Giới thiệu dự án

Sông Ông Đốc (tỉnh Cà Mau) là tuyến giao thông thủy huyết mạch cấp III kết nối trực tiếp sông Cái Tàu, sông Tắc Thủ với Vịnh Thái Lan, đồng thời phục vụ vận tải phục vụ Cụm công nghiệp Khí - Điện - Đạm Cà Mau. Với bề rộng lòng sông tại vị trí vượt khoảng 110 m, lưu lượng phương tiện thủy tải trọng lớn qua lại dày đặc, cùng điều kiện địa chất đồng bằng ven biển phức tạp (chiều dày tầng bùn sét yếu lên đến hơn 30 m), việc xây dựng công trình cầu vượt khẩu độ lớn đòi hỏi giải pháp kết cấu và biện pháp thi công tối ưu.

                  SƠ ĐỒ PHÂN BỐ NHỊP CHÍNH CẦU KHÁNH AN
   Trụ T3                  Trụ T4                  Trụ T5                  Trụ T6
    [  Khối đúc hẫng K0-K13 ]                       [  Khối đúc hẫng K0-K13 ]

Vấn đề kỹ thuật đặt ra

  • Xung đột tĩnh không hàng hải: Yêu cầu tĩnh không thông thuyền $H = 12\text{ m}$ (ứng với tần suất mực nước 5%) và khẩu độ khoang thông thuyền tối thiểu 100 m không cho phép bố trí các trụ cầu giữa lòng sông gây cản trở giao thông thủy.
  • Địa tầng yếu và phức tạp: Các lớp đất mặt từ cao độ $+1.0\text{ m}$ đến $-23.0\text{ m}$ chủ yếu là sét dẻo mềm đến dẻo cứng có chỉ số SPT $N = 32 - 35$, dẫn đến nguy cơ lún lệch mố trụ và mất ổn định hố móng.
  • Hiện tượng phụ thuộc thời gian: Kết cấu dầm bê tông dự ứng lực (DƯL) khẩu độ lớn chịu ảnh hưởng nghiêm trọng bởi từ biến (creep), co ngót (shrinkage) của bê tông và chùng ứng suất cáp thép (relaxation), dễ dẫn đến mất mát ứng suất và võng dầm ngoài kiểm soát trong khai thác lâu dài.

Mục tiêu kỹ thuật của đồ án

  1. Thiết kế kết cấu nhịp chính: Lựa chọn và tính toán hoàn chỉnh kết cấu dầm hộp liên tục bê tông cốt thép dự ứng lực (BTCT DƯL) 3 nhịp sơ đồ $(63 + 90 + 63)\text{ m}$, thi công bằng công nghệ đúc hẫng cân bằng đối xứng.
  2. Thiết kế kết cấu phần dưới: Tính toán mố trụ cầu T4, T5 và hệ móng cọc khoan nhồi đường kính lớn ($\phi 1500\text{ mm}$) cắm sâu vào tầng cát chặt ($N = 75$) ở cao độ $-49.39\text{ m}$.
  3. Tự động hóa tính toán: Xây dựng hệ thống script trên nền tảng MATLAB R2021b nhằm tự động hóa việc tính toán đặc trưng hình học tiết diện chuyển đổi, mất mát ứng suất 7 giai đoạn và thiết lập bảng kiểm soát độ vồng ngược ván khuôn (camber).

Phân tích và thiết kế giải pháp

Phân tích hiện trạng

Tại giai đoạn thiết kế sơ bộ, đồ án tiến hành so sánh kinh tế - kỹ thuật đa tiêu chí giữa 3 giải pháp vượt nhịp lớn:

Tiêu chí kỹ thuật Phương án I: Dầm hộp BTCT DƯL đúc hẫng Phương án II: Vòm ống thép nhồi bê tông (CFST) Phương án III: Dầm Super-T giản đơn liên tục hóa
Sơ đồ vượt nhịp $63\text{ m} + 90\text{ m} + 63\text{ m}$ (Liên tục) Nhịp vòm chính $120\text{ m}$ $5 \times 40\text{ m} = 200\text{ m}$ (Nhiều trụ)
Tĩnh không thông thuyền Đạt $100\text{ m} \times 12\text{ m}$ hoàn hảo Đạt $100\text{ m} \times 12\text{ m}$ Không đạt (phải đặt 3 trụ giữa lòng sông)
Ảnh hưởng luồng tàu Không ảnh hưởng (thi công trên cao bằng xe đúc) Ảnh hưởng lớn (phải dựng đà giáo tạm dưới sông) Rất lớn (đóng cọc dẫn dòng cản trở luồng lạch)
Xử lý nền móng Móng cọc khoan nhồi chịu lực thẳng đứng Móng mố vòm chịu lực đẩy ngang cực lớn Khối lượng móng cọc phân tán, rủi ro va tàu cao
Khả năng thi công địa phương Công nghệ làm chủ 100%, thiết bị sẵn có Đòi hỏi kỹ thuật hàn ống thép và bơm ngược cao Đơn giản nhưng không vượt được nhịp thông thuyền

Ma trận ưu tiên yêu cầu thiết kế theo mô hình MoSCoW:

  • Must have (Bắt buộc): Chịu tải trọng thiết kế tiêu chuẩn HL-93 (theo 22TCN 272-05); vận tốc thiết kế $V = 80\text{ km/h}$; tĩnh không thông thuyền cao $\ge 12\text{ m}$; hạn chế tối đa trụ dưới sông.
  • Should have (Cần có): Tiết diện hộp đơn thành đứng tối ưu khí động học và giảm khối lượng bản thân; tự động hóa quy trình quản lý biến dạng thi công.
  • Could have (Có thể mở rộng): Bố trí ống luồn cáp dự ứng lực ngoài trong lòng hộp để thuận tiện gia cường và thay thế sau 25–30 năm vận hành.
  • Won't have (Không áp dụng): Thi công dầm đúc sẵn lao kéo nhịp lớn $>60\text{ m}$ do địa hình kênh rạch hạn chế luồng kéo nổi tải trọng nặng.

Thiết kế hệ thống

+---------------------------------------------------------------------------------+
|                    MẶT CẮT NGANG DẦM HỘP TẠI KHỐI K0 (TRỤ T4/T5)                |
|                                                                                 |
|       |<--------------------------- 10600 mm --------------------------->|       |
|       +==================================================================+       |
|       |   Lề bộ hành   |           Lòng đường xe chạy           |  Lề bộ hành  |       |
|       |     1800 mm    |         2 x 3500 mm = 7000 mm          |    1800 mm   |       |
|       +-------+--------+----------------------------------------+--------+-------+       |
|               |  ||                                                  ||  |               |
|               |  ||  Vách hộp bê tông dày 450-700 mm                 ||  |   H = 5.0 m   |
|               |  ||  (Chứa các ống gen cáp DƯL căng sau)             ||  |  (Biến thiên  |
|               |  ||                                                  ||  |   về 2.0 m)   |
|               \==++==================================================++==/               |
|                  |     Bản đáy dầm hộp dày 250 - 1000 mm             |                  |
|                  +---------------------------------------------------+                  |
+---------------------------------------------------------------------------------+

1. Kết cấu phần trên (Superstructure)

  • Hình học dầm chủ: Dầm hộp đơn 1 khoang thành đứng, bề rộng mặt cầu $B = 10.6\text{ m}$ ($7.0\text{ m}$ mặt đường xe chạy $+ 2 \times 1.8\text{ m}$ dải an toàn, lề bộ hành và gờ lan can). Chiều cao dầm thay đổi theo đường parabol bậc hai từ $H = 5.0\text{ m}$ tại đỉnh trụ chính (T4, T5) xuống $H = 2.0\text{ m}$ tại mặt cắt giữa nhịp và mặt cắt hợp long biên.
  • Vật liệu chế tạo:
    • Bê tông dầm hộp: Cường độ chịu nén $f'_c = 40\text{ MPa}$ (Mác M500), mô đun đàn hồi $E_c = 33,500\text{ MPa}$.
    • Cáp DƯL: Tao cáp 7 sợi độ tự chùng thấp đường kính danh định $\phi 15.24\text{ mm}$ (ASTM A416 Grade 270), diện tích $A_p = 140\text{ mm}^2$, giới hạn bền kéo $f_{pu} = 1860\text{ MPa}$, giới hạn chảy $f_{py} = 1674\text{ MPa}$, mô đun $E_p = 1.97 \times 10^5\text{ MPa}$.
    • Cốt thép thường: Thép gân cường độ cao Grade 60 ($f_y = 400\text{ MPa}$) cho cốt đai và cốt chịu uốn cục bộ.

2. Kết cấu phần dưới (Substructure) & Gối cầu

  • Trụ thân rỗng dạng chữ nhật: Kích thước $6.5\text{ m} \times 3.0\text{ m}$, bê tông $f'c = 30\text{ MPa}$, tích hợp khối đỉnh trụ liên kết tạm với khối K0 qua hệ thanh neo DƯL cường độ cao $\phi 32\text{ mm}$ chịu mô men lật thi công lệch hẫng $M{unbal} = 12,450\text{ kNm}$.
  • Gối cầu: Hệ gối chậu cao su cốt bản thép chịu tải trọng thẳng đứng lên tới $25,000\text{ kN}$ tại trụ T4, T5 (mã hiệu Standard K / VSL), cho phép chuyển vị dọc tối đa $\pm 250\text{ mm}$ và chuyển vị ngang $\pm 25\text{ mm}$.
  • Móng cọc khoan nhồi: Bệ cọc kích thước $14.5\text{ m} \times 8.5\text{ m} \times 3.0\text{ m}$, tựa trên 10 cọc khoan nhồi $\phi 1500\text{ mm}$ ngàm sâu vào tầng cát hạt nhỏ rất chặt (lớp 6, $N_{SPT} = 75$) ở chiều sâu $-52.0\text{ m}$.

Phương pháp nghiên cứu và tính toán (Methodology)

Quy trình thiết kế tuân thủ tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ 22TCN 272-05 (tương đương AASHTO LRFD Bridge Design Specifications):

  1. Mô hình hóa phần tử hữu hạn (FEA): Sử dụng MIDAS Civil 2022 phân tích tuyến tính đàn hồi và phi tuyến hình học kết hợp phi tuyến vật liệu theo thời gian (Time-dependent Analysis). Kết cấu được chia thành 78 phần tử dầm (Beam Elements) với 36 giai đoạn thi công (Construction Stages - CS) mô phỏng chính xác quá trình di chuyển xe đúc, căng kéo từng bó cáp âm/dương, hợp long biên và hợp long giữa.
  2. Kiểm toán trạng thái giới hạn (Limit States):
    • Trạng thái giới hạn sử dụng (SLS): Kiểm soát ứng suất kéo trong thớ bê tông không vượt quá giới hạn nứt $\sigma_t \le 0.63\sqrt{f'_c} = 3.98\text{ MPa}$; ứng suất nén không vượt quá $0.45 f'_c = 18.0\text{ MPa}$.
    • Trạng thái giới hạn cường độ (ULS): Hệ số điều chỉnh tải trọng $\eta = \eta_D \cdot \eta_R \cdot \eta_I = 0.95 \times 1.05 \times 1.05 = 1.047$. Tổ hợp lực tính toán: $$M_u = \eta \left[ 1.25 M_{DC} + 1.50 M_{DW} + 1.75 M_{LL+IM} + 1.00 M_{CR+SH} \right]$$

Implementation và kết quả

Quy trình thi công đúc hẫng và lập trình tính toán

Quy trình phân chia đốt dầm đối xứng qua hai bên trụ T4 và T5 bao gồm:

  • Khối K0: Đúc trên đà giáo cố định tại đỉnh trụ, dài $12.0\text{ m}$. Lắp đặt neo tạm và gối tạm.
  • Khối K1: Dài $2.0\text{ m}$ mỗi bên, định hình đường chạy xe đúc.
  • Các khối K2 đến K13: Chiều dài mỗi khối $3.0\text{ m}$, chu kỳ thi công đúc hẫng đạt chuẩn 7 ngày/đốt.
  • Khối hợp long biên (HLB): Dài $2.0\text{ m}$, thi công trên đà giáo treo kết hợp căng cáp DƯL liên tục nhịp biên.
  • Khối hợp long giữa (HLG): Dài $2.0\text{ m}$, lắp đặt thanh giằng chống nén và kích kích đẩy trước khi khóa ngàm nhiệt độ và căng cáp liên tục nhịp chính.
%==========================================================================
% MATLAB Script: Automated Tendon Prestress Loss & Section Properties Engine
% Author: Nguyen Thanh Tien | Project: Khanh An Bridge Cantilever Box Girder
%==========================================================================
function [Loss_Total, Camber_Req] = Calculate_Cantilever_Stage(E_c, f_c, A_p, P_jack)
    % 1. Thông số ma sát và trượt neo theo 22TCN 272-05
    mu = 0.25;          % Hệ số ma sát góc lắc (rad^-1)
    k = 0.00066;        % Hệ số lắc gợn sóng (m^-1)
    delta_set = 6.0;    % Độ tụt neo công tác (mm)
    L_cantilever = 42.0;% Chiều dài cánh hẫng (m)
    
    % 2. Mất mát do ma sát dọc ống gen (Friction Loss)
    alpha_total = sum([0.05, 0.08, 0.03]); % Tổng góc chuyển hướng (rad)
    loss_friction = P_jack * (1 - exp(-(mu * alpha_total + k * L_cantilever)));
    
    % 3. Mất mát do nén đàn hồi bê tông (Elastic Shortening)
    N_tendons = 12;     % Số lượng bó cáp căng đồng thời
    fcgp = 14.5;        % Ứng suất bê tông tại trọng tâm cáp (MPa)
    loss_elastic = ((N_tendons - 1)/(2 * N_tendons)) * (1.97e5 / E_c) * fcgp;
    
    % 4. Mất mát do từ biến & co ngót dài hạn (Creep & Shrinkage - CEB-FIP)
    t_0 = 7; t_inf = 10000; % Thời gian dưỡng hộ và thời gian khai thác (ngày)
    phi_creep = 1.85;       % Hệ số từ biến tích lũy
    loss_creep = 1.97e5 * (fcgp / E_c) * phi_creep;
    loss_shrinkage = 1.97e5 * 0.00028 * 0.82;
    
    % Tổng hợp mất mát ứng suất
    Loss_Total = loss_friction + loss_elastic + loss_creep + loss_shrinkage;
    
    % 5. Tính toán độ võng ngược ván khuôn (Camber Calculation)
    Delta_SelfWeight = 48.5; % Võng do tĩnh tải bản thân (mm)
    Delta_Traveler   = 12.3; % Võng do xe đúc 65 tấn (mm)
    Delta_Prestress  = -58.2;% Vồng ngược do kéo cáp DƯL âm (mm)
    
    Camber_Req = -(Delta_SelfWeight + Delta_Traveler + Delta_Prestress);
    fprintf('>> Tổng mất mát ứng suất: %.2f MPa | Độ vồng ván khuôn: +%.2f mm\n', ...
            Loss_Total, Camber_Req);
end

Kiểm nghiệm và đối soát kết cấu

1. Kiểm toán mô men uốn bản mặt cầu chịu hoạt tải tập trung

Bản mặt cầu làm việc theo sơ đồ khung ngang 1m bề rộng dải cắt, chịu tải trọng bánh xe sau nặng $72.5\text{ kN}$ với hệ số xung kích $IM = 33%$. Chiều rộng phân bố tương đương ($SW$) của bánh xe:

  • Tại cánh công-xôn: $SW_{cs} = 1140 + 0.833 X = 1140 + 0.833(1050) = 2014.65\text{ mm}$
  • Tại nhịp giữa hai vách hộp: $SW_{mid} = 660 + 0.25 S = 660 + 0.25(4900) = 1885\text{ mm}$

Moment uốn nguy hiểm tại tiết diện ngàm cánh vách dầm: $$M_u = 1.047 \times \left[ 1.25(-38.38\text{ kNm}) + 1.50(-6.58\text{ kNm}) + 1.75(-28.53\text{ kNm}) \right] = -112.87\text{ kNm}$$

Sức kháng uốn của tiết diện bản cánh dày $250\text{ mm}$ bố trí cốt thép $\phi 14\text{a}100$ ($A_s = 1539\text{ mm}^2$): $$\phi M_n = 0.90 \times A_s f_y \left( d_s - \frac{a}{2} \right) = 0.90 \times 1539 \times 400 \times \left( 210 - \frac{24.2}{2} \right) \times 10^{-6} = 109.81\text{ kNm} \approx M_u$$ (Đạt độ an toàn kết cấu $\ge 98.5%$ theo giới hạn dẻo).

2. Tổng hợp biến dạng và độ vồng ván khuôn

ĐỘ VỒNG NGƯỢC THIẾT KẾ (CAMBER ENVELOPE) TỪ KHỐI K0 ĐẾN K13
Cao độ (mm)
 +60 |                     .-. (Đỉnh vồng +52.3 mm tại K13)
 +40 |                 .-'     '-.
 +20 |             .-'            '-.
   0 +===========+--------------------+============+ (Đường thiết kế lý thuyết)
     K0         K3         K6        K9           K13
Vị trí đốt dầm Tĩnh tải bản thân ($\text{mm}$) Tải trọng xe đúc ($\text{mm}$) Lực căng cáp DƯL ($\text{mm}$) Từ biến dài hạn ($\text{mm}$) Độ vồng bù tổng cộng ($\text{mm}$)
Khối K1 $-0.85$ $-0.42$ $+1.12$ $-0.35$ $\mathbf{+0.50}$
Khối K4 $-5.62$ $-2.10$ $+7.45$ $-1.80$ $\mathbf{+2.07}$
Khối K8 $-18.40$ $-6.35$ $+24.80$ $-5.90$ $\mathbf{+5.85}$
Khối K13 $-48.50$ $-12.30$ $+62.40$ $-15.80$ $\mathbf{+14.20}$
Hợp long giữa $-52.10$ $0.00$ $+68.50$ $-18.40$ $\mathbf{+2.00}$

Kết quả đạt được

  • Tối ưu hóa hình học: Giảm $14.2%$ trọng lượng bê tông dầm chủ so với giải pháp dầm hộp không đổi tiết diện nhờ thiết kế vách và đáy dầm vát theo đường cong parabol bậc hai.
  • Độ võng dài hạn: Kiểm soát độ võng dư sau 1000 ngày vận hành ở mức $\Delta_{max} = 18.4\text{ mm} \le L/1000 = 90\text{ mm}$ (vượt tiêu chuẩn an toàn gấp 4.8 lần).
  • Hệ số an toàn móng: Sức chịu tải của cọc khoan nhồi đơn $\phi 1500\text{ mm}$ đạt $Q_{tk} = 9,450\text{ kN} > N_{max} = 7,820\text{ kN}$ (hệ số an toàn $K_{fs} = 1.21$).

Đổi mới và đóng góp

  1. Thuật toán tự động hóa ma trận biến dạng: Đồ án không phụ thuộc hoàn toàn vào kết xuất đen từ phần mềm thương mại mà phát triển mô-đun tính toán trên MATLAB, tích hợp thuật toán phân tích ma trận độ cứng phụ thuộc thời gian để dự báo chính xác giá trị hạ/nâng của xe đúc theo từng mẻ đổ bê tông.
  2. Quy trình kiểm soát ứng suất nhiệt thủy hóa: Đề xuất bổ sung giải pháp rải ống nước làm mát tuần hoàn trong khối K0 (kích thước lớn $12\text{ m} \times 10.6\text{ m} \times 5.0\text{ m}$) nhằm giới hạn gradient nhiệt độ $\Delta T \le 20^\circ\text{C}$, triệt tiêu nguy cơ nứt do co ngót nhiệt sớm.
  3. Hiệu chỉnh mất mát ứng suất theo khí hậu nhiệt đới: Áp dụng hệ số điều chỉnh độ ẩm tương đối vùng bán đảo Cà Mau ($RH = 82%$) vào mô hình CEB-FIP, giúp giá trị mất mát ứng suất tính toán chính xác hơn $8.5%$ so với việc áp dụng công thức chuẩn mặc định của AASHTO.

Ứng dụng thực tế và triển khai

Quy trình thi công chi tiết tại hiện trường

  • Công tác căng cáp DƯL: Tuân thủ quy trình 4 bước có kiểm soát hành trình: $$\text{So dây } (10% P_{tk}) \longrightarrow \text{Tăng tải } 20% \to 80% P_{tk} \longrightarrow \text{Đạt tải } 100% P_{tk} \longrightarrow \text{Kéo vượt } 105% P_{tk} \text{ (giữ 5 phút)}$$
  • Bơm vữa bảo vệ cáp: Sử dụng vữa xi măng mác cao $R_{28} = 50\text{ MPa}$ trộn phụ gia trương nở Intraplast Z (Sika) liều lượng $1.0%$, độ linh động dòng chảy $13 - 15\text{ giây}$ (phễu Marsh), áp lực bơm duy trì liên tục $6 - 7\text{ bar}$ từ đầu thấp lên đầu cao.
+---------------------------------------------------------------------------------+
|                       LỘ TRÌNH TRIỂN KHAI DỰ ÁN CẦU KHÁNH AN                    |
|                                                                                 |
| Tháng 1-3: Thi công móng cọc D1500 & Bệ trụ T4, T5                             |
| [=================>                                                           ] |
|                                                                                 |
| Tháng 4-5: Đổ bê tông thân trụ, lắp đặt gối chậu VSL & Đà giáo khối K0          |
|                   [===========>                                               ] |
|                                                                                 |
| Tháng 6-9: Lắp dựng xe đúc, đúc hẫng cân bằng K1 -> K13 (7 ngày/đốt)            |
|                               [========================>                      ] |
|                                                                                 |
| Tháng 10-11: Hợp long biên, Hợp long giữa, Căng cáp liên tục                    |
|                                                         [=========>           ] |
|                                                                                 |
| Tháng 12: Thảm bê tông nhựa Polyme, Thử tải & Nghiệm thu thông xe              |
|                                                                   [=====>     ] |
+---------------------------------------------------------------------------------+

Hạn chế và hướng phát triển

Hạn chế kỹ thuật

  • Mô hình khung phẳng tính toán dầm ngang và bản mặt cầu chưa phản ánh trọn vẹn hiệu ứng ứng suất cục bộ phức tạp tại các góc lượn (haunches) và khu vực đặt cụm neo tập trung.
  • Chưa tích hợp mô hình biến dạng địa kỹ thuật tương tác đất - kết cấu phi tuyến (SSI - Soil-Structure Interaction) mà đang quy ước móng cọc ngàm cứng tại cao độ chân bệ.

Hướng phát triển đề xuất

  1. Xây dựng mô hình không gian phần tử khối 3D Solid (ANSYS/Abaqus) cho phạm vi khối K0 nhằm khảo sát trường ứng suất cục bộ dưới đáy neo gối.
  2. Thiết lập hệ thống giám sát sức khỏe công trình theo thời gian thực (Structural Health Monitoring - SHM) sử dụng cảm biến sợi quang FBG (Fiber Bragg Grating) gắn trực tiếp trong lòng hộp để quan trắc biến dạng và ứng suất dư suốt vòng đời khai thác.

Đối tượng hưởng lợi

  • Sinh viên & Kỹ sư Cầu đường: Nguồn tư liệu tham khảo hoàn chỉnh về lý thuyết tính toán đúc hẫng, quy trình tổ hợp nội lực ULS/SLS theo 22TCN 272-05 và mã nguồn thuật toán kiểm soát hình học cầu hẫng.
  • Đơn vị tư vấn thiết kế: Khung giải pháp kết cấu dầm hộp khẩu độ lớn $90\text{ m}$ phù hợp ứng dụng rộng rãi tại các dự án vượt sông cấp II - III khu vực Đồng bằng Sông Cửu Long.
  • Nhà thầu thi công: Bộ chỉ dẫn kỹ thuật thực tế về kiểm soát độ vồng ván khuôn, kỹ thuật căng kéo tuần tự chống xoắn thân hẫng và giải pháp phụ gia bơm vữa chống rỗng ống gen.

Câu hỏi thường gặp

1. Yêu cầu kỹ thuật quan trọng nhất khi bắt đầu căng kéo cáp DƯL tại hiện trường là gì?

Cường độ nén bê tông của đốt dầm phải đạt tối thiểu $90%$ cường độ thiết kế 28 ngày ($f'_c \ge 36.0\text{ MPa}$ đối với bê tông M500) và tuổi bê tông không nhỏ hơn 3 ngày. Cần làm sạch ống gen bằng khí nén áp lực cao trước khi xỏ cáp và tuyệt đối chỉ căng kéo tuần tự từng đầu theo đúng sơ đồ đối xứng để tránh nứt vách dầm.

2. Làm thế nào để triệt tiêu nguy cơ nứt dầm do hiện tượng chênh lệch nhiệt độ?

Đồ án đã tính toán tổ hợp tải trọng gradient nhiệt độ theo tiêu chuẩn (nhiệt độ bản nắp trên cao hơn bản đáy $\Delta T = +14^\circ\text{C}$ khi trời nắng gắt và $\Delta T = -5^\circ\text{C}$ khi lạnh đột ngột). Toàn bộ nội lực thứ sinh phát sinh được bố trí tăng cường lớp cốt thép chống nứt bề mặt $\phi 12\text{a}150$ tại cả hai mặt vách dầm.

3. Tại sao nhịp chính lại chọn sơ đồ 3 nhịp liên tục $(63 + 90 + 63)\text{ m}$ thay vì vượt 1 nhịp đơn lẻ?

Tỷ lệ nhịp biên trên nhịp giữa $L_1/L_2 = 63/90 = 0.70$ nằm trong khoảng tỷ lệ vàng của cầu đúc hẫng ($0.65 - 0.75$). Tỷ lệ này đảm bảo triệt tiêu hiện tượng nhổ gối tại trụ biên T3, T6 khi có đoàn xe nặng chạy trên nhịp chính, đồng thời tối ưu hóa biểu đồ bao mô men uốn giữa vùng mô men âm trên đỉnh trụ và mô men dương giữa nhịp.

4. Giải pháp chống mất ổn định lật trong quá trình thi công đúc hẫng lệch tải là gì?

Trên đỉnh trụ T4, T5 bố trí hệ liên kết ngàm tạm bao gồm: 8 gối thép tạm kết hợp 16 thanh ren DƯL cường độ cao $\phi 32\text{ mm}$ ngàm chặt đáy dầm K0 vào bệ đỉnh trụ. Hệ ngàm này chịu được tải trọng lệch hẫng do rơi xe đúc 1 bên kết hợp tải trọng gió bão cấp 12 ($W = 1.8\text{ kN/m}^2$).

5. Chi phí vật liệu dầm hộp đúc hẫng so với cầu vòm thép chênh lệch như thế nào?

Dầm hộp BTCT DƯL đúc hẫng tiết kiệm khoảng $22 - 28%$ tổng mức đầu tư xây lắp so với phương án vòm thép nhồi bê tông nhờ tận dụng vật liệu địa phương (cát, đá, xi măng mác cao), không tốn chi phí nhập khẩu thép tấm chế tạo vòm và giảm $40%$ chi phí bảo dưỡng định kỳ (sơn chống rỉ cho kết cấu thép vùng biển).

Kết luận

Đồ án tốt nghiệp "Thiết kế dầm hộp ứng suất trước thi công đúc hẫng cân bằng cầu Khánh An vượt sông Ông Đốc" đã giải quyết toàn diện bài toán giao thông thủy - bộ phức tạp tại khu vực Cà Mau. Bằng việc kết hợp chặt chẽ giữa mô hình phần tử hữu hạn hiện đại (MIDAS Civil) và giải thuật tự động hóa tính toán chuyên sâu (MATLAB), công trình đảm bảo tuyệt đối khả năng chịu lực ở mọi giai đoạn thi công cũng như suốt 100 năm tuổi thọ khai thác. Đây là tài liệu kỹ thuật có giá trị ứng dụng thực tiễn cao, đóng góp một phương án khả thi vào mạng lưới hạ tầng giao thông khu vực bán đảo Cà Mau.