơn bão, nhưng đều là những cơn bão yếu. Con bão số 9 này mạnh hơn nhiều, về cường độ có thể tương đương thậm chí mạnh hơn cơn bão Sangxen đổ bộ vào thành phố Đà Nẵng năm 2006. Diện tàn phá của cơn bão sẽ rộng hơn. Dự báo toàn bộ các tỉnh từ Thanh Hoá đến Bình Định sẽ chịu ảnh hưởng của cơn bão số 9. Cụ thể từ Nghệ An cho đến Quảng Ngãi sẽ ảnh hưởng trực tiếp. Trong đó, các tỉnh từ Quảng Bình cho đến Quảng Nam sẽ có gió mạnh cấp 9 cấp 10 vùng gần tâm bão cấp 11, cấp 12 và có thể đạt cấp 13 và giật cấp 14 cấp 15. Từ Thanh Hoá cho đến Bình Định và vùng Bắc Tây Nguyên từ hôm nay cho đến hết ngày 30/9 sẽ có mưa rất lớn, phổ biến cỡ khoảng từ 200 đến 300 mm, thậm chí đến 600-700 mm”. Tâm của cơn bão này được Trung tâm dự báo Khí tượng Thuỷ văn Trung ương xác định sẽ đổ bộ vào khu vực từ Quảng Bình đến Quảng Nam, vùng ảnh hưởng từ Thanh Hóa đến Quảng Ngãi.

Đến 16 giờ 29/ 9/ 2009, bão số 9 mới chính thức đổ bộ vào Việt Nam, với tâm bão ở vị trí khoảng 15,4 độ vĩ Bắc, 107,9 độ kinh Đông, khu vực nam tỉnh Quảng Nam và bắc Quảng Ngãi. Từ chiều 28.9, gió cấp 10, 11 kèm theo mưa lớn đã tràn vào các tỉnh ven biển miền Trung từ Thừa Thiên-Huế đến Quảng Ngãi. Bão số 9 kéo dài hơn 20 giờ đồng hồ, kèm theo mưa rất to. Lượng mưa trong 3 ngày (từ 28/ 9/- đến 30/ 9/ 2009) tại Trà Bồng (Quảng Ngãi) đến 914 mm, tại Nam Đông (Thừa Thiên Huế) là 884 mm. Các tỉnh Quảng Trị đến Quảng Ngãi, Gia Lai, Kon Tum phổ biến 200-400 mm. Mưa to, đẩy lũ trên sông Trà Bồng vượt đỉnh lũ lịch sử năm 1964 tới 0,7 m. Lượng mưa ngày đo được tại thành phố Huế đạt 287mm; Nam Đông (Huế): 447mm; Đà Nẵng 261mm; Trà My (Quảng Nam): 338mm; Quảng Ngãi: 419mm. Tổng lượng mưa ngày tại các tỉnh bão đi qua xấp xỉ lên đến từ 500 đến 1.000mm. Ngoài ra, hoàn lưu bão số 9 lớn nên cũng gây mưa to tại khu vực Tây Nguyên. Lượng mưa

79

đo được tại Kontum là 100mm; Đak Tô: 200mm; Gia Lai: 66mm. Nhiều địa phương ở Quảng Nam, Quảng Ngãi, lũ đã vượt đỉnh lũ lịch sử năm Thìn -1964.

Sau khi bão số 9 (Ketsana) đã đổ bộ vào Việt Nam gây ra bão lũ tại các tỉnh miền Trung, theo đánh giá của Ban Chỉ đạo Phòng chống lụt bão Trung ương kể từ năm 1969, bão Ketsana là một trong những cơn bão mạnh nhất trong vòng 40 năm qua tại Việt Nam (cường độ gió cấp 12, giật cấp 14-15), đổ bộ vào 2 tỉnh Quảng Nam và Quảng Ngãi trưa ngày 01/10/2009, với vùng ảnh hưởng của gió mạnh từ Quảng Trị đến Quảng Ngãi, gồm các tỉnh Quảng Trị, Thừa Thiên-Huế, Đà Nẵng, Quảng Nam, Quảng Ngãi và Kon Tum, gây thiệt hại rất lớn cho các tỉnh này. Do trước bão đã có mưa rất to ở vùng bị ảnh hưởng nên tình trạng lũ trên các sông ở miền Trung và Tây Nguyên lên rất nhanh và ở mức cao xấp xỉ lũ lịch sử, một số sông vượt lũ lịch sử như ở Trà Bồng (Quảng Ngãi), sông PôKô và Đăkbla (Kon Tum). Song nhờ công tác thông báo bão chính xác, cảnh báo và dự báo sớm (khi bão còn ở phía Đông Philippines) trên các phương tiện thông tin đại chúng, cộng với sự chỉ đạo sát sao của Chính phủ; đồng thời thành lập Ban chỉ đạo tiền phương tại Đà Nẵng dưới sự chỉ đạo của Phó Thủ tướng Hoàng Trung Hải; họp giao ban trực tuyến thường xuyên giữa Hà Nội và Đà Nẵng để trực tiếp nắm tình hình và chỉ đạo kịp thời; huy động mọi phương tiện để kêu gọi và thông báo bằng máy bay, pháo hiệu, Icom, tàu hải quân, biên phòng, người thân thông báo cho ngư dân đi biển, nên đã giảm thiểu được mức độ thiệt hại do bão Ketsana gây ra. Trong đó đã hướng dẫn kịp thời cho 46.509 tàu thuyền với 193.622 lao động di chuyển phòng tránh, sắp xếp được 40.659 tàu thuyền neo đậu vào nơi an toàn, sơ tán di dời 103.123 hộ dân với 256.790 người. Tuy vậy, bão Ketsana cũng đã gây ra thiệt hại rất lớn, làm 163 người chết, 11 người mất tích và 629 người bị thương; làm 21.614 nhà bị sập, trôi; 258.264 nhà hư hại và 294.711 nhà bị ngập. Ngoài ra bão lũ còn gây rất nhiều thiệt hại về nông nghiệp, thủy sản, giao thông, điện, thủy lợi...với tổng thiệt hại ước tính 14.014 tỷ đồng.

Về tình hình giao thông trên các tuyến đường sau bão lũ, theo báo cáo của Sở GTVT Thừa Thiên – Huế, sau khi bão đi qua, trên QL 49A bị ách tắc giao thông tại các vị trí Km8-Km9, Km 20 - Km 24 do ngập sâu 0,8m, tại Km 75 +150, Km 92, Km96 tới cửa khẩu S3 tắc đường do sạt lở đất. Trên QL 49 B ngập lụt gây ách tắc giao thông cục bộ một số đoạn từ Km1 đến Km5 +200. Các tuyến Bắc sông Hương như ĐT4, ĐT 8B, 8A mặt đường bị ngập sâu từ 0,3 - 1,1m xe cộ không đi lại được. Các tuyến Nam sông Hương, ĐT 1, 2, 3, 10A ngập sâu nhiều đoạn gây gián đoạn giao thông. QL 14B - đường lên huyện Nam Đông do cây gãy đổ trên nhiều tuyến nên việc đi lại của người dân gặp nhiều khó khăn. Trên QL 1A đoạn đi qua địa bàn (TP Vinh) nhiều đoạn bị ngập nước. Trong khi đó trên QL48 sạt lở diễn ra nặng nề, gây ách tắc giao thông nhiều giờ. Tại Đăk Lăk, cầu Đắc Trâm trên tỉnh lộ 678 bị sập khiến giao thông trên tuyến đường này bị gián đoạn 4 xã Đắc Tờ K, Đắc Sao, Đắc Na và Đắc rờ Ông bị cô lập hoàn toàn với bên ngoài mưa lũ còn gây sạt lở nghiêm trọng trên 2 tuyến tỉnh lộ 672 và 678 với số lượng đất đá sạt lở hơn 15.000 mét khối. Mưa lũ cũng khiến hệ thống điện ở các huyện Kong Pờ Nông, Kong Rãy và Tu Mơ Rông bị cắt đứt hoàn toàn, giao thông liên lạc về 3 huyện trên cũng bị gián đoạn. Đèo Mang Đang trên Quốc lộ 24 bị sạt lở nặng, giao thông trên tuyến đường này hết sức khó khăn. Hàng chục ngôi nhà của nhân dân ở xã Đắc Trâm huyện Tu mơ Rông bị ngập sâu trong nước. Tuyến QL 14E sạt lở ta luy dương nhiều vị trí từ Km 35 đến Km 79 khối lượng trên 20 nghìn khối, tường chắn bê tông ta luy âm tại Km 52+ 800 bị lún sụt hoàn toàn, tổng mức thiệt hại trên 4 tỷ đồng, được thông xe 2 ngày sau bão lũ. Tuyến QL 14D thiệt hại gấp hai lần QL 14E, khối lượng đất đá sạt lở trên 85 nghìn khối suốt dọc tuyến từ Km 1+ 900 lên đến Km 68+ 700 cũng được thông xe 5 ngày sau bão lũ. Trong các tuyến tỉnh lộ, ĐT 616 bị thiệt hại nặng nhất: đất đá ta luy dương sạt lở suốt từ Km 40- Km 75; xói lở ta luy âm một số đoạn đến sát mép nhựa từ Km 41- km 42; đất tràn lấp mặt đường nhựa dày 50 cm tại Km 47+700 - Km 47+ 800… tổng mức thiệt hại trên 12 tỷ đồng cũng nhanh chóng được thông xe sau 5 ngày sau bão lũ. Tuyến ĐT 604 từ Dốc Kiền lên thị trấn Prao mới vừa khắc phục sau cơn mưa lũ đầu tháng 9 nay lại thiệt hại nặng, nước ngập ngầm sông Vàng tại Km 37 làm tắc nghẽn giao thông, đến ngày 5-10 đi kiểm tra phát hiện cầu Ông Voi Km 42 bị xói trôi móng trụ…

Đặc biệt, trên tuyến đường Hồ Chí Minh, đoạn từ Đăk Krông (Quảng Trị) vào đến Đăk Glei (Kon Tum), cơn bão số 9 đã gây ra tình trạng sụt lở trầm trọng. Theo số liệu thực tế sau chuyến đi kiểm tra tình hình đất sụt trên toàn tuyến của Viện Khoa học & Công nghệ GTVT thực hiện từ ngày 11 đến 16/ 10/ 2009, đã ghi nhận và thống kê được tổng số 268 điểm sụt trượt lớn nhỏ trên đường. Trong đó, từ Đăk Glei ra đến Thạnh Mỹ, trên đoạn tuyến dài 108 Km có 34 điểm sụt lở lớn nhỏ, trong đó có 8 điểm gây tắc đường. Còn từ Thạnh Mỹ trở ra đến Đăk Krông, trên tuyến dài 250 Km có tất cả 234 điểm sụt

80

lở, trong đó có tới 1/3 tổng số điểm là sụt lở lớn (có khối lượng trên 100 m3 đất sụt/ điểm) và gây ra 24 điểm tắc đường. Đặc biệt, tại Km 323+700 trên đoạn đường từ A Lưới trở ra đèo Pêke, dòng chảy

lũ đã phá tan vị trí cống thoát nước khẩu độ φ 100 ở đây, cuốn trôi cống và làm cắt đứt toàn bộ thân đường đắp cao tới 3m trên một đoạn đường dài khoảng 30m.

Tóm lại, cơn bão số 9 (bão Ketsana) diễn ra vào dịp cuối tháng 9, đầu tháng 10 năm 2009 đã gây ra nhiều thiệt hại to lớn về người và của cho nhân dân, đồng thời cũng gây nên những thiệt hại nặng nề cho ngành GTVT đặc biệt đã gây nên sụt lở trầm trọng trên tuyến đường Hồ Chí Minh.

2. Phân tích tình hình sụt lở và sự cố công trình sau bão Theo báo cáo sơ bộ của Ban QLDA đường Hồ Chí Minh, tính đến ngày 31/ 12/ 2006 trên toàn

tuyến đường HCM (Giai đoạn I) dài khoảng 1000 Km, Ban QLDA đã tổ chức thực hiện bền vững hóa tại 468 vị trí sụt lở có quy mô lớn và vừa, với tổng chiều dài công trình tường chắn đã xây dựng khoảng 150 Km (chiếm khoảng 15% tổng chiều dài toàn tuyến). Tuy nhiên, chỉ sau mùa mưa năm 2007, theo thống kê của Viện Khoa học & Công nghệ GTVT trên đoạn Đăk Krông – Đăk Glei (dài khoảng 400 Km) đã phát sinh thêm 187 điểm sụt đất lớn nhỏ, chủ yếu tập trung vào đoạn A Đơt – A tep – Prao – Thạnh Mỹ và đoạn Khâm Đức – Đăk Glei.

Về phân loại đất sụt, theo số liệu thống kê sơ bộ của Viện Khoa học & Công nghệ GTVT, tỷ lệ các dạng đất sụt xuất hiện và phân bố trên đường HCM được sơ bộ đánh giá như sau :

- Hình loại sụt lở đất : là dạng phổ biến nhất, chiếm tới 60% tổng số các điểm sụt đã xử lý

- Hình loại xói sụt đất : chiếm khoảng 20-25%

- Hình loại trượt đất : chiếm khoảng 10-15%

- Hình loại đá lở, đá lăn : chiếm dưới 5%

Sau đợt bão lũ do cơn bão số 9 (Ketsana) gây ra dịp đầu tháng 10/ 2009, trong tổng số 268 điểm sụt đất trên đường được Viện Khoa học và Công nghệ GTVT ghi nhận, hình loại sụt lở đất chiếm chủ yếu, tiếp đến là xói sụt đất, sau đó là trượt đất và đá lở đá lăn. Tuy nhiên, vị trí nghiêm trọng nhất lại do xói sụt gây ra tại Km 323+700 do dòng chảy lũ cuốn trôi cống làm đưý hẳn một đoạn đường dài 30m.

Về các biện pháp bền vững hóa, theo thống kê của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, tính đến ngày 31/ 12/ 2006, tổng số các điểm sụt lở trên toàn tuyến đường Hồ Chí Minh từ Thạch Quảng vào đến Ngọc Hồi (chưa kể nhánh phía Tây) là 752 điểm, nhưng chủ yếu tập trung trên các đoạn qua đèo Đá Đẽo (Quảng Bình), đoạn Đăk Krông – Tà Rụt, đoạn qua đèo Pê ke, đoạn Â Đơt – A tep, A tep – Prao, Prao – Thạnh Mỹ và Đăk Zôn - Đăk Glei qua đèo Lò Xo. Trong đó, các điểm đã được thiết kế và xây dựng bền vững hóa là 468 điểm, chiếm tỷ lệ 62%. Còn lại các điểm sụt lở khác chưa có điều kiện bền vững hóa ngay, mà chủ yếu mới chỉ được thực hiện bằng giải pháp hót sụt hoặc xếp tạm rọ đá là 284 điểm, chiếm 38%.

Theo tổng hợp số liệu của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, các biện pháp bền vững hóa cơ bản đã được các đơn vị tư vấn thiết kế trong và ngoài ngành GTVT áp dụng phổ biến trên toàn tuyến đường HCM trong thời gian qua bao gồm :

- Tường chắn móng cọc

- Tường chắn trọng lực

- Tường xếp rọ đá

- Gia cố chống xói bề mặt mái dốc

- Cắt cơ kết hợp thoát nước

Trước cơn bão số 9 đổ bộ vào Việt Nam, qua theo dõi của Viện Khoa học & Công nghệ GTVT, trong số 468 điểm đã được bền vững hóa, nhận thấy :

- Có tới 70 % các điểm sụt đất đã được xử lý sử dụng biện pháp tường chắn;

81

- Khoảng 30% các điểm không sử dụng tường chắn;

- Có khoảng 10% các điểm có kết hợp sử dụng gia cố bề mặt mái dốc bằng cỏ Vetiver

- Khoảng 5% các điểm có kết hợp sử dụng gia cố bề mặt mái dốc bằng biện pháp khối xây Sau khi cơn bão số 9 đi qua (10/ 2009), theo kết quả thị sát và đánh giá sơ bộ của Viện Khoa học

và Công nghệ GTVT, nhận thấy :

- Toàn đoạn tuyến từ Đăk Krông – Đăk Glei có khoảng 200-220 điểm sụt mới phát sinh sau bão lũ, trong đó có tới 60% là các điểm đã được tư vấn KS-TK phát hiện và đề xuất cần xử lý trước đây nhưng chưa có điều kiện thực hiện thì nay tiếp tục bộc lộ và hoạt động gây sụt lở.

- Hầu hết các điểm sụt lở mới đều nằm trong các đới phá hủy kiến tạo do các đứt gãy kiến tạo gây ra kéo dài từ Đăk Krông qua Pê ke vào đến Thạnh Mỹ. Tỷ lệ các điểm có đất sụt đổ xuống mặt đường từ độ cao trên 20m chiếm tới trên 70% tổng số các điểm sụt đợt này.

- Có khoảng 25-30 điểm sụt đất tuy đã được thiết kế bền vững hóa và đang được xây dựng trong năm 2008-2009 nhưng do chưa hoàn thành để đủ điều kiện giữ vững ổn định của khối đất mái dốc, thì nay gặp bão nên chưa phát huy được hiệu quả, một số bị thiệt hại.

- Có khoảng 15-20 điểm sụt đất tuy đã được thiết kế và xây dựng bền vững hóa ở các mức độ khác nhau trước đây, nhưng nay khi gặp bão số 9 lại phát sinh sụt lở mới hoặc bị sự cố công trình.

Hình 1. Đất sụt từ độ cao trên 20m đổ xuống mặt đường trên đường HCM

(Ảnh chụp tư liệu của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, 10/ 2009)

Riêng đối với Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, từ năm 2005 trở lại đây, Bộ GTVT đã giao cho Viện chịu trách nhiệm KS-TK bền vững hóa trên 50 điểm đất sụt trên đường Hồ Chí Minh, đã xây dựng xong và đưa vào khai thác trên 30 công trình, sau đợt kiểm tra bão lũ do cơn bão số 9 gây ra, sơ bộ đánh giá kết quả nhận thấy như sau :

- 100% tường chắn đã được TK và XD vẫn giữ được sự ổn định,

- Hầu hết các công trình bền vững hóa đều đã phát huy được hiệu quả do giữ được sự ổn định và bền vững.

- Viện đã thiết kế thử nghiệm và kiểm chứng tính hiệu quả đảm bảo sự bền vững, ổn định của các loại tường chắn và biện pháp gia cố bề mặt chống xói và sụt lở.

82

- Viện cũng đã thiết kế và kiểm chứng tính hiệu quả, đảm bảo sự bền vững, ổn định của các biện pháp xử lý chống trượt đất

Hình 2. Công trình bền vững hóa, xử lý đất sụt do Viện Khoa học và Công nghệ GTVT chủ trì thiết kế

giữ vững sự ổn định và bền vững sau hơn 3 năm thử thách với mùa mưa trên đường HCM (Ảnh chụp tư liệu của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, 10/ 2009)

3. Kết luận Từ kết quả thống kê, theo dõi của Viện KH&CN GTVT về tình hình đất sụt đường HCM qua

nhiều năm, qua các mùa mưa và sau cơn bão số 9 (Ketsana, 10/ 2009) có thể rút ra một số kết luận như sau :

- Do điều kiện địa hình cao, phân cắt mạnh, địa chất phức tạp do tuyến đường cắt qua nhiều đứt gãy kiến tạo và nằm trên các đới phá hủy kiến tạo, lại chịu ảnh hưởng của thời tiết khí hậu khắc nghiệt, nắng to, mưa nhiều, thúc đẩy quá trình phong hóa diễn ra mãnh liệt, ... cho nên tuyến đường HCM đi qua khu vực miền Trung phải chịu ảnh hưởng mạnh mẽ của quá trình Động lực học công trình kèm theo hiện tượng sụt lở trầm trọng trên tuyến là điều khó tránh khỏi. Tình trạng sụt lở này còn có thể kéo dài và sẽ tắt dần theo thời gian nếu con người chủ động áp dụng các biện pháp phòng chống tích cực và hạn chế tối đa việc phá rừng, đốt rừng, lấp dòng chảy hoặc tiếp tục phá vỡ thế ổn định của mái dốc.

- Các biện pháp bền vững hóa đã được áp dụng là đúng hướng và về cơ bản đã đáp ứng được một phần đáng kể nhu cầu đòi hỏi giữ sự ổn định và bền vững của mái dốc về mùa mưa bão. Tuy nhiên, một phần do kinh phí còn hạn chế, một phần do kinh nghiệm KS-TK và thẩm tra, thẩm định của các đơn vị tư vấn còn ở mức độ khiêm tốn cho nên các biện pháp bền vững hóa đã được áp dụng chưa phát huy hết được hiệu quả như mong muốn, thậm chí còn để xảy ra các sự cố công trình đáng tiếc do yếu tố con người.

- Để tăng cường hiệu quả công tác phòng chống, khắc phục và xử lý hiện tượng đất sụt trên đường HCM, cần thiết phải học tâp, bồi dưỡng kiến thức và trau dồi các hiểu biết, các kinh nghiệm để có thể nắm vững được bản chất của hiện tượng, phân loại được hiện tượng, đánh giá đúng các điều kiện bất lợi và nguyên nhân chính gây ra hiện tượng, để từ đó đề xuất các giải pháp đúng đắn, hợp lý, mang tính khả thi và phát huy được hiệu quả đầu tư xây dựng.

- Với bề dày kinh nghiệm 35 năm nghiên cứu và thực nghiệm trong lĩnh vực phòng chống đất sụt trên đường giao thông, Viện Khoa học & Công nghệ GTVT đã đúc kết được những bài học kinh nghiệm quý báu và một số mẫu định hình của các loại công trình xử lý đất sụt

83

để có thể giới thiệu và phổ biến áp dụng trong ngành GTVT, góp phần giảm thiểu các thiệt hại do đất sụt có thể gây ra.

- Để khắc phục hậu quả nghiêm trọng do cơn bão số 9 (Ketsana) gây ra, với 268 điểm sụt

lớn nhỏ từ Đăk Krông (Quảng Trị) vào đến Đăk Glei (Kon Tum), Ban QLDA nên lựa chọn và giao cho một đơn vị tư vấn có kinh nghiệm thực hiện ngay công tác thống kê đánh giá một cách định lượng về khối lượng sụt lở và sơ bộ xác định nguyên nhân để từ đó có thể tiến hành phân loại hiện tượng, phân loại quy mô và xác định các trọng điểm sụt đất cần phải xử lý theo 3 mức : kiên cố hóa (với yêu cầu đảm bảo ổn định kể cả trong mùa bão lũ), bền vững hóa (cho phép sụt sạt nhỏ về mùa bão lũ) và xử lý tình thế, có tính chất tạm thời để phục vụ đảm bảo giao thông. Trên cơ sở đó, Ban QLDA có phương án trình Bộ GTVT để xin ý kiến chỉ đạo xử lý đất sụt trên đường HCM phù hợp với khả năng về kinh phí, về thời gian và đáp ứng nhu cầu đòi hỏi về giao thông của các địa phương.

Tài liệu tham khảo [1]. Nguyễn Trình (2009). ”Bão số 9 (Ketsana) mạnh nhất trong vòng 40 năm qua”. Báo Tài nguyên và Môi

trường, số ra thứ Tư, ngày 07/ 10/ 2009 [2]. Lam Trình (2009). ”Khắc phục hậu quả bão lũ trên đường Hồ Chí Minh”. Báo GTVT, số ra thứ Ba ngày 10/

10/ 2009. [3]. Doãn Minh Tâm (2008). ”Sụt lở trên các tuyến đường giao thông và biện pháp khắc phục. Tạp chí GTVT-Bộ

GTVT, số tháng 1+2/ 2008, trang 63-68. [4]. Viện Khoa học và Công nghệ GTVT (2009). “Tình hình sụt trượt đường Hồ Chí Minh sau bão số 9 (bão

Ketsana)”. Tin từ trang Web của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT, ngày 19/ 10/ 2009.

Documents

Nghiên cứu, phân loại các dạng sụt, trượt mái taluy đường ...... tuy nhiên trên tuyến vẫn tiếp tục phát ... với nền đường đào ... + Biện pháp