Nghiên cứu ảnh hưởng của tải trọng xung, nhiệt đến độ bền của ống phóng composite cốt sợi sử dụng trong các tổ hợp phóng loạt

THÔNG TIN TÓM TẮT VỀ NHỮNG KẾT LUẬN MỚI
CỦA LUẬN ÁN TIẾN SĨ
Tên đề tài: “Nghiên cứu ảnh hưởng của tải trọng xung, nhiệt đến độ bền của
ống phóng composite cốt sợi sử dụng trong các tổ hợp phóng loạt”.
Chuyên ngành: Cơ học kỹ thuật.
Mã số: 62 52 02 01.
Nghiên cứu sinh: Nguyễn Chiến Hạm
Người hướng dẫn:
1. GS-TS Nguyễn Xuân Anh- Học viện Kỹ thuật Quân sự
2. PGS-TS Nguyễn Lạc Hồng- Học viện Kỹ thuật Quân sự
Cơ sở đào tạo: Học viện Kỹ thuật Quân sự.
Những kết luận mới của luận án:
1. Luận án đã vận dụng cơ sở lý thuyết, cụ thể hóa bài toán dẫn nhiệt và nhiệt
đàn hồi tổng quát thông qua việc thiết lập mô hình toán học cho kết cấu đặc thù dạng
ống trụ bằng vật liệu không thuần nhất, dị hướng và chịu tải xung, nhiệt đồng thời, đối
xứng trục
. Mô hình toán học bài toán nhiệt đàn hồi trình bày trong luận án có tính đến
tải xung, nhiệt đồng thời cho phép ứng dụng để tính toán lý thuyết. Kết quả tính toán
được kiểm chứng bằng thực nghiệm.
Sai số giữa kết quả tính toán lý thuyết và kết quả
thực nghiệm < 8%.
2. Kết quả khảo sát độ bền cho thấy: So với khi chỉ xét tải trọng là áp suất khí
thuốc, độ bền của kết cấu ống phóng bằng vật liệu composite chịu tải xung, nhiệt
đồng thời giảm khoảng 36,5%. Trị số H
hill-tsai
giữa các lớp thay đổi đột ngột làm cho
dạng phá hủy của thành ống phóng không chỉ có xu hướng dãn nở nhựa và sợi mà có
thể bị tách lớp.
3. Tỷ lệ thể tích ψ=0,6 tải nhiệt tới hạn đạt giá trị lớn nhất (202
o
C). Kết quả này

cho phép áp dụng để xác định chế độ chịu tải hợp lý nhằm đảm bảo bền cho thành ống
phóng. Tỷ lệ thể tích giữa vật liệu cốt và vật liệu composite hợp lý nằm trong khoảng
0,4≤ψ≤ 0,7.
4. Quan hệ phụ thuộc của chỉ số độ bền vào phương đặt cốt và trật tự xếp lớp là
căn cứ để xác định phương án thiết kế kết cấu thành ống phóng:
- Góc đặt cốt và trật tự xếp lớp theo các phương án XL.2 và XL.3 tương ứng với
[30/-30/30/-30] và [15/-15/15/-15] có chỉ số H
hill-tsai
>1 và phân bố không đồng đều tại
tất cả các lớp. Trong thiết kế không nên chọn các phương án này.
- Các phương án XL.1, XL.4, XL.5 hoàn toàn thỏa mãn điều kiện bền nên chúng
cũng được khuyến khích lựa chọn khi thiết kế kết cấu thành ống phóng composite.
Phương án XL.5 ([45/-45/45/-45] có chỉ số độ bền nhỏ nhất, trong thiết kế được ưu
tiên sử dụng.

Hà Nội, ngày 21 tháng 10 năm 2007
T.M Tập thể hướng dẫn



GS-TS Nguyễn Xuân Anh
Nghiên cứu sinh



N
guyễn Chiến Hạm

MỞ ĐẦU
Tính cấp thiết của đề tài: Tổ hợp phóng loạt cơ động, gọn nhẹ là

một trong những trang bị vũ khí đã và đang được nghiên cứu hoàn thiện
theo định hướng phát triển và hiện đại hoá trang bị vũ khí cá nhân và đặc
chủng. Để loại vũ khí này đạt được các yêu cầu chiến, kỹ thuật đề ra thì
việc lựa chọn vật liệu composite chế tạo ống phóng là một trong các
hướng được quan tâm nghiên cứu. Phạm vi nghiên cứu lý thuyết về
composite theo hướng nghiên cứu cơ học các phần tử kết cấu làm bằng
vật liệu composite hiện nay đang trong giai đoạn tiếp tục phát triển và cụ
thể hóa. Trong tình hình đó và với mục tiêu giảm trọng lượng cho các tổ
hợp phóng loạt, ý tưởng sử dụng vật liệu composite để thay thế hoặc
thiết kế, chế tạo mới các ống phóng trong các tổ hợp phóng loạt là một
yêu cầu thực tế. Do vật liệu composite có cấu trúc không đồng nhất và dị
hướng, ống phóng làm việc trong điều kiện chịu tải xung, nhiệt phức tạp
nên việc xác định ứng xử cơ học của vật liệu, khả năng chịu tải và độ bền
của kết cấu trở thành vấn đề cần được triển khai nghiên cứu cơ bản và bổ
sung hoàn thiện. Đây là cơ sở để hình thành đề tài luận án: “Nghiên cứu
ảnh hưởng của tải trọng xung, nhiệt đến độ bền của ống phóng
composite cốt sợi sử dụng trong các tổ hợp phóng loạt”.
Mục tiêu của đề tài: Nhằm nghiên cứu cơ sở khoa học đánh giá
ảnh hưởng của tải trọng xung, nhiệt đến độ bền; xác định khả năng chịu
tải, đề xuất giải pháp kỹ thuật phục vụ cho thiết kế ống phóng composite.
Đối tượng nghiên cứu: Là các ống phóng bằng vật liệu composite cốt
sợi trong các tổ hợp phóng loạt làm việc theo nguyên lý vũ khí khí động.
Phạm vi nghiên cứu: Luận án giới hạn phạm vi nghiên cứu ảnh
h
ưởng của yếu tố tải trọng xung, nhiệt đến độ bền thành ống phóng khi
bắn.
Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài:
- Đề tài đề cập phương hướng cụ thể hóa một bước cơ sở lý thuyết
nhiệt đàn hồi tuyến tính ứng dụng cho kết cấu cụ thể dạng ống trụ bằng vật
liệu không thuần nhất, dị hướng và chịu tải xung, nhiệt đồng thời.

1
- Việc đưa tải xung, nhiệt đồng thời vào xây dựng mô hình toán
học bài toán nhiệt đàn hồi kết cấu thành ống phóng composite sẽ đảm
bảo tính sát thực và hợp lý của mô hình lý thuyết.
- Cung cấp cơ sở khoa học phục vụ công tác thiết kế theo hướng
ứng dụng vật liệu mới cho hệ thống vũ khí cá nhân và đặc chủng. Đây là
hướng nghiên cứu thực tế, phù hợp với chương trình cải tiến, hiện đại
hóa trang bị vũ khí của Quân đội hiện nay.
Luận án bao gồm phần mở đầu, năm chương thuyết minh, phần kết
luận, các công trình công bố của tác giả, tài liệu tham khảo và phụ lục.
Chương 1
TỔNG QUAN VỀ ỐNG PHÓNG TRONG TỔ HỢP PHÓNG LOẠT
VÀ BÀI TOÁN NHIỆT ĐÀN HỒI THÀNH ỐNG PHÓNG
CHỊU TẢI XUNG, NHIỆT
1.1. Tổng quan về ống phóng trong các tổ hợp phóng loạt làm
việc theo nguyên lý vũ khí khí động.




2 3 4
6
5
1
Hình 1.1: Sơ đồ nguyên lý vũ khí khí động: 1- Mồi lửa điện; 2- Buồng cao áp; 3-
Lỗ phụt; 4- Buồng thấp áp; 5- Đạn; 6- Ống phóng.
Trong phần này luận án đã nghiên cứu tổng quan hai nội dung
chính: Thứ nhất: Phân tích nguyên lý hoạt động của các tổ hợp phóng loạt
thiết kế dựa trên nguyên lý vũ khí khí động (hình 1.1). Thứ hai: Phân tích

hướng nghiên cứu thay thế các ống phóng kim loại truyền thống bằng ống
phóng composite nhằm giảm trọng lượng toàn tổ hợp, tăng khả năng cơ
động và điều khiển hỏa lực, đáp ứng tốt hơn các yêu cầu chiến, kỹ thuật đề
ra khi thiết kế và có lợi hơn trong bảo quản, sử dụng.

1.2. Tổng quan về các nội dung nghiên cứu liên quan.

2
Luận án đã triển khai giải bài toán nhiệt thuật phóng của vũ khí
khí động. Theo đó, hệ phương trình vi phân mô tả quá trình nhiệt động
xảy ra trong buồng cao áp và thấp áp của hệ vũ khí khí động có dạng:

()
() ( )
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪

⎪
⎪
⎪
⎨
⎧
+ω−
ηω
=
−−−−
ηψω
=
=
τ
ϕ
=
τ
ϕ
=
τ
=
τ
−−=
)g1.1(
S.l.η.αw
f.T
p
)f1.1(
ηψ.ωαψ1
δ
ω

w
) (.f.T
p
(1.1e)v
d
dl
)d1.1(
.m
S.p
d
dv
)c1.1(
f.τω.
.p.S.K
d
dη
)b1.1(p.
I
χ.σ
d
dψ
)a1.1(.ψ1χ4.χχ.σ
ktot
kt
t
kctcoc
kcc
c
đ
đ

đ
tđ
c
cth02
k
c
k
tc
c
2
t
(1.1)
() ()
()
⎪
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎪
⎨
⎧
τ
−
τ
−
=
τ
−

τ
−+
τ
−
=
τ
)b5.1(
η
d
dv
.
v
v
2.
d
dψ
.Tk.T
d
dT
)a5.1(
ηψ
d
dη
Tk1
d
dψ
.T1
d
dT
k

đ
2
gh
đc
tc
t
kc
k
c
c
c
c
(1.5)
Bằng thuật toán Runge-Kutta 4, có thể tìm được nghiệm số của hệ
n
hờ công cụ máy tính, trong đó quy luật biến thiên của áp suất và nhiệt
độ khí thuốc trong buồng cao áp và thấp áp đã được chỉ ra trên hình 1.2.

3
0 0.005 0.01 0.015
0
1
2
3
4
5
x 10
7
Ap suat (MPa)
Thoi gian [Giay]

Ap suat khi thuoc trong
buong cao ap va thap ap
0 0.005 0.01 0.015
400
600
800
1000
1200
1400
Nhiet do khi thuoc trong
buong cao ap va thap ap
Thoi gian [giay]
Nhi et do ( oK)
Cao ap
Thap ap
Cao ap
Thap ap

Hình 1.2: Đồ thị áp suất và nhiệt độ khí thuốc trong buồng cao áp và thấp áp
Xung áp và nhiệt độ của khí thuốc ở đây chính là hai thành phần tải
trọng tác dụng trực tiếp lên thành ống phóng khi bắn. Giá trị của chúng là
cơ sở tiền đề để triển khai các nội dung tiếp theo của luận án.
Tiếp theo, luận án đã phân tích hai bài toán liên quan trong mục
(1.2.2) và (1.2.3) từ đó rút ra một số nhận định:
Thứ nhất: Bài toán bền
đàn hồi thành nòng súng pháo đã từng được giải quyết trong điều kiện vật
liệu làm nòng là vật liệu đồng nhất và đẳng hướng. Khi tính đến hiệu ứng
nhiệt có thể chấp nhận giả thiết gradient của ứng suất nhiệt trùng với
gradient ứng suất do tải xung áp của khí thuốc khi xác định trường ứng
suất tổng.

Thứ hai: Phương án thay vật liệu nòng làm xuất hiện vấn đề về
ứng xử cơ học của vật liệu thay thế nên phương án này bao giờ cũng đi
liền với việc thiết lập lại bài toán bền đàn hồi trong điều kiện mới.

Trong phần (1.2.4) luận án tập trung phân tích một số công trình
nghiên cứu về cơ học vật liệu composite có liên quan của các tác giả nước
ngoài và trong nước như:
Daugherty trong [45] đã chỉ ra trong vật liệu
compsite mà ở đó hệ số dãn nở nhiệt theo hướng chiều dày của vật liệu lớn
hơn so với hướng đặt cốt nên cần thiết phải xét đến vấn đề dãn nở nhiệt trong
thành vỏ mỏng. Trong [72],
Schipper đã triển khai thiết lập phương trình cơ
bản cho vỏ dầy vật liệu trực hướng có xét đồng thời tải trọng và nhiệt độ
nhưng không đưa ra phương pháp giải cụ thể.
Zukas trong [74] chỉ rõ tầm
quan trọng của hai nhân tố biến dạng, hiệu ứng nhiệt và sự cần thiết phải
đưa chúng vào để xem xét khi tính toán vỏ composite vv… Qua đây nhận
thấy: Các công trình nghiên cứu về cơ học vật liệu composite tập trung vào ba
hướng nghiên cứu chính:
Hướng thứ nhất: Nghiên cứu cơ học môi trường có

4
cấu trúc hợp thành không thuần nhất và dị hướng.
Hướng thứ hai: Nghiên cứu
thực nghiệm về công nghệ chế tạo vật liệu và các kết cấu composite.
Hướng
thứ ba:
Nghiên cứu cơ học các phần tử kết cấu bằng vật liệu composite.
Luận án đặt vấn đề tiếp cận cơ sở lý thuyết cơ học vật liệu composite
theo hướng thứ ba,

ứng dụng cho một dạng kết cấu cụ thể dạng ống trụ bằng
vật liệu không thuần nhất, dị hướng và chịu tải xung, nhiệt đồng thời.
ướng
1.3. Phương h
nghiên cứu ảnh hưởng của tải trọng xung,
nhiệt đến độ bền của ống phóng composite.
Từ kết quả phân tích những vấn đề liên quan trong mục (1.2) áp
dụng cho dạng kết cấu được giới thiệu tổng quan trong (1.1) luận án đã đưa
ra một số nhận định ban đầu: Xuất phát điểm của bài toán nhiệt đàn hồi nói
chung được xác định từ việc nghiên cứu quá trình biến dạng nhiệt đàn hồi
của kết cấu khi chịu tác dụng đồng thời của tải trọng ngoài và sự phân bố
nhiệt không đều. Có thể giải quyết vấn đề phức tạp về mặt toán học bằng
giải pháp đưa bài toán nhiệt đàn hồi tổng quát về bài toán nhiệt đàn hồi tựa
tĩnh học khi
không tính tới các số hạng liên quan đến cơ học trong phương
trình dẫn nhiệt và số hạng quán tính trong các phương trình cân bằng
.
Trên cơ sở đó, luận án xác định phương hướng và các nội dung nghiên cứu
chính đó là: Giải quyết bài toán xác định trường nhiệt thành ống phóng làm
tiền đề cho việc đặt và giải bài toán nhiệt đàn hồi trong môi trường vật liệu
không thuần nhất và dị hướng, từ đó có cơ sở để xác định quy luật ảnh
hưởng của tải trọng xung, nhiệt đến độ bền ống phóng
.
Kết luận chương 1:
1. Kết quả bài toán nhiệt thuật phóng BT-0 cho thấy giá trị lớn
nhất của áp suất khí thuốc trong buồng cao áp
p
cmax
(p
cmax

=4,862x107
Pa) lớn hơn 3,536
so với giá trị lớn nhất của áp suất khí thuốc trong
buồng thấp áp p
tmax
.

Đây là ưu điểm nổi bật của kết cấu ống phóng làm
việc theo nguyên lý vũ khí khí động vì theo đó đã làm giảm đáng kể tải
trọng áp suất tác dụng lên thành ống phóng. Về mặt năng lượng, áp suất
khí thuốc trong buồng thấp áp p
t
có dạng xung áp.

5
2. Nhiệt độ khí thuốc trong buồng thấp áp đạt giá trị lớn nhất tại vị
trí 0,035 m theo quãng đường chuyển động của đạn. Đây là thành phần
tải trọng tác dụng trực tiếp có khả năng ảnh hưởng lớn đến độ bền của
thành ống phóng.
3. Kết quả nghiên cứu tổng quan bài toán nhiệt đàn hồi đã cho
phép xác định phương hướng cụ thể hóa một bước các cơ sở lý thuyết
đàn hồi, nhiệt đàn hồi
ứng dụng cho một kết cấu không thuần nhất, dị
hướng và chịu tải xung, nhiệt đồng thời.
Chương 2
TR¦êNG NHIÖT THμNH èNG PHãNG COMPOSITE
CèT SîI TRONG C¸C Tæ HîP PHãNG LO¹T
2.1. Mô hình vật lý ống phóng chịu tải nhiệt khi bắn.
Trong phần này, luận án phân tích mô hình vật lý của ống phóng
composite chịu tải nhiệt khi bắn và nêu ra một số đặc điểm của mô hình:

Kết cấu thành ống phóng được cấu tạo bởi nhiều lớp vật liệu composite
không đồng nhất và dị hướng. Nhiệt độ khí thuốc trong lòng ống phóng
biến thiên theo thời gian, thành ống phóng làm việc ở chế độ phụ tải thay
đổi. Mặt trong thành ống phóng có sự trao đổi nhiệt với khí thuốc, mặt
ngoài cùng có sự tỏa nhiệt với không khí bao quanh (
hình 2.1).






h
r
t
r
n
t
t
r
r
n
h
α
kh
T
kh
α
kk
T

kk
Q
l
Hình 2.1: Mô hình ống phóng composite chịu tải nhiệt của khí thuốc.

6
2.2. Quá trình dẫn nhiệt qua thành ống phóng composite,
phương trình vi phân dẫn nhiệt.
2.2.1. Quá trình dẫn nhiệt qua
thành ống phóng composite:
Luận án
đã phân tích bản chất của sự làm nóng
thành ống phóng được quy ước bởi
tác dụng nhiệt của khí thuốc có nhiệt
độ cao trong thời gian chuyển động
của đạn trong lòng ống phóng. Do
tính dị hướng của vật liệu, môi trường
dẫn nhiệt qua thành ống được đặc
trưng bởi hệ số dẫn nhiệt được phân
bố theo các phương khác nhau phụ
thuộc vào phương của sợi hay phương chính của lớp vật liệu. Trường
nhiệt trong thành ống phóng là trường nhiệt không dừng, hai chiều
ox và
oz (hình 2.2).
Hình 2.2: Mô hình quá trình dẫn
nhiệt qua thành ống phóng
α
kk
T
kk

α
kh
T
kh
T
n
T
t
q
x
λ
1
,
0
x
z
r
t
r
r
n
q
z
λ
2
λ
3
λ
4
2.2.2. Phương trình vi phân dẫn

nhiệt qua thành ống phóng:
Xét phân tố
trên một lớp thứ
k trên thành ống và đặt
trong toạ độ
oxyz (hình 2.4). Các lớp thành
ống phóng có hệ số dẫn nhiệt phụ thuộc
vào hướng dẫn nhiệt và là một tenxơ bậc
hai. Khi đó véc tơ mật độ dòng nhiệt
z
x
dq
x+dx
dq
x
0
dz
dx
dy
dq
z+dz
dq
z
dq
y+dy
dq
y
y
Hình 2.4: Phân tố lớp ống
p

hón
g
và h
ệ
t
ọ
a đ
ộ
khảo sát
Hình 2.5: Phân bố trị số hệ
số dẫn nhiệt
q
η
q
q
ξ
x
η
ξ

z
0
β

q
r
và
gradient nhiệt g
radT không cùng nằm trên
một đường thẳng và nếu đặt hệ tọa độ (

ξ,
η) trùng với trục chính của hệ số dẫn nhiệt
(
hình 2.5) thì mật độ dòng nhiệt dẫn qua
lớp composite là do hai phân lượng mật độ
dòng nhiệt
q
ξ
và q
η
hợp thành. Phân lượng
mật độ dòng nhiệt theo phương
ox và
phương
oz sẽ là:

7
(
)
()
()
()
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
∂
∂
ββλ−λ−

∂
∂
βλ+βλ−=
∂
∂
ββλ−λ−
∂
∂
βλ+βλ−=
ηξηξ
ηξηξ
x
T
sincos
z
T
.cos.sin.q
z
T
sincos
x
T
.sin.cos.q
22
z
22
x
(2.7)
Phương trình vi phân dẫn nhiệt hai chiều qua thành ống phóng:

zx
T
.2sin).(
z
T
).cos.sin.(
x
T
).sin.cos.(
T
.c
2
2
2
22
2
2
22
∂∂
∂
βλ−λ+
+
∂
∂
βλ+βλ+
∂
∂
βλ+βλ=
τ∂
∂

ρ
ηξ
ηξηξ
(2.8)
Nhận thấy, quan hệ giữa (
λ
ξ
, λ
η
) theo hệ trục chính của hệ số dẫn
nhiệt và (
λ
x
, λ
z
) trong hệ trục hình học của mô hình ống phóng như sau:
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
βλ+βλλ
βλ+βλλ
ηξ
ηξ
cos.sin.=
sin.cos.=
22
z
22

x

Phương trình (2.8) được viết lại:
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂∂
∂
β
β−β
λ−λ
+
∂
∂
λ+
∂
∂
λ
ρ
=
τ∂
∂
zx
T
2

.2sin
2
sin
2
cos
zx
2
z
T
2
z
2
x
T
2
x
c
1T
(2.9)
Có thể nhận thấy, khi
β=0
0
hoặc β=90
0
thì phương trình vi phân
dẫn nhiệt không dừng qua lớp composite tồn tại ở dạng:
⎟
⎟
⎠
⎞

⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
λ+
∂
∂
λ
ρ
=
τ∂
∂
2
2
z
2
2
x
z
T
x
T
c
1T
(2.10)
Phương trình vi phân dẫn nhiệt qua thành ống phóng của lớp thứ
k
có c=c

k
, ρ=ρ
k
và với x=x
k
, z=z
k
được viết lại như sau:
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∂
τ∂
λ+
∂
τ∂
λ
ρ
=
τ∂
τ∂
2
k
kkk
2
z
2

k
kkk
2
x
kk
kkk
z
),z,x(T
x
),z,x(T
c
1
),z,x(T
kk
(2.11)
2.2.3. Điều kiện đơn trị:
2.2.3.1. Điều kiện đầu: T(x, z, 0) = T
0
(2.12)
2.2.3.2. Các điều kiện biên:
- Điều kiện biên loại 3 tại mặt trong thành ống phóng:

8
)TT(n
z
T
n
x
T
n

T
tkhkhzxkh
w
kh
−α=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
∂
∂
λ≡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
λ
(2.13)
- Điều kiện biên loại 3 tại mặt ngoài thành ống phóng:

()

kknkkzxkk
n
kk
TTn
z
T
n
x
T
n
T
−α=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
∂
∂
λ≡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛

∂
∂
λ
(2.14)
- Điều kiện biên loại 4 tại các mặt tiếp xúc giữa các lớp:
1k
1k1k
k
kk
w
zzxx
w
zzxx
n
z
T
n
x
T
n
z
T
n
x
T
+
++
⎟
⎠
⎞

⎜
⎝
⎛
∂
∂
λ+
∂
∂
λ=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
λ+
∂
∂
λ
(2.15)
2.3. Hệ số dẫn nhiệt của vật liệu composite:

Hệ số dẫn nhiệt của vật liệu composite được xác định thông qua
hệ số dẫn nhiệt của các vật liệu thành phần và tỷ lệ thể tích giữa chúng:
⎪
⎩
⎪
⎨

⎧
λ
+
λ
=
λ
−λ+λ=λ
η
ξ
n
n
c
c
cncc
V
V
1
)V1(V
(2.16)
Mối liên hệ của hệ số dẫn nhiệt với nhiệt độ trong phạm vi nhiệt độ
không lớn có thể lấy xấp xỉ bằng hàm tuyến tính:
= (1 + .T); =
λ
ξ
λ
ξ0
β λ
η
λ
η0

(1 + .T) (2.17) β
2.4. Quá trình tỏa nhiệt từ khí thuốc vào bề mặt thành ống
phóng, hệ số tỏa nhiệt.
Giá trị trung bình của hệ số tỏa nhiệt được trình bày dưới dạng
phương trình đồng dạng:
(
)
(
)
2,0
kh
8,0
kh
2,0
kh
8,0
kh
8,0
khkh
kh
kh
d
V.p
.A
d
V.p
)f.(
021,0)x(
α
=⋅

μ
λ
⋅=α
(2.21)


Kết quả bài toán nhiệt thuật phóng BT-0, xác định: v
đ
(





Tính giá trị trung bình bằng phương pháp Simson tổng quát:
()
τττ
τ
=
∫
τ
d).(u.)(p
)x(
1
V.p
x
)x(
0
t
cd

cđ,x
kh
t
cđ

τ
), p
t
(
τ
), p
t
(x),
T
Tính các giá trị:
)(
x
).(v)(u
đ
đx
τ
τ=τ
;
l
∫
τ
τ
τ
=
)x(

0
kh
cđ
kh
đ
d.T
)x(
1
T

9









2.5. Sự tỏa nhiệt trên bề mặt ngoài của ống phóng, hệ số tỏa nhiệt.

Hệ số tỏa nhiệt đối lưu
α
kk
ở mặt ngoài của ống phóng:
25,0
kkn
2
kk

3
nkk
n
kk
kk
T.
d.g
d
.46,0
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
Δ
ν
βλ
=α
−
(2.29)
2.6. Phương pháp giải bài toán dẫn nhiệt qua thành ống phóng.
Trong phương pháp phần tử hữu hạn, vật thể thực liên tục được
thay thế bằng một số hữu hạn các phần tử rời rạc. Các đặc trưng cơ bản
của mỗi phần tử được mô tả dưới dạng ma trận độ cứng nhiệt. Nội dung
thuật toán được trình bày dưới dạng 3 lưu đồ dưới đây:
Bước 1: Xây dựng cấu trúc ma trận độ cứng nhiệt [K], { }. θ

Xây dựng mảng lưu địa chỉ các phần tử trên đường chéo chính NDS [N
eq
];
tính tổng số phần tử của ma trận độ cứng tổng quát cần lưu SKT [N
sk
y
]
Tạo mảng bậc tự do nút NDF
- Gọi thư viện phần tử IND=1
- Tính mảng bậc tự do phần tử ND từ hai mảng LNC và NDF
Xây dựng chiều cao cột CHT [N
e
q
]

10
- Khởi tạo ma trận độ cRứngR nhiệt SKT [NB
sky
B]
- Khởi tạo véc tơ tải nhiệt tổng quát P [N
B
e

q
B]


Hình 2.7: Lưu đồ thuật toán xây dựng cấu trúc ma trận độ cứng nhiệt
Bước 2: Xây dựng tính chất phần tử.










i =0
i+1
i<TSPT
- Gọi thư viện phần tử lần 2
- Tính:
ND, EKT, FT
Gửi: EHT→KTQ; FT→P
Đ
S
Tính:M[ T
&
]+[K].{T}={P}
Hình 2.8: Lưu đồ thuật toán xây dựng tính chất phần tử
Bước 3: Tính nhiệt độ tại nút.

i=0
i=i+1
i<TSPT
- Tính ND
i
- Tính {θ
i
}
Xuất kết quả nhiệt
độ tại các nút
Đ
S
Hình 2.9: Lưu đồ thuật toán tính nhiệt độ tại các nút.
2.7. Tính toán ứng dụng trường nhiệt thành ống phóng.

11
Kết quả tính toán nhận được trường nhiệt thành ống phóng tại các
tiết diện dọc trục ống phóng và biến thiên theo thời gian
τ (hình 2.15).
Các kết quả chi tiết được trình bày trong phần (2.7) của luận án.
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

0
50
100
150
200
Nhiet do (o C)
Chieu day thanh ong phong (mm)
Bien thien truong nhiet theo chieu day
tai cac tiet dien dc truc ong phong


z=0,035 (m)
z=0,000 (m)
z=0,150 (m)
z=0,300 (m)
z=0,450 (m)
z=0,600 (m)
z=0,750 (m)
0 1 2 3 4
20
45
70
95
120
145
170
195
210
Nhiet do (oC)
Chieu day thanh ong phong (mm)

tg=0,002 (s)
tg=0,004 (s)
tg=0,006 (s)
tg=0,008 (s)
tg=0,010 (s)
tg=0,012 (s)
tg=0,014 (s)
tg=0,016 (s)
tg=0,018 (s)
tg=0,020 (s)

Hình 2.15: Đồ thị trường nhiệt thành ống phóng biến thiên theo chiều dầy thành
tại các tiết diện dọc trục và theo thời gian tác dụng của khí thuốc 0,02 giây
Kết luận chương 2:

1. Các lớp thành ống phóng là lớp vật liệu dị hướng, hệ số dẫn
nhiệt phụ thuộc một cách rõ rệt vào hướng dẫn nhiệt và là một tenxơ bậc
hai. Phương trình vi phân dẫn nhiệt đối với vật liệu dị hướng xuất hiện
các hệ số dẫn nhiệt theo phương ox (
λ
x
) và theo phương oz (
λ
z
).
2. Quy luật biến thiên nhiệt độ trên thành ống phóng phụ thuộc
vào ba yếu tố, đó là: hệ số tỏa nhiệt trung bình giữa khí thuốc với bề mặt
trong thành ống

kh
α
, thời gian tác dụng nhiệt của khí thuốc lên thành
ống τ, nhiệt độ trung bình khí thuốc
kh
T
và hệ số dẫn nhiệt của vật liệu
thành ống
λ
x
và
λ
z
.
3. Trong thời gian tác dụng, nhiệt độ khí thuốc giảm dần theo
chiều dọc trục. Điều này làm cho nhiệt độ mặt trong thành ống phóng tại
các tiết diện khác nhau có sự phân bố không đều theo phương hướng
kính. Kết quả này là phù hợp vì tại những vị trí này, khi dòng khí có
nhiệt độ cao (>201
o
C) và hệ số tỏa nhiệt lớn thì nhiệt độ thành ống tại
đó thay đổi với tốc độ lớn hơn.

12
4. Phân tích trường nhiệt thành ống phóng bằng phương pháp phần
tử hữu hạn được lập trình trên máy tính bởi Matlab 7.0 và ANSYS 9.0 cho
biết nhiệt độ tại các nút trên kết cấu phần tử thành ống phóng.
Chương 3
TR¦êNG øNG SUÊT Vμ BIÕN D¹NG THμNH
èNG PHãNG COMPOSITE CHÞU T¶I XUNG NHIÖT

3.1. Mô hình vật lý thành ống phóng chịu tải xung, nhiệt.






Hình 3.1: Mô hình vật lý ống phóng composite chịu tải xung, nhiệt.
P
,

P
,

d
t
d
n
p
t
, T
p
t
, T
p
t
,T
l
Mô hình thành ống phóng đặc trưng bởi các thông số hình học và
thuộc tính cơ lý của các lớp composite làm ống phóng. Thành ống phóng

gồm nhiều lớp composite, tính chất vật liệu mỗi lớp được xét như lớp vật
liệu trực hướng.
3.2. Phương pháp thuần nhất hóa vật liệu composite:
Về bản chất, nghiên cứu bài toán nhiệt đàn hồi của kết cấu ống
phóng composite khác với các bài toán tương tự trong lý thuyết đàn hồi
với các vật liệu đồng nhất và đẳng hướng.
Ở đây sẽ gặp bài toán nhiệt
đàn hồi đối với vật liệu thành ống phóng là vật liệu không đồng nhất và
dị hướng. Do vậy, trước khi triển khai bài toán cần phải mô hình hóa kết
cấu ống phóng không thuần nhất thành một kết cấu có vật liệu thuần nhất
nhưng dị hướng, sau đó mọi tính toán tiếp theo sẽ được thực hiện trên
môi trường thuần nhất tương đương này. Mục đích cơ bản của bài toán
đặt ra cho cơ học vi mô là tính các mô đun hiệu quả của các vật liệu
compsite đồng phương, vật liệu này thường đóng vai trò một lớp trong
vật liệu compsite lớp. Việc tính toán này cho phép thực hiện các bước

13
nghiên cứu tiếp theo, trong đó các biến số cơ bản là các đại lượng được
trung bình hoá theo phần tử khối đại diện σ
ij
và ε
kl
. Khi đó vật liệu không
đồng nhất trong thực tế được xem như là vật rắn đồng nhất và dị hướng
được đặc trưng bởi các mô đun hiệu quả:

(
)
()
[]

()( )
()
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎨
⎧
ν
=ν=ν
νψ−+νψ=ν=ν
ψ−+ψ
==
ν−νψ−ψ−ψ−+ψ
==
ψ−+ψ=
1
212
2321
nc1312
cn
nc
1312

2
nccncn1
1nc
32
nc1
E
E.
).1(.
G1G
GG
GG
EE1E1EE
EEE
EE
E1E.E
(3.13)
3.3. Hệ phương trình vi phân cơ bản bài toán nhiệt đàn hồi
thành ống phóng composite chịu tải xung, nhiệt.
Nếu đặt mô hình ống phóng trong bài toán đàn hồi thông thường,
tức là chỉ xét tới tác tác dụng của áp lực khí thuốc lên thành ống thì chỉ
có các lực mặt và thường không có lực khối. Các lực mặt tác dụng lên
phân tố theo phương pháp tuyến của các mặt (thường là áp lực khí
thuốc), đặt tại trung tâm của các bề mặt phân tố và là tích của ứng suất
với diện tích bề mặt. Nhưng khi có xét tới hiệu ứng nhiệt trong trạng thái
chịu tải xung, nhiệt đồng thời thì các thành phần lực mặt tăng thêm một
lượng nhất định và xuất hiện lực khối. Như vậy, lực mặt trong bài toán
nhiệt đàn hồi sẽ bao gồm hai thành phần ứng suất do tải trọng xung áp
khí thuốc và ứng suất nhiệt tạo thành. Ngoài ra,
thành phần lực khối xuất
hiện trong phương trình vi phân cân bằng phân tố một cách độc lập do

trường nhiệt thành ống phóng tạo ra. Theo [33], thành phần lực khối do
tác dụng nhiệt lên thành ống được xác định bằng biểu thức:
)gradT.(.
21
E
T
ii
ij
i
*
i
α
ν−
= ; (i, j=1, 2, 3) (3.19)
Do tải trọng áp suất và nhiệt độ khí thuốc phân bố đều theo chu vi
tiết diện nên bài toán có đặc trưng của mô hình đối xứng trục. Thành

14
phần chuyển vị v=0, còn hai thành phần chuyển vị u và w không phụ
thuộc tọa độ góc θ. Theo định luật đối ứng về ứng suất tiếp, các ứng suất
tiếp: τ
θz
= τ
zθ
= τ
θr
= τ
rθ
= 0; chỉ có: τ
zr

=τ
rz
≠0. Khi đó, các phương trình
cân bằng, phương trình cơ bản của bài toán đối xứng trục trong hệ tọa độ
trụ có dạng đơn giản hơn:










σ
z
σ
z
+ dz
z
z
∂
σ∂

σ
r
+ dr
r
r

∂
σ∂

τ
rθ
+ dr
r
r
∂
τ
∂
θ

τ
rz
+ dr
r
z
r
∂
τ
∂

σ
θ
σ
θ
+ θ
θ∂
σ

∂
θ
d
σ
r
τ
θz
Hình 3.8: Trạng thái
ứng suất của phân tố trên lớp thành ống phóng
1) Các phương trình cân bằng:
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
∂
∂
α
ν−
=
τ
+
∂
σ∂
+
∂
τ∂
∂

∂
α
ν−
=
σ−σ
+
∂
τ∂
+
∂
σ∂
θ
θ
z
T

21
E
rzr
r
T

21
E
rzr
z
zr
zrzzrz
r
r

r
r
zrr
(3.27)
2) Các phương trình quan hệ giữa biến dạng và chuyển vị:
0;0;
r
w
z
u
;
z
w
;
r
u
;
r
u
zrrzzr
=γ=γ
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+

∂
∂
=γ
∂
∂
=ε=ε
∂
∂
=ε
θθθ
(3.28)
3) Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng:
τ
θr
τ
zr
+
dz
z
zr
∂
τ
∂

τ
zθ
+ θ
θ
∂
τ∂

θ
d
z

dr
r
dz
d
θ

z

15
⎪
⎪
⎭
⎪
⎪
⎬
⎫
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
Δα
Δα
+

⎪
⎪
⎭
⎪
⎪
⎬
⎫
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
τ
σ
σ
σ
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢

⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
ν
−
ν
−
ν
−
ν
−
ν
−
ν
−
=
⎪
⎪
⎭
⎪
⎪
⎬
⎫

⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
γ
ε
ε
ε
θ
θθ
θ
θ
θθ
θ
θ
0
T.
0
T.
G
1
000
0
E
1
EE
0

EE
1
E
0
EEE
1
zz
rr
rz
z
r
rz
zz
z
z
r
z
zr
r
r
r
rz
r
rz
z
r
(3.30)
4) Phương trình tương thích biến dạng được viết cho ứng suất: Từ
quan hệ hình học giữa các đại lượng ứng suất trên hai hệ tọa độ ta có:
⎪

⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
θτ=τ
θτ=τ
θσ+θσ=σ
θσ+θσ=σ
θ
θ
sin.
cos.
cos.sin.
sin.cos.
zrzy
zrzx
22
ry
22
rx
(3.33)
3.4. Tính toán ứng dụng trường ứng suất, biến dạng.
Kết quả bài toán nhiệt đàn hồi tĩnh học thành ống phóng là các
trường ứng suất, biến dạng tại mọi điểm trong không gian thành ống và tại
từng thời điểm τ t
ương ứng với thời gian mà trường nhiệt độ biến thiên.

Bảng 3.7: Trường ứng suất

σ
r
,
σ
θ
,
σ
z
và
τ
rz
tại z=0,035 m và
τ
=0,002s.
Chiều dầy thành
ống phóng (mm)
σ
θ
(MPa)
σ
r
(MPa)
σ
z
(MPa)
τ
rz
(MPa)
0,0 755,3571 -250,0000 57,2545 0,0000
0,8 545,2622 -220,7361 57,2545 8,6110

1,6 457,4554 -173,9987 56,2545 9,9991
2,4 409,6252 -138,2552 55,2545 9,9984
3,2 382,8746 -91,5273 54,2545 7,6075
4,0 351,2755 0,0000 54,2545 0,0000

16
0 1 2 3 4
100
200
300
400
500
600
700
800
Phan bo ung suat Sicma-teta
Chieu day thanh ong phong (mm)
Si c ma-teta (MPa )
0 1 2 3 4
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
Phan bo ung suat Sicma-r
Chieu day thanh ong phong (mm)
Si c ma-r (MPa)
0,002 (s)

0,004 (s)
0,006 (s)
0,008 (s)
0,010 (s)
0,012 (s)
0,014 (s)
0,016 (s)
0,018 (s)
0,020 (s)
Sau 0,002 (s)
Sau 0,02 (s)
Sau 0,002 (s)
Sau 0,02 (s)

Hình 3.14: Phân bố trường ứng suất theo chiều dày thành ống phóng sau thời
gian tác dụng xung, nhiệt của khí thuốc
Kết luận chương 3: Phân tích kết quả trường ứng suất, biến dạng
trên thành ống composite chịu tải xung, nhiệt nhận thấy:
1. Trong mô hình toán học bài toán nhiệt đàn hồi tuyến tính thành
ống phóng composite, các phương trình biểu diễn quan hệ giữa ứng suất
và biến dạng đều xuất hiện các hằng số đàn hồi, các mô đun trượt, hệ số
Poat-xông của vật liệu dị hướng. Ngoài ra,
phương trình cân bằng,
phương trình tương thích biến dạng có xét tới hiệu ứng nhiệt trở thành
các phương trình vi phân đạo hàm riêng không thuần nhất.
2. Khi có xét tới hiệu ứng nhiệt, thành phần ứng suất σ
θ
phân bố
tập trung và đạt giá trị lớn nhất ở mặt trong cùng sau đó giảm nhanh; có
bước nhảy và tại mặt ngoài có trị số nhỏ hơn đến 10 lần so với giá trị đó

ở lớp trong cùng. Giá trị của
σ
r
phân bố lớn nhất ở mặt trong thành ống
phóng. So với khi không xét tới hiệu ứng nhiệt, giá trị các thành phần
ứng suất đều lớn hơn đáng kể. Quy luật phân bố trường ứng suất thành
ống phóng trên các lớp thành ống dọc theo chiều dài ống phóng sau thời
gian tác dụng xung, nhiệt của khí thuốc có quy luật giảm tuyến tính.
3. Kết quả tính toán ứng dụng trường biến dạng cho thấy rõ ràng
quy luật phụ thuộc của biến dạng vào trường nhiệt độ T(r, z,
τ) tại điểm
bất kỳ của từng lớp trong kết cấu. Khi có xét tới hiệu ứng nhiệt quy luật
biến thiên của các thành phần biến dạng đồng nhất với quy luật biến
thiên của các thành phần ứng suất.
Chương 4

17
NGHIÊN CứU THựC NGHIệM V ĐáNH GIá KếT QUả
TíNH TOáN TRƯờNG ứNG SUấT, BIếN DạNG
4.1. Mc ớch, ni dung, phng phỏp tin hnh th nghim:
Mc ớch th nghim nhm xỏc nh quy lut ca chuyn v hng
kớnh u v hng trc w ti hai im c trng trờn mt ngoi thnh ng
phúng bin thiờn theo thi gian o.
T ú cú th so sỏnh s liu chuyn v
ti cỏc im cú c t kt qu th nghim vi s liu cú c t kt qu
tớnh toỏn lý thuyt
. õy l c s ỏnh giỏ sai s, nhn nh tin cy
ca kt qu tớnh toỏn, kim chng tớnh ỳng n ca mụ hỡnh toỏn hc ó
xõy dng.
Th nghim c tin hnh bng phng phỏp bn thc

nghim ti trng bn
. Ti mi v trớ (mi im xỏc nh trờn mt ngoi
thnh ng) t hai ten-zo theo hai phng vuụng gúc o chuyn v theo
phng hng kớnh
u v chuyn v theo hng trc w. Mt ten-zo t
vũng theo chu vi mt ngoi, cũn ten-zo kia t dc theo ng sinh ca
ng phúng.

4.2. ỏnh giỏ kt qu th nghim so vi tớnh toỏn lý thuyt.
0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
0
1
2
3
4
5
6
7
x 10
-3
Chuyen vi do duoc tai diem A
tren mat ngoai thanh ong phong
Chuyen vi[mm]
Thoi gian [Giay]
Chuyen vi (u)
Chuyen vi (w)
0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
0
1
2

3
4
5
6
7
x 10
-3
Chuyen vi u do duoc tai diem A
va duong hoi quy trung binh
Chuyen vi[mm]
Thoi gian [Giay]
Gia tri do dac
Gia tri hoi quy trung binh

Hỡnh 4.5:Chuyn v u v w thnh ng o c v ng hi quy trung bỡnh
Bng 4.1: Phõn tớch kt qu gia tớnh toỏn lý thuyt v thc nghim.
Thi
gian
(s)
Chuyn v mt
ngoi ti A (mm)
Giỏ tr hm hi
quy thc nghim
(mm)
Sai lch tuyt
i
(mm)
Sai lch tng
i
(%)

0,0000 0,000000 0,000000 0,000000 0,00
0,0150 0,004645 0,004273 0,000372 8,00
0,0300 0,004810 0,004690 0,000120 2,50
0,0375 0,004648 0,004419 0,000230 4,94
0,0450 0,002960 0,002782 0,000178 6,00

18







Hỡnh 4.11: Sai s gia kt qu tớnh toỏn lý thuyt, giỏ tr hi quy trung bỡnh v
kt qu thc nghim
Kt lun chng 4:

Sau khi phõn tớch, so sỏnh, ỏnh giỏ kt qu tớnh toỏn lý thuyt v
thc nghim, nhn thy:
1. Dng th ca cỏc ng cong hi quy trung bỡnh giỏ tr thc
nghim v th chuyn v tớnh toỏn thng nht v quy lut bin thiờn.
2. Khi tớnh sai s gia kt qu tớnh toỏn v kt qu thc nghim
ca hu ht cỏc trng hp kho sỏt u cho kt qu vi sai s trung
bỡnh nh hn 8%. Tham kho
[35] thy rng khi sai s tng i gia
thc nghim v lý thuyt < 10% thỡ kt qu tớnh toỏn lý thuyt c xỏc
nh l m bo chớnh xỏc cn thit.
3. Cú th khng nh mụ hỡnh tớnh toỏn lý thuyt khỏ phự hp vi
thc t. Kt qu tớnh toỏn trng ng sut, bin dng thnh ng phúng

theo mụ hỡnh ó thit lp trong chng 3 l tin cy, c s tip
tc phõn tớch, ỏnh giỏ ton din nh hng ca ti xung, nhit n
bn ng phúng c trin khai trong chng 5 ca lun ỏn.
Chng 5
KHảO SáT, ĐáNH GIá ảNH HƯởNG CủA TảI XUNG, NHIệT
ĐếN Độ BềN THNH ốNG PHóNG COMPOSITE
5.1. Tiờu chun bn vt liu composite:

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04 0.045
0
1
2
3
4
5
6
x 10
-3
Thoi gian (s)
Chuyen vi w (mm)
Thoi gian (s)Thoi gian (s)
ng lý thuyt
ng hi quy
ng thc nghim
0.015
0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04 0.045
-0.015
-0.01
-0.005
0

0.005
0.01
Sa
Sai so tuyet doi
i so
Thoi gian (s)

19
Trong vật liệu đẳng hướng, tiêu chuẩn bền của vật liệu được thể
hiện qua ứng suất chính. Với kết cấu ống phóng làm bằng vật liệu
composite độ bền vật liệu cùng các hằng số liên quan đến tính đàn hồi
của vật liệu phụ thuộc vào hướng sắp xếp của vật liệu. Giới hạn đàn hồi
của vật liệu composite thường gắn liền với quá trình phát sinh các vết
nứt vi mô gồm các phá hủy vi mô của nhựa, phá hủy sợi, tách liên kết
giữa sợi và nhựa vv… Trong thực tế, nhiều thuyết bền đánh giá giới hạn
bền của vật liệu dị hướng có điểm xuất phát là lý thuyết bền cho vật liệu
đẳng hướng. Các công trình của E.M Wu, Labossier, K.W Neale đã công
bố các kết quả thực nghiệm kiểm tra độ chính xác của các thuyết bền với
vật liệu composite. Theo đó, các thuyết bền ứng suất và biến dạng lớn
nhất quá đơn giản và không tính đến tác động qua lại giữa các đại lượng
giới hạn. Thuyết bền năng lượng (Hill-Tsai và Tsai-Wu) cho phép mô tả
chính xác hơn ứng xử thực của vật liệu composite. Với mục đích khảo
sát độ bền thành ống phóng composite chịu tải xung, nhiệt đồng thời
luận án sử dụng tiêu chuẩn bền cho vật liệu composite của Hill-Tsai
được giới thiệu trong [15] và [59].
5.2. Khảo sát độ bền thành ống phóng composite.
Khi ống phóng chịu tải xung, nhiệt của khí thuốc, với sự có mặt
của trường nhiệt, trường ứng suất biến thiên phức tạp. Chỉ số độ bền H
hsai
của lớp trong cùng có giá trị lớn nhất, tại vùng tiếp giáp giữa các lớp chỉ

số H
hill-tsai
tăng đột ngột sau đó giảm, đến lớp ngoài thì chỉ số H
hill-tsai
giảm
mạnh. Độ bền thành ống phóng thay đổi theo thời gian tác dụng nhiệt
của khí thuốc. Đây là kết quả của quá trình biến thiên trường nhiệt T(x,
z, τ) theo thời gian như đã được chỉ ra trong mục (2.7) của chương 2.


20

Hình 5.5: Đồ thị chỉ số H
hill-tsai
theo chiều dầy các lớp thành ống phóng biến
thiên theo thời gian tác dụng nhiệt của khí thuốc
5.3. Đánh giá ảnh hưởng của tải xung, nhiệt đến độ bền thành
ống phóng.
5.3.1. Ảnh hưởng của tải nhiệt độ đến độ bền thành ống phóng:
Trong trường hợp khảo sát độ bền ống phóng mà không tính tới
hiệu ứng nhiệt, trị số H
hill-tsai
có trị số lớn nhất là 0,6074 tại mặt trong
thành ống phóng r
1
=0,030 (m). Trong khi đó tại cùng vị trí, trị số của
H
hill-tsai
trong trường hợp có xét đến hiệu ứng nhiệt là 0,9724. Có thể nói,
với trị số H

hill-tsai
này, thành ống phóng đã tiệm cận tới mức bị phá hủy.
Tóm lại, khi có xét tới hiệu ứng nhiệt trong bài toán nhiệt đàn hồi
thì độ bền của kết cấu bằng vật liệu composite giảm đáng kể. Khả năng
mất an toàn của thành ống khi chịu tải xung, nhiệt đồng thời tăng khoảng
36,5 % so với khi chỉ chịu tải áp suất.
0 1 2 3 4
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
Chieu day thanh ong phong [mm]
Chi so H.hill-tsai
Khi chiu tai xung, nhiet dong thoi
Khi chi chiu tai ap suat

Hình 5.6: So sánh đồ thị chỉ số H
hill-tsai
tại tiết diện z=0,015m
5.3.2. Ảnh hưởng của chênh lệch nhiệt độ trong thành ống phóng:
Sự chênh lêch nhiệt độ giữa các lớp trong thành ống phóng là nhân
tố quan trọng dẫn tới sự thay đổi đột biến ứng suất, biến dạng. Sự chênh
lệch về giá trị của H
hill-tsai
khi ống phóng composite làm việc trong điều
kiện chịu tải xung, nhiệt đồng thời có xu hướng phân bố tập trung ở các
lớp trong của thành ống. Khi chênh lệch nhiệt độ giữa các lớp càng lớn
ứng suất nhiệt tại các lớp tăng lên theo quy luật gần tuyến tính.

21
0 1 2 3 4
50
100
150
200
250
Nhiet do (oC)
Chieu day thanh ong phong (mm)
Truong nhiet tai z=0,035 tuong ung
voi su thay doi nhiet do khi thuoc


Tkh1=245 (oC)
Tkh2=225 (oC)
Tkh3=202 (oC)
Tkh4=175 (oC)
Tkh5=160 (oC)
0 1 2 3 4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
Chieu day (mm)
Chi so H-(hill-tsai)
0 1 2 3 4
0.4
0.6

0.8
1
1.2
Chieu day (mm)
Chi so H-(hill-tsai)

Hình 5.7: Diễn biến ảnh hưởng của tải nhiệt độ đến độ bền
5.4. Xác định tải trọng tới hạn và các phương án cải thiện độ bền.
5.4.1. Thay đổi tỷ lệ thể tích vật liệu thành phần:

Do mô đun đàn hồi của vật liệu thay đổi khi thay đổi tỷ lệ ψ, ứng
suất σ
θ
, σ
z
, τ
rz
trên thành ống phóng được tính toán lại theo cách đã tính
toán với ψ=0,6 trước đó. Chỉ số H
hill-tsai
của tất cả các lớp nhỏ hơn 1 khi
tỷ lệ thể tích của vật liệu cốt trong khoảng từ 0,4 đến 0,7. Đây là phạm vi
tỷ lệ thể tích hợp lý nên chọn khi thiết kế. Khi đã chọn tỷ lệ ψ khác nhau,
khảo sát toàn diện khả năng chịu tải thành ống phóng với các giá trị áp
suất không đổi và nhiệt độ khí thuốc sẽ tìm được tải tới hạn tương ứng
với các giá trị ψ.
Bảng 5.8: Kết quả phân tích sự phụ thuộc của chỉ số độ bền vào tỷ lệ thể tích
Chỉ số độ bền H
hill-Tsai
Tỷ lệ thể tích ψ

Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4
0,0
1,7510 1,6260 1,5010 1,4060
0,2
1,6640 1,5390 1,4140 1,3190
0,4
0,9900 0,8650 0,7400 0,6450
0,6
0,4500 0,3250 0,2000 0,1050
0,7
0,9930 0,8680 0,7430 0,6480
1,0
2,2000 2,0750 1,9500 1,8550

22
0.0
0.5
1. 0
1. 5
2.0
2.5
0.0 0 .1 0.2 0.3 0 .4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
Ty le the tich
Lớp 1
Lớp 2
Lớp 3
Lớp 4
Do thi tai nhiet do phu thuoc ty le the tich
0
50

100
150
200
250
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Ty le Vc/V
Nhiet do (oC)

Hình 5.10: Sự phụ thuộc của chỉ số độ bền vào tỷ lệ thể tích và đồ thị tải nhiệt
độ tới hạn phụ thuộc tỷ lệ thể tích
ψ

Tải nhiệt tới hạn phụ thuộc vào tỷ lệ thể tích (bảng 5.9 và hình 5.11
trong luận án)
là các số liệu được tổng hợp để phục vụ cho việc tra cứu khi
sử dụng, xác định chế độ chịu tải hợp lý nhằm đảm bảo cho độ bền thành
ống không vượt quá giới hạn bền nhiệt đàn hồi.
5.4.2. Điều chỉnh trật tự xếp lớp và góc đặt cốt:
Khi thay đổi đồng thời trật tự xếp lớp và góc đặt cốt sẽ dẫn tới sự
thay đổi mô đun đàn hồi theo các phương chính của các lớp vật liệu. Sự
thay đổi của các mô đun đàn hồi của vật liệu là nguyên nhân chính làm
thay đổi cơ tính của vật liệu composite làm ống phóng. Trong khi
phương án XL.3 chỉ số H
hill-tsai
>1 và phân bố không đồng đều tại tất cả
các lớp thì các phương án khác cho kết quả khả quan hơn.
Bảng 5.10: Chỉ số độ bền với các phương án đặt cốt khác nhau.
Chiều dầy thành ống
(mm)
Phương

án
(XL1)
Phương
án
(XL2)
Phương
án
(XL3)
Phương
án
(XL4)
Phương
án
(XL5)
0,0 0,9724 1,0252 1,0252 0,6588 0,8918
0,8 0,7669 1,0231 1,1063 0,6580 0,5266
1,6 0,6942 0,9857 1,0859 0,6341 0,4378
2,4 0,6463 0,9296 1,0280 0,5980 0,4003
3,2 0,5669 0,7622 0,8262 0,4902 0,3854
4,0 0,3592 0,3787 0,3787 0,2434 0,3295

23
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4

Chieu day thanh ong phong [mm]
Chi so H.hill-tsai


XL.1=[0/90/0/90]
XL.2=[30/-30/30/-30]
XL.3=[15/-15/15/-15]
XL.4=[60/-60/60/-60]
XL.5=[45/-45/45/-45]
XL.3
XL.1
XL.2
XL.4
XL.5

Hình 5.13: Đồ thị chỉ số độ bền theo chiều dầy với các phương án xếp lớp


Kết luận chương 5:
1. Khi có xét tới hiệu ứng nhiệt trong bài toán nhiệt đàn hồi thì độ
bền của kết cấu bằng vật liệu composite giảm khoảng 36,5% so với khi chỉ
xét tới tải trọng là xung áp của khí thuốc.
2. Quy luật phụ thuộc của tải nhiệt độ và chỉ số độ bền H
hill-tsai
cho
phép xác định khả năng chịu tải xung, nhiệt của ống phóng. Để ống phóng
đủ bền trong giới hạn tải nhiệt khí thuốc ≥ 115
o
C, nên chọn tỷ lệ thể tích
nằm trong khoảng 0,4≤ψ≤ 0,7. Tải nhiệt giới hạn lớn nhất đạt được khi

ống phóng có ψ=0,6 vì khi đó chỉ số H
hill-tsai
tương ứng có giá trị nhỏ
nhất (chỉ từ 0,105÷0,450) và tải nhiệt tới hạn là 202
o
C.
3. Với tải trọng xung, nhiệt phương án xếp lớp XL.1 an toàn nhất
vì chỉ số độ bền H
hill-tsai
< 1. Phương án xếp lớp XL.4; XL.5 hoàn toàn
thỏa mãn điều kiện bền. Các phương án xếp lớp XL.2 và XL.3 có khả
năng mất an toàn cao (H
hill-tsai
> 1).
KÕT LUËN
Một số đóng góp mới của luận án:
1. Luận án đã cụ thể hóa một bước bài toán nhiệt đàn hồi tuyến
tính
ứng dụng cho kết cấu đặc trưng dạng ống trụ bằng vật liệu không
thuần nhất
, bất đẳng hướng và chịu tải xung nhiệt đồng thời.

24