DATN CAU DAM SUPTER

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP CẦU DẦM SUPTERPA 1 : Cầu dầm super T căng trước 3 nhịp liên tục nhiệt 3x37mPA 2 : Cầu dầm thép liên hợp nhịp giản đơn 3x38.65Mặt cắt ngang 4.0x2+2x1.5+2x0.5 . 6 dầmKhổ thông thuyền : 6.5x25 m

CHƯƠNG IIITHIẾT KẾ DẦM CHỦ SUPER-T

3.1 Số liệu thiết kế:

Chiều dài toàn dầm: L = 37m

Khoảng cách đầu dầm đến tim gối: a = 0.35m

Khẩu độ tính toán: Ltt= L-2a=36.3m

Tải trọng thiết kế: - Hoạt tải HL93

- Tải trọng người 3Kpa

Dạng mặt cắt: Super T

Vật liệu kết cấu: BTCT dự ứng lực

Công nghệ chế tạo: Căng trước

Cấp bêtông: dầm chủ: '

1

f = 50MPaBản mặt cầu: '

2

f = 35MPaTỷ trọng bêtông: c=2450 KG/m3

Loại cốt thép DUL: tao thép Tao 7 sợi xoắn đường kính D ps=15.2mm

Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn: f pu=1860MPa

Thép thường G60 f u=620MPa f y=420MPaQuy trình thiết kế: 22TCVN 272-05

3.2 Thiết kế cấu tạo

3.2.1 Lựa chọn kích thước mặt cắt ngang cầu

¯ Số lượng dầm chủ: N b= 6

¯ Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S= 1930 mm

¯ Lề người đi khác mức với mặt cầu phần xe chạy

¯ Bố trí dầm ngang tại các vị trí gối cầu: 2 mặt cắt

¯ Số lượng dầm ngang: N = (N -1) × 2 = 10n b

¯ Chiều dày trung bình của bản: hf= 20cm

¯ Lớp BT atphan: t1=75mm

¯ Tầng phòng nước: t2=5mm

Lớ p bêtông asphalt dày 75 mm Lớ p phò ng nướ c dày 5 mm Bả n mặt cầu dầy 200 mm

3.2.2 Cấu tạo dầm chủ:

Đoạn cắt khấc: L = V = 850 mmck

Đoạn dầm đặc: L = 2000 mmdac

3.2.2.1 Mặt cắt ngang dầm trên gối:

3.2.2.2 Mặt cắt ngang dầm tại ñoạn cắt khấc:

3.2.2.3 Mặt căt ngang dầm tại giữa nhịp:

3.2.3 Cấu tạo dầm ngang:

Chiều cao dầm ngang Hn = H' - 50 mm = 800 – 50 =

750 mm Bề rộng TB dầm ngang bn = 800

1020 mm

3.3 Tính toán đặc trưng hình học dầm Super-T

Xét các mặt cắt đặc trưng gồm:

3.3.1 Mặt cắt trên gối x1:

Ta sẽ quy đổi tiết diện Super-T về tiết diện đơn

giản hơn để thuận tiện cho việc tính toán

Diện tích phần cánh trên At = 2225cm2

Bề rộng phần cánh trên b''2 = 140cm

Bề rộng bầu dưới bb = (b'1+b'2)/2

= 96,3 cm

Bề rộng sườn bw = bb =96,3 cm Bề rộng bản cánh trên

= 42.2 cm

Momen quán tính đối với trục x

Ix0 = (bt-bw).ht [ht2/3+H.(H-ht)]+bw.H3/3

=(140-96.25)*12.36*(12.362/3+80*(80-12.36))+96.25*803/3

= 19379738 cm4Momen quán tính đối với trục trung hòa

I0 = Ix0 -Yb02.A0

= 19379737.87-42.222*8240.62

=4691390 cm43.3.2 Mặt cắt tại chỗ thay đổi tiết diện x2:

Diện tích phần cánh trên At = 2675

cm2 Bề rộng phần cánh trên

w t

b b

h h b A

185

)105,7

Bề rộng bản cánh trên bt = b2 = 185.0 cm

Diện tích mặt cắtA0 = (bt-bw).ht +bb.H = (185-86.25)*11.8+86.25*180 =

16691 cm2

Tọa độ trọng tâm mặt cắt

Yb0 = [(bt-bw).ht.(H-ht/2)+bw.H2/2]/A0

= 11.8/2)+86.25*1802/2)/16690.62

= 95.9 cmMomen quán tính đối với trục x

Ix0 = (bt - bw).ht [ht2/3+H.(H-ht)]+bw.H3/3= 203013801

cm4

Momen quán tính đối với trục trung hòa

I0 = Ix0 -Yb02.A0=49599177.56 cm4

3.3.3 Mặt cắt giữa nhịp:

Diện tích phần cánh trên At =

1202.3 cm2 Diện tích phần cánh dưới

dầm chủ H = 180 cm

Chiều cao dầm liên hợp h = 200

=

w b

w b

b b

h h h b

bw = 2.b3 = 2.10 = 20 cmBề rộng bản cánh trên bt = 2.b6=2.50= 100 cm Diện tích mặt cắt A0 = (bt-bw).ht+bw.H+(bb-bw).hb

Ix0 = (bt -bw).ht.[ht2/3+H.(H-ht)]+bw.H3/3+(bb-bw).hb3/3

= (100-20)*10.65*(10.652/3+180*(180-10.65))

+20*1803/3+(70-20)*34.433/3 = 65572805 cm4

Momen quán tính đối với trục trung hòa

I0 = Ix0 -Yb02.A0

= 65572805.06-81.392*6174 = 24671809.65

cm4

3.4 Hệ số phân bố tải trọng:

3.4.1 Hệ số làn:

Số làn thiết kế: n lan 2 (A3.6.1.1.1)

Hệ số làn: m lan 1 (A3.6.1.1.2)

3.4.2 Phân bố hoạt tải theo làn đối với mômen và lực cắt

Tỷ lệ mođun đàn hồi giữa dầm chủ và bản mặtcầu

Cường độ chịu nén của bêtông làm dầm chủ:cd

Mođun đàn hồi của dầm chủ:

Thỏa ĐK

Không nằm trong phạm vi áp dụng

Dùng PP đòn bẩy để XĐ HSPBN dầm giữa cho tải trọng làn

Sơ đồ xác định HSPBN cho tải trọng làn (TH bất lợi nhất)

y'

Tả i trọng là n

tđ lan

P 1800

Với S = 1930 Ta có tung độ sau:

y'1 = (S - 900)/S×1 = 0.534y'2 = (S - 1200)/S×1 = 0.378y'3 = (S - 1800)/S×1 = 0.067y'4 = 0

Với xe tải thiết kế gHL1:

gHL1 = mlan�max(1/2�2y1, 1/4� (y’3 + 1 + y’2 + y’4)) = 0.534

Sơ đồ xác định HSPBN cho tải trọng làn (TH bất lợi nhất )

Với tải trọng làn thiết kế

Xét cho xe tải thiết kế và xe hai trục: vì khoảng cách của hai bánh xe theo chiều ngang của hai loại xe là như nhau nên có chung một hệ số phân bố ngang

b3 b2 b1

600

3000 1800

Với một làn thiết kế thì hệ số làn m = 1.2

Bề rộng bó vỉa 1: b1 = 350 mm

Bề rộng b2 = 1200 mm

Bề rộng bó vỉa 2: b3 = 200 mm

Khoảng cách dầm chủ: S = 1930 mm

Khoảng cách từ dầm thứ 2 đến mép ngoài cùng:

+ Hai hay nhiều làn thiết kế

Gọi de là khoảng cách từ tim bản bụng của dầm biên đến mép ngoài bó vỉa thứ 2

de = Sk – (b1 +b2 + b3) = - 825 mm



Không sử dụng công thức trong bảng

Vậy ta sẽ dùng hệ số phân bố ngang trong trường hợp 1 làn theo phương pháp đòn bẩy để thiết kế

gmbHL = gHL2 = 0.157

Với 2 hoặc nhiều làn thiết kế chịu tải:

Ta xét phạm vi áp dụng của các công thức tra

bảng này bao gồm tất cả các điều kiện sau: (đơn vị khoảng cách là mm)

Khoảng cách từ tim dầm biên đến mép đá vỉa:

e

d -825mm �0 d e 1400mm(không thỏa)

Không sử dụng công thức trong bảng

Vậy ta sẽ dùng hệ số phân bố ngang trong trường hợp 1 làn theo phương pháp đòn bẩy để thiết kế

3.4.7 Hệ số điều chỉnh tải trọng:

  cầu thiết kế là quan trọng

Hệ số điều chỉnh của tải trọng

Xét đoạn từ gối đến MC dầm đặc

Xét phần đoạn dầm còn lại

Diện tích A0 = 0.6174 m2

Tỷ trọng bê tông γc = 2500 KG/m3

BẢNG TỔNG HỢP HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

Tải trọng xe Tải trọnglàn Tải trọng ngườiDầm

Trọng lượng đoạn dầm DCd3 = (Ltt-2.da).A0.γc

= (36.3-2*2.5)*0.62*2500 =

48312 KG Tĩnh tải dầm chủ DCdc =

(DCd1+DCd2+DCd3)/Ltt

= (2060.16+16690.62+48311.55)/36.3 = 1847.4 KG/m

3.5.1.2 Bản mặt cầu:

+ Dầm giữa DCbmg = S.hf.γc=

1930/1000*20/100*2500

= 965 KG/m+ Dầm biên DCbmb = (S/2+Sk).hf.γc

Lớp phòng nước: t2 = 0.005 m,  2 = 1500 kg/m3

Tổng trọng lượng lớp phủ mặt cầu:

3.5.2 Hoạt tải HL93:

3.5.2.1 Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trụcsau mỗi trục nặng 145KN, khoảng cách giữa 2 trục trướclà 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4300 –

9000 mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phươngngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

3.5.2.2 Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN,khoảng cách giữa hai trục không đổi là 1200mm, theophương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

3.5.2.3 Tải trọng làn:

Tải trọng làn: bao gồm tải trọng rải đều 9,3N/mm.xếp tho phương dọc cầu, theo phương ngang cầu tải trọngnày phân bố theo chiều rộng 3000mm, tải trọng làn cóthể xe dịch theo phương ngang để gây ra nội lực lớnnhất

3.5.2.4 Tải trọng người đi bộ:

Là tại trọng phân bố được qui định độ lớn là 3.10-3 Mpa

3.5.2.5 Tải trọng xung kích:

Là tải trọng đưa vào tải trọng xe 3 trục hay xe haitrục lấy bằng 25% tại trọng của mỗi xe

3.5.3 Đường ảnh hưởng mômen và lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng:

3.5.3.1 Các mặt cắt đặc trưng:

Mặt cắt tại gối x0 = 0.00 m

Mặt cắt tại khấc x1 = 0.50 m

Mặt cắt cách gối 0.72h x2 = 1.45 m

Mặt cắt thay đổi tiết diện x3 = 2.50 m

Mặt cắt tại Ltt/4 x4 = 9.08 m

Mặt cắt tại giữa nhịp x5 = 18.15 m

3.5.3.2 Phương trình đường ảnh hưởng

Đối với mômen

PT đường ảnh hưởng xét tại mặt cắt xk: yk = xk)/Ltt

xk.(Ltt-y(x) = (Ltt-xk).x/Ltt : Nếu 0 ≤ x ≤ xk

y(x) = xk.(Ltt-x)/Ltt : Nếu xk < x ≤

tại các mặt cắt đặc trưng

Mặt cắt tại gối: x0 = 0.00 m

x 0 0.00 36.3

Bảng giá trị tính toán ĐAH cho momen

xk(m) yk(m) ΩM(m

2)0.00 0.000 0.000.50 0.493 8.951.45 1.390 25.222.50 2.328 42.25

9.08 6.806 123.5318.1

5 9.075 164.71

+ Đối với lực cắt

PT đường ảnh hưởng xét tại mặt cắt xk

Mặt cắt tại khấc x1 = 0.50 m

Mặt cắt thay đổi tiết diện x3 = 2.50 m

Bảng giá trị tính toán ĐAH cho lực cắt

Bảng giá trị tính toán mômen do tĩnh tải tại các mặt

cắt dầm biên

Bảng giá trị tính toán lực cắt do tĩnh tải tại các mặt

cắt dầm biên

3.5.4.2.2.1 Giai đoạn chưa liên hợp gồm

3.5.5 Nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm giữa vàdầm biên:

3.5.5.1 Mômen do hoạt tải HL93 và PL tác dụng tại các mặt cắt dầm

Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gốiđến L tt/ 2 ta xét 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng mômen Nội lực do xe thiết kế sẽ lấygiá trị Max của 2 trường hợp trên

Trong đó :

xk Khoảng cách từ gối đến mặt cắt đến xét

yk Giá trị tung độ đường ảnh hưởng tại vị trí mặtcắt

xi Khoảng cách từ gối đến các trục bánh xe

yMi Giá trị tung độ đường ảnh hưởng tại vị trí các trục bánh xe

Giá trị thiết kế được lấy là giá trị Max của 2

trường hợp + Trường hợp 1 :

M2tr = 110(KN).yM1+110(KN).yM2

M3tr = 145(KN).yM1+145(KN).yM3+35(KN).yM4yMi 0 : Nếu xi > Ltt

xk.(Ltt-xi) / Ltt Với các giá trị xi tính như sau

x1 = xkx2 = xk+1.2mx3 = x1+4.3mx4 = x3+4.3m

Bảng giá trị tính toán momen do hoạt tải tại các mặt

cắt

Mặtcắt (m) (m) (m) (m) (m)

(Ltt-xk).xi/ Ltt : TH còn lạiVới các giá trị xi tính như sau

x1 = xk - 4.3m

x2 = xk - 0.6mx3 = xk

x4 = xk + 0.6mx5 = xk + 4.3m

Bảng giá trị tính toán momen do hoạt tải tại các mặt cắt

Bảng tổng hợp giá trị momen do hoạt tải tại các mặt cắt 2 TH

Vị trí xk M2tr(max)

M3tr(max) MtrtkMặt

Do tải trọng làn

Theo 3.6.1.2.4, tải trọng làn rải đều suốt chiều dài cầu và có độ lớn :

lan

q = 9,3 KN/m

Mômen do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt xác định bằng phương pháp đường ảnh hưởng: nhân giá trị của q lan với diện tích đường ảnh hưởng

Giá trị diện tích đường ảnh hưởng mômen tại các mặt cắt đặc trưng được tính sẵn ở trên

Dầm giữa và dầm biên M lan q lan.M = LN.ΩM = MLN

Bảng giá trị tính toán momen tải trọng làn tại các mặt

cắt

Mặtcắt (m) (m2) (KNm)

Do tải trọng người đi gây ra ở dầm biên

Ta xem dầm biên chịu toàn bộ tải trọng người đi

Vị trí xk ΩM MPLMặt

Hệ số xung kích IM = 25%

Momen do hoạt tải MLLg = m.gmgHL

(1+IM).Mtrtk+m.gmgLN.MLN Bảng giá trị momen hoạt tải tại các mặt cắt dầm giữa (đã nhân HSPBN)

Vị trí xk m.gmgH

L

m.gmgLN

Mtrtk MLN MLLgMặt

3.5.5.3 Lực cắt do hoạt tải HL93 và PL

Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gốiđến L tt/ 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng lực cắt của mặt cắt đó thể hiện trên hình:

Trong đó :

xk Khoảng cách từ gối đến mặt cắt đến xétykp Giá trị tung độ đường ảnh hưởng bên phải vị trí mặt cắt

xi Khoảng cách từ gối đến các trục bánh xeyVi Giá trị tung độ đường ảnh hưởng tại vị trí các trục bánh xe

+ Lực cắt tại mặt cắt xk

Mặtcắt (m) (m) (m) (m) (m)

cắt (m) (KN) (KN) (KN)

0 0.00 216.4 299.5 299.5

1 0.50 213.3 295.1 295.1

2 1.45 207.6 286.6 286.6

3 2.50 201.2 277.1 277.1

4 9.08 161.4 218.3 218.3

5 18.15 106.4 137.0 137.0

Do tải trọng làn

Lực cắt do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt đặc trưng xác định bằng phương pháp đường ảnh hưởng,nhân giá trị của q lan với diện tích dương (với các mặt cắt từ gối trái đến L tt/ 2)

Giá trị diện tích đường ảnh hưởng lực cắt phần diện tích dương tại các mặt cắt đặc trưng được tính sẵn

Do tải trọng người đi gây ra ở dầm biên

Xem như dầm biên chịu toàn bộ tải trọng người đi2

Tổ hợp lực cắt do hoạt tải (đã nhân hệ số phân bố ngang m.g)

 Dầm biên

Hệ số xung kích IM = 25%

Momen do hoạt tải

VLLb = m.gvbHL.(1+IM).Vtrtk + m.gvbLN.VLN + m.gvbPL.VPL

Bảng giá trị lực cắt hoạt tải tại các mặt cắt dầm

biên (đã nhân HSPBN)

Vị trí xk m.gvbHL m.gvbLN m.gmbPL Vtrtk VLN VPL VLLbMặt

Hệ số xung kích IM = 25%

Momen do hoạt tải VLLg = m.gvgHL

(1+IM).Vtrtk+m.gvgLN.VLN

Bảng giá trị lực cắt hoạt tải tại các mặt cắt dầm

giữa (đã nhân HSPBN)

Vị trí xk m.gvgH

L

m.gvgL

N Vtrtk VLN VLLgMặt

4 9.08 0.643 0.643 218.3 94.9 236.5

5 18.15 0.643 0.643 137.0 42.2 137.3

3.5.6 Tổ hợp tải trọng tại các mặt cắt đặc trưng:Các mặt cắt đặc trưng bao gồm

x1 = 0.50 m Mặt cắt cách gối 0.72h

Mặt cắt tại giữa nhịp x5 = 18.15 m

3.5.6.1 Tổ hợp nội lực theo các trạng thái giới hạn tại các mặt cắt dầm giữa

3.5.6.1.1 Tổ hợp mômen theo các trạng thái giới hạn tại các mặt cắt

Trạng thái giới hạn cường độ I

MuCD1g = η1.(1,75.MLLg+1,25.MDCg+1,5.MDWg)Trạng thái giới hạn sử dụng

5 8 4 2 8

4 9.08 2330.9 3768.3 486.7 9995.3 6585.8

5 18.15 3044.5 5024.4 648.9 13210.7 8717.73.5.6.1.2 Tổ hợp lực cắt theo các trạng thái giới hạn tại các mặt cắt

Trạng thái giới hạn cường độ I

Vị trí xk MLLb MDCb MDWb MuCD1b MuSDbMặt

3.6 Tính toán và bố trí cốt thép:

3.6.1 Tính toán diện tích cốt thép:

 Dùng loại tao có độ tự chùng thấp D ps 15, 2mm

tiêu chuẩn ASTM

A416M Grade 270

 Loại tao thép DƯL: tao thép có độ tự chùng thấp

 Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn: 9

1,86.10

pu

 Hệ số quy đổi ứng suất:  1 0,9

 Cấp của thép: 270

 Giới hạn chảy (TCN 5.9.4.4.1): f py 0,9.f pu 1,674.103MPa

 Ưùng suất trong thép DƯL khi kích (TCN 5.9.3.1):

 Môđun đàn hồi cáp: E p 197000MPa

 Bêtông dầm cấp: '

Chọn số tao cáp DƯL bố trí nc = 43 tao

Kiểm tra sơ bộ số cáp chọn nc ≥ n: Thỏa ĐK

Bố trí cốt thép DƯL tại mặt cắt ngang dầm

Số hàng cáp bố trí: Nhc = 5

3.6.2 Bố trí cốt thép theo phương dọc dầm

Để giảm ứng suất kéo đầu dầm nên sẽ thiết kếcác đoạn cáp không dính bám với bêtông bằng cách bọc cáp trong ống plastic hoặc ống cao su cứng Các cápđược ngăn không dính bám với bêtông có vị trí đối xứng với tim dầm.

Số tao thép dính bám tại các mặt cắt như sau:

Hàn

g Tên Tọa Số tao thép dính bám tại cácMC

cáp hàng cápđộ x0 x1 x2 x3 x4 x5

n

k n

chiều dài truyền lực

( ki = 0 tại vị trí bắt đầu dính bám; ki = 1 tại vị trí 60.Dps trở đi) K HSHC ứng suất cáp (K) xét đến chiều dài truyền lực tại các MC

K  b h  b b h h  n A C

Khoảng cách từ trọng tâm đến mép dưới:

x x bg

K  b h  b b h h  n A C

x x bg

KC từ trọng tâm TD chưa LH đến đáy dầm

3.7.1 Bề rộng bản cánh dầm

3.7.1.1 Bề rộng bản cánh hữu hiệu (TCN 4.6.2.6)

3.7.1.1.1 Đối với dầm giữa

Bề rộng cánh hữu hiệu là giá trị nhỏ nhất của 3 giá trị sau

- 1/4 chiều dài tính toán của nhịp Bban1

Bề rộng bản hữu hiệu bhhg = Min(Bban1,Bban2,Bban3)

Vị trí xk bw bt Bban1 Bban2 Bban3 bhhg

3.7.1.1.2 Đối với dầm biên

Bề rộng cánh hữu hiệu là giá trị nhỏ nhất của 3 giá trị sau

- 1/8 chiều dài tính toán của nhịp Bban1

3.7.1.2 Bề rộng bản cánh quy đổi

Môđun đàn hồi của bê tông bản Ecb =

Đặc trưng học mặt cắt dầm tính toán là:

Dầm dọc giữa

Chiều dày bản mặt cầu hf = 20/100 = 0.20 m

Khoảng cách từ trọng tâm bản tới thớ dưới

ybm =hf / 2 + H' ( Tại gối đến khấc )

= hf / 2 + H ( Các vị trí còn lại )

Diện tích phần bản mặt cầu Abm = hf bqd

Momen quán tính của bản đối với TTH bản

3.8 Tính toán các mất mát dự ứng suất:

Tổng mất mát ứng suất (đối với DƯL kéo trước):

 mất mát ứng suất do tự chùng của cốt thép

trong giai đoạn thi côngMPa

2:

pR

f

 mất mát ứng suất do tự chùng của cốt thép

trong giai đoạn khai thácMPa

3.8.1 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

∆fpES = Ep.fcgp/EciMôđun đàn hồi của thép DƯL Ep =

fcgp = -Fi/Ag -Fi.eg2/ Ig+MDCdc.eg / Ig

Độ lệch tâm eg = Ybg - Cps

Lực căng trước của cáp Fi = Aps.fpi

US ban đầu trong cáp ở cuối giai đoạn căng

fpi = Ki.fpj-∆fpES-∆fpR1

Us ban đầu trong cáp ở đầu kích

fpj = 0,75.fpu : Do tao cáp có độ tự chùng thấp

= 1395 MPa

Mất mát do chùng cốt thép lúc truyền lực

∆fpR1 = log(24.t).(fpi/fpy-0.55).fpi/40Trong đó :

Giới hạn chảy (TCN 5.9.4.4.1) fpy = 1674 MPa

Thời gian từ lúc căng đến lúc cắt cáp t = 4 ngày

- Cường độ chịu nén của Bêtông đủ 28 ngày:

c

Mất mát ứng suất do nén đàn hồi và chùng

nhão trong giai đoạn truyền lực tại các vị trí dầm là

khác nhau Vì vậy ta chỉ xét tại 1 mặt cắt tượng trưng, ởđây ta chọn mặt cắt giữa nhịp.

Tĩnh tải tác dụng lên giai đoạn này chỉ có trọng bản thân dầm chủ Giá trị mômen ở giai đoạn này tại mặt cắt giữa nhịp là: M = 3043 KN.mg

(Thông thường ta lấy f pj 0,74.f pu, nhưng trong vòng

lặp đầu tiên ta xem như 4% rơi vào mất mát f pES và f pR1,

14.1MPa