Nghiên cứu thực nghiệm xác định ứng xử của vách liên hợp thép - Bê tông được gia cường bằng bê tông cốt lưới dệt

h bê tông cốt 
thép, gia cường bằng TRC, nghiên cứu thực 
nghiệm. 
Abstract: This paper presents an experiment of 
damaged composite steel- concrete wall retrofitted 
with textile reinforced concrete (TRC) 
simultaneously subjected to the vertical and lateral 
loads. Firstly, the composite steel-concrete wall was 
tested until the tension side cracked and the stirrup 
yielded. Secondly, this element is retrofitted by 
textile reinforced concrete. A comparison between 
the reference element and the retrofitted element in 
terms of failure mode, the applied load – 
displacement curve, the strain in reinforcement and 
the steel profile, the stiffness and ductility. The result 
indicated that the application of TRC is an effective 
procedure, able to restore the strength, stiffness and 
ductility for composite steel – concrete wall. 
Keywords: composite steel- concrete wall, 
strengthening by TRC, experimental test. 
1. Đặt vấn đề 
Vách liên hợp là dạng kết cấu trong đó thép 
hình được sử dụng kết hợp với vách bằng bê tông 
cốt thép. Đây là dạng kết cấu có khả năng chịu lực 
ngang lớn, có độ cứng và tính dẻo cao, khả năng 
tiêu hao năng lượng lớn, phù hợp để xây dựng các 
nhà cao tầng trong vùng thường xuyên chịu tải 
trọng động đất. 
Trong quá trình sử dụng, do yêu cầu thay đổi 
công năng sử dụng hoặc do bị hư hỏng, vách liên 
hợp cần được gia cường để chịu được tải trọng 
lớn hơn hoặc tiếp tục được sử dụng để chịu lực. 
Hiện nay, việc gia cường kết cấu vách bê tông cốt 
thép bằng tấm composite polyme (FRP) là giải 
pháp đang được sử dụng rộng rãi do có nhiều ưu 
điểm như không bị ăn mòn, trọng lượng nhẹ, thi 
công dễ dàng. Nhiều nghiên cứu đã chứng minh 
hiệu quả của tấm FRP trong việc tăng cường khả 
năng chịu cắt, chống nở hông, phục hồi độ cứng 
và khả năng chịu lực ban đầu của vách bê tông 
cốt thép [1-3]. Gần đây, Dan [4], Sun và các cộng 
sự [5] thực hiện nghiên cứu tăng cường mẫu 
vách liên hợp đã bị hư hại bằng tấm FRP. Kết quả 
nghiên cứu của hai nhóm nghiên cứu kể trên đã 
cho thấy hiệu quả cao của tấm FRP trong việc 
phục hồi lại khả năng chịu lực cho vách liên hợp. 
Lưu ý rằng số lượng nghiên cứu về việc gia 
cường vách liên hợp bằng tấm FRP còn rất hạn 
chế. Tuy nhiên, giải pháp này cũng có một số 
nhược điểm như khả năng chịu lực bị suy giảm 
dưới tác động nhiệt độ cao, khó áp dụng trong 
môi trường ẩm ướt. Nhược điểm này của tấm 
FRP có thể được khắc phục bằng cách sử dụng 
bê tông cốt lưới dệt (textile reinforced concrete -
TRC), trong đó, sợi được dệt thành lưới và đặt 
vào trong lớp bê tông hạt mịn. Dạng vật liệu này 
được áp dụng chủ yếu trong việc gia cường kết 
cấu tường gạch và đã chứng minh được là vật 
liệu tiềm năng trong việc sửa chữa và tăng cường 
dạng kết cấu này [6-9]. Tuy nhiên, ứng dụng TRC 
trong việc gia cường kết cấu vách bằng bê tông 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
28 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 
cốt thép [10], đặc biệt là kết cấu vách liên hợp 
còn rất hạn chế. 
Mục đích chính của bài báo nhằm nghiên cứu 
ứng xử chịu tải trọng đứng và ngang của vách liên 
hợp đã nứt được gia cường bằng TRC. Theo đó, 
một mẫu vách liên hợp không gia cường được tiến 
hành thí nghiệm tới khi biên chịu kéo bị nứt và cốt 
thép đai đạt giới hạn chảy. Ý tưởng gia cường mẫu 
vách khi cốt thép đai đạt giới hạn chảy tương ứng 
với nghiên cứu được thực hiện bởi Contamine và 
các cộng sự [11]. Tiếp đó, mẫu vách này được gia 
cường bằng bê tông TRC và được thí nghiệm lại. 
Ứng xử của mẫu vách liên hợp ban đầu và vách 
liên hợp được gia cường so sánh với nhau trên các 
phương diện: dạng phá hoại, mối quan hệ lực 
ngang – chuyển vị đỉnh, biến dạng trong các cốt 
thép và thép hình, độ cứng và tính dẻo. 
Cấu trúc bài báo gồm các phần sau: phần 1 là 
mở đầu. Phần 2, 3 lần lượt giới thiệu cách thiết lập 
thí nghiệm và kết quả thí nghiệm mẫu vách liên hợp 
không gia cường và gia cường bằng TRC. Kết quả 
so sánh ứng xử của hai mẫu vách được trình bày 
trong phần 3. Phần cuối của bài báo được dành cho 
kết luận và kiến nghị. 
2. Thí nghiệm xác định ứng xử chịu tải trọng 
đứng và ngang đồng thời của mẫu vách liên hợp 
thép – bê tông cốt thép không được gia cường 
Phần dưới đây trình bày tóm tắt lại thí nghiệm 
của nhóm tác giả đã được trình bày trong [12]. 
2.1 Bố trí thí nghiệm 
Cấu tạo mẫu vách liên hợp không được gia 
cường (VLH) được thể hiện trên hình 1. Vách có 
chiều cao H = 1865 mm, chiều rộng B =950 mm, 
chiều dày bằng 190mm. Tỷ số chiều cao trên chiều 
rộng vách H/B= 1,96. Vách được ngàm vào chân đế 
bằng bê tông cốt thép có chiều dài bằng 2200 mm, 
chiều cao bằng 600 mm, chiều rộng bằng 500 mm. 
Ba thép hình chữ I-100x55x6,5x4,5 được liên kết 
với bê tông vách bằng các bu lông có đường kính 8 
mm, dài 50 mm được hàn dọc theo bản bụng của 
thép hình với khoảng cách 200m. Phần cốt thép đặt 
trong vách bao gồm: cốt thép dọc có đường kính 
12mm và cốt thép đai có đường kính 8 mm, bước 
cốt đai bằng 100 mm, cốt thép đai cấu tạo có đường 
kính 8mm và bước cốt đai cấu tạo bằng 200mm. 
Vật liệu dùng cho vách được thiết kế theo tiêu 
chuẩn Eurocode 4: bê tông có cấp độ bền C20/25, 
thép hình S275 và cốt thép S400. Thí nghiệm kéo 
cốt thép và thép hình thu được cường độ thực tế 
như sau: cốt thép đai có cường độ kéo chảy trung 
bình bằng 351 MPa, cốt thép dọc có cường độ kéo 
chảy trung bình bằng 415 MPa, thép hình có cường 
độ kéo chảy bằng 285 MPa. Tại thời điểm thí 
nghiệm, bê tông làm vách có cường độ chịu nén 
trung bình xác định trên mẫu hình trụ bằng 22 MPa. 
Ngoài ra, bê tông làm chân đế vách có cường độ 
chịu nén trung bình trên mẫu trụ bằng 42 MPa. Bê 
tông chân đế vách được thiết kế có cường độ chịu 
nén lớn hơn bê tông thân vách nhằm mục đích 
tránh phá hoại xảy ra ở phần chân đế. 
Hình 1. Cấu tạo mẫu vách liên hợp không gia cường 
2150
I 100x55x6,5x4,5
90 385 385 90
950
1
0
0
1
9
0
4
5
4
5
6
0
0
1
9
6
5
2
1
5
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 29 
Hình 2 thể hiện sơ đồ bố trí thí nghiệm và thực 
tế bố trí thí nghiệm. Mẫu vách được tạo liên kết 
ngàm với sàn phản lực bên dưới thông qua các liên 
kết bu lông có đường kính bằng 36mm. Mẫu vách 
chịu tải trọng nén không đổi thông qua kích thủy lực 
500 kN đặt trên đỉnh vách. Kích này tạo lực nén lên 
vách thông qua cơ chế lực và phản lực bằng cách 
tạo lực nén lên dầm thép đặt trên đỉnh vách. Dầm 
này được liên kết với sàn phản lực bên dưới thông 
qua hai thanh thép tròn có đường kính bằng 36mm. 
Vách chịu tác dụng của lực đẩy ngang tăng dần 
thông qua kích thủy lực 1000 kN. Trước khi tác 
dụng lực đẩy ngang, kích trên đỉnh vách tạo lực nén 
bằng 180 kN và lực này được giữ không đổi trong 
suốt quá trình thí nghiệm. Lực nén này được lấy 
bằng 5% khả năng chịu lực của mặt cắt nguyên của 
bê tông vách. Ba cảm biến đo chuyển vị (Linear 
variable differential transformer-LVDT) được bố trí 
theo chiều cao của vách nhằm mục đích xác định 
biến dạng tổng thể của vách. 
Hình 2. a) Sơ đồ bố trí thí nghiệm và b) hình ảnh thực tế 
Lực đẩy ngang tác dụng lên vách được thực hiện thông qua chuyển vị khống chế, với tốc độ gia tải bằng 
0,02mm/s. Trong quá trình thí nghiệm, thứ tự các vết nứt xuất hiện trên vách và tải trọng tương ứng được 
ghi lại. 
Hình 3. Sơ đồ bố trí các cảm biến đo biến dạng trên mẫu thí nghiệm 
Hình 3 thể hiện sơ đồ đặt các cảm biến đo biến 
dạng trên mẫu thí nghiệm. Một cảm biến đo biến 
dạng được đặt trên cốt thép dọc tại vùng chịu kéo 
của vách (D1), ba cảm biến đo biến dạng một 
phương được đặt trên cốt thép đai, kí hiệu N1, N21, 
N22. Ba cảm biến đo biến dạng ba phương được 
bố trí trên bản cánh của ba thép hình, kí hiệu H1, 
H2, H3. Hai cảm biến đo biến dạng của bê tông 
được bố trí tại hai mặt bên theo chiều dày của vách, 
kí hiệu B1, B2. 
8
0
1
4
9
1
0
0
D1
H1 H2 H3
N1
N21N22
B1 B2
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
30 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 
2.2 Kết quả thí nghiệm 
a) 
b) 
Hình 4. a) Đường cong quan hệ lực ngang tác dụng và chuyển vị đỉnh; b) dạng vết nứt trên vách 
Hình 4a thể hiện mối quan hệ giữa lực ngang và 
chuyển vị đỉnh vách. Đường cong thể hiện cả giai 
đoạn hạ tải để xác định các biến dạng dư trên cốt thép 
dọc, cốt thép đai và thép hình. Dạng phá hoại của 
vách được thể hiện trên hình 4b. Quan sát thấy rằng 
trên đường cong quan hệ lực chuyển vị, mẫu vách có 
sự suy giảm độ cứng tại thời điểm ứng với giá trị 140 
kN, đây là thời điểm xuất hiện hai vết nứt đầu tiên trên 
vách. Các vết nứt đầu tiên có phương ngang so với 
trục đứng của vách, đây là các vết nứt do uốn. Tiếp 
đó, các vết nứt tiếp tục phát triển và có xu hướng 
nghiêng so với trục vách, đây là dạng vết nứt đặc 
trưng do uốn cắt. Ứng với giá trị lực khoảng 320 kN, 
các vết nứt nghiêng xuất hiện gần điểm đặt lực, đây là 
các vết nứt do cắt. Giá trị lực lớn nhất tác dụng lên 
mẫu bằng 400kN. Mối quan hệ giữa lực ngang tác 
dụng và biến dạng trong các cốt thép đai được thể 
hiện trên hình 5. Nhận thấy rằng, biến dạng trong các 
cốt thép đai bắt đầu tăng với giá trị lực khoảng 140 kN 
tương ứng với vết nứt đầu tiên xuất hiện. Các cốt thép 
đai N1,N21 đạt tới giới hạn chảy với biến dạng tương 
ứng lần lượt bằng 2,13‰, 3,52 ‰ (biến dạng chảy 
của cốt thép đai bằng 1,75‰-hình 5). Lưu ý rằng, mặc 
dù cảm biến N21, N22 cùng được đặt trên một thanh 
cốt thép đai nhưng tại điểm đặt cảm biến đo biến dạng 
N22, cốt thép đai không bị chảy (biến dạng lớn nhất 
trên N22 bằng 1,44‰). Điều này có thể giải thích bởi 
vị trí đặt cảm biến N21 gần với vị trí xuất hiện vết nứt 
hơn so với cảm biến N22. Cốt thép dọc D1 ở biên chịu 
kéo cũng đạt tới giới hạn chảy với biến dạng lớn nhất 
bằng 4,32 ‰ (biến dạng chảy của cốt thép dọc bằng 
2,07‰-hình 5). 
Hình 5. Mối quan hệ giữa lực ngang tác dụng và biến dạng trong cốt thép 
Hình 6. Mối quan hệ giữa lực ngang tác dụng và biến dạng trong thép hình 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 31 
Mối quan hệ giữa lực ngang tác dụng và biến 
dạng trong thép hình được thể hiện trên hình 6. 
Quan sát thấy rằng biến dạng trong ba thép hình 
đều đạt tới biến dạng chảy (biến dạng chảy của 
thép hình bằng 1,4 ‰). Thép hình H1 ở biên chịu 
kéo đạt biến dạng lớn nhất bằng khoảng 5‰, thép 
hình H3 ở biên chịu nén đạt biến dạng nén lớn nhất 
bằng 2,4‰.
3. Thí nghiệm xác định ứng xử chịu tải trọng 
đứng và ngang đồng thời của mẫu vách liên 
hợp thép – bê tông cốt thép đã nứt được gia 
cường bằng bê tông cốt lưới dệt 
3.1 Bố trí thí nghiệm 
Mẫu vách trình bày ở trên được tiến hành xử lý 
bề mặt trước khi gia cường bằng bê tông cốt lưới 
dệt (VLHG). Mục đích của việc gia cường vách 
nhằm phục hồi khả năng chịu lực ngang của vách, 
đảm bảo cho vách có ứng xử dẻo. Bê tông cốt lưới 
dệt dùng trong nghiên cứu được cấu tạo từ một lớp 
lưới sợi dệt hình ô vuông, khoảng cách giữa các 
mắt lưới bằng 17mm, diện tích một bó sợi bằng 1,8 
mm
2
 được đặt trong bê tông hạt mịn có cường độ 
chịu nén bằng 50,2 MPa. Lưới sợi dệt được đặt trên 
toàn chiều cao của vách. Cường độ chịu kéo của 
lưới bằng 1850 MPa, mô đun đàn hồi bằng 120000 
MPa. Hình 7 trình bày trình tự tăng cường vách liên 
hợp bằng TRC. Trước tiên, bốn mặt bên của vách 
được mài nhẵn (hình 7a). Tiếp đó, các vết khía hình 
quả trám được tạo trên bề mặt vách để tăng cường 
khả năng bám dính của bê tông cũ với bê tông hạt 
mịn (hình 7b). Các cạnh bên của vách được vát tròn 
với bán kính khoảng 20 mm để hạn chế sự suy 
giảm cường độ của sợi tại các điểm uốn (hình 7c). 
Quá trình thi công gia cường bằng TRC được tiến 
hành như sau: trước tiên, một lớp bê tông hạt mịn 
có chiều dày khoảng 5 mm được trát lên vách (hình 
7d). Tiếp đó, lưới sợi dệt được bọc xung quanh 
vách trước khi tiến hành trát lớp bê tông hạt mịn thứ 
hai có chiều dày khoảng 5 mm (hình 7e,f). Lưới sợi 
dệt được đặt chồng lên nhau một đoạn bằng 
200mm theo mặt dày của vách nhằm đảm bảo 
chiều dài neo của lưới sợi dệt. Cũng nhằm mục 
đích này, cốt lưới dệt được kéo dài xuống mặt trên 
của chân đế vách (hình 7e). Sơ đồ bố trí thí nghiệm 
mẫu VLHG được bố trí tương tự mẫu VLH. Nhằm 
mục đích so sánh ứng xử của VLH và VLHG, lực 
nén tác dụng lên mẫu VLHG cũng được giữ không 
đổi bằng 180 kN trong suốt quá trình thí nghiệm. 
a) 
b) 
c) 
d) 
e) 
f) 
Hình 7. Trình tự gia cường vách bằng TRC 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
32 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 
3.2 Kết quả thí nghiệm 
 Hình 9 thể hiện hình dạng phá hoại của mẫu 
vách liên hợp được gia cường bằng TRC. Các vết 
nứt đầu tiên trên mẫu VLHG có phương ngang so 
với trục vách, ứng với giá trị lực ngang bằng 260 
kN. Như vậy, so với mẫu VLH, các vết nứt đầu tiên 
xuất hiện ở giá trị lực lớn gần gấp đôi. So sánh với 
thời điểm bắt đầu xuất hiện nứt trên mẫu VLH, số 
lượng các vết nứt trên mẫu VLHG xuất hiện nhiều 
hơn so với mẫu VLH. Như vậy, TRC góp phần phân 
bố đều các vết nứt trên mẫu so với mẫu VLH. Khi 
lực ngang tăng lên, các vết nứt có phương xiên và 
tiến về vùng nén của mẫu VLHG (hình 8a). Đây là 
các vết nứt đặc trưng của mẫu vách chịu uốn – cắt. 
Tại giá trị lực ngang bằng khoảng 450 kN, bê tông 
vùng nén bị vỡ (hình 8b). Ứng với giá trị lực khoảng 
470 kN, tại vùng chuyển tiếp giữa thân vách và 
chân đế xuất hiện vết nứt. Đồng thời, lưới sợi tại 
khu vực này cũng bị kéo đứt (hình 8c). Cũng tại thời 
điểm này, tại vùng chân vách ở biên chịu kéo, xuất 
hiện một số vết nứt bắc cầu qua các vết nứt uốn – 
cắt đã hình thành trước đó. 
Hình 8. Hình ảnh phá hoại của mẫu vách liên hợp được gia cường bằng TRC 
Hình 9. So sánh mối quan hệ lực ngang – chuyển vị đỉnh của mẫu VLH và VLHG 
Sự so sánh mối quan hệ lực ngang – chuyển 
vị đỉnh của mẫu VLH và VLHG được thể hiện 
trên hình 9. Quan sát thấy rằng, với giá trị lực 
nhỏ hơn khoảng 120 kN, mẫu vách VLH và 
VLHG có sự tương đồng về độ cứng. Trong 
khoảng giá trị lực từ 120 kN đến 240kN, các vết 
nứt cũ bắt đầu mở rộng dẫn tới mẫu VLHG có sự 
suy giảm độ cứng so với mẫu VLH. Tuy nhiên, 
khi tiếp tục gia tải, mẫu VLHG có ứng xử gần 
như tuyến tính đến giá trị lực khoảng 470 kN. 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 33 
Trong khoảng lực trị lực từ 240 kN đến 400kN, 
với cùng một giá trị lực tác dụng, mẫu VLH có 
chuyển vị lớn hơn so với mẫu VLHG. Như vậy, 
trong khoảng lực này, độ cứng của mẫu VLHG 
lớn hơn độ cứng của mẫu VLH. Điều này chứng 
minh được hiệu quả gia cường của TRC. Tiếp 
đó, khi giá trị lực ngang gần xấp xỉ 500 kN, mẫu 
VLHG thể hiện ứng xử dẻo khi lực tác dụng gần 
như không đổi nhưng chuyển vị mẫu tăng dần. 
Như vậy, sau khi được gia cường, mẫu vách tiếp 
tục có khả năng chịu tải trọng lớn hơn, giá trị lực 
lớn nhất tăng 20% so với mẫu vách ban đầu. 
a) b) 
c) 
d) 
e) 
f) 
g) 
Hình 10. So sánh biến dạng trong các cốt thép và thép hình của mẫu VLH và VLHG 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
34 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 
Hình 10 thể hiện sự so sánh biến dạng trong các 
cốt thép và thép hình của mẫu VLH và VLHG. Biến 
dạng cốt thép và thép hình của mẫu VLHG được tính 
từ biến dạng dư tương ứng của cốt thép và thép hình 
mẫu VLH. Quan sát thấy rằng, thép dọc D1, thép 
hình H1, H2, H3 đều có biến dạng lớn với biến dạng 
đo được lớn hơn 14‰. Giá trị biến dạng này một lần 
nữa khẳng định mẫu VLHG có phá hoại dẻo. Bên 
cạnh đó, biến dạng trên các cốt đai N1, N21, N22 
trên mẫu VLHG cũng tiếp tục tăng so với biến dạng 
của các cốt đai trên mẫu VLH. Như vậy, sau khi gia 
cường bằng TRC, các cốt thép đai vẫn tiếp tục có 
khả năng truyền lực cắt. 
4. Kết luận 
Bài báo trình bày nghiên cứu thực nghiệm xác 
định ứng xử chịu tải trọng đứng và ngang đồng thời 
trên 2 mẫu vách: (i) vách liên hợp thép hình bê tông 
cốt thép chịu tác dụng lực đến khi biên chịu kéo bị 
nứt và cốt thép đai đạt tới giới hạn chảy, (ii) mẫu 
vách kể trên được gia cường bằng TRC. Một số kết 
luận có thể rút ra như sau: 
- Việc gia cường vách liên hợp bằng TRC có khả 
năng phục hồi độ cứng của vách. Sau khi được gia 
cường, vách tiếp tục có khả năng chịu lực với giá trị 
lực lớn nhất tăng 20% so với mẫu vách ban đầu; 
- Sau khi được gia cường, mẫu vách bị phá hoại 
dẻo thể hiện thông qua cốt thép dọc và các thép 
hình có biến dạng lớn hơn 14‰, bê tông vùng nén 
bị vỡ, lưới sợi bị kéo đứt. Biến dạng trong cốt đai 
tiếp tục tăng từ các biến dạng dư ban đầu. 
Kết quả thí nghiệm cho thấy rằng bê tông cốt 
lưới dệt là giải pháp gia cường hiệu quả cho kết cấu 
vách liên hợp thép hình- bê tông cốt thép trong việc 
phục hồi độ cứng, phục hồi khả năng chịu lực, tăng 
tính dẻo. Ảnh hưởng dạng mặt cắt của vách liên 
hợp, số lớp lưới sợi dệt, các giải pháp gia cường tới 
ứng xử chịu tải trọng đứng và ngang đồng thời của 
vách liên hợp được gia cường bằng bê tông cốt 
lưới dệt là các hướng nghiên cứu tiếp theo của 
nhóm nghiên cứu. 
Lời cảm ơn: 
Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường Đại 
học Giao thông Vận tải (ĐH GTVT) trong đề tài mã 
số T2021-XD-004. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1. Li B., Lim CL., (2010). Tests on seismically damaged 
reinforced concrete structural walls repaired using 
fiber – reinforced polymers. Journal of composite for 
Construction 14, pp 597–608. 
2. Hatami F, Ghamari A, Rahai A., (2012). Investigating the 
properties of steel shear walls reinforced with carbon fiber. 
Journal of constructional steel research 70, pp 36–42. 
3. Le Nguyen K., Brun M., Limam A., Ferrier E., Michel L 
(2014). Pushover experiment and numerical analyses 
on CFRP-retrofit concrete shear walls with different 
aspect ratios. Composite Structures 113, pp 403–18. 
4. Wei H, Wu Z, Guo X, Yi F., (2009). Experimental study on 
partially deteriorated strength concrete columns confined 
with CFRP. Engineering Structure 31,pp 2495–2505. 
5. Dan D., (2012). Experimental tests on seismically 
damaged composite steel concrete walls retrofitted with 
CFRP composites. Engineering Structure 45, pp 338-348. 
6. Sun F.J., Pang S.H., Zhang Z.W, FU F., Qian K. (2020). 
Retrofitting seismically damaged steel sections encased 
concrete composite walls using externally bonded CFRP 
strips. Composite Structures 236, pp 111927. 
7 Bui T.L., Larbi A. Si., Reboul N., Ferrrier E., (2015). 
Shear behaviour of masonry walls strengthened by 
external bonded FRP and TRC. Composite Structures 
132, pp 923-932. 
8. Bernat E, Gil L, Roca P, Escrig C (2013). 
Experimental and analytical study of TRM 
strengthened brickwork walls under eccentric 
compressive loading. Construction and Building 
Material 44,pp 35-47. 
9. Carozzi F.G., Milani G, Poggi C., (2014). Mechanical 
properties and numerical modeling of fabric reinforced 
cementitious matrix (FRCM) systems for 
strengthening of masonry structures. Composite 
Structures 107,pp 711–725. 
10. Papanicolaou CG, Triantafillou TC, Karlos K, 
Papathanasiou M., (2007). Textile reinforced mortar 
(TRM) versus FRP as strengthening material of URM 
walls: in-plane cyclic loading. Materials and 
Structure 40, pp 1081–97. 
11. Tout C., Dan D., Stoian V., (2014). Numerical and 
experimental investigation on seismically damaged 
reinforeced concrete wall panens retrofitted with FRP 
composite. Composite structures 119, pp 648-665. 
12. Contamine R., Larbi A. Si, Hamelin, P., (2013). 
Identifying the contributing mechanisms of textile 
reinforced concrete (TRC) in the case of shear 
repairing damaged and reinforced concrete beam. 
Engineering Structures 46, pp 447-458. 
13. Nguyễn Hoàng Quân, Nguyễn Xuân Huy, Lê Đăng 
Dũng, Nguyễn Thành Tâm (2019). Nghiên cứu thực 
nghiệm xác định ứng xử chịu cắt của vách liên hợp 
thép hình bê tông cốt thép. Tạp chí khoa học và công 
nghệ xây dựng 4, trang 19-26. 
Ngày nhận bài: 5/10/2021. 
Ngày nhận bài: 29/10/2021. 
Ngày chấp nhận đăng: 31/10/2021. 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 3/2021 35