Nghiên cứu thực nghiệm gia cường kháng chấn cho cột bê tông cốt thép sử dụng cốt sợi thép vô định hình

KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
32 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 
NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM GIA CƯỜNG KHÁNG CHẤN CHO 
CỘT BÊ TÔNG CỐT THÉP SỬ DỤNG CỐT SỢI THÉP VÔ ĐỊNH HÌNH 
ThS. ĐINH NGỌC HIẾU, TS. ĐẶNG CÔNG THUẬT 
Trường Đại học Bách Khoa - Đại học Đà Nẵng 
Tóm tắt: Bài báo này trình bày phương pháp gia 
cường cột bê tông cốt thép trong các công trình cũ 
không có các chi tiết kháng chất sử dụng bê tông 
cốt sợi thép vô định hình. Mẫu tiêu chuẩn được thiết 
kế để phá hoại theo dạng cắt-uốn khi chịu tác dụng 
của tải trọng lặp mô phỏng tác dụng của tải trọng 
động đất. Sau đó, tác giả đề xuất phương pháp gia 
cố cột sử dụng bê tông cốt sợi thép vô định hình và 
kiểm chứng bằng thực nghiệm. Kết quả thí nghiệm 
đã chỉ ra rằng phương pháp gia cường làm tĕng khả 
nĕng chịu tải trọng ngang, khả nĕng tiêu tán nĕng 
lượng, và giảm hệ số cản so với mẫu tiêu chuẩn. 
Abstract: This paper presents retrofitting method 
of RC columns in old buildings by using amorphous 
steel fiber-reinforced concrete. Control specimen 
was designed to fail in shear-flexure when 
subjecting to cyclic load simulating earthquake. 
Then, concrete jacketing retrofitting method by using 
amorphous steel fibers was proposed and 
experimentally verified. The test results show that 
the retrofitting method enhanced the lateral load-
carrying capacity, energy dissipation capacity and 
reduced the damping ratio compared to the control 
specimen. 
Keywords: Seismic retrofit, RC columns, 
amorphous steel fibers. 
1. Giới thiệu 
 Cột là bộ phận kết cấu đặc biệt quan trọng trong 
các công trình xây dựng hiện nay khi chịu tác dụng 
của tải trọng ngang, đặc biệt là tải trọng động đất. 
Một số các khảo sát đã chỉ ra rằng sự sụp đổ của 
toàn công trình chủ yếu đến từ sự phá hoại của 
phần tử cột trong công trình đó [1,2,3]. Tuy nhiên, ở 
các nước đang phát triển nói chung và ở Việt Nam 
nói riêng, cột của các công trình bê tông cốt thép 
được thiết kế theo tiêu chuẩn cũ thường chỉ chịu tải 
trọng gió và tải trọng bản thân. Trong các cột này, 
cốt đai thường có khoảng cách lớn và được uốn với 
góc 90o, bê tông có cường độ chịu nén thấp và 
không thỏa mãn các yêu cầu về cấu tạo cũng như 
khả nĕng chịu chuyển vị ngang khi chịu tải trọng 
động đất được đề ra trong các tiêu chuẩn thiết kế 
kháng chấn hiện đại [4,5]. Vì vậy, khi chịu tải trọng 
ngang lớn, đặc biệt là tải trọng động đất, cột thường 
không có đủ khả nĕng chuyển vị ngang cần thiết và 
dễ bị sụp đổ. 
Một số nghiên cứu trên thế giới đã được thực 
hiện nhằm phát triển các phương pháp gia cường 
cho cột để chống lại tải trọng ngang như sử dụng 
các tấm thép gia cố trong vùng khớp dẻo tiềm nĕng 
[6], sử dụng tấm FRPs để quấn quanh thân cột làm 
kiềm hãm sự biến dạng theo phương ngang [7], hay 
sử dụng bê tông cường độ cao [8]. 
Hiện nay, cốt sợi thép vô định hình (Amorphous 
steel fibers) là một loại cốt sợi phân tán mới được 
chế tạo với công nghệ hoàn tác khác so với cốt sợi 
thép truyền thống. Loại cốt sợi này có cường độ 
chịu kéo và khả nĕng chống ĕn mòn cao hơn cốt 
sợi thép, mềm, dễ uốn, khả nĕng phân tán cao 
trong bê tông và đặc biệt là không có hiện tượng ĕn 
mòn kim loại nên có thể ứng dụng để tĕng khả nĕng 
kiểm soát vết nứt của cấu kiện bê tông cốt thép 
trong quá trình co ngót hay trong quá trình chịu tải 
trọng [9, 10]. 
Trong nghiên cứu này, tác giả đề xuất phương 
pháp sử dụng bê tông cốt sợi thép vô định hình 
cường độ cao để gia cố cho cột BTCT ở các công 
trình củ. Mẫu tiêu chuẩn với tỉ lệ 1/2 được thiết kế 
để phá hoại theo dạng cắt-uốn khi chịu tác dụng của 
tải trọng lặp mô phỏng tác dụng của tải trọng động 
đất. Sau đó, tác giả đề xuất phương pháp gia cố cột 
sử dụng bê tông cốt sợi thép vô định. Trên cơ sở 
đó, tính hiệu quả của mẫu được gia cường được so 
sánh với mẫu tiêu chuẩn dựa trên các tiêu chí sau: 
khả nĕng chịu tải trọng và chuyển vị ngang, hình 
thái phá hoại mẫu, khả nĕng tiêu tán nĕng lượng và 
hệ số cản nhớt. 
2. Mô tả thí nghiệm 
2.1 Vật liệu 
 Mẫu thí nghiệm tiêu chuẩn được thiết kế với bê 
tông có cường độ thấp với cường độ thiết kế 15 
MPa. Cường độ chịu nén trung bình của 3 mẫu hình 
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 33 
trụ 100 mm x 200 mm tại thời điểm thí nghiệm (40 
ngày) là 15.7 MPa. Cốt thép dọc chịu lực có cường 
độ chịu kéo danh định là 300 MPa được sử dụng. 
 Cốt sợi thép vô định hình (ASFs) được sử dụng 
trong nghiên cứu này là một loại cốt sợi mới, có 
dạng thẳng, được phát triển bởi công ty POSCO- 
Hàn Quốc ( (hình 1). Ưu 
điểm của loại cốt sợi này là quá trình sản xuất tiết 
kiệm nĕng lượng và khí thải CO2 (ít hơn 20% so với 
cốt sợi thép truyền thống), mỏng, dễ uốn, trọng 
lượng riêng nhẹ, cường độ chịu kéo cao hơn so với 
cốt sợi thép truyền thống và đặc biệt là không có 
hiện tượng ĕn mòn kim loại [9]. Đặc tính của loại cốt 
sợi này được tóm tắt ở bảng 1. 
Bảng 1. Đặc tính của cốt sợi vô định hình sử dụng trong thí nghiệm 
Thông số Đơn vị Giá trị 
Chiều dày sợi m 29 
Chiều dài sợi mm 30 
Chiều rộng sợi mm 1.6 
Cường độ chịu kéo MPa 1,700 
Module đàn hồi MPa 140,000 
Khối lượng riêng kg/m3 7,200 
2.2 Mẫu thí nghiệm 
2.2.1 Mẫu tiêu chuẩn 
 Hình 2 mô tả chi tiết kích thước hình học và cấu 
tạo cốt thép của mẫu tiêu chuẩn. Trong nghiên cứu 
này, mẫu tiêu chuẩn được thiết kế theo tiêu chuẩn 
ACI 318-14 [11] để phá hoại theo trạng thái nguy 
hiểm là uốn-cắt (flexure-shear failure) khi chịu tải 
trọng động đất, được tương ứng với điều kiện (ii) ở 
tiêu chuẩn ASCE 41-13 [12]. Theo ASCE 41-13, 
điều kiện phá hoại theo cắt-uốn tương ứng với 0.6 ≤ 
Vp/Vn ≤ 1.0 đối với kết cấu cột bê tông cốt thép, 
trong đó Vp là lực cắt ứng với trạng thái phá hoại 
dẻo (khi cường độ cốt thép dọc chịu lực trong cột 
đạt giới hạn chảy tại vị trí khớp dẻo hình thành), Vn 
là sức kháng cắt cực hạn của cột. Tỉ số này theo 
thiết kế là 0.78. 
2.2.2 Mẫu gia cường 
 Hình 3 mô tả phương pháp gia cường cho mẫu 
tiêu chuẩn sử dụng bê tông cốt sợi thép vô định 
hình cường độ cao. Mẫu tiêu chuẩn được đánh sờn 
bề mặt, sau đó được cấy các thép neo vào trong sử 
dụng keo HILTI 500. Lưới thép hàn Ø6 sau đó được 
bao phủ quanh cột thông qua các thanh thép neo 
này. Bê tông cường độ cao có cường độ thiết kế 50 
MPa được trộn cốt sợi ASFs có hàm lượng 0.75% 
được bao phủ quanh thân cột với bề dày 50mm.
(a) Cốt sợi thép vô định hình (b) Hình dạng và kích thước của ASFs 
Chiều dày: 29 μm 
16 mm 
Hình 1. Cốt sợi thép vô định hình (ASFs) sử dụng trong thí nghiệm 
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
34 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 
2.3 Quy trình thí nghiệm 
Cấu tạo hệ thống thí nghiệm được trình bày ở 
hình 4. Lực tập trung theo phương thẳng đứng 
được tác dụng tại vị trí đầu cột của các mẫu thí 
nghiệm thông qua thiết bị gia tải là kích thủy lực 
1000 kN được gắn theo phương thẳng đứng vào 
khung thép cứng. Tải trọng lặp mô phỏng tác dụng 
của tải trọng động đất được tác dụng lên phần trên 
của cột thông qua kích thủy lực 1000 kN đặt theo 
phương nằm ngang và được gắn vào tường cứng. 
Thiết bị đo chuyển vị (LVDTs) được gắn tại đầu cột 
để đo chuyển vị theo phương ngang. 
Bê tông cốt sợi thép vô
định hình fck = 50MPa
Cột
100
50
50Lưới théphàn Ø6
Thép neo 150
15
0
50
20Bê tông cốt
sợi thép vô
định hình
20A-A
A A
Hình 3. Phương pháp gia cường cho mẫu tiêu chuẩn 
L =
 16
60
Ø10@150
15
0
10
0
10
0
15
0
50
0
15
0
10
0
10
0
15
0
50
0
100200600200100
1200
30
30
B B
A A
249
30
300
60
Ø10 @150
4Ø22
Mặt cắt A-A
14
0
60
60
24
0
40
0
10
0
20
0
10
0
62 80 110 110 120 236 120 110 110 80 62
1200
Ống nhựa 50
Mặt cắt B-B
Hình 2. Kích thước và cấu tạo cốt thép của mẫu thí nghiệm 
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 35 
Tải trọng lặp trong nghiên cứu này được thiết 
kế theo tiêu chuẩn ACI 374.2R-13 [13] với 
phương pháp điều khiển theo chuyển vị 
(displacement-controlled method). Hình 5 trình 
bày lịch sử gia tải. Các chuyển vị vòng lặp được 
lặp lại 2 lần với mỗi mức cường độ ( i/ y) là 0.5, 
1, 2, 3, 4, cho đến khi mẫu bị phá hoại. Trong 
đó i là chuyển vị của mẫu ở vòng lặp thứ i; y là 
chuyển vị tại vị trí cốt thép bắt đầu đạt giới hạn 
chảy, được tính toán dựa trên độ cứng hiệu quả 
của cột [14]. Tải trọng đứng trong nghiên cứu 
này được tác dụng với giá trị không đổi là 
0.3Agf’c với Ag là tiết diện chịu tải của cột, f’c là 
cường độ bê tông cột. 
3. Kết quả thí nghiệm và phân tích 
3.1 Quan hệ lực-chuyển vị 
 Hình 6 trình bày đường cong trễ biểu thị mối 
quan hệ giữa tải trọng ngang và độ lệch tầng (story 
drift) của mẫu tiêu chuẩn và mẫu được gia cường. 
Trong nghiên cứu này, độ lệch tầng (θ) được lấy 
bằng Δ/H, trong đó Δ là chuyển vị ngang của mẫu, 
H là chiều cao của cột. Các giá trị tải trọng ngang 
lớn nhất (Pmax) và chuyển vị góc xoay lớn nhất tại 
thời điểm mẫu bị phá hoại (θu) được ghi nhận và thể 
hiện trên hình 6. 
 Từ hình 6 ta có thể thấy rằng, giá trị tải trọng 
ngang lớn nhất của mẫu được gia cường theo chiều 
(+) và chiều (-) của tải trọng lần lượt là -207.9 và -
214.9 kN. Các giá trị này lớn hơn lần lượt là 2.05 
lần và 1.76 lần so với mẫu tiêu chuẩn tương ứng 
theo chiều (+) và chiều (-) của tải trọng. Tương tự, 
độ lệch tầng theo chiều (+) và chiều (-)tải trọng của 
mẫu gia cường cũng tĕng đáng kể so với mẫu tiêu 
chuẩn (3.87% so với 2.63%). 
 Bên cạnh đó, sự suy giảm cường độ của mẫu tiêu 
chuẩn là rất đáng kể sau khi đạt tải trọng ngang lớn 
nhất, do các vết nứt xuất hiện nhiều và mở rộng dần 
sau mỗi vòng lặp chất- dỡ tải. Trong khi đó đối với 
mẫu được gia cường, khả nĕng chịu tải trọng ngang 
có xu hướng ứng càng tĕng với các cấp chuyển vị 
-6
-4
-2
0
2
4
6
0 2 4 6 8 10 12Số vòng lặp
Tỉ
lệc
huy
ển
vị
(Δ/
Δ y)
0.5Δy 1Δy
2Δy
3Δy 4Δy
5Δy 
Hình 5. Lịch sử gia tải 
Hình 4. Hệ thống thí nghiệm 
Thiết bị gia tải theo
phương ngang
Hệ khung
dẫn
Mẫu thí
nghiệm
Sàn cứng
Tường
cứngThiết bị gia tải theo
phương đứng
Bulong
neo
(a) Cấu tạo hệ thống thí nghiệm 
(b) Hình ảnh hệ thống thí nghiệm 
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
36 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 
ngang tĕng dần cho đến thời điểm dừng gia tải (tại độ 
lệch tầng đạt 3.87%). Điều này cho thấy được hiệu 
quả của cốt sợi vô định hình trong việc tĕng độ dẻo 
của kết cấu khi chịu tải trọng ngang. 
3.2 Đặc điểm phá hoại mẫu 
 Hình 7 cho thấy hình mẫu của các vết nứt của 
mẫu tiêu chuẩn được quan sát bằng mắt thường tại 
thời điểm kết thúc thí nghiệm. 
 Ban đầu, các vết nứt ngang do phá hoại uốn xuất 
hiện, sau đó các vết nứt xiên do phá hoại cắt xuất 
hiện và tập trung chủ yếu tại vị trí hai đầu cột. Khi tải 
trọng ngang đạt giá trị lớn nhất, bê tông tại vị trí hai 
đầu cột bắt đầu bị phá vỡ. Sau đó, từ vùng phá hoại 
này, các vết nứt thẳng đứng bắt đầu xuất hiện với 
bề rộng của các vết nứt mở rộng dần cho đến trạng 
thái cực hạn. Nhìn chung, sự phá hoại của mẫu chủ 
Hình 7. Đặc điểm hình thái phá hoại của mẫu tiêu chuẩn 
Sự phá hoại
nặng nề do bê
tông bị ép vỡ
Các vết nứt
thẳng đứng
xuất hiện
Vết nứt
ngang
Vết nứt
xiên
Hình 6. Đường cong trễ biểu diễn quan hệ lực-chuyển vị của mẫu thí nghiệm 
-300
-200
-100
0
100
200
300
-6 -4 -2 0 2 4 6
Tả
i tr
ọng
 ng
ang
 (k
N)
Chuyển vị xoay (%)
Mẫu gia cường
Mẫu tiêu chuẩn
θu1 =3.87%
θu2 =2.63%
θu2 =-2.63%
θu1 =-3.87%
Pmax1=207.9 kN
Pmax2=101.1 kN
Pmax2=-122.07 kN
Pmax1=-214.9 kN
(+) (-)
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 37 
yếu tập trung ở hai đầu cột- vị trí hình thành khớp dẻo đầu tiên khi cột chịu tải trọng ngang. 
 Hình 8 cho thấy hình mẫu của các vết nứt của 
mẫu gia cường được quan sát bằng mắt thường tại 
thời điểm kết thúc thí nghiệm. Số lượng và bề rộng 
các vết nứt tại vị trí hai đầu cột được giảm một cách 
đáng kể so với mẫu tiêu chuẩn. Đặc biệt, tại thời 
điểm ngừng gia tải, ứng với độ lệch tầng đạt 3.87%, 
không có hiện tượng ép vỡ bê tông tại vị trí khớp 
dẻo. Điều này có thể thấy được cốt sợi thép vô định 
hình có khả nĕng kiểm soát vết nứt xuất hiện rất tốt 
nên có thể hạn chế được bề rộng vết nứt. Đồng thời, 
khi chịu tải trọng ngang chúng có thể chuyển một 
lượng lớn ứng suất kéo trong cấu kiện thông qua các 
vết nứt này, nên khả nĕng chịu lực của mẫu gia 
cường được tĕng lên một cách đáng kể [13]. 
3.3 Khả nĕng phân tán nĕng lượng và hệ số cản 
 Khả nĕng phân tán nĕng lượng và hệ số cản là 
hai thông số quan trọng đánh giá khả nĕng làm việc 
ngoài giai đoạn đàn hồi của kết cấu khi chịu tác 
dụng của tải trọng động đất. Trong nghiên cứu này, 
khả nĕng tiêu tán nĕng lượng ứng với mỗi vòng lặp 
của tải trọng được xác định bằng diện tích giới hạn 
bởi đường cong trễ biểu diễn quan hệ tải trọng-
chuyển vị ngang ứng với mỗi vòng lặp của tải trọng 
đó (hình 9(a))). Bên cạnh đó, hệ số cản được tính 
toán theo tiêu chuẩn ACI 374.2R-13 [13]: 
ξ=Ed/4πEs. Trong đó Ed là nĕng lượng phân tán 
trong mỗi vòng lặp của tải trọng. Es là nĕng lượng 
do biến dạng đàn hồi trong mỗi vòng lặp, Es = FiΔi, 
trong đó Fi là tải trọng ngang và Δi là chuyển vị 
ngang ở vòng lặp thứ i (hình 9(b)). 
Hình 8. Đặc điểm hình thái phá hoại của mẫu được gia cường 
Các vết nứt
ngang
Bê tông không
vị ép vỡ
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
38 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 
 Hình 10 trình bày mối tương quan giữa nĕng 
lượng phân tán- hệ số cản và chuyển vị góc xoay 
của hai mẫu thí nghiệm. Nhìn chung, khả nĕng phân 
tán nĕng lượng của cả hai mẫu thí nghiệm là như 
nhau trong giai đoạn đầu gia tải, ứng với độ lệch 
tầng trong khoảng 0~2%. Tuy nhiên sau đó, khả 
nĕng phân tán của mẫu được gia cường tiếp tục 
tĕng và đạt giá trị 56.32 kNm tại chuyển vị góc xoay 
là 3.87%. Bên cạnh đó, khi độ lệch tầng càng tĕng, 
hệ số cản của cả hai mẫu thí nghiệm đều tĕng. Hệ 
số cản của mẫu gia cường luôn đạt giá trị thấp hơn 
so với mẫu tiêu chuẩn ứng với từng cấp tĕng của 
chuyển vị ngang. 
4. Kết luận và kiến nghị 
Bài báo đã trình bày kết quả nghiên cứu bằng 
thực nghiệm về việc gia cường kháng chấn cho cột 
bê tông cốt thép trong các công trình cũ sử dụng cốt 
sợi thép vô định hình. Các kết luận có thể rút ra từ 
kết quả thí nghiệm như sau: 
- Mẫu được gia cường làm tĕng khả nĕng chịu 
tải trọng ngang cũng như khả nĕng chuyển vị ngang 
ngoài giai đoạn đàn hồi so với mẫu tiêu chuẩn. 
Đồng thời, không có sự suy giảm về cường độ của 
mẫu được gia cường trong giai đoạn làm việc dẻo; 
- Ở trạng thái cực hạn, sự phá hoại ở mẫu tiêu 
chuẩn tập trung chủ yếu ở hai đầu cột (vị trí hình 
thành khớp dẻo), các vết nứt xuất hiện nhiều và bề 
rộng các vết nứt mở rộng kèm theo bê tông bị ép vỡ 
một cách nặng nề. Trong khi đó, ở mẫu gia cường, 
số lượng và bề rộng các vết nứt tại vị trí hai đầu cột 
được giảm một cách đáng kể so với mẫu tiêu 
chuẩn. Đặc biệt, tại thời điểm ngừng gia tải, ứng với 
độ lệch tầng đạt 3.87%, không có hiện tượng ép vỡ 
bê tông tại vị trí khớp dẻo; 
- Khả nĕng phân tán nĕng lượng của mẫu gia 
cường cao hơn so với mẫu tiêu chuẩn trong giai 
đoạn làm việc dẻo của kết cấu. Đồng thời, hệ số 
cản của mẫu gia cường cũng nhỏ hơn so với mẫu 
tiêu chuẩn ứng với từng cấp tĕng của chuyển vị 
ngang. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1] Despeyroux J (1960). “The Agadir earthquake of 
February 29th 1960 – behavior of modern building 
during the earthquake”. Civil Engineer, Escole 
Tải trọng ngang
Chuyển vị
Nĕng lượng phân tán (Ed)
Nĕng lượng
đàn hồi (Es)
Nĕng lượng
phân tán (Ed)
Tải trọng
ngang
Chuyển vị
Hình 9. Định nghĩa nĕng lượng phân tán và hệ số cản nhớt [14] 
Hình 10. Khả nĕng phân tán nĕng lượng và hệ số cản nhớt của các mẫu thí nghiệm 
0.00
0.10
0.20
0.30
0
40
80
120
160
200
0 2 4 6
Hệ số cản nhớt
Nĕng lượng phân tán
Mẫu tiêu chuẩn
Mẫu gia cường
Chuyển vị xoay (%)
Nĕ
ng
lượ
ng
phâ
nt
án
(kN
m) Hệsốcảnnhớt
KẾT CẤU – CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng – số 1/2017 39 
Nationale des Ponts Chaussées of Paris, Divisonal 
Delegate of the Bureau Securitas for North Africa, 
1(5):521–41. 
[2] Ward P.L., Gibbs J., Harlow D., Arturo A.Q. (1974). 
“Aftershocks of the Managua, Nicaragua, earthquake 
and the tectonic significance of the Tiscapa fault”. Bull 
Seismol Soc Am, 64(4):1017–29. 
[3] Nienhuys S. (2010). “Reinforced concrete construction 
failures exposed by earthquake: examples of design 
mistakes in reinforced concrete constructions”. 
Reinforced Concr Constr Fail, 1–17. 
[4] Kang T. H. K., Ha S. S., Choi D. U. (2010). “Bar pullout 
tests and seismic tests of smallheaded bars in beam 
column joints”. ACI Struct J, 107(1):32–42. 
[5] Foraboschi P. (2012). “Shear strength computation of 
reinforced concrete beams strengthened with 
composite materials”. Compos: Mech Comput Appl, 
3(3):227–52. 
[6] Aboutaha R.S., Jirsa J.O. (1996). “Steel jackets for 
seismic strengthening of concrete columns”. 11th 
World Conference on Earthquake Engineering, Paper 
No. 518. Acapulco, Mexico; June. 
[7] Yamamoto T. (1992). “FRP strengthening of RC 
columns for seismic retrofitting”. 10th World 
Conference on Earthquake Engineering. Balkerna, 
Rotterdam, Netherland, p. 5205–10. 
[8] Cho C. G., Kim Y. Y., Feo L., Hui D. (2012). “Cyclic 
responses of reinforced concrete composites columns 
strengthened in the plastic hinge region by HPFRC 
mortar”. Compos Struct, 94:2246–53. 
[9] Kim H., Kim G., Nam J., Kim J., Han S., Lee S. (2015), 
"Static mechanical properties and impact resistance of 
amorphous metallic fiber-reinforced concrete". 
Composite Structures, 134, pp. 831-44. 
[10] Dinh N. H., Choi K. K., Kim H. S. (2016), "Mechanical 
Properties and Modeling of Amorphous Metallic 
Fiber-Reinforced Concrete in Compression". 
International Journal of Concrete Structures and 
Materials, 10(2), pp. 221-36. 
[11] ACI 318-14 (2014). “Building code requirements for 
structure concrete”. American Concrete Institute, 
Farmington Hills, Michigan, UAS. 
[12] ASCE/SEI 41–13 (2013). “Seismic evaluation and 
retrofit of existing buildings”. American Society of 
Civil Engineering. 
[13] ACI 374.2R-13 (2013). “Guide for Testing Reinforced 
Concrete Structural Elements Under Slowly Applied 
Simulated Seismic Loads”. ACI Committee 374. 
[14] Park R. (1994). “Simulated seismic load tests on 
reinforced concrete elements and structures”. 10th 
World Conference on Earthquake Engineering, 
Balkerna, Rotterdam, Netherlands. 
Ngày nhận bài: 06/3/2017. 
Ngày nhận bài sửa lần cuối: 10/3/2017.