Nghiên cứu thực nghiệm khả năng chống chọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép được gia cường bởi cốt sợi kim loại vô định hình

 thí nghiệm này, nhóm nghiên 
cứu lựa chọn hàm lượng cốt sợi vô định hình được trộn 
trực tiếp vào hỗn hợp bê tông với hàm lượng là 0,8%. Kích 
thước hình học và cấu tạo cốt thép của các mẫu thí nghiệm 
được trình bày trong hình 3. Trong nghiên cứu này, bê 
tông cốt sợi kim loại vô định hình được sử dụng cho toàn 
bộ tấm sàn.
1520(9) 9.2017
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ 
10
0
800 200 800
1800
Ø10 @50
Thép cẩu lắp Ø13
Thép cột 4Ø24
B
AA
A-A
18
00
12
Ø
13
@
15
0
30
30
12Ø13@150
12
0
10
0
80
0
20
0
80
0
Thép chịu lực Ø13
Thép chịu lực Ø13
200
Đơn vị: mm
a. Mẫu tiêu chuẩn sử dụng bê tông thông thường, mẫu sử 
dụng bê tông cốt sợi kim loại vô định hình
800 200 800
1800
18
00
AA
12
Ø
13
@
15
0
12Ø13@150
80
0
20
0
80
0
Ø10@50
Thép cẩu lắp Ø13
Column rebars: 4Ø24
30
30
12
0
5010
0
10
0
50Thép chịu lực Ø13
Thép chịu lực Ø13
200 Bulong Ø10
b. Mẫu được gia cường bởi bulong chịu cắt ở đầu cột
Ø10@50
Thép cột 4Ø13
Ø10@45
A A
1800
200 800800
8
0
0
2
0
0
8
0
0
1
8
0
0
1
2
Ø
1
3
@
1
5
0
12Ø13@150
200Thép cẩu lắp Ø13
Thép chịu lực Ø13
Thép chịu lực Ø13
1
2
0 3
0
3
0
1
0
0
1
0
0
A-A
c. Mẫu được gia cường bởi thép đai chịu cắt ở đầu cột
Hình 3. Kích thước và cấu tạo cốt thép của mẫu thí 
nghiệm.
Thiết lập thí nghiệm
Lực tập trung theo phương thẳng đứng được tác dụng 
tại vị trí đầu cột trên của các mẫu thí nghiệm thông qua 
thiết bị gia tải là kích thủy lực 500 kN. Cấu tạo và hình 
ảnh hệ thống thí nghiệm được trình bày ở hình 4, bao gồm 
bộ phận truyền động, bộ phận điều khiển lực, và thiết bị 
đo chuyển vị (LVDT) đặt tại vị trí đầu cột dưới. Tải trọng 
đứng (P) được tác dụng lên mẫu thí nghiệm với vận tốc 
0,03 mm/s cho đến khi mẫu bị phá hoại. Chuyển vị (w) của 
mẫu và lực tác dụng lên mẫu được đo và ghi nhận tại vị 
trí đầu cột dưới trong suốt quá trình thí nghiệm thông qua 
một máy ghi dữ liệu. 
1620(9) 9.2017
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ
Bộ phận điều khiển lực
Thiết bị đo chuyển vị
Dầm đỡ
Bộ phận truyền động
Mẫu thí nghiệm
Khung gia tải
a. Hình ảnh hệ thống thí nghiệm.
b. Cấu tạo hệ thống thí nghiệm.
Hình 4. Hệ thống thí nghiệm.
Kết quả thí nghiệm và phân tích
Kết quả đường cong lực - chuyển vị
Kết quả đường cong lực (P) - chuyển vị (w) của các 
mẫu thí nghiệm được trình bày ở hình 5. Ta có thể thấy 
rằng, ở mẫu tiêu chuẩn (TC), sau khi đạt giá trị lực lớn 
nhất (214,8 kN), đường cong lực - chuyển vị sụt giảm 
một cách đột ngột. Mẫu được gia cường bởi thép đai (TĐ) 
cũng thể hiện một ứng xử tương tự mẫu TC, tuy nhiên 
khả năng chịu lực (258,8 kN) cao hơn so với mẫu TC là 
20,5%. Mẫu được gia cường bởi bulong chịu cắt cho khả 
năng chịu lực cao hơn chỉ khoảng 4,6%, tuy nhiên khả 
năng chuyển vị cao hơn 30,9%, và sau khi đạt giá trị lực 
lớn nhất, đường cong lực - chuyển vị sụt giảm một cách từ 
từ. Đối với mẫu thí nghiệm sử dụng cốt sợi vô định hình 
với hàm lượng 0,8% (ASFs), giá trị lực và chuyển vị lớn 
nhất tương ứng đạt 277,3 kN và 29,49 mm, tức là cao hơn 
tương ứng 29 và 72% so với mẫu TC, đồng thời, đường 
cong lực - biến dạng sụt giảm một cách từ từ sau khi đạt 
giá trị lực lớn nhất. Điều này chứng tỏ cốt sợi kim loại vô 
định hình sử dụng trong hỗn hợp bê tông làm tăng khả 
năng chống chọc thủng và khả năng chuyển vị của mẫu thí 
nghiệm. Đồng thời, chúng có khả năng kiểm soát các vết 
nứt sau khi đạt đến trạng thái giới hạn chịu lực, giúp cho 
các kết cấu không bị phá hoại một cách đột ngột, tương tự 
như cốt sợi thép truyền thống [17].
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40
P
(k
N
)
w (mm)
TC
BL
TĐ
ASF
Hình 5. Quan hệ lực - chuyển vị.
Đặc điểm phá hoại mẫu
Trong nghiên cứu này, các mẫu thí nghiệm được kê tự 
do lên các gối tựa đặt ở 4 cạnh của mẫu thí nghiệm. Vì vậy, 
phần diện tích sàn xung quanh cột sẽ chịu tác dụng của lực 
chọc thủng cũng như moment uốn lớn nhất. Trong tất cả 
các mẫu thí nghiệm, các vết nứt đầu tiên được hình thành 
trong vùng chịu kéo của tiết diện sàn gần vị trí cột, sau đó 
bề rộng và diện tích vùng nứt tăng dần cùng với sự tăng 
của tải trọng (hình 6).
Hình 6. Đặc điểm hình thái phá hoại mẫu.
1720(9) 9.2017
Khoa học Kỹ thuật và Công nghệ 
Hình 6 cho thấy hình mẫu của các vết nứt được quan 
sát bằng mắt thường tại thời điểm sau khi các mẫu thí 
nghiệm bị phá hoại. Trong trường hợp các mẫu tiêu chuẩn 
(TC), bulong chịu cắt (BL), thép đai chịu cắt (TĐ), một số 
lượng lớn các vết nứt được hình thành xung quanh chu vi 
cột và gây ra sự phá hoại của vùng bê tông ở bề mặt bên 
dưới các mẫu thí nghiệm, kéo theo sự phá hoại hoàn toàn 
mẫu sau đó. Tuy nhiên, trong trường hợp mẫu thí nghiệm 
với hàm lượng 0,8% cốt sợi vô định hình trong hỗn hợp 
bê tông (mẫu ASFs), số lượng các vết nứt ít và diện tích 
cũng như bề rộng các vết nứt hẹp được quan sát sau khi 
mẫu bị phá hoại.
Diện tích vùng phá hoại cũng được đo và thể hiện ở 
hình 6. Ta có thể thấy rằng, diện tích vùng phá hoại trong 
trường hợp mẫu ASFs gần bằng với mẫu TC và ít hơn các 
mẫu còn lại. Ngoài ra, số lượng các vết nứt quan sát được 
trong mẫu ASFs ít hơn nhiều so với tất cả các mẫu TC, BL 
và TĐ. Điều này có thể được lý giải bởi sự hiện diện của 
cốt sợi vô định hình trong hỗn hợp bê tông đã tạo ra hiệu 
ứng cầu nối (bridging effect) giữa các vết nứt xuất hiện 
khi bị phá hoại, và làm giảm số lượng các vết nứt lớn cũng 
như bề rộng khe nứt [17]. 
Kết luận và kiến nghị
Bài báo đã trình bày kết quả nghiên cứu bằng thực 
nghiệm để khảo sát tính hiệu quả của cốt sợi kim loại vô 
định hình khi trộn vào trong bê tông đến khả năng chống 
chọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép không dự ứng 
lực. Một số kết luận có thể rút ra từ kết quả thí nghiệm 
như sau:
- Các phương pháp kháng chọc thủng tại liên kết cột - 
sàn như sử dụng bulong chịu cắt, thép đai chịu cắt, cũng 
như sử dụng cốt sợi kim loại vô định hình trong hỗn hợp 
bê tông đều làm tăng khả năng kháng chọc thủng tại vị trí 
này.
- Mẫu thí nghiệm sử dụng cốt sợi kim loại vô định hình 
trong hỗn hợp bê tông có khả chịu tải trọng chọc thủng tại 
đầu cột lớn hơn 29% so với mẫu tiêu chuẩn, và lớn hơn so 
với các mẫu sử dụng các biện pháp gia cường khác. 
- Diện tích vùng phá hoại trong trường hợp mẫu sử 
dụng cốt sợi kim loại vô định ít hơn các mẫu còn lại. 
Ngoài ra, số lượng các vết nứt cũng như bề rộng khe nứt 
quan sát được trong mẫu ASF ít hơn nhiều so với các mẫu 
tiêu chuẩn, bu lông chịu cắt, thép đai chịu cắt.
Tài liệu Tham Khảo
[1] W.P. Graf, M. Mehrain (1992), “Analysis and testing of a flat slab 
concrete building”, Proceedings of Earthquake Engineering, 10th World 
Conference, Rotterdam, Netherlands, pp.3387-3392.
[2] D.S. Hatcher, M.A. Sozen, C.P. Siess (1969), “Test of a reinforced 
concrete flat slab”, Journal of the Structural Division (ASCE), 95(ST6), pp.1051-
1072.
[3] P.E. Regan (1981), Behavior of Reinforced Concrete Flat Slabs, 
Construction Industry Research and Information Association, London, UK, Report 
89, February, pp.1-89.
[4] S. Lips, M.F. Ruiz, A. Muttoni (2012), “Experimental investigation on 
punching shear strength and deformation capacity of shear-reinforced slabs”, 
ACI Structural Journal, 109(6), pp.889-900.
[5] C.B. Tan, S.C. Lee, S. Teng (2002), “Shear studs in slab-column 
connections with rectangular column”, Proceedings of the 27th Conference on 
Our World in Concrete and Structures, Singapore, pp.569-574. 
[6] M.R. Esfahani (2008), “Effect of cyclic loading on punching shear 
strength of slabs strengthened with carbon fiber polymer sheets”, International 
Journal of Civil Engineering, 6(3), pp.208-215.
[7] M.M.G. Inácio, A.P. Ramos, D.M.V. Faria (2012), “Strengthening of flat 
slabs with transverse reinforcement by introduction of steel bolts using different 
anchorage approaches”, Engineering Structures, 44, pp.63-77. 
[8] S. Altoubat, A. Yazdanbakhsh, K.A. Rieder (2009), “Shear behavior of 
macro-synthetic fiber-reinforced concrete beams without stirrups”, ACI Material 
Journal, 106(4), pp.381-389. 
[9] M.A. Tantary, A. Upadhyay, J. Prasad (2012), “Influence of steel fibers on 
the shear strength of concrete”, Journal of Engineering, Computer and Applied 
Sciences, 1(1), pp.88-92.
[10] Lê Khắc Hùng, Trương Hoài Chính (2011), “Sàn phẳng bê tông ứng lực 
trước căng sau thiết kế theo phương pháp khung tương đương và phương pháp 
phần tử hữu hạn”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, 4(45), 
tr.65-74. 
[11] Trương Hoài Chính, Võ Trang Thắng (2013), “Quá trình sử dụng kết cấu 
bê tông ứng lực trước tại Việt Nam và những bài học kinh nghiệm”, Tạp chí Khoa 
học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, 5(66), tr.7-14.
[12] Trương Hoài Chính (2016), “Nghiên cứu ảnh hưởng của hình dạng 
- kích thước mũ cột đến sự làm việc và khả năng chịu lực của sàn phẳng bê 
tông ứng lực trước”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, 1(98), 
tr.15-20.
[13] H. Kim, G. Kim, J. Nam, J. Kim, S. Han, S. Lee (2015), “Static 
mechanical properties and impact resistance of amorphous metallic fiber-
reinforced concrete”, Composite Structures, 134, pp.831-844.
[14] N.H. Dinh, K.K. Choi, H.S. Kim (2016), “Mechanical Properties and 
Modeling of Amorphous Metallic Fiber-Reinforced Concrete in Compression”, 
International Journal of Concrete Structures and Materials, 10(2), pp.221-236.
[15] ASTM (2012b) C39/C39M-12a, Standard test method for compressive 
strength of cylindrical concrete specimens, American Society for Testing and 
Materials (ASTM), WestConshohocken, PA, USA.
[16] ASTM (2012b) E8/E8M-12a, Standard Test Methods for Tension Testing 
of Metallic Materials, American Society for Testing and Materials (ASTM), 
WestConshohocken, PA, USA.
[17] P.B. Sakthivel, A. Jagannathan, R. Padmanaban (2012), “Thin 
cementitious slabs reinforced with stainless steel fibers”, Journal of Mechanical 
and Civil Engineering, 4(2), pp.39-45.