Sức kháng trượt dọc của chốt bê tông trong dầm liên hợp rỗng chiều cao nhỏ qua thí nghiệm đẩy

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2019. 13 (5V): 1–8
SỨC KHÁNG TRƯỢT DỌC CỦA CHỐT BÊ TÔNG TRONG DẦM
LIÊN HỢP RỖNG CHIỀU CAO NHỎ QUA THÍ NGHIỆM ĐẨY
Hàn Ngọc Đứca,∗, Vũ Anh Tuấna, Trần Mạnh Dũnga
aKhoa Xây dựng dân dụng và Công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng,
số 55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 30/08/2019, Sửa xong 13/09/2019, Chấp nhận đăng 13/09/2019
Tóm tắt
Cơ chế truyền lực trượt dọc của dầm liên hợp có tiết diện dầm thép rỗng và chiều cao nhỏ với các hình dạng
khác nhau của chốt bê tông chịu cắt nằm chìm trong bản sàn bê tông là khác biệt so với chốt thép có mũ chịu
cắt. Trong bài báo này, sức kháng trượt dọc của chốt bê tông trong dầm liên hợp rỗng có chiều cao thấp sẽ được
xem xét. Sức kháng trượt dọc theo lý thuyết cho chốt bê tông chịu cắt được xác định dựa theo tiêu chuẩn EN
1992-1-1 và EN 1994-1-1. Thí nghiệm đẩy của bốn mẫu với chốt bê tông có hình dạng tròn và hình thang sẽ
được thực hiện và kết quả thí nghiệm sẽ được so sánh với giá trị kháng trượt dọc theo công thức lý thuyết. Tất
cả bốn mẫu thử được nhúng dầu để đảm bảo không có lực dính kết giữa phần bê tông và thép kết cấu. Sự phá
hoại của mẫu thử và kết quả thí nghiệm cho thấy rằng sức kháng trượt dọc của chốt bê tông trong dầm liên hợp
rỗng có chiều cao nhỏ không chỉ phụ thuộc vào sức kháng cắt của chốt bê tông.
Từ khoá: dầm liên hợp có chiều cao nhỏ; chốt bê tông tròn chịu cắt; chốt bê tông hình thang chịu cắt; sức kháng
trượt dọc; hệ kết cấu dầm sàn có chiều cao nhỏ.
LONGITUDINAL SHEAR RESISTANCE OF CONCRETE DOWELS IN SHALLOW-HOLLOW COMPOS-
ITE BEAM BY PUSH-OUT TEST
Abstract
The shear transferring mechanisms of steel-concrete shallow-hollow composite beams with various-shaped
concrete dowels embedded in concrete slab are different from steel headed-shear studs. In this article, the
longitudinal shear resistance of concrete dowel connectors in shallow-hollow composite beams are investigated.
The longitudinal shear resistance in theory for concrete dowel connectors applied in this study was based on EN
1992-1-1 and EN 1994-1-1. Push-out tests of four specimens with circle and trapezoidal shaped dowels were
conducted, and the test results were compared with shear resistance by theory formula. All of four steel beams
were applied with greased to prevent the bond between concrete and steel part. The failure of specimens and
the push-out test results were proved that the behavior of concrete dowel in shallow-hollow composite beams
was not under pure shear stress.
Keywords: shallow-hollow composite beam; circle concrete dowel connectors; trapezoidal concrete dowel con-
nectors; longitudinal shear resistance; shallow floor structure.
https://doi.org/10.31814/stce.nuce2019-13(5V)-01 c© 2019 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)
1. Giới thiệu
Kết cấu liên hợp thép-bê tông (LHT-BT) được áp dụng lần đầu vào công trình cầu vào năm 1894.
Cho đến tận năm 1954, dạng kết cấu này mới bắt đầu được áp dụng rộng rãi trong các công trình
∗Tác giả chính. Địa chỉ e-mail: duchn@nuce.edu.vn (Đức, H. N.)
1
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
nhà khi người ta nhận thấy chốt có mũ chịu cắt đóng vai trò rất quan trọng trong việc tăng khả năng
liên kết giữa bê tông và thép. Hai loại vật liệu này khi kết hợp để làm việc đồng thời chúng có ưu
điểm như: giảm được tác động ăn mòn của môi trường, tăng khả chống cháy và khả năng chịu lực của
cấu kiện, độ cứng lớn, rút ngắn được thời gian thi công [1]. . . Tuy nhiên, khi áp dụng cấu kiện dầm
LHT-BT vẫn còn nhược điểm như: mức độ chịu lửa kém, chiều cao hệ kết cấu dầm sàn lớn, tăng chí
phí do sử dụng chốt có mũ chịu cắt. Do vậy một số giải pháp dầm sàn có chiều cao nhỏ đã được đề
xuất như Slimflor, Slimdek Asymmetric Slimflor [2], DeltaBeam [3], Ultra Shallow Floor [4]. Phần
lớn loại dầm liên hợp mới này đều có phần thép kết cấu nằm chìm một phần hoặc hoàn toàn trong bản
sàn bê tông với mục đích tăng khả năng chịu lửa, giảm chiều cao hệ kết cấu dầm sàn và tận dụng ma
sát giữa thép kết cấu và bê tông hoặc phần bê tông đi qua các lỗ mở ở bản bụng như là các chốt chịu
trượt dọc (Hình 1).
Keywords: shallow-hollow composite beam; circle concrete dowel connectors; 
trapezoidal concrete dowel connectors; longitudinal shear resistance; shallow floor 
structure. 
© 2019 National University of Civil Engineering 
1. Giới thiệu 
Kết cấu liên hợp thép-bê tông (LHT-BT) được áp dụng lần đầu vào công trình cầu 
vào năm 1894. Cho đến tận năm 1954, dạng kết cấu này mới bắt đầu được áp dụng rộng 
rãi trong các công trình nhà khi người ta nhận thấy chốt có mũ chịu cắt đóng vai trò rất 
quan trọng trong việc tăng khả năng liên kết giữa bê tông và thép. Hai loại vật liệu này 
khi kết hợp để làm việc đồng thời chúng có ưu điểm như: giảm được tác động ăn mòn 
của môi trường, tăng khả chống cháy và khả năng chịu lực của cấu kiện, độ cứng lớn, rút 
ngắn được thời gian thi công [1] Tuy nhiên, khi áp dụng cấu kiện dầm LHT-BT vẫn 
còn nhược điểm như: mức độ chịu lửa kém, chiều cao hệ kết cấu dầm sàn lớn, tăng chí 
phí do sử dụng chốt có mũ chịu cắt. Do vậy một số giải pháp dầm sàn có chiều cao nhỏ 
đã được đề xuất như Slimflor, Slimdek Asymmetric Slimflor [2], DeltaBeam [3], Ultra 
Shallow Floor [4]. Phần lớn loại dầm liên hợp mới này đều có phần thép kết cấu nằm 
chìm một phần hoặc hoàn toà trong bản sàn bê tông với mục đích tăng khả năng chịu 
lửa, giảm chiều cao hệ kết cấu dầm sàn và tận dụng ma sát giữa thép kết cấu và bê tông 
hoặc phần bê tông đi qua các lỗ mở ở bản bụng như là các chốt chịu trượt dọc (Hình 1). 
Hình 1. Giải pháp dầm có chiều cao nhỏ: (a) Asymmetric Slimflor Beam và (b) 
DeltaBeam 
Hình 1. iải pháp dầm có hiều cao nhỏ: (a) Asymmetric Slimflor Bea và (b) DeltaBeam
Một trong những đặc điểm quan trọng của dầm LHT-BT là xác định mức độ liên kết chịu trượt.
Peltonen và Leskela¨ đã chỉ ra mức độ chịu trượt của các chốt bê tông trụ tròn trong dầm có chiều cao
nhỏ (DeltaBeam) với bản sàn bê  ... ê tông dưới tác dụng lực trượt dọc 
2 1. Sức kháng trượt dọc do lự cắt ngang thân chốt 
(b)
Hình 2. Xu hướng chịu lực của chốt bê tông dưới tác dụng lực trượt dọc
2.1. Sức kháng trượt dọc do lực cắt ngang thân chốt
Sức kháng cắt của cấu kiện bê tông không bố trí cốt thép được đề cập tại mục 6.2.2 Tiêu chuẩn
EN 1992-1-1 [12], thiên về an toàn có thể xác định theo công thức:
VS
Rd,c
=
(
νmin + 0, 15 · σcp
)
· (bw · d) (N) (1)
trong đó bw là bề rộng nhỏ nhất của tiết diện trong vùng chịu kéo (mm); d là chiều cao tiết diện chịu
cắt (mm); fck là cường độ chịu nén tiêu chuẩn của bê tông mẫu trụ (MPa)
σcp < 0, 2 · fcd (MPa)
νmin = 0, 035 · k3/2 ·
√
fck
k = min
(
1 +
√
200/d; 2, 0
) (2)
Theo lý thuyết tính toán dầm LHT-BT, toàn bộ vùng bê tông chịu nén nằm trong bề rộng hiệu quả
sẽ đạt đến sức kháng nén có giá trị 0,85 fcd. Do vậy, trong công thức (2), giá trị σcp được lấy là 0,2 fcd.
Qua công thức trên nhận thấy sức kháng trượt dọc của chốt bê tông khi chịu lực cắt ngang tỷ lệ thuận
với cấp độ bền của bê tông và kích thước lỗ mở ở bản bụng dầm thép.
Khảo sát trường hợp lỗ mở ở bản bụng dầm LHT-BT có chiều cao nhỏ với hình dạng lỗ tròn
D = 70mm và hình thang có kích thước là 90×50×70mm, cấp bền bê tông C25/30, sức kháng trượt
dọc của một chốt do ứng suất cắt được trình bày ở Bảng 1.
Bảng 1. Sức kháng trượt dọc của một chốt do ứng suất cắt
Loại lỗ Diện tích lỗ Ah (mm2) Cấp bền bê tông k νmin (MPa) VSRd,c (MPa)
Tròn D = 70 mm 3848,5
C25/30
2,0 0,49 3,83
Hình thang 90 × 50 × 70 mm 4900,0 2,0 0,49 4,88
3
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
2.2. Sức kháng trượt dọc do lực nén và kéo dọc trục thân chốt
Sức kháng trượt dọc của chốt bê tông không bố trí cốt thép sẽ xác định bằng tổng thành phần do
sức kháng nén VC
Rd,c
và sức kháng kéo VT
Rd,c
của chốt bê tông.
VCT
Rd,c
= VC
Rd,c
+ VT
Rd,c
VC
Rd,c
= Ac · fcu; ACic = tw · pi · R · (120/180) ; ATrc = tw ·
√(
hTr
)2
+ (b1/2 − b2/2)2
VT
Rd,c
= Ah · fctm; ACih = pi · R2; ATrh = (b1/2 + b2/2) · hTr
(3)
trong đó Ac là diện tích phần chốt bê tông chịu nén (mm2); Ah là diện tích phần chốt bê tông chịu kéo
(mm2); tw là chiều dày bản bụng dầm thép (mm); R là bán kính lỗ tròn (mm); b1, b2 và hTr lần lượt là
đáy lớn, đáy nhỏ và chiều cao của lỗ mở hình thang (mm); fcu là cường độ chịu nén tiêu chuẩn của bê
tông mẫu lập phương (MPa); fctm là cường độ chịu kéo trung bình (MPa).
Qua công thức (3) nhận thấy sức kháng trượt dọc của chốt bê tông tỷ lệ thuận diện tích tiếp xúc
giữa bản bụng thép với chốt bê tông, diện tích lỗ mở của bản bụng dầm thép và với cấp độ bền của
bê tông. Khảo sát tương tự với chiều dày của bản bụng tw = 4 mm, ta có sức kháng trượt dọc của một
chốt do ứng suất nén và ứng suất kéo trong chốt được trình bày ở Bảng 2.
Bảng 2. Sức kháng trượt dọc của một chốt do ứng suất nén và kéo
Loại lỗ At (mm2) Ac (mm2) Cấp bền bê tông VCRd,c (MPa) V
T
Rd,c
(MPa)
Tròn D = 70 mm 3848,5 293,2
C25/30
8,80 10,01
Hình thang 90 × 50 × 70 mm 4900,0 291,2 8,74 12,74
3. Sức kháng trượt dọc của chốt theo thí nghiệm đẩy
3.1. Mẫu thí nghiệm
Mục đích của thí nghiệm đẩy là xác định sức kháng cắt của chốt bê tông, do vậy mẫu thí nghiệm
gồm dầm thép rỗng có lỗ mở ở bản bụng và sàn bê tông. Có 3 lỗ mở với hình dạng tròn và hình thang
được bố trí ở hai bên bụng dầm thép để nhồi bê tông vào phía trong dầm thép, khi bê tông đông cứng
sẽ tạo thành các chốt bê tông. Để loại bỏ hoàn toàn thành phần ma sát dầm thép được nhúng dầu
trước khi đổ bê tông. Hình dạng cũng như kích thước của dầm thép và mẫu thí nghiệm được thể hiện
ở Hình 3.
Thép kết cấu sử dụng chế tạo mẫu thí nghiệm là loại SS400 theo EN 1993-1-1 [13], đặc trưng
cơ học fy = 245 MPa; fu = 400 MPa. Bê tông có cấp bền C25/30 theo quy định EN 1992-1-1 [12].
Thí nghiệm nén kiểm tra cường độ bê tông được thực hiện trên mẫu thí nghiệm lập phương, được
đúc trong quá trình đổ bê tông các mẫu thí nghiệm. Cường độ chịu nén trung bình của 3 mẫu bê tông
ở tuổi 28 ngày fcu = 33,4 MPa. Tất cả 4 mẫu được đổ bê tông, bảo dưỡng và tiến hành thí nghiệm
tại LAS-125, Đại học Xây dựng. Mẫu với lỗ mở tròn và hình thang lần lượt được ký hiệu là WCO1,
WCO2 và WTO1, WTO2.
4
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Hình 3. Hình dạng và kích thước chế tạo của mẫu thử 
Thép kết cấu sử dụng chế tạo mẫu thí nghiệm là loại SS400 theo EN 1993-1-1 [13], 
đặc trưng cơ học fy=245MPa; fu=400MPa. Bê tông có cấp bền C25/30 theo quy định EN 
1992-1-1 [12]. Thí nghiệm nén kiểm tra cường độ bê tông được thực hiện trên mẫu thí 
nghiệm lập phương, được đúc trong quá trình đổ bê tông các mẫu thí nghiệm. Cường độ 
chịu nén trung bình của 3 mẫu bê tông ở tuổi 28 ngày fcu=33,4MPa. Tất cả 4 mẫu được 
đổ bê tông, bảo dưỡng và tiến hành thí nghiệm tại LAS-125, Đại học Xây dựng. Mẫu với 
lỗ mở tròn và hình thang lần lượt được ký hiệu là WCO1, WCO2 và WTO1, WTO2. 
3.2. Sơ đồ bố trí thí nghiệm và bố trí dụng cụ đo 
Mẫu được cố định trong hệ giá đỡ; kích thủy lực 50T được sử dụng để gia tải. Giá 
trị của tải trọng P được kiểm soát bằng dụng cụ đo lực điện tử (loadcell). Để đo dịch 
chuyển giữa thép kết cấu và bê tông, 4 đầu đo chuyển vị điện tử (Linear Variable 
Hình 3. Hình dạng và kích thước chế tạo của mẫu thử
3.2. Sơ đồ bố trí thí nghiệm và bố trí dụng cụ đo
Mẫu được cố định trong hệ giá đỡ; kích thủy lực 50T được sử dụng để gia tải. Giá trị của tải trọng
P được kiểm soát bằng dụng cụ đo lực điện tử (loadcell). Để đo dịch chuyển giữa thép kết cấu và bê
tông, 4 đầu đo chuyển vị điện tử (Linear Variable Differential Transformer) lần lượt ký hiệu là L1, L2,
L3 và L4 đã được bố trí. Dụng cụ đo lực điện tử và 4 đầu đo được kết nối với thiết bị thu nhận và xử
lý dữ liệu cho phép ghi nhận tự động đồng thời các giá trị đo với khoảng thời gian là 1 giây (Hình 4).
3.3. Kết quả thí nghiệm
Sau khi thực hiện thí nghiệm 4 mẫu, một số hình ảnh mẫu có lỗ tròn và lỗ hình thang bị phá hoại
được minh họa ở Hình 5. Giá trị lực nén tới hạn và độ trượt của các mẫu thí nghiệm đẩy được trình
bày trong Bảng 3.
Đường cong lực nén tới hạn và trượt dọc được vẽ dựa trên kết quả của thiết bị thu nhận và xử lý
dữ liệu. Đường cong minh họa ứng xử của các chốt bê tông dưới tác dụng của lực trượt dọc trong bản
sàn được thể hiện ở Hình 6.
5
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Differential Transformer) lần lượt ký hiệu là L1, L2, L3 và L4 đã được bố trí. Dụng cụ 
đo lực điện tử và 4 đầu đo được kết nối với thiết bị thu nhận và xử lý dữ liệu cho phép 
ghi nhận tự động đồng thời các giá trị đo với khoảng thời gian là 1 giây (Hình 4). 
Hình 4. Hình ảnh quá trình thí nghiệm đẩy 
3.2. Kết quả thí nghiệm 
Sau khi thực hiện thí nghiệm 4 mẫu, một số hình ảnh mẫu có lỗ tròn và lỗ hình 
thang bị phá hoại được minh họa ở Hình 5. Hình ảnh mẫu bị phá hoại Giá trị lực nén tới 
hạn và độ trượt của các mẫu thí nghiệm đẩy được trình bày trong Bảng 3. 
(a) WCO-1 (b) WCO-2 
(c) WTO-1 (d) WTO-2 
Hình 5. Hình ảnh mẫu bị phá hoại 
Hình 4. Hình ảnh quá trình thí nghiệm đẩy
(a) WCO-1 (b) WCO-2
(c) WTO-1 (d) WTO-2
Hình 5. Hình ảnh mẫu bị phá hoại
Bảng 3. Giá trị lực nén tới hạn và độ trượt của các mẫu
Ký hiệu mẫu Lực nén tới hạn P (kN) Trượt dọc tối đa s (µm) Độ cứng K (kN/mm)
WCO-1 176,6 805 219,4
WCO-2 141,3 665 212,5
WTO-1 115,9 445 260,5
WTO-2 139,9 725 193,0
6
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 3. Giá trị lực nén tới hạn và độ trượt của các mẫu 
Ký hiệu 
mẫu 
Lực nén 
tới hạn P (kN) 
Trượt dọc 
tối đa s (µm) 
Độ cứng 
 K (kN/mm) 
WCO-1 176,6 805 219,4 
WCO-2 141,3 665 212,5 
WTO-1 115,9 445 260,5 
WTO-2 139,9 725 193,0 
Đường cong lực nén tới hạn và trượt dọc được vẽ dựa trên kết quả của thiết bị thu 
nhận và xử lý dữ liệu. Đường cong minh họa ứng xử của các chốt bê tông dưới tác dụng 
của lực trượt dọc trong bản sàn được thể hiện ở Hình 6. 
Hình 6. Đường cong tải trọng và trượt dọc của các mẫu 
3.4. Phân tích kết quả thí nghiệm 
Mẫu thí nghiệm WTO-1 có giá trị lực tới hạn và giá trị trượt dọc nhỏ nhất so với 
các mẫu thí nghiệm khác; hàng chốt bê tông thứ 3 và của mẫu bị phá hoại khác với hai 
hàng chốt 1 và 2 (Hình 5); giá trị trượt dọc tại các cặp đầu đo L1-L2 và L3-L4 của mẫu 
thí nghiệm này cho giá trị không đối xứng do vậy có thể kết luận là nguyên nhân gây ra 
là do tải trọng đặt không đúng tâm. 
Bảng 4 trình bày so sánh giá trị sức kháng trượt dọc trên lý thuyết theo công thức 
(1) và (3) với tổng số 6 mặt cắt qua chốt và theo thí nghiệm với cường độ nén thực tế của 
bê tông fcu=33,4 MPa. Sức kháng trượt dọc của chốt theo sức kháng cắt theo lý thuyết của 
chốt bê tông qua lỗ tròn là 24,91 kN và qua lỗ hình thang là 31,72 kN nhỏ so với kết quả 
của thí nghiệm đẩy. Sức kháng trượt dọc của chốt tính toán theo sức kháng nén và kéo 
cho kết quả khá gần với giá trị lực tới hạn theo thí nghiệm. Qua kết quả so sánh và hình 
ảnh phá hoại của chốt, nhận thấy sự làm việc của chốt là phần bê tông tiếp xúc với thành 
bụng sẽ chịu nén theo hướng trượt dọc, và phần còn lại của chốt sẽ chịu kéo theo phương 
vuông góc. 
Hình 6. Đường cong tải trọng và trượt dọc của các mẫu
3.4. Phân tích kết quả thí nghiệm
Mẫu thí nghiệm WTO-1 có giá trị lực tới hạn và giá trị trượt dọc nhỏ nhất so với các mẫu thí
nghiệm khác; hàng chốt bê tông thứ 3 và của mẫu bị phá hoại khác với hai hàng chốt 1 và 2 (Hình 5);
giá trị trượt dọc tại các cặp đầu đo L1-L2 và L3-L4 của mẫu thí nghiệm này cho giá trị không đối
xứng do vậy có thể kết luận là nguyên nhân gây ra là do tải trọng đặt không đúng tâm.
Bảng 4 trình bày so sánh giá trị sức kháng trượt dọc trên lý thuyết theo công thức (1) và (3) với
tổng số 6 mặt cắt qua chốt và theo thí nghiệm với cường độ nén thực tế của bê tông fcu = 33,4 MPa.
Sức kháng trượt dọc của chốt theo sức kháng cắt theo lý thuyết của chốt bê tông qua lỗ tròn là 24,91 kN
và qua lỗ hình thang là 31,72 kN nhỏ so với kết quả của thí nghiệm đẩy. Sức kháng trượt dọc của chốt
tính toán theo sức kháng nén và kéo cho kết quả khá gần với giá trị lực tới hạn theo thí nghiệm. Qua
kết quả so sánh và hình ảnh phá hoại của chốt, nhận thấy sự làm việc của chốt là phần bê tông tiếp xúc
với thành bụng sẽ chịu nén theo hướng trượt dọc, và phần còn lại của chốt sẽ chịu kéo theo phương
vuông góc.
Bảng 4. So sánh giá trị sức kháng trượt dọc theo lý thuyết và thí nghiệm
Ký hiệu mẫu VS
Rd,c
(kN) VCT
Rd,c
(kN) Pm (kN)
WCO-1
24,91 (15,7%) 118,8 (74,7%) 159,0 (100%)
WCO-2
WTO-1
31,72 (24,8%) 134,8 (105,4%) 127,9 (100%)
WTO-2
Phá hoại của các mẫu đều là phá hoại đột ngột với giá trị trượt dọc khá nhỏ (< 0,8 mm). Sự phá
hoại của các chốt chịu cắt là phá hoại dòn với giá trị trượt dọc nhỏ hơn rất nhiều giá trị yêu cầu là
6 mm [14] để coi là chốt có sự làm việc dẻo.
7
Đức, H. N., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
4. Kết luận
Sự làm việc của chốt bê tông chịu trượt dọc trong dầm LHT-BT có tiết diện dầm thép rỗng chiều
cao nhỏ khác hoàn toàn với sự làm việc của chốt chịu cắt truyền thống. Kết quả thí nghiệm đẩy cho
thấy chốt bê tông có sự phá hoại dòn dưới sự tác dụng của lực trượt dọc. Chốt có xu hướng chịu nén
tại vùng tiếp xúc với bản bụng dầm và chịu kéo tại mặt cắt ngang của tiết diện chốt. Sức kháng chịu
trượt dọc của chốt phụ thuộc vào hình dạng lỗ mở, cấp bền bê tông, chiều dày bản bụng dầm thép.
Trong thực tế, khi chốt làm việc trong hệ dầm sàn liên hợp chịu uốn, sức kháng trượt dọc của chốt sẽ
còn bị ảnh hưởng do vị trí của trục trung hòa dẻo. Từ kết quả này, các thí nghiệm tiếp theo cần được
chuẩn bị đúng phương pháp để đưa ra được công thức xác định sức kháng trượt dọc của chốt bê tông
của dầm LHT-BT có dầm thép nằm chìm một phần trong bản sàn.
Tài liệu tham khảo
[1] Tuan, V. A. (2017). Steel-concrete composite structure: slabs, beams and columns for buildings. Con-
struction Published House, Vietnam.
[2] Tata Steel Europe Limited (2012). Slimdek Manual.
[3] Peikko Group (2007). DELTABeam Composite beam.
[4] Rackham, J. W., Hick, S., Newman, G. M. (2006). SCI-P342: Design of asymmetric slimflor beams with
precast concrete slabs. Steel Construction Institute.
[5] Peltonen, S., Leskela¨, M. V. (2006). Connection behaviour of a concrete dowel in a circular web hole of
a steel beam. Composite Construction in Steel and Concrete V, 544–552.
[6] Ahn, J.-H., Lee, C.-G., Won, J.-H., Kim, S.-H. (2010). Shear resistance of the perfobond-rib shear con-
nector depending on concrete strength and rib arrangement. Journal of Constructional Steel Research, 66
(10):1295–1307.
[7] Huo, B. Y., D’Mello, C. A. (2013). Push-out tests and analytical study of shear transfer mechanisms in
composite shallow cellular floor beams. Journal of Constructional Steel Research, 88:191–205.
[8] Limazie, T., Chen, S. (2017). Effective shear connection for shallow cellular composite floor beams.
Journal of Constructional Steel Research, 128:772–788.
[9] Hosseinpour, E., Baharom, S., Badaruzzaman, W. H. W., Al Zand, A. W. (2018). Push-out test on the
web opening shear connector for a slim-floor steel beam: Experimental and analytical study. Engineering
Structures, 163:137–152.
[10] Hoa, N. D., Tuan, V. A. (2016). Design of steel and concrete composite beam using rectangular hollow
steel section. International conference on Sustainable Development in Civil Engineering (SDCE), Hanoi,
Vietnam, 170–176.
[11] Duc, H. N., Tuan, V. A., Dat, N. T. (2018). Behaviour and push-out test of concrete dowel connectors
for longitudinal shear in shallow-hollow composite beams. Journal of Science and Technology in Civil
Engineering (STCE)-NUCE, 12(5):1–9.
[12] EN 1992-1-1:2004. Eurocode 2: Design of concrete structures, part 1.1: General rules and rules for
building.
[13] EN 1993-1-1:2005. Eurocode 3: Design of steel structures, part 1.1: General rules and rules for building.
[14] EN 1994-1-1:2004. Eurocode 4: Design of steel and concrete composite structures, part 1.1: General
rules and rules for building.
8