BCKH Nghiên cứu thực nghiệm sự làm việc chịu uốn của sàn liên hợp thép – bê tông nhịp đơn theo tiêu chuẩn EN 1994112004

Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2021. 15 (2V): 22–33

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM SỰ LÀM VIỆC CHỊU UỐN CỦA
SÀN LIÊN HỢP THÉP – BÊ TÔNG NHỊP ĐƠN THEO
TIÊU CHUẨN EN 1994-1-1:2004
Nguyễn Văn Cườnga , Nguyễn Trung Kiênb,∗, Vũ Anh Tuấnb ,
Nguyễn Quốc Cườngb , Nguyễn Thanh Hàb
a

Công ty TNHH tư vấn Đại học Xây dựng, 55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
b
Khoa Xây dựng Dân dụng và Công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng,
55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 23/04/2021, Sửa xong 24/05/2021, Chấp nhận đăng 25/05/2021

Tóm tắt
Trong bài báo này, hai mẫu kết cấu sàn liên hợp thép-bê tông sơ đồ dầm đơn giản với tỷ lệ 1:1 có các kích thước
thực tế 2800 × 615 × 145 mm được chế tạo trong phòng thí nghiệm và tiến hành thí nghiệm uốn bốn điểm để
đánh giá sự làm việc theo trạng thái giới hạn cực hạn và trạng thái giới hạn sử dụng. Thí nghiệm được thực hiện
theo tiêu chuẩn EN 1994-1-1:2004. Kết quả thí nghiệm cho thấy giá trị tải trọng thí nghiệm trung bình tương
ứng với độ võng cho phép 13,5 mm là 28,74 kN. Giá trị này bằng 85,2% so với kết quả xác định theo lý thuyết
(33,73 kN) và bằng 63,0% so với tải trọng thí nghiệm trung bình cực hạn gây phá hoại mẫu (45,59 kN). Khi tải
trọng thí nghiệm đạt đến 25 kN, sự trượt dọc giữa bê tơng với tơn sóng được ghi nhận và tăng nhanh đến 3 mm.
Sau khi xảy ra hiện tượng trượt dọc giữa bê tơng với tơn sóng, tải trọng và độ võng cũng đồng thời tăng cho đến
khi sàn bị phá hoại. Điều này đồng nghĩa với việc ứng xử của sàn là phá hoại dẻo
Từ khoá: sàn liên hợp thép - bê tơng; thí nghiệm sàn liên hợp; khả năng chịu lực giới hạn; sự làm việc chịu uốn;
uốn 4 điểm; trượt dọc.
EXPERIMENTAL RESEARCH ON BENDING BEHAVIOR EVALUATION OF SIMPLE SPAN COMPOSITE STEEL DECK-SLABS ACCORDING TO EN 1994-1-1:2004
Abstract
In this paper, two real scale (1:1) single span composite slab specimens with dimensions 2800 × 615 × 145 mm
were fabricated in the laboratory and subjected to four-point bending test to verify its strength capacity under

ultimate and serviceability limit states. Four-point bending tests were performed in accordance with European
standard EN 1994-1-1:2004. Thanks to the experimental and theoretical analyses, the average loading value
corresponding to the allowable deflection of 13,5 mm is 28,74 kN. This loading value is approximately 85,2
percent of predicted loading by theoretical calculation (33,73 kN) and reached 63,0 percent of ultimate loading
(45,59 kN). The longitudinal slip between the concrete part and the decking was detected when the loading
value reached 25 kN, and then rapidly increased to 3 mm. Together with the increasing of longitudinal slip,
the loading and deflection increased consistently until the failure of the specimen. This latter implies that the
steel-concrete composite slab is characterized by plastic behavior.
Keywords: composite steel deck-slabs; composite slab test; ultimate load-carrying capacity; bending behaviour;
four-point bending test; slip behaviour.
© 2021 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)

∗

Tác giả đại diện. Địa chỉ e-mail: (Kiên, N. T.)

22


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

1. Giới thiệu
Hệ sàn liên hợp thép-bê tơng là sự kết hợp giữa tơn sóng định hình và bê tơng được đổ tại hiện
trường. Tơn sóng định hình khơng những đóng vai trị là cốt thép chịu lực của sàn mà cịn có vai trị
thay thế cốp pha, sàn thao tác tạm trong q trình thi cơng [1, 2]. Bề mặt của tơn được bố trí các gờ,
gân nổi hoặc chìm nhằm tăng khả năng chịu lực trượt dọc tại bề mặt tiếp xúc giữa tôn với bản sàn bê
tông trong giai đoạn làm việc liên hợp. Chiều dày của tơn sóng định hình từ 0,75 mm đến 1,50 mm,
chiều cao phổ thơng của sóng từ 40 mm đến 100 mm [2]. Để chống ăn mòn, hai mặt của tơn sóng
được mạ kẽm. Giới hạn chảy dẻo của thép có thể đạt tới 460 N/mm2 . Theo yêu cầu cấu tạo, chiều dày
của toàn bộ sàn liên hợp không được nhỏ hơn 80 mm, chiều dày của phần bê tơng trên sóng tơn khơng

được nhỏ hơn 40 mm để tránh phá hoại giòn và đảm bảo lớp bảo vệ cho cốt thép [1].
Sàn liên hợp thép-bê tông đã được sử dụng khá phổ biến ở nhiều nước phát triển như Mỹ, Anh,
Pháp, Nhật Bản, Úc... Ở Việt Nam, sàn liên hợp là loại kết cấu bắt đầu được áp dụng khá phổ biến
trong các cơng trình cơng nghiệp, các cơng trình nhà cao tầng... Tuy nhiên, hiện nay Việt Nam vẫn
chưa có tiêu chuẩn thiết kế cho dạng kết cấu này, việc thiết kế chủ yếu dựa trên một số tiêu chuẩn của
nước ngoài như EN 1994-1-1:2004 [1], ANSI/SDI C-2017 [3]. Bên cạnh việc áp dụng thực tế, nghiên
cứu lý thuyết, thực nghiệm sự làm việc, tính toán kết cấu liên hợp vẫn tiếp tục nhận được nhiều sự
quan tâm. Có thể kể đến các nghiên cứu mang tính kiểm chứng lý thuyết như nghiên cứu thực nghiệm
về khả năng chịu uốn của sàn liên hợp sử dụng tấm tơn có gân nổi [4]; nghiên cứu thực nghiệm đối
với sàn liên hợp để xác định hệ số m − k [5]; đề xuất sử dụng phương pháp cân bằng lực để đánh giá
sự trượt dọc của sàn liên hợp [6]; nghiên cứu thực nghiệm và phân tích số sự làm việc chịu uốn của
sàn liên hợp nhịp liên tục [7]; nghiên cứu thực nghiệm ứng xử của sàn liên hợp trong trường hợp có
hoặc khơng sử dụng chốt neo đầu sàn [8]; nghiên cứu thực nghiệm về sàn liên hợp như đánh giá ứng
xử chịu uốn của kết cấu sàn nhịp đơn liên hợp thép-bê tông theo tiêu chuẩn ANSI/SDI C-2017 [9];
so sánh sự làm việc của sàn liên hợp nhịp đơn và nhiều nhịp [10]; đánh giá ảnh hưởng của mức độ
liên kết kháng cắt đến ứng xử uốn của dầm liên hợp thép – bê tông sử dụng liên kết kháng cắt dạng
Perfobond bằng thực nghiệm [11]; tối ưu trọng lượng dầm liên hợp thép-bê tông sử dụng dầm thép I
không đối xứng [12]; mô phỏng sự làm việc của dầm liên hợp thép-bê tông có bản bụng khoét lỗ [13].
Trong bài báo này, hai mẫu sàn liên hợp thép-bê tông (SP2-1 và SP2-2) được thiết kế và chế tạo
tại phịng thí nghiệm LAS 125-XD, Đại học Xây dựng. Các mẫu sàn liên hợp sử dụng tơn sóng định
hình loại QL99-50-08 dày 0,8 mm, bê tông cấp bền C25/30 và cốt thép cấu tạo đường kính 6 mm.
Mẫu sàn có các kích thước hình học 2800 × 615 × 145 mm. Các mẫu sàn sau đó được tiến hành thí
nghiệm uốn bốn điểm nhằm đánh giá sự làm việc của sàn liên hợp qua sơ đồ dầm đơn giản. Kết quả
thí nghiệm cho phép phân tích các thơng số bao gồm sự chảy dẻo của tấm tôn, khả năng chịu tải của
sàn, sự trượt dọc giữa tấm tôn và bản sàn bê tông và độ võng của sàn.
2. Vật liệu, chế tạo mẫu và phương pháp thí nghiệm
2.1. Mẫu thí nghiệm và vật liệu

a. Mẫu thí nghiệm
Trong nghiên cứu này, hai mẫu sàn tương tự nhau về các đặc trưng hình học, tính chất cơ học được

chế tạo và ký hiệu là SP2-1 và SP2-2. Việc sử dụng hai mẫu nhằm có sự so sánh, đánh giá và hạn chế
sai sót trong q trình chế tạo mẫu. Chi tiết kích thước hình học và cấu tạo của hai mẫu sàn thí nghiệm
được trình bày trên Hình 1. Mẫu sàn có cùng kích thước hình học, trong đó chiều dài, L là 2800 mm,
bề rộng của sàn tương đương với bề rộng của một tơn sóng định hình, B là 615 mm, chiều cao tổng
23


đánh giá và hạ
ế
ế ạ
ẫ
ết kích thướ
ọ
ấ
ẫ
có cùng kích thướ
ạ ủ
ẫ
ệm đượ
ọ trong đó chiề
ề ộ
ủa sàn tương đương vớ ề ộ
ủ
ộ
Cường,
N.
V.,
và
cs.
/

Tạp
chí
Khoa
học
Cơng
nghệ
Xây
dựng
sóng đị
ề
ổ
ể ủa sàn đượ
ừ ề ặt đáy củ ấ
đếthể của
ề sàn
ặ được tính
ủ từ bề mặt đáy của tấm tôn đến bề mặtợtrênđượ
ấ ạSànđườ
của bêốtông, ố
H là 145 mm.
liên
hợp được bố trí ảng
cốt thép
cáchcấu
đềtạo đường
u kính 6 mm, khoảng cách đều 100 × 100 mm (Hình 1).
C t thép
Ø6@100

25

50

145

95

25

25

QL99-50-08
615

ắ
Hình 1. Mặt ặcắt ngang
mẫu sànẫ thí nghiệm
ậ

ệ

ệ

b. Vật liệu
- Bê tơng: Các mẫu thí nghiệm sử dụng bê tơng có cấp bền C25/30 với cường độ chịu nén tiêu
2
chuẩn ở 28 ngày
N/mmị2 , mô đun
cu là 30 độ
ẫ tuổi đối với

ệ mẫu
ử trụ,
ụ fck2 là 25 N/mm ấvà mẫu
ề lập phương,
ớ fcường
đàn hồi cát tuyến, Ecm là 31000 N/mm . Trong q trình đổ bê tơng, các mẫu lập phương có kích
ẩ ở150 × 150 × ổi
ụ chế tạo để kiểm tra khảẫnăngậpchịu
phương
thước
150đốmmớcũngẫđã được
nén thực tế của bê tơng.
Thí
nghiệm
nén
bê
tơng
đã
được
thực
hiện
trên
3
mẫu,
tn
theo
tiêu
chuẩn
mơ đun đàn hồ
ế

. Trong quá trình
đổTCVN 3118:1993 ẫ[14].ậ
2
Cường độ chịu nén trung bình của mẫu ở 9 ngày tuổi là 32,9 N/mm , tương ứng với cường độ chịu
2u
phương
kích
u
ế ạo để ể
ả năng chị
nén củacó
mẫu
trụ,thướ
fck là 27,4 N/mm
[15]. mm cũng đã đượ
ệủ định ẫhình
ần (decking):
lượ
Mơ
đun
đàn
hồ
ủa
tơn
sóng
đượ
-ựTơnế sóng
Tơn
sóng
định

hình
QL99-50-08
loại
hai
sóng,
sóng
tơn cao
ệm nén bê tơng đã đượ ự ệ
ẫ
Các
đặc
trưng
củ
ế
ệ
ế
ệ
ệ
ả
đượ
ấ
50 mm, chiều dày 0,8 mm, bề rộng của một tấm tơn là 615 × 5 mm, vị trí trục trung hịa đàn hồi

. Cường độ ị
ới cường độ ị
ủ

Tơn sóng đị

120

15
ENA

12.9

ơn sóng đị
ề ộ
ủ ộ60 ấ
đượ

ọ

0.8

ạ

ụ

ổ

120

r
ục trung hịa đàn60hồ
120 ị
uy cách và các kích
ế
ặ ắ
600 thướ

ớ ạ
ả
độ ề kéo đứ
ủ ấ
24.28

dướ

ẫ

180

ẫ ở

50

, tương ứ

ủ

12.9

ả

25.72

ẩ

ề
ủ

ừ
ấ

. Quy cách và các kích thướ ủ tơn sóng đị
Hình 2. Quy cách và các kích thước của tơn sóng định hình

Bảng 1. Đặc trưng hình học của tiết diện nguyên và hiệu quả của QL99-50-08

Tiết diện hiệu quả

Tiết diện nguyên

Căng thớ dưới

Căng thớ trên

A p (mm )

I p (mm )

Ie f f (mm )

We f f (mm )

Ie f f (mm4 )

We f f (mm3 )

618

272000

236578

8380

219079

7801

2

4

4

3

Trong đó A p , I p lần lượt là diện tích và mơ men qn tính của tồn bộ tiết diện; Ie f f , We f f là mơ men qn tính
và mơ men kháng uốn của tiết diện hiệu quả.

24


ố
ố

ấ

ủ

ế

ệ

ệ

ả

ạ
Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

rong đó:ộ

ủả
ộ ếđề ệ
Lướ(ENA) tính từ mép dưới là 24,28 mm ệ[16].
đườQuy cách và các kích thước chi
cách
u
tiết theo mặt cắt ngang của
ả kéo
ọ
ềtấm tơn sóngẫ được minh họa
ệ trong Hình 2.ốGiớiủhạnảếchảy,ệ fy vàệ độảbền
ệ đứt,
ố fu của tấm tơn qua

cường

Lướ
ọ
ề
có cường độ

ộ

ố
ệ

ẫ
ị

đườ
ả

ả

ả cách đề
ệ ố

ố

u
ố

ẩ

Hình 3. Bố

lưới
cốtcốtthép
đặt
trong
Hìnhtrí
3. Bố
trí lưới
thép đặt
trong
sàn liênsàn
hợp liên hợp
ố

ố

lướ ố thép đặ

ợ

ốế - Cốt thép
ế cấu tạo: Lưới thép buộc dùng cốt thép đường kính 6 mm và khoảng cách đều 100 ×
100 mm, bố trí dọc chiều dài mẫu thí nghiệm (Hình 3). Khoảng cách bảo vệ cốt thép là 25 mm. Cốt
thép có
chịu
kéomũ
tiêu chuẩn,
là
225 N/mm
skđường
ố cường

trịnốđộ
có
mũ
ế ếcófcó
kính2 .danh
danh
nghĩa
ề
trịn
có
đường
kính
nghĩa
ề
- Chốt liên kết: Các chốt trịn có mũ liên kết có đường kính danh nghĩa 19 mm và chiều cao
ố
ố ố
ết đượ
ằ
ế ị
Độ ền
kéoủđứ ậủ ệậ ệ
ền kéo
ết đượ
100đứ
mm. Độ
bền kéo đứt của vật liệuố làm chốt là 400 N/mm2 . Chốt
liên kết được
hàn bằng thiết bịằ
ảođộ

độđặc
đặchắc ắc
và tính
ố chốt liên kết ốđược bố ế
đảm
đồngđồ
nhất giữaấ các
ụ chuyên
đểụdụng
đả đểđể đả
ảo bảo
độ
đặ
ắcvàvàtính
tính
đồ
ấ ữmốiữhàn. Các
ố
ố
đượtrí tạiốcác vịạtrí gối tựa.
ị Tạiốmỗiựvị tríạgối tựa,
ỗ 6ị chốt được
ố ựhàn quaốtấmđượ
tôn, liên kết vớiấbản bụng thép ế
ố ớ chữạả C (Hình
ị
ạ ỗ ị
ố ự
ố đượ
ấ

ụ 4).
ữố ự

ữ

Ch t ch u c t
D19u100

G ic

45

A-A

u

nh
50 50

100

A

145

ụ

45

ả

100

ợ

ố

thí nghiệm kéo mẫu lần lượt là 307 N/mm2 và 432 N/mm2 . Mô đun đàn hồi của tơn sóng được lấy là
ố
ấ ạ
độ
ẩ của tiết diện nguyên và tiết diện hiệu quả được trình bày trong Bảng 1.
205000ị N/mm2 . Các đặc trưng

145

ộ

ần lượ
ố

Thép
C100

Thép
C100

A
Hình 4. Chi tiết cấu tạo tại vị trí gối tựa của mẫu
Hình 4. Chi tiết cấu tạo tại vị trí gối tựa của mẫu

ế ấ

ạ

25

ạ

ị

ố ự

ủ

ẫ

ế


ế ạ
ả

ẫ

ệ

ến đo biế

ạ

ổ

ả

Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

2.2. Chế tạo mẫu thí nghiệm

ố

ến đo biế

ạ

ạ

đượ

- Cảm biến đo biến dạng (Strain Gauge): Tổng số 18 cảm biến đo biến dạng, loại KYOWA KFGSố 5-120-C1-11
ở ặt dướ
ủa được
tơn sóng
trí cũng
nhưhình. Vịệ trí ủcũng như ảký hiệuếncủa
đocác
biế
L1M2R
bố tríđị
ở mặt dưới củaị tơn

sóng định
ệ
ế ạ ếẫ ạ ếẫ ạ ệ ẫ ệ
cảmđượ
biến đoểbiến
ạng
ệ dạng được thể hiện trên Hình 5.
ả đo biế
ếnả đoạbiế
ến đoạbiế
ến

ạ

ủ ảệ

G1

đượ đượ
G6 đượ
G3 G5
ến
đo biế
ủếnả đo biế
ả G4
ến đo biế
G2

25

ảố đo biế
ến
ả đo ạbiế
ến đo ạạbiế ạạ
ạ
ổ
ốổ
ảốổ ến
ở ố ặt ủa
dướ
tơnđịủa
sóng
địsóng ịđịtrí cũng
ị trínhư
cũng
như
ở Atơn
ặt ủa
dướ
tơn
ị
trí
cũng
ố
ở ố ặt dướ
sóng
ệ như
ủ ệ
B
C

ạng
đượ
ể
ệ
1100
ạng đượ 1100
ể ạng
ệ đượ ể ệ500

145
50 95

ả

615

B

G8

C

G7

25

A

145
50 95

50

95
145

A-A

G9 G11

G12

G10
615

50

B-B
G14
G13

25

2700
2800

145
50 95

50

G15 G17

G18

G16
615

C-C

Hình 5. Bố trí các cảm biến đo biến dạng
ắp đặ ả

ến đo biế

ạ

Hình 5. Bố trí các cảm biến đo biến dạng
ố ả ố ếnả đo biế
ến
ả đoạbiế
ến đo ạbiế
ố

và đổ

ẫ

ạ

- Lắp
đặt
biến
dạng
đổ bê
tông mẫu:
Sau
ả đặ
ếnảđo
đobiến
ạđổ
vàạđổ
ẫ
ắp
ến đo
biế và
vàẫđổ
ẫ khi liên kết tơn sóng định hình với các
ắp
đặ ắp
ả đặcảm
ến
đo
biế
ạbiế
và
thanh thép chữ C100 ếtại tơn
hai đầu
tấm
sóng

địtơn bằng các
ớ chốt chịu cắt D19, tiến
ữ hành lắpạiđặt
haicácđầcảmấbiến
ế
tơn
sóng
đị
ớ
ữ
ại
hai
đầ
ế
tơn
sóng
đị
ớ
ữ
ại
haiấnhư
đầ ấ hiện
ế
tơn
sóng
đị
ớ
ữ
ại
hai

đầ
ấ
mặtắdưới tấm tơn,
ghép cốp
pha, lắp đặt
cốt ến
thépđo
lớpbiế
trên và
đổ bê
tông
ằ đo biến ằdạng
ố tại
ị
ế
ắp
đặ
ả
ạ
ạ
ặt
dướ thể
ấ
ố
ị
ắ
ế
ắp
đặ
ả

ến
đo
biế
ạ
ạ
ặt
dướ
ấ
ằ
ố
ị
ắ
ế
ắp
đặ
ả
ến
đo
biế
ạ
ạ
ặt
dướ
ấ
ằ
ố
ị
ắ
ế
ắp

đặ
ả
ến
đo
biế
ạ
ạ
ặt
dướ
ấ
trên Hình 6.

ốố

đặố ắpốốđặ ắpố ớp
trên
tơng
như
ểệ ểệ ệ
ố ắp
vàđổ
đổbê
bê
tơng
đặ ớp
ố ớp
ớp
trên
và
đổ bê

tông
ắp đặ
trên
vàtrên
đổvà
bê
tông
như
ểnhư
ệ ểnhư

ắp
đặbiến
ến đo ạng
biế
ả đặbiến
ến
đo
biế
ạng
ả đo
ếnả đo
biế
(a) ắp
Lắpđặ
đặtắp
cảm
dạng

ắp đặ ả

ến đo biế

ạng (b) ốGhép cốp
) Đổ
ố pha ố
ẫệ
ế ạ ếẫ ạ ếẫ ạ
ệ
Hình 6. Quá trình chế tạo mẫu sàn thí nghiệm

ạng

) Đổ
ẫ
ẫĐổ bê tơng
) Đổ (c)
ẫ mẫu
ệ

ố

ế 26ạ

ẫ

) Đổ
ệ

ẫu

Phương pháp t

ệ

ẫ
ệ

đượ ần lượ
ệm theo sơ đồ ố ốn điể
ớ
ị
ả ọ
ập trung đặ đố ứ và cách đề ố ự
ộ
ả
Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Phương pháp
ệ
ằ
ả tọ
ụ
ẫ
ệ
ả ằ
ủ ự
2.3. Phương phápệ thí
nghiệm
ạ

ằ
ộ
ẫầ
đượ ảần lượ
ệm ựtheộsơ đồ ố ốn điể ị ớằ
ị
ệ lần lượt ệthíả nghiệm
ọ
ậptheo
trung
ứ đầu
và cách
ửHaiả mẫu
ọng
ịsơ ủđặ
ảđố ọng
kích
bằ ộmm.
ụ ảTrong
ụ đothí
sànđầđược
đồ uốn
bốn
điểm
vớiđềđược
nhịpốlàđoự2700
ọ trung
ệ đogối
ủ ự1100 mm. Tải
nghiệm

tập
đặtụ đốiốxứngẫ vàụcách ụđều
tựaảmộtằị khoảng
ực điệằnày,ửhai tải
ỗ trọng
ẫuả sàn
đều đượ
chuyể
điệ ửbằng
trọng P tác dụng lên ệmẫu
gia
tải
bằng
kích
thủy
lực
50
kN
và
thơng
quaằ hệ dầm
ầ thí nghiệm
ả ạdo
ự
ậ
ị
ằ
ộ phân
để đo chuyể ị đứ
ạ

ố ự
tải tạo thành
hai
lực
tập
trung
có
giá
trị
bằng
nhau
và
bằng
một
nửa
tải
trọng
đầu
kích,
ký
được
đo đị
bằ
ụ
ụ đohiệu là
ạ ử ữả ọng
ị đầ
2) vàệđo trượ ọ ịủ ủ ả ọng đầu kích
ới tơn
sóng

P/2. Giá
đầusàn
kích
điện tử.
Mỗi mẫu
ựctrị
điệcủa ửtải trọng
ỗ ẫu
đềuđược
đượ đo ốbằng dụng
ụ cụụđo
đolực
chuyể
ị điệ
ử sàn đều được bố trí
ọa sơ đồ - LinearệVariable ẫDifferential Transformer)
ợ
5 dụng cụ đo chuyển vị điện tử (LVDT để
để đo chuyển vị
đo chuyể ị đứ
ạ
ố ự
đứng tại hai
trượt
dọcchuyể
của sàn bê
độ (LVDT-1
ủ và
ệm
được(LVDT-2)

xác đị ớivà
ừ đoốsóng
ệuđịđo
ị tơng với
ạ gốiữị tựa
ị
2)ẫLVDT-3),
và đo trượtạiọgiữa
ủ nhịp
tơn
tơnụsóngụđịnh
hình
(LVDT-4
và
LVDT-5).
Hình
7
minh
họa
sơ
đồ
thí
nghiệm
các
mẫu
sàn
liên hợp.
ọa sơ đồ
ệ
ẫ

ợ
đo như sau:
Giá trị độ võng của mẫu sàn thí nghiệm được xác định từ số liệu đo chuyển vị trên các dụng cụ đo
ị độ
ủ ẫ
ệm được
 xác đị ừ ố ệu đo chuyể ị
như sau:
 f1 + f3
ụ
ụ đo như sau:
f = f2 −
(1)
2

ị xác
trongđóđóf1 , f2 , f3 lần ần
ị vị ểđược
được
xácqua
đị các dụng cụ đo
ụ LVDT-1,
ụ đo LVDT
trong
lượtlượ
là giá trị chuyển
định
LVDT-2 và
LVDT-3. Các dụng cụ đo lực và
đo

chuyển
vị
được
kết
nối
với
bộ
thu
và
xử
lý
số
liệu
TDS530,
ụ
ụ đo lực và đo chuyể ị đượ ế ố ớ ộ
ử cho
ố
trong
đó
ần
lượ
ị
ể
ị
được
xác
đị
ụ
ụ

đo
LVDT
phép ghi nhận tự động các giá trị đo.
ệ
ậ ự độ
ị đo.
ụ

1100

ệ
LVDT-1

ụ đo lực và đo chuyể
ậ ự độ
ị đo.

ị đượ

ế

P/2

P/2

ố

ớ

ộ

ử

1100

LVDT-3

LVDT-4

LVDT-5
LVDT-2

2700

(a)(a)SơSơđồ
ệ
đồ thí nghiệm
(a) Sơ đồ

ệ

đồ thí nghiệmệ
(b) Hìnhảảnh sơ
sơ đồ

ả

sơ đồ

ệ

. Sơ đồ
ả
ệ
Hình 7. Sơ đồ và hình ảnh thí nghiệm

. Sơ đồ

ả

27

ệ

ố


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

Quy trình thí nghiệm được thực hiện theo chỉ dẫn của EN 1994-1-1:2004, bao gồm các bước chính
như sau:
- Bước 1: Lắp đặt kết cấu sàn, hệ khung gia tải và các dụng cụ, thiết bị đo theo đúng sơ đồ thí
nghiệm (Hình 7).
- Bước 2: Tiến hành gia tải thử để kiểm tra sự làm việc của các dụng cụ, thiết bị đo và sự ổn định
của hệ thí nghiệm. Giá trị tải trọng thử lấy bằng 10% tải trọng thí nghiệm và giữ trong vịng 5 ± 1
phút, sau đó hạ tải về 0. Các số đọc trên dụng cụ đo được hiệu chỉnh về 0 trước khi bắt đầu thí nghiệm.
- Bước 3 (Chu trình 1): Tiến hành tăng tải trọng cho đến khi giá trị tải trọng bằng tải trọng thí
nghiệm P thì dừng lại và giữ trong vòng 5 ± 1 phút, sau đó hạ tải từ từ về 0.
- Bước 4 (Chu trình 2): Tiến hành tăng tải trọng cho đến khi giá trị tải trọng bằng 1,5 lần tải trọng
thí nghiệm thì dừng lại và giữ trong vịng 5 ± 1 phút, sau đó hạ tải từ từ về 0.

- Bước 5 (Chu trình 3): Tiến hành tăng tải trọng cho đến khi mẫu thí nghiệm bị phá hoại hồn tồn.
Khi thực hiện thí nghiệm, tải trọng tác dụng lên kết cấu cần được tăng một cách liên tục, đều đặn
và không gây ra lực xung cho đến khi tải trọng đạt giá trị mong muốn. Tốc độ tăng tải được kiểm sốt
khơng vượt q 20% tải trọng thí nghiệm trong một phút. Trong quá trình thực hiện, quan sát sự làm
việc của kết cấu sàn, xác định thời điểm xuất hiện vết nứt đầu tiên và theo dõi sự phát triển của bề rộng
vết nứt. Giá trị tải trọng thí nghiệm được xác định dựa trên giá trị mơ men bền dẻo dương của tiết diện
sàn liên hợp và giá trị độ võng cho phép của mẫu sàn thí nghiệm được lấy là f = L/200 = 13, 5 mm,
theo EN 1994-1-1:2004 [1].
3. Phân tích sự làm việc chịu uốn của sàn nhịp đơn liên hợp thép – bê tông
3.1. Xác định khả năng chịu lực của sàn khi tính tốn theo lý thuyết
Sàn liên hợp được tính tốn theo trạng thái giới hạn cực hạn và trạng thái giới hạn về sử dụng [15].
Kết quả tính tốn theo lý thuyết được trình bày trong Bảng 2.
Bảng 2. Kết quả tính tốn sàn liên hợp theo EN 1994-1-1:2004 [1]

Thơng số

Ký hiệu

Giá trị

Đơn vị

x pl

13,25

mm

M +pl,Rd

21,65

kNm

Tải trọng tác dụng lên sàn theo mô men bền dẻo không kể đến
trọng lượng bản thân và giá chia tải

P

33,23

kN

Độ võng cho phép

f

13,5

mm

Vị trí trục trung hịa đàn hồi tính từ mặt trên sàn (khi phần bê
tông chịu kéo được coi là bị nứt)

xc

40,09

mm

Momen qn tính của tiết diện trên đoạn có vết nứt trong vùng
chịu kéo

Icc

5,621 × 106

mm4

Tải trọng tác dụng lên sàn theo độ võng cho phép

P ser

33,73

kN

Vị trí trục trung hịa dẻo tính từ mặt trên của sàn
Mơ men bền dẻo dương của sàn

28


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

3.2. Vị trí trục trung hịa dẻo (P.N.A)
Vết nứt của hai mẫu sàn bắt đầu xuất hiện và phát triển theo phương đứng tính từ bề mặt tiếp xúc
giữa bê tơng với tơn sóng được trìnhố bày trên Hình 8. Thời điểm ệmẫu sàn bị phá
hướng
ị hoại,Đơn

vị phát triển
của vết nứtứ có xu hướng ịchuyển từ phương đứng thành phương ngang. Vị trí chuyển tiếp này tương
ứng với vị trí trục trung hịa dẻo (Plastic Neutral Axis - P.N.A) của tấm sàn tại thời điểm bắt đầu bị
ả trí
ọ trục trung
ụng lên
theo cả
độ hai mẫu sàn là giống nhau, cách mặt trên của sàn khoảng 15
phá hoại. Vị
dẻosàn
trong
mm, tương đương với giá trị tính tốn theo EN 1994-1-1:2004 (13,25 mm).
ị

ụ

ẻ

ụ trung hòa dẻo
ẻ dựa
ự trên sự
ự phát triển
ể vết
ế nứt
ứ bê tơng của
ủ mẫu
ẫ thí nghiệm
ệ
Hình 8. Vịị trí trục
ế

ứ

ủ

ẫ

ắt đầ

ấ

ệ

ển theo phương đứ
ừ ề
ặ ế
ữ
ớ
đượ
ời điể
ẫ
ị
3.3. Biểu ạđồ hướ
quan hệ giữaể tảiủtrọng
và độ võng của mẫuể sàn
thí nghiệm
ế ứt có xu hướ
ừ phương đứ
phương ngang
ể thíế nghiệm,

này tương
ụ
ẻ
Trongị quá trình
độ ứvõngớtại ịgiữa nhịp
của sàn được
xác định theo công thức (1) tương
ời điể
ắt đầ hệ ịgiữa tảiạtrọng
ị và ụđộ võng ởẻ giữa nhịp
ả của hai
ẫ mẫu sàn liên
ủ ấ cấp tảiạtrọng.
ứng với từng
Mối quan
ủ trên Hình
ả 9 (không
, tương
đương
vớ lượng
ị bản thân sàn và hệ dầm
bao gồm
trọng
hợp SP2-1ố và SP2-2 đượcặtrình bày

chia tải).
Tấm sàn bị
trung
ểu phá
đồ hoại ệkhiữtải ảtrọng

ọ thí nghiệm
độ
ủ ẫbình đạt 45,59
ệ kN, tương ứng với độ võng
trung bình tại giữa nhịp là 43 mm. Có thể nhận thấy trên Hình 9, biểu đồ quan hệ giữa tải trọng và độ
ạ ữnhauị và ủcó thể được
xáclàm
đị việc của sàn tương
võng của hai mẫu SP2-1 và SP2-2 cóệhìnhđộdạng giống
chia sự
tương
ứ
ớ
ừ
ấ
ả
ọ
ố
ệ
ữ
ả
ọ
độ
ở ữ
ị
ứ
ứng với từng chu trình gia tải như sau:
ủ
ợ đoạn OA, tải trọng
đượ được tăng dần từ 0 đến 14,1 kN. ồTrong

ọ giai đoạn
Chu trình
1: ẫtương ứng với
lượ
ả
ệ
ầ
ả
này quan hệ giữa tải trọng và độ võng là tuyến tính. Khi tải trọng giảm dần về 0 thì đường quan hệ
giữa tải trọng và độ võng trùng với đường gia tải cho sàn. Ứng xử của sàn liên hợp trong đoạn OA là
đàn hồi tuyến tính.
Chu trình 2: tải trọng được tăng dần từ 0 đến 21,15 kN (150% tải trọng thí nghiệm) tương ứng với
đoạn OB và sau đó giảm dần về 0, tương ứng với đoạn BB’. Quan hệ giữa tải trọng và độ võng đoạn
AB là phi tuyến, tại vị trí điểm B vết nứt đã xuất hiện. Chuyển vị dư đạt xấp xỉ 3 mm.
Chu trình 3: tải trọng tăng dần từ 0 đến lúc sàn bị phá hoại. Giai đoạn này được thể hiện trên đoạn
B’BC. Mối quan hệ giữa tải trọng và độ võng trên đoạn B’B là tuyến tính, trên đoạn BC là phi tuyến.
Độ võng tăng đồng thời với tải trọng tác dụng. Điểm C tương ứng với thời điểm mẫu thí nghiệm bị
phá hoại hồn tồn, cho phép xác định giá trị tải trọng giới hạn tác dụng lên sàn là 45,59 kN. Sau
điểm C mẫu sàn liên hợp khơng cịn khả năng chịu lực.
29


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

ểu đồđồ quan hệ
ệ giữa
ữ tải
ả trọng
ọ –– độ
độ võng củaủ hai mẫuẫ sàn thí nghiệmệ

Hình 9. Biểu
ấ
ị
ạ
ả ọ
ệ
đạ
kN, tương ứ
ớ
độ giá trị tải trọng ạđặc ữtrưngị của sàn xác định từ thực nghiệm và tính tốn theo EN 1994-1Các
1:2004 được trìnhểbàyậtrongấ Bảng 3. Các giá ểu
trị đồ
này bao gồm
tải trọng P tương ứng với
độ võng
cho
ệ ữ ả ọ ser độ
ủ
ẫ
phép (13,5 mm) và tải trọng gây phá hoại sàn Pult .
ạ
ố
ể
ự
ệ ủ
tương ứ
ớ
ừ
ải như
sau:ứng với độ võng cho phép của sàn theo thí nghiệm và lý thuyết

Bảng 3. Tải trọng
tương

: tương ứ
ới đoạ
ả ọng được tăng dầ ừ 0 đế
P ser (kN)
Trong
giai đoạ
ệ ữ ả ọng và độ
ế
ả ọ Pult
ả (kN)
ầ
Mẫu sàn
ENệ 1994-1-1:2004
Thí nghiệm
Sai
Ứ
ử ủ
ề 0 thì đườ
ữ ả ọng và độ
ớ đườ
ả số
là đàn hồ
ế
SP2-1 ợp trong đoạn OA33,73
29,49
12,6%
46,09

SP2-2
33,73
27,99
17,0%
45,09
ả ọng được tăng dầ ừ 0 đế
ả ọ
ệ
Trung bình
33,73
28,74
14,8%
45,59
tương ứ
ới đoạn OB và sau đó giả
ầ ề tương ứ
ới đoạn BB’. Quan hệ ữ ả
ọng và độ võng đoạ
ế ạ ị trí điể
ế ứt đã xuấ ệ
ể ị dư
Quan hệ giữa tải trọng thí nghiệm và biến dạng của tấm tôn của mẫu sàn SP2-1 được thể hiện trên
đạ ấ ỉ
Hình 10. Vị trí mặt cắt được thể hiện ở Hình 5. Tại mỗi mặt cắt, biến dạng của sóng tốn được đo tại
ả ọng
tăngtrên
dầ của
ừ 0tơn
đế sóng.
ị

ạ
đoạn này đượ
ể
ba mặt đó làmặt dưới, mặt giữa
và mặt
−6
Tạiện
thời
dạng
10độ võng
(0,15%)
vậtB’B
liệulàđạt
tới giới hạn chảy
trênđiểm
đoạnbiến
B’BC.
Mốcủa tấm ệtơn ữđạt ả1497
ọng× và
trênthì
đoạn
tuyế
(307 đoạ
N/mm2 ) và bắt đầuến.
chuyển
sang
chảy
dẻo.
Thời
điểm

mẫu
sàn
bị
phá
hoại
tại
giá
trị ứtải trọng
Độ võng tăng đồ
ờ ớ ả ọ
ụng. Điểm C tương
ớ thí
nghiệmời46,09
trên
cáctoàn,
mặt cắt
tơnxác
sóng
điể kNẫ thì tất cả ệcác vị
ị trí đo ại
hoàn
chocủa
phép
đị đều đã ịchảy
ả dẻo.
ọ Hình
ớ ạ10 cho
thấy tơn sóng
bắt
đầu

chảy
dẻo
từ
mặt
dưới
tại
chính
giữa
nhịp
của
sàn
(Hình
10(a),
mặt
cắt
ụ
kN. Sau điể
ẫ
ợ
ả năng chị ự B-B), sau
đó phát triển ra hai bên và lên phía trên theo chiều cao của tơn sóng. Các kết quả này hồn tồn phù
xác đị tínhừtốn.
ự
ệ
ị ảcủa ọng
trưng
hợp với sự làm việc dẻo
sàn đặc
và phù
hợpcủvới lý thuyết

ả 3 về giá trị tải ịtrọng tươngồ ứngả vớiọđộ võngtương
ứ của
Theo như kết quảđượ
được tổng hợp ở Bảng
cho phép
ới
độ
ả
ọ
ạ
sàn theo thí nghiệm và lý thuyết, ta thấy: Giá trị tải trọng tác dụng Pser tương ứng với độ võng cho
phép theo thí nghiệm của mẫu sàn SP2-1 bằng 87,4% và mẫu sàn SP2-2 bằng 83,0% so với giá trị
theo EN-1994-1-1. Sự sai khác như vậy có thể do ảnh hưởng của cường độ bê tông, mô đun đàn hồi

30


ẫ ẫẫ

ệ ệệ

ố ốố

Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

của mẫu thí nghiệm xác định các đặc trưng cơ học (150 × 150 × 150 mm) so với mẫu sàn làm việc
thực tế (2800 × 615 × 145 mm).

(a) Mặt dưới

ặtdướ
dướ
ặt ặt
dướ

(b) Mặt giữa

ặ ặ ặữ ữ ữ

(c) Mặt trên

ặặặ

Hình 10.
ểuđồđồ
đồ quanệ hệ
–ế ế ếdạng
ủ ẫ ẫsàn
ẫ SP2-1
ểu
ệ ữệgiữa
ữữ
ả ảọtrọng
ọ ọ– ––biến
ểuBiểu
đồ
ả tải
ạ ạ ạtơn sóng của
ủ ủmẫu

ọ tơn sóng
ệ
ếạ ạ ạcác
ủấ ấ ấ cụ đo
ủ ẫ ẫ ẫ vị điện1tử
1đượ
đượ
ạ ạệgiữa
ệ ữệ bê
ữ ảữtông
ả ảọ ọvới
1đượ
ệ ệđược
ế ế bằng
ủ ủdụng
ủ ủchuyển
Độ trượt ạdọc
đo
LVDT-4
ặTrên
ắtđượ
đượ ể 11,
ạỗ ỗ ỗặ ặđạt
ặắ ắgiá
ắ ếtrị
ạ ủthì
ị ị sàn.
ắt
ể ểệ khi
ệởệ ởtảiở trọng thí

ế ế25
ủ ủbắt
ể ể ệể ệ ệđược đặt tại haiị đầu
ặ ặ ắt
đượ
ạ ạnghiệm
ạ ạkN
và LVDT-5
Hình
ố được
được
tạ ặt
ặtđó
làmặt
mặt
dướ
ữ các
ặ neo
ốđược
dướ
ặ ặữ ữnày
đođo
tạđotạgiữa
đó
làđólà
mặt
dướ
ặ Lúc
ặ ặchốt
ủ ủ ởủ đầu sàn sẽ bắt đầu làm việc

đầu xuấtốhiện
trượt
dọc
bêặt
tơng
với
tơn
sóng.
và đóng vai trò như là điểm giữ.
ờiđiể
điể ế ế ếạ ạ ạ ủ ủ ủấ ấ ấ đạđạđạ u u u
ệ đạđạớ ớ ớ ớ ớ ớ
ạ ạ ạời ời
điể
ậ ậ ậệ ệ đạ
ờiđiể
điể ẫ ẫ ẫ
ạ ạ ạả ả ả
ắt ắt
đầắtđầđầ ể ể ể
ả ả ảẻ ẻ ẻ ờiờiđiể
ị ịị
ạạạạạ
ịđo
tríđotrên
đotrên
trên
các
mặắ ắ ắủ ủ ủ
ị trí

các
ị ảị ịả ảọ ọ ọ
ệ ệệ
ấ ấ ảấ ả ả ị trí
các
mặmặ
đềđềđề
đãchả
chảẻ ẻ ẻ
ặtdướ
dướ
đãđã
chả
ấ ấấ
ắt ắt
đầắtđầđầ ả ả ảẻ ẻ ẻừ ừ ừặt ặtdướ
ạạạ
ữ ữ ữ ị ị ịủ ủ ủ
ặ
ắ
,
sau
đó
ể
ặ
ắ
,
sau
đó
ể

ặ ắ
, sau đó
ể
ềềề
ủủủ
ế ế ếả ả ả
ợ ợ ợớ ớ ớ
ự ự ự ệ ệ ệẻ ẻ ẻủ ủ ủ
ợ ợ ợớ ớ ớ
ế ếế
tương
ớiđộđộ
Theo
như
đượ
Theo
như
ả ảđượ
tương
Theo
như
kếkếkếả đượ
ổ ổ ổ ợ ợởợ ở ảở ả ả ề ề ề ị ịả ịả ảọ ọ ọtương
ứ ứ ứ ớiớiđộ
ủ
ệ
ế
ấ
ị
ả

ọ
ụ
tương
tương
ủ ủ
ệ ệ
ếế
ấấ
ị ịả ả ọ ọ
ụụ
tương
ứ ứ ứ ới ới
độớiđộđộ
ệ ệ ệủ ủ ủẫ ẫ ẫ
ằ ằằ
ẫẫẫ
ựsaikhác
saikhác
khác
như
ảnh
hưở ủ ủ ủ
như
ảnh
hưở
ằ ằằ
ớ ớớ ị ị ị
ự ựsai
như
vậvậvậ ể ể ể ảnh

hưở
cường
đun
đàn
xác
định
các
đặc
trưng
cơhọhọ
cường
đun
đàn
xác
định
các
đặc
trưng
cường
độđộđộ
đun
đàn
hồhồhồ
ủ ủ ủẫ ẫ ẫ
ệ ệ ệxác
định
các
đặc
trưng
cơcơhọ

uuu
u uu
ớ ớ ớẫ ẫ ẫ
ệ ệ ệự ự ự
ế ế ế u uu u uu
. Độ
trượdọc ọtương
đố đốiữgiữa bê tông soớvới tơn sóng của
ủ mẫu
ẫ sàn
Hình 11. Độ
trượt
Độ trượ ọ
ữ
ới tơn sóng được đo ằ
ụ
ụ đo chuyể ị điệ
Cóử thể nhận thấy trên Hình
9,
sau
khi
xảy
ra
hiện
tượng
trượt
dọc
giữa
bê
5 được đặ ại hai đầ

ả ọ tơng với tơn
ệmsóng
đạ tại
giá trị tải trọng
thí
nghiệm
25
kN,
tải
trọng
và
độ
võng
đồng
thời
cùng
tăng
cho
đến
khi
sàn
ị
ắt đầ
ấ ện trượ ọ
ữ
ớ
ố bị phá
hoại. ởĐiều
này đồng
nghĩa với việc

ứng
xử của sàn là phá hoại ữdẻo [17]. Kết quả này cũng thu được
đầ
ẽ ắt đầ
ệ
đóng vai trị như là điể
từ nghiên cứu thực nghiệm ứng xử của sàn liên hợp trong trường hợp sử dụng chốt neo đầu sàn [8].
ể ậ
ấ
ả
ện tượng trượ ọ
ữ
ớ
31 ả ọng và độ võng đồ
ạ
ị ả ọ
ệ
ờ cùng tăng cho
đế
ị
ại. Điều này đồng nghĩa vớ ệ ứ
ử ủ
ạ ẻ
ế
ả này cũng thu đượ ừ
ứ
ự
ệ ứ
ử ủ
ợ

trườ
ợ ử ụ
ốt neo đầ
ần lưu ý rằng đố ớ ấ
ợ
ử ụ


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

Cần lưu ý rằng đối với tấm sàn liên hợp khi không sử dụng chốt neo đầu sàn, phá hoại của sàn được
xem xét là phá hoại giòn hoặc phá hoại dẻo tùy thuộc vào tải trọng tại thời điểm độ trượt dọc bằng
0,1 mm so với tải trọng tại thời điểm sàn bị phá hoại. Sàn được xem là phá hoại dẻo khi tải trọng phá
hoại vượt quá 10% tải trọng gây ra độ trượt bằng 0,1 mm, và ngược lại thì sàn bị phá hoại giòn [1].
4. Kết luận
Trong nghiên cứu này, hai mẫu sàn liên hợp nhịp đơn đã được chế tạo và tiến hành thí nghiệm
uốn bốn điểm kiểm tra sự làm việc theo các trạng thái giới hạn về chịu lực và giới hạn sử dụng. Các
mẫu được chế tạo ở tỷ lệ 1:1. Thí nghiệm uốn bốn điểm được thực hiện theo các quy định của tiêu
chuẩn EN 1994-1-1:2004. Bên cạnh việc phân tích sự làm việc, xác định các giá trị cực hạn ứng với
hai trạng thái giới hạn, việc tính tốn lý thuyết cũng đã được tiến hành. Thơng qua việc phân tích lý
thuyết thực nghiệm nhận thấy rằng giá trị tải trọng thí nghiệm trung bình tương ứng với độ võng cho
phép 13,5 mm là 28,74 kN, giá trị tải trọng ở thời điểm này nhỏ hơn so với kết quả xác định theo lý
thuyết (33,73 kN) và bằng 63,0% so với tải trọng thí nghiệm cực hạn gây phá hoại mẫu (45,59 kN).
Khi tải trọng thí nghiệm đạt đến 25 kN, độ trượt dọc giữa bê tông với tơn sóng được ghi nhận và tăng
nhanh đến 3 mm. Sau khi xảy ra hiện tượng trượt dọc giữa bê tơng với tơn sóng tại giá trị tải trọng thí
nghiệm 25 kN, tải trọng và độ võng đồng thời cùng tăng cho đến khi sàn bị phá hoại. Điều này đồng
nghĩa với việc ứng xử của sàn là phá hoại dẻo.
Thơng qua phân tích thực nghiệm-lý thuyết sự làm việc của sàn liên hợp, chúng ta thấy rằng ứng
xử chịu uốn của sàn trong thực thế phù hợp với lý thuyết tính tốn, thể hiện qua sự qua vị trí trục trục
hịa dẻo và ứng xử của sóng tơn. Đồng thời khi bố trí đủ liên kết chịu trượt, ứng xử của sàn được đặc

trưng bởi sự làm việc dẻo.
Tài liệu tham khảo
[1] EN 1994-1-1 (2004). Eurocode 4: Design of steel and concrete composite structures, part 1.1: General
rules and rules for building.
[2] Tuan, V. A. (2004). Steel-concrete composite structure: Slabs, beams and columns for buildings.
[3] American National Standards Institute/Steel Deck Institute (2017). ANSI/SDI C-2017 Standard for Composite Steel Floor Deck-Slabs.
[4] Mistakidis, E. S., Dimitriadis, K. G. (2008). Bending resistance of composite slabs made with thin-walled
steel sheeting with indentations or embossments. Thin-Walled Structures, 46(2):192–206.
[5] Marimuthu, V., Seetharaman, S., Jayachandran, S. A., Chellappan, A., Bandyopadhyay, T. K., Dutta, D.
(2007). Experimental studies on composite deck slabs to determine the shear-bond characteristic values
of the embossed profiled sheet. Journal of Constructional Steel Research, 63(6):791–803.
[6] Abdullah, R., Easterling, W. S. (2009). New evaluation and modeling procedure for horizontal shear bond
in composite slabs. Journal of Constructional Steel Research, 65(4):891–899.
[7] Gholamhoseini, A. (2018). Experimental and finite element study of ultimate strength of continuous
composite concrete slabs with steel decking. International Journal of Advanced Structural Engineering,
10(1):85–97.
[8] Abbas, H. S., Bakar, S. A., Ahmadi, M., Haron, Z. (2015). Experimental studies on corrugated steelconcrete composite slab. Journal of the Croatian Association of Civil Engineers, 67(2).
[9] Linh, N. N., Hiếu, N. T., Tân, N. N. (2018). Thí nghiệm thử tải đánh giá ứng xử chịu uốn của kết cấu sàn
nhịp đơn liên hợp thép – bê tông theo tiêu chuẩn SDI T-CD-2017. Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng
(KHCNXD) - ĐHXD, 12(7):34–44.
[10] Linh, N. N., Tân, N. N. (2019). Thực nghiệm so sánh sự làm việc và khả năng chịu lực của kết cấu sàn
liên hợp thép - bê tông nhịp đơn và nhiều nhịp chịu tải trọng tĩnh. Tạp chí Xây dựng, (5-2019):224–231.

32


Cường, N. V., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

[11] Nhân, L. V. P., Đức Vinh, B., Đức Duy, H., Sơn, L. T., Tín, L. T. H. (2021). Ảnh hưởng của mức độ liên
kết kháng cắt đến ứng xử uốn của dầm liên hợp thép – bê tông sử dụng liên kết kháng cắt dạng Perfobond:

Phương pháp thực nghiệm. Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng (KHCNXD) - ĐHXD, 15(1V):37–47.
[12] Tuấn, V. A. (2013). Thiết kế tối ưu trọng lượng dầm liên hợp thép-bê tông sử dụng dầm thép I khơng đối
xứng. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng (KHCNXD)-ĐHXD, 7(2):21–28.
[13] Kiên, N. T., Hiếu, N. T., Hồng, N. N. (2020). Phân tích sự làm việc của dầm liên hợp thép - bê tông
khoét lỗ bản bụng bằng phương pháp mô phỏng số. Tạp chí Xây dựng, 1:29–32.
[14] Bộ Khoa học Cơng nghệ Việt Nam (1993). Bê tông nặng - Phương pháp xác định cường độ chịu nén.
[15] EN 1992-1-1 (2004). Eurocode 2: Design of concrete structures, part 1.1: General rules and rules for
building.
[16] JFE Metal Products & Engineer Inc. Deck plates for Composite Slab Structure QL Deck.
[17] Crisnel, M. (1996). Recent Developments in Steel/Concrete Composite Slabs. Structural Engineering
International, 6(1):41–41.

33