H7: Cầu New Marlborough, Mố Nam đặt trên đá

H.7.1 Thông tin chung

Mố nam của cầu New Marlborough N-08-013 (2005) được phân tích trong Ví dụ 7. Cầu New Marlborough N-08-013 là cầu đơn giản, một nhịp và nhịp ngắn (SS-S). Kích thước cầu đã xây dựng và kích thước móng như sau:

Cầu:
\(\qquad \)Chiều dài nhịp: 38.5 ft (11.73 m)
\(\qquad \)Bề rộng nhịp: 32.2 ft (9.81 m)

Móng:

\(\qquad \)Mố nam
\(\qquad \qquad\)Bề rộng = 10.5 ft (3.2 m); chiều dài = 38.4 ft (11.71 m);
\(\qquad \qquad\)chiều cao trung bình của mố tính từ đáy móng mố = 9.0 ft (2.75 m);
\(\qquad \qquad\)tường cánh mố — phía SE = 20.5 ft (6.25 m), phía SW = 17.2 ft (5.25 m)

\(\qquad \)Mố bắc
\(\qquad \qquad\)Bề rộng = 10.5 ft (3.8 m); chiều dài = 38.4 ft (11.71 m);
\(\qquad \qquad\)chiều cao trung bình của mố tính từ đáy móng mố = 9.0 ft (2.75 m);
\(\qquad \qquad\)tường cánh mố — phía NE = 26.3 ft (8.0 m), phía NW = 23.0 ft (7.0 m)

H.7.2 Điều kiện nền đất

Nền đất tại vị trí mố nam, theo hố khoan B-1, gồm lớp bê tông nhựa dày 6 inch và lớp móng đường dày 6 inch phủ trên khoảng 9.4 ft đất cát mịn khô, tơi đến chặt vừa, có lẫn ít bụi vô cơ và vết sỏi, phía dưới là một lớp đá quartzite. Báo cáo địa kỹ thuật (Mass Highway, 1999) yêu cầu đặt móng trên một gờ đá đã được đào lộ ra ít nhất 6 inch. Theo hố khoan B-1, lớp đá quartzite có RQD là 59% đến độ sâu 20.6 ft (6.28 m), tại đó đã lấy được mẫu khoan. Cường độ point load được báo cáo là 2,700 psi.

Các tham số cho lớp gravel borrow dùng trong đất đắp sau mố được nêu trong báo cáo địa kỹ thuật như sau:
trọng lượng thể tích \(\gamma\) = 130.0 pcf (20.4 kN/m³) và góc ma sát trong \(\phi_f\) = 35°. Mực nước ngầm nằm ở cao độ 851.7 ft (259.6 m) và đáy móng ở cao độ 856.3 ft (261.0 m), tức là GWT thấp hơn đáy móng 4.6 ft (1.4 m). Vì vậy đất đắp sau mố được giả thiết là khô cho mục đích thiết kế.

H.7.3 Tải trọng, tổ hợp tải trọng và các trạng thái giới hạn

Các thành phần tải trọng đã cho được tóm tắt trong Bảng H-36. Các tải trọng được biểu diễn theo đơn vị lực trên một đơn vị chiều dài móng, ứng với chiều dài mố là 38.4 ft (theo phương ngang cầu). Tĩnh tải (DL) bao gồm trọng lượng của kết cấu phần trên và của mố, trong khi áp lực thẳng đứng do tĩnh tải của lớp đất đắp là EV và tải trọng chất thêm đất là ES. Tổ hợp tải trọng được xét và tải trọng đặc trưng tổng hợp tương ứng, cũng như độ lệch tâm e₂ (xem Hình 120 của Chương 5 để biết ký hiệu tải trọng và phương tác dụng) đối với tổ hợp tải trọng được xét, được tóm tắt trong Bảng H-37. Tải trọng tạo ra độ nghiêng một chiều và độ lệch tâm một chiều với lệch tâm âm (xem Hình 69b trong Mục 3.7).

Các thành phần tải trọng thiết kế cần cho phân tích ổn định, tức là các tải trọng đặc trưng đã nhân hệ số tải trọng theo Mục 3 của AASHTO (2008) (trình bày trong Bảng H-4.1 và H-4.2), được tóm tắt trong Bảng H-38.1 và H-38.2 lần lượt cho các trạng thái giới hạn sức chịu tải và sức kháng trượt. Ở đây chỉ sử dụng các trạng thái giới hạn Service-I và Strength-I để thiết kế bề rộng móng. Việc đánh giá độ lún được loại trừ nhưng vẫn nên được xem xét, dù khả năng chi phối thiết kế của móng trên đá là thấp hơn.

BẢNG H-36. Tải trọng tại đáy móng cho Ví dụ 7

Tổ hợp tải trọng	Các thành phần tải trọng	F₁ kips/ft (kN/m)	F₂ kips/ft (kN/m)	M₃ kips-ft/ft (kN·m/m)	F₂/F₁	e₂ = M₃/F₁ ft (m)
C1	DL+LL+EH+EV+ES+LS	27.8 (406.2)	9.2 (134.9)	-68.3 (-303.6)	0.332	-7.383 (-2.250)

BẢNG H-37. Các tổ hợp tải trọng và tải trọng đặc trưng tổng hợp (chưa nhân hệ số tải trọng) cho Ví dụ 7

Tổ hợp tải trọng	Các thành phần tải trọng	F₁ kips/ft (kN/m)	F₂ kips/ft (kN/m)	M₃ kips-ft/ft (kN·m/m)	F₂/F₁	e₂ = M₃/F₁ ft (m)
C1	DL+LL+EH+EV+ES+LS	27.8 (406.2)	9.2 (134.9)	-68.3 (-303.6)	0.332	-7.383 (-2.250)

\(\\\)

BẢNG H-38.1. Các tổ hợp tải trọng và tải trọng thiết kế tổng hợp (đã nhân hệ số tải trọng) cho sức kháng chịu tải

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn	F₁ kip/ft (kN/m)	F₂ kip/ft (kN/m)	M₃ kip-ft/ft (kN/m)
Service-I C1	27.8 (405.2)	9.2 (134.9)	-68.3 (-303.6)
Strength-I C1	37.6 (548.4)	13.3 (194.6)	-89.6 (-398.8)

\(\\\)

BẢNG H-38.2. Các tổ hợp tải trọng và tải trọng thiết kế tổng hợp (đã nhân hệ số tải trọng) cho sức kháng trượt

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn	F₁ kip/ft (kN/m)	F₂ kip/ft (kN/m)	M₃ kip-ft/ft (kN/m)
Service-I C1	27.8 (405.2)	9.2 (134.9)	-68.3 (-303.6)
Strength-I C1	28.7 (418.2)	12.5 (182.6)	-54.3 (-241.4)

H.7.4 Ước tính các tham số đá

Theo Bảng 11 (Deere, 1968) trong Mục 1.8.2 của báo cáo, chất lượng khối đá tương ứng với RQD = 59% được xếp loại là khá. Sử dụng thông tin này và Bảng 10.4.6.4-3 trong AASHTO (2008) (Bảng 17 trong Mục 1.8.3 của báo cáo), phạm vi RMR nằm trong khoảng từ 41 đến 60. Từ Bảng 10.4.6.4-4 trong AASHTO (2008) (Bảng 19 trong Mục 1.8.3 của báo cáo), đối với đá quartzite có chất lượng khá, các hằng số vật liệu là m = 0.275 và s = 0.00009, còn khoảng cách khe nứt thay đổi từ 1 ft đến 3 ft. Từ Bảng 12 (Bieniawski, 1978) trong Mục 1.8.2 của báo cáo, đối với khối đá khá với 41 ≤ RMR ≤ 60, góc ma sát trong của khối đá nằm trong khoảng từ 25° đến 35°. Vì vậy, đã chọn góc ma sát bằng 30° (do đó \(N_\phi\) = 0.30) và khoảng cách khe nứt bằng 2 ft (giá trị trung bình của khoảng biến thiên), tương tự như cách mà độ không chắc chắn của các phương pháp đã được thiết lập trong quá trình hiệu chỉnh.

Dựa trên tương quan giữa cường độ point load và cường độ kháng nén một trục do Prakoso (2002) đề xuất, cường độ kháng nén một trục của khối đá quartzite được lấy là:

\[q_u = 23.3 × I_s = 23.3 × 2700 = 62910 psi = 9059 ksf\]

trong đó \(I_s\) là cường độ point load.

Mô đun đàn hồi Young của khối đá, Em, đối với đá quartzite có RQD = 59% được ước tính dựa trên mô đun đàn hồi Young trung bình của đá quartzite nguyên khối \(E_i\) và tỷ số \(E_m/E_i\) do O’Neill và Reese (1999) đề xuất (Bảng 10.4.6.5-1 trong AASHTO, 2008). Mô đun đàn hồi Young trung bình của đá quartzite nguyên khối được lấy là \(E_i = 9.59×10^3 ksi\) (Bảng C10.4.6.5-1 trong AASHTO, 2008) và tỷ số \(E_m/E_i\) đối với RQD = 59% là khoảng 0.42. Do đó, mô đun đàn hồi Young của khối đá, \(E_m\), bằng \(4.03×10^3 ksi\). Giá trị trung bình của hệ số Poisson của đá được lấy là 0.14 (Bảng C10 4.6.5-2 trong AASHTO, 2008).

H.7.5 Sức kháng chịu tải danh định và sức kháng chịu tải cho phép tại các trạng thái giới hạn

Sức kháng chịu tải của các móng chữ nhật có bề rộng từ 4.0 ft đến 14.0 ft, với chiều dài móng được giữ cố định bằng 38.4 ft theo chiều dài mố, đã được tính toán cho trạng thái giới hạn Strength-I C1. Phương pháp của Carter và Kulhawy (1988) và phương pháp của Goodman (1989) đối với khối đá không nứt nẻ đã được sử dụng để ước tính sức kháng chịu tải danh định. Hệ số sức kháng khuyến nghị trong nghiên cứu này, cũng như hệ số được AASHTO (2008) khuyến nghị, đã được áp dụng và các bề rộng móng thu được được đem so sánh. Hệ số sức kháng khuyến nghị dùng cho phương pháp Carter và Kulhawy (1988) trong khoảng RMR đã thiết lập là \(\phi\) = 1.00, và \(\phi\) = 0.35 khi không xét đến khoảng RMR; trong khi hệ số dùng cho phương pháp Goodman (1989) đối với cả khoảng cách khe nứt s′ và góc ma sát η ước tính từ RQD là \(\phi\) = 0.30. Hệ số sức kháng trong quy định AASHTO (2008) hiện hành là \(\phi\) = 0.45, không phụ thuộc vào phương pháp ước tính được sử dụng.

Đối với móng đặt trên đá quartzite có hệ số Poisson nhỏ và \(E_m\) lớn, độ lún có thể được kỳ vọng là rất nhỏ, điều này được thể hiện trong tính toán sức kháng chịu tải cho phép cho trạng thái giới hạn Service-I bằng phương pháp tính lún của AASHTO (2008) (phương trình 10.6.2.4.4-3). Hiện vẫn chưa có hệ số sức kháng nào được thiết lập cho bài toán đánh giá độ lún.

H.7.6 Bề rộng móng thiết kế

Độ lệch tâm tải trọng tương ứng với tổ hợp tải trọng C1 theo phương bề rộng móng là 7.38 ft, theo Bảng H-37. Vì vậy, bề rộng móng nhỏ nhất cần thiết theo điều kiện lệch tâm giới hạn là \(B_min\) = 44.3 ft (= 7.38 × 6) khi xét điều kiện lệch tâm B/6, trong khi \(B_min\) = 29.5 ft (= 7.38 × 4) khi xét điều kiện lệch tâm B/4. Tải trọng thẳng đứng lớn nhất đã nhân hệ số cho trạng thái giới hạn Strength-I (sức kháng chịu tải; Bảng H-38.1) là 37.6 kip/ft và tải trọng thẳng đứng chưa nhân hệ số lớn nhất cho trạng thái giới hạn Service-I là 27.8 kip/ft.

Các Hình H-18 và H-19 trình bày sức kháng chịu tải chưa nhân hệ số và đã nhân hệ số đối với các bề rộng móng khác nhau, với sức kháng chịu tải được ước tính lần lượt theo phương pháp Carter và Kulhawy (1988) và phương pháp Goodman (1989). Cường độ tải trọng chịu tải (ứng suất) được biểu diễn ở các hình phía trên, trong khi các hình phía dưới biểu diễn tải trọng chịu tải trên một đơn vị chiều dài móng để tương thích với cách trình bày tải trọng. Cả phân tích sức chịu tải và phân tích độ lún đều được thực hiện cho bề rộng hình học đầy đủ của móng.

Hình H-18 cho thấy sự biến thiên của sức kháng chịu tải đã nhân hệ số và chưa nhân hệ số theo bề rộng móng đầy đủ đối với trạng thái giới hạn Strength-I, được ước tính theo phương pháp Carter và Kulhawy (1988), và đối với trạng thái giới hạn Service-I được ước tính theo phương pháp AASHTO (2008). Hệ số sức kháng khuyến nghị trong nghiên cứu này bằng 1.00 cho khối đá có 44 ≤ RMR < 65, nên sức kháng chịu tải chưa nhân hệ số (danh định) và đã nhân hệ số trùng nhau trong ví dụ này. Hình H-19 cho thấy sự biến thiên của sức kháng chịu tải đã nhân hệ số và chưa nhân hệ số theo bề rộng móng đầy đủ đối với trạng thái giới hạn Strength-I được ước tính theo phương pháp Goodman (1989) cho đá không nứt nẻ.

Áp dụng các tải trọng thẳng đứng nêu trên cho các trạng thái giới hạn tương ứng trong Hình H-18 và H-19, thu được các kết quả sau, không phụ thuộc vào phương pháp ước tính sức kháng chịu tải được sử dụng:
(a) tất cả các bề rộng móng mà tại đó sức kháng chịu tải được đánh giá đều thỏa mãn yêu cầu tải trọng của cả trạng thái giới hạn Strength-I và Service-I, vì mố chịu tải nghiêng–lệch tâm; do đó kích thước móng khuyến nghị phải là bề rộng nhỏ nhất cho phép theo điều kiện lệch tâm giới hạn;
(b) nếu bỏ qua điều kiện lệch tâm giới hạn vì độ lệch tâm tổng hợp là lệch tâm âm, thì trạng thái giới hạn Strength-I đã nhân hệ số chi phối thiết kế móng, đặc biệt với các móng có B < 12 ft; tuy nhiên, bề rộng này không thể nhỏ hơn chiều dày tường mố là 4 ft.

Do đó, các kết luận có thể rút ra từ Hình H-18 và H-19 là, nếu không xét đến điều kiện lệch tâm giới hạn, thì chỉ dựa trên trạng thái giới hạn cường độ cũng như trạng thái giới hạn sử dụng, các kích thước móng sau đây (kích thước hình học đầy đủ) là đủ:

1. Phương pháp Carter và Kulhawy (1988):
   a. Trạng thái giới hạn cường độ với \(\phi\) = 1.00 hoặc 0.35: từ 4.0 ft × 38.4 ft đến 44.3 ft × 38.4 ft
   b. Trạng thái giới hạn cường độ với \(\phi\) = 0.45: từ 4.0 ft × 38.4 ft đến 44.3 ft × 38.4 ft (AASHTO hiện hành)
2. Phương pháp Goodman (1989):
   a. Trạng thái giới hạn cường độ với \(\phi\) = 0.30: từ 4.0 ft × 38.4 ft đến 44.3 ft × 38.4 ft
   b. Trạng thái giới hạn cường độ với \(\phi\) = 0.45: từ 4.0 ft × 38.4 ft đến 44.3 ft × 38.4 ft (AASHTO hiện hành)

Đối với kích thước móng đã xây dựng B = 10.5 ft, sức kháng chịu tải đã nhân hệ số ước tính theo phương pháp Carter và Kulhawy (1988) là 27.1×10³ kip/ft khi xét đến RMR, và 9.5×10³ kip/ft khi bỏ qua khoảng RMR; sức kháng chịu tải đã nhân hệ số là 28.4×10³ kip/ft theo phương pháp Goodman (1989), trong khi tải trọng ước tính cần thiết để gây ra độ lún 1.0 in là 30.4×10³ kip/ft. Tất cả các sức kháng này đều thỏa mãn yêu cầu của tải trọng Strength-I và Service-ILS với mức dư rất lớn.

H.7.7 Sức kháng trượt

Lực dính bám giữa bê tông và đá phải tạo ra cường độ kháng cắt tại mặt tiếp xúc bằng với giá trị nhỏ hơn trong hai vật liệu. Nếu xét thêm một hệ số giảm (nằm ngoài phạm vi của nghiên cứu này), chiều rộng móng có thể vẫn đủ để chống lại tải trọng ngang. Với mục đích minh họa, ở đây sức kháng trượt được đánh giá với giả thiết mặt tiếp xúc có vật liệu hạt, tức là cũng tương ứng với sức kháng nhỏ nhất có thể.

Với \(\phi_f\) = 30°, góc ma sát tiếp xúc giữa đáy móng và gờ đá thu được từ quan hệ khuyến nghị trong nghiên cứu này, mặc dù về ý nghĩa quan hệ này chỉ đúng cho mặt tiếp xúc giữa bê tông và đất hạt, được xác định như sau:

\[tan(δ_s) = 0.91 tan(30.0) ⇒ δ_s = 27.7°\]

Lưu ý rằng, trong tính toán thiết kế thực tế, \(δ_s\) được lấy bằng 30°. Hệ số sức kháng khuyến nghị cho móng đổ tại chỗ khi chịu áp lực đất ở trạng thái nghỉ là \(\phi_\tau\) = 0.40 và khi chịu áp lực đất chủ động là \(\phi_\tau\) = 0.45. Quy định AASHTO (2007) hiện hành khuyến nghị \(\phi_\tau\) = 0.80. Ở đây, tải trọng đất ngang được xét trong quá trình thiết kế được coi là liên quan đến áp lực đất ở trạng thái nghỉ. Đối với đất đắp sau mố có góc ma sát đất \(\phi_f\) = 35°, tỷ số giữa hệ số áp lực đất chủ động và hệ số áp lực đất ở trạng thái nghỉ, \(K_a/K_0 = 1/(1 + sin \phi) = 1/1.574\), giả thiết theo lý thuyết áp lực đất chủ động của Rankine và áp lực đất ở trạng thái nghỉ đối với đất không dính thường cố kết.

Đối với móng đã xây dựng B = 10.5 ft, tải trọng thẳng đứng đã nhân hệ số nhỏ nhất và các tải trọng ngang tương ứng theo các tổ hợp tải trọng Strength-I và Service-I, do đó sức kháng trượt đã nhân hệ số trong từng trường hợp được xác định như sau.

Service-I LS:

\(\qquad \)Áp lực đất ở trạng thái nghỉ:

\(\qquad \qquad \)Tải trọng thẳng đứng nhỏ nhất = 27.8 kips/ft, và tải trọng ngang tương ứng = 6.4 kips/ft chỉ do áp lực đất gây ra (Bảng H-38.2)

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.40 × 27.8 × tan(27.7) = 5.8 kips/ft < 6.4 kips/ft

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.40 × 27.8 × tan(30.0) = 6.4 kips/ft = 6.4 kips/ft

\(\qquad \)Áp lực đất chủ động:

\(\qquad \qquad \)Tải trọng ngang tương ứng có kể đến áp lực đất chủ động là (Bảng H-36 và H-38.2)

\(\qquad \qquad \)\(F_{2Ea}\) = (1 / 1.574) × 6.4 = 4.07 kips/ft

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2Ea}\) = 0.45 × 27.8 × tan(27.7) = 6.5 kips/ft > 4.07 kips/ft

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2Ea}\) = 0.45 × 27.8 × tan(30.0) = 7.2 kips/ft > 4.07 kips/ft

\(\qquad \)AASHTO hiện hành:

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.80 × 27.8 × tan(27.7) = 11.7 kips/ft > 6.4 kips/ft

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.80 × 27.8 × tan(30.0) = 12.8 kips/ft > 6.4 kips/ft

Strength I LS:

\(\qquad \)Áp lực đất ở trạng thái nghỉ:

\(\qquad \qquad \)Tải trọng thẳng đứng nhỏ nhất = 28.7 kips/ft, và tải trọng ngang tương ứng = 9.6 kips/ft (= 1.50 × 6.4) chỉ do áp lực đất gây ra (Bảng H-38.2)

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.40 × 28.7 × tan(27.7) = 6.0 kips/ft < 9.6 kips/ft

\(\qquad \qquad \)\(δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.40 × 28.7 × tan(30.0) = 6.6 kips/ft < 9.6 kips/ft

\(\qquad \)Áp lực đất chủ động:

\(\qquad \qquad \)Tải trọng ngang tương ứng có kể đến áp lực đất chủ động đã nhân hệ số là (hệ số tải trọng cho trong Bảng H-4.2)

\(\qquad \qquad \)\(\gamma_iF_{2Ea} = 1.50 × (1 / 1.574 × 6.4) = 6.10 kips/ft

\(\qquad \qquad δ_s\) = 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2Ea}\) = 0.45 × 28.7 × tan(27.7) = 6.8 kips/ft > 6.1 kips/ft

\(\qquad \qquad δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2Ea}\) = 0.45 × 28.7 × tan(30.0) = 7.4 kips/ft > 6.1 kips/ft

\(\qquad \)AASHTO hiện hành:

\(\qquad \qquad δ_s\)= 27.7°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.80 × 28.7 × tan(27.7) = 12.0 kips/ft > 9.6 kips/ft

\(\qquad \qquad δ_s\) = 30.0°: Sức kháng trượt \(\phi_\tau F_{2\tau}\) = 0.80 × 28.7 × tan(30.0) = 13.2 kips/ft > 9.6 kips/ft

Điều này cho thấy móng có bề rộng B = 10.5 ft là an toàn đối với trượt, ngoại trừ khi tải trọng thẳng đứng Service-I LS do áp lực đất ở trạng thái nghỉ tác dụng và dùng φτ được khuyến nghị trong nghiên cứu này cho sức kháng trượt. Góc ma sát tiếp xúc δs có thể либо giả thiết bằng 30.0° hoặc lấy theo quan hệ tương quan đã trình bày.

H.7.8 Thảo luận và kết luận

Bề rộng móng thiết kế yêu cầu để thỏa điều kiện lệch tâm giới hạn được xác định là rất lớn; 44.3 ft nếu xét điều kiện lệch tâm giới hạn B/6 hoặc 29.5 ft nếu xét B/4. Độ lệch tâm tải trọng trong ví dụ này tạo ra lệch tâm âm, tức là “có lợi” về mặt sức chịu tải như đã thảo luận trong Mục 3.7 (ảnh hưởng của phương tải trọng đối với tải trọng nghiêng lệch tâm) và thể hiện ở Hình 69 trong Mục 3.7 của báo cáo. Nếu không xét điều kiện lệch tâm giới hạn, các móng nhỏ có kích thước B = 4.0 ft được thấy là đủ về sức chịu tải trong cả trạng thái giới hạn Strength và Service. Trạng thái giới hạn Strength-I chi phối thiết kế đối với B ≤ 12.0 ft. Bề rộng móng khuyến nghị nằm giữa 4.0 ft × 38.4 ft và 12.0 ft × 38.4 ft, tùy theo quyết định của kỹ sư địa kỹ thuật và kỹ sư kết cấu, cũng như điều kiện thực hành tại địa phương.

Hỗ trợ duy trì trang:

Tôi xây dựng trang này để chia sẻ các tài liệu kỹ thuật cốt lõi trong thiết kế hạ tầng giao thông.

Nếu bạn thấy nội dung hữu ích và muốn góp phần duy trì trang hoạt động bền vững, tôi rất trân trọng mọi sự ủng hộ.

Qua USD (Buy Me a Coffee)

BIDV • STK: 3101226659 • HOANG HAI HA