Nghiên cứu ảnh hưởng của cốt sợi gấp nếp đến ứng suất uốn của tấm composite

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CỐT SỢI GẤP NẾP ĐẾN
ỨNG SUẤT UỐN CỦA TẤM COMPOSITE
Đỗ Thành Trung
Khoa Đào tạo Chất lượng cao - Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Tp. HCM

TÓM TẮT: Trong quá trình chế tạo tấm composite bằng phương pháp tẩm trong khuôn
(Resin Transfer Molding) có thể xảy ra trường hợp cốt sợi bị gấp nếp và ảnh hưởng đến ứng
suất và khả năng chịu tải. Với phương pháp thí nghiệm uốn 3 điểm, mô đun đàn hồi, ứng suất
và trạng thái phá hủy của tấm composite với cốt sợi liên tục và gấp nếp được phân tích và so
sánh. Kết quả thí nghiệm cho thấy rằng: khi so sánh với cùng tỉ lệ cốt sợi thì mô đun đàn hồi
của tấm composite với cốt sợi liên tục luôn lớn hơn so với cốt sợi gấp nếp. Điều này là do có
sự tập trung cốt sợi tại vùng đặt lực. Ứng suất uốn lớn nhất của tấm composite với cốt sợi gấp
nếp có giá trị lớn hơn so với cốt sợi liên tục chỉ khi chiều dài gấp nếp đủ lớn. Ngoài ra, trạng
thái phá hủy của tấm composite cũng khác nhau tùy thuộc vào cấu trúc của cốt sợi.
Từ khóa: Composite, mô đun đàn hồi, ứng suất uốn, phá hủy.

ABSTRACT: The wrinkled fabric preforms can be occurred during the preform loading of
Resin Transfer Molding process and affected the stress and loading capacity of composites. In
this study, the modulus, stress and fracture of the composites were examined and compared
under the three-point bending. It was found that the bending modulus of the composite with
wrinkled fabric preform was larger than that of the composite with non-wrinkled fabric
preform under the same fiber volume fraction when the composite was loaded in the middle
of span. This was due to the fiber concentration. Also, the bending strength of the composite
with wrinkled preform was larger than that of the composite with non-wrinkled fabric preform
when the wrinkled length was a large enough. Moreover, the fracture of composites indicated
two failure mechanisms depending on the structure of fabric preforms.
Keyworks: Composite, bending modulus, bending strength, fracture.

1. GIỚI THIỆU CHUNG
Vật liệu composite là vật liệu tổng hợp
từ hai hay nhiều vật liệu khác nhau (mỗi

thành phần có những đặc trưng cơ – lí –
hóa riêng biệt) tạo thành vật liệu mới có
tính năng hơn hẳn các vật liệu riêng rẽ ban
đầu [1-3]. Đồng thời, vật liệu composite
được ứng dụng và phát triển rộng rãi vì
chúng rất bền và nhẹ và có những ưu điểm
vượt trội so với các vật liệu truyền thống.
Mỗi vật liệu composite gồm một hay nhiều
pha gián đoạn được phân bố trong một pha
liên tục duy nhất. Trong đó, pha là một loại
vật liệu thành phần nằm trong cấu trúc của
vật liệu composite. Pha liên tục gọi là vật
liệu nền (matrix), thường làm nhiệm vụ
liên kết các pha gián đoạn lại. Pha gián
đoạn được gọi là cốt (perform) hay vật liệu
tăng cường (reinforcement) được trộn vào
pha nền làm tăng cơ tính, tính kết dính,
chống mòn và chống xước [4-5].
Vật liệu composite có thể được chế tạo
bằng nhiều phương pháp như ép phun, tẩm
trong khuôn, đúc nén, quấn sợi,…Trong đó,
phương pháp tẩm trong khuôn (Resin
transfer molding) là phương pháp được sử
dụng nhiều vì sản phẩm sau khi tách khỏi
khuôn không bị biến dạng, có bề mặt bóng
láng, hoàn chỉnh và giá thành chế tạo thấp
hơn so với một số phương pháp chế tạo
composite khác. Phương pháp tẩm trong
khuôn gồm có 4 bước: Chuẩn bị; Phun;
Lưu hóa; Tách khuôn [6]. Bước 1: Đầu

tiên cốt sợi được đặt vào trong lòng khuôn
có kích thước như sản phẩm cần tạo ra.
Sau đó đóng khuôn trên và kẹp chặt bằng
bu lông hai phần khuôn lại với nhau. Để
không khí trong khuôn được thoát ra ngoài
một cách dễ dàng thì các ống thông hơi
phải được tính toán và thiết kế hợp lý.
Bước 2: Vật liệu nhựa dẻo pha với chất
phụ gia với tỉ lệ nhất định được phun vào
lòng khuôn có chứa sẳn cốt sợi. Đồng thời,
không khí được thoát ra qua các ống hơi và
quá trình tẩm nhựa dẻo vào cốt sợi sẽ diễn
ra trong giai đoạn này. Bước 3: Tại bước
này, tất cả các ống thông hơi và ống phun
nhựa dẻo đều được bịt kín. Dưới tác dụng
của nhiệt độ và chất xúc tác (đã được pha
trộn với nhựa dẻo) thì phản ứng hóa học
diễn ra để liên kết cốt và nền với nhau tạo
thành một khối rắn theo hình dạng của
lòng khuôn. Bước 4: Khi quá trình đông
cứng đã kết thúc thì khuôn trên được mở ra
để tách tấm composite ra ngoài.
Nhiều nhà nghiên cứu trên thế giới rất
quan tâm đến ứng suất của chi tiết máy
được chế tạo từ vật liệu composite có cốt
sợi thủy tinh và nhựa dẻo polyester [ 1, 2,
7]. K. K. Jadhao và D. R. R.S Dalu lựa
chọn các vật liệu là sợi thủy tinh gia cố
nhựa (GFRP) và nhựa polyester (NETPOL
1011) để sử dụng sẽ làm giảm tổng chi phí

chế tạo một nhíp giảm xóc bằng composite.
Một nhíp giảm xóc với chiều rộng và độ
dày không thay đổi đã được chế tạo bằng
bằng tay rất đơn giản và kinh tế. Các thí
nghiệm được tiến hành trên UTM và phân
tích số được thực hiện thông qua (FEA)
bằng cách sử dụng phần mềm ANSYS. Kết
quả ứng suất và chuyển đã được xác nhận
kết quả phân tích thí nghiệm. Kết quả cho
thấy, ứng suất của nhíp giảm xóc bằng
composite đã thấp hơn nhiều so với nhíp
giảm xóc bằng thép và trọng lượng của
nhíp giảm xóc bằng composite đã gần như
giảm lên đến 85% [2].
Trong quá trình chế tạo tấm composite
bằng phương pháp tẩm trong khuôn (Resin
Transfer Molding) có thể xảy ra trường
hợp cốt sợi bị gấp nếp và có thể ảnh hưởng
đến ứng suất và khả năng chịu tải. Vì vậy,
trong nghiên cứu này với phương pháp thí
nghiệm uốn 3 điểm thì mô đun
đàn hồi,
ứng suất và trạng thái phá hủy của tấm
composite với cốt sợi liên tục và gấp nếp
được phân tích, so sánh và đánh giá.
2. CƠ SỞ TÍNH TOÁN VÀ PHÂN
TÍCH
2.1. Tỉ lệ cốt sợi của composite
Tỉ lệ cốt của tấm composite dựa vào tỉ
trọng của cốt, nền và composite, với công

thức tính được xác định như sau [8,9]:
Thể tích của mẫu composite (v
c
) là tổng
thể tích của cốt sợi (v
f
), nền (v
m
) và khoảng
trống (v
v
),
vmfc
vvvv
+
+
=
(1)
Chia công thức (1) tất cả cho v
c
ta được
tỉ lệ thành phần của cốt, nền và khoảng
trống lần lượt là V
f
, V
m
và V
v
:
1

=
+
+
vmf
VVV (2)
Gọi m
c
là khối lượng của composite, m
f

là khối lượng của thành phần cốt, m
m
là
khối lượng của thành phần nền,
mfc
mmm
+
=
(3)
Tỉ trọng của composite
ρ
c
được xác
định như sau:
mmff
c
mmff
c
c
c

VV
v
vv
v
m
ρρ
ρ
ρ
ρ
+=
+
==
(4)
)1(
vfmffc
VVV
−
−
+
=
ρ
ρ
ρ
(5)
vmmmffc
VV
ρ
ρ
ρ
ρ

ρ
−
+
−
=
)(
(6)
hoặc
mf
vmmc
f
V
V
ρρ
ρρρ
−
+−
=
(7)
Trong đó:
ρ
c
là tỉ trọng của composite ;
ρ
m

là tỉ trọng của thành phần nền ;
ρ
f
là tỉ

trọng của thành phần cốt ;
v
V là tỉ lệ của
khoảng trống (V
v
=
ν
v
/
ν
c
).
Trong hầu hết các phương pháp chế tạo
composite bao gồm cả phương pháp tẩm
trong khuôn thì tỉ lệ khoảng trống (rỗ khí,
rỗ hơi,…) trong composite nhỏ hơn 1%, và
có thể bỏ qua V
v
trong công thức tính V
f
.
Cho nên công thức (7) được viết lại như
sau:
mf
mc
f
V
ρρ
ρ
ρ

−
−
=
(8)
2.2. Phân tích tấm composite với cốt sợi
gấp nếp
Khảo sát tấm composite chịu uốn theo 3
điểm với lực tác dụng là P tại điểm giữa và
hệ trục tọa độ như hình 1. Kích thước của
tấm composite gồm: chiều dài L, chiều
rộng b, và chiều dày t. Đồng thời, tấm
composite có cốt sợi bị gấp nếp với chiều
dài là L
GN
và phân bố ở giữa như mô hình
khảo sát.










Về mặt lý thuyết có thể xác định được
mô đun đàn hồi và mô đun trượt của tấm
composite theo từng vùng. Cho nên, giả sử
rằng mô đun đàn hồi và mô đun trượt tại

vùng có cốt sợi liên tục là E
1
và G
1
; mô
đun đàn hồi và mô đun trượt tại vùng có
cốt sợi bị gấp nếp là E
2
và G
2
.
Mặt cắt ngang của tấm composite có
hình dạng là chữ nhật, cho nên mô men
quán tính của tấm composite có công thức
tính như sau:
12
3
bt
I =
(9)
Dựa vào phương pháp năng lượng [10],
+ Năng lượng theo phương x (U
x
):
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜

⎝
⎛
+=
∫∫
−
−
22
0
2
22
2
2
1
2
22
2
GN
GN
LLL
LL
xx
x
dx
IE
M
dx
IE
M
U

⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
∫∫
−

−
22
0
2
22
2
2
1
2
2
2
2
2
2
GN
GN
LLL
LL
dx
IE
Px
dx
IE
Px

() ()
⎟
⎟
⎠
⎞

⎜
⎜
⎝
⎛
−−
+
−
=
2
3
3
1
3
3
2
8 E
LLL
E
LL
bt
P
GNGN
(10)
+ Năng lượng trượt (U
t
) trong mặt phẳng
xOy:
⎟
⎟
⎠

⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+=
∫∫ ∫∫
−
−
22
0
2
0
2
22
2
0
2
2
1
2
22
4
GN
GN
LLt L
LL
t
t
bdydx

G
bdydx
G
U
ττ

⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟

⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜

⎝
⎛
−
=
∫∫
∫∫
−
−
22
0
2
0
2
22
2
0
2
2
2
2
3
1
2
2
2
3
2
4
3
2

4
3
4
GN
GN
L
Lt
L
L
L
t
bdydx
G
y
t
bt
P
bdydx
G
y
t
bt
P

⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜

⎝
⎛
+
−
=
21
2
20
3
G
L
G
LL
bt
P
GNGN
(11)
Theo lý thuyết [9, 10], ứng suất theo
phương trục và ứng suất trượt đều tồn tại
trong tấm composite dưới tác dung của lực
uốn theo 3 điểm. Cho nên tổng năng lượng
của tấm composite được tính như sau:
tx
UUU
+
=
(12)
(
)
(

)
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
−
+
−−
+
−
=

21
2
2
3
3
1
3
3
2
5
6
8
G
L
G
LL
t
E
LLL
E
LL
bt
P
GNGN
GNGN
(13)
Tổng chuyển vị của tấm composite tại
điểm giữa được xác định như sau:
() ()
⎟

⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
−
+
−−
+
−
=
=
21
2
2
3
3
1
3

3
5
6
4
2
G
L
G
LL
t
E
LLL
E
LL
bt
P
P
U
GNGNGNGN
δ
(14)
hoặc:
(
)
(
)
P
bt
G
L

G
LL
t
E
LLL
E
LL
GNGNGNGN
3
21
2
2
3
3
1
3
4
5
6
δ
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+

−
+
−−
+
−
(15)
Trong đó,
)1(2
ν
+
=
E
G
với
ν
là hệ số
Poisson. Công thức tính mô đun trượt này
được áp dụng cho vật liệu đẳng hướng.
Đồng thời cũng có thể áp dụng trong
nghiên cứu này vì đối tượng cốt sợi được
khảo sát có sự phân bố đồng đều theo
phương ngang (90
0
) và phương dọc (0
0
),
và chiều dày của tấm là rất mỏng so với
chiều dài khảo sát.
Ngoài ra, với tỉ lệ rất nhỏ giữa chiều
dày và chiều dài của tấm composite (t/L)

Hình 1. Mô hình tấm composite với cốt
sợi gấp nếp.
Vùng gấp nếp
L
b
P
P/2 P/2
L
GN
L
O
y
x
t
thì các giá trị do trượt gây ra là rất nhỏ và
có thể bỏ qua. Cho nên công thức (15) có
thể được viết lại như sau:
() ()
P
bt
E
LLL
E
LL
GNGN
3
2
3
3
1

3
4
δ
=
−−
+
−
(16)
Công thức (16) cho thấy rằng mô đun
đàn hồi là một hàm số phụ thuộc và kích
thước của tấm composite, chuyển vị dưới
tác dụng của tải, và chiều dài gấp nếp của
cốt sợi.
Giả sử cốt sợi trong tấm composite
không bị gấp nếp thì ta có: L
GN
= 0, nghĩa
là E
1
= E
2
= E thì công thức (16) có thể
viết lại như sau:
3
3
4Ebt
PL
=
δ
(17)

và
3
3
4 bt
PL
E
δ
=
(18)
Căn cứ theo lý thuyết [9, 10] tính
chuyển vị và mô đun đàn hồi dưới tác dụng
của phương pháp uốn theo 3 điểm thì các
công thức được xây dựng ở trên là hoàn
toàn chính xác.
3. ĐIỀU KIỆN THÍ NGHIỆM
3.1. Vật liệu
Gồm có 3 thành phần: cốt sợi thủy
tinh, nền polyester và chất phụ gia.
Cốt là sợi thủy tinh (E-glass woven
K618) từ công ty Hankuk Fibers – Hàn
Quốc có thuộc tính như bảng 1.
Bảng 1. Thuộc tính của sợi K618.
Số sợi (Yarns/In.)
Ngang Dọc
Tỉ trọng
(g/cm
3
)
Chiều dày
(mm)

18 18 2.54 0.18
Nền là nhựa dẻo polyester R409 được
sản xuất từ công ty hóa học Sewon – Hàn
Quốc với thuộc tính như bảng 2.
Bảng 2. Thuộc tính của nhựa R409.
Tỉ trọng
(g/cm
3
)
Độ nhớt
(Poise/25
0
C)
Độ axít
(mg KOH/g)
1.12 1.17 43.1
Chất phụ gia là vật liệu DDM của công
ty Seki Arkema, được pha với nhựa nền
R409 với tỉ lệ 1:120 (g) nhằm mục đích
giảm thời gian đông cứng trong quá trình
chế tạo tấm composite.
3.2. Cấu trúc cốt sợi
Cấu trúc của cốt sợi gồm các kiểu sau:
K1: Cốt sợi có n (n = 3, 5, 7 & 9) lớp
sợi liên tục (hình 2a).
GN1: Cốt sợi có 2 lớp sợi và bị gấp nếp
với chiều dài L
GN
(hình 2b).
GN2: Cốt sợi có 3 lớp sợi và bị gấp nếp

với chiều dài L
GN
.
GN3: Cốt sợi có 4 lớp sợi và bị gấp nếp
với chiều dài L
GN
.





3.3. Uốn 3 điểm
Mẫu thử nghiệm được chuẩn bị với kích
thước như hình 3. Chiều dày của mẫu t =
2.5 mm và chiều rộng b = 33 mm. Sử dụng
phương pháp thí nghiệm uốn 3 điểm [11],
chiều dài giữa hai gối đỡ là L = 100 mm,
lực tác dụng được đặt tại chính giữa tấm
composite với tốc độ uốn là 5 mm/phút.
Tất cả thí nghiệm được thực hiện trên
máy Shimazu tại nhi
ệt độ phòng 25
0
C và
độ ẩm 50%, mỗi điểm trên biểu đồ thực
nghiệm là kết quả trung bình của 5 thí
nghiệm được thực hiện [12].

4. PHÂN TÍCH VÀ ĐÁNH GIÁ KẾT
QUẢ THÍ NGHIỆM
4.1. Mô đun đàn hồi
Hình 4 so sánh mô đun đàn hồi E giữa
vật liệu composite có cốt sợi liên tục (kiểu
Hình 2. Cấu trúc cốt sợi.
(a) K1
n
(b) GN1
L
GN
L
Hình 3. Thí nghiệm uốn theo 3 điểm.
L
GN

200 m
m

33 m
m
2.5 mm
L = 100 mm

K1) và cốt sợi gấp nếp (kiểu GN1, GN2 và
GN3) theo tỉ lệ cốt sợi V
f
. Với vật liệu
composite có cốt sợi gấp nếp thì gồm 2
vùng: gấp nếp và không gấp nếp; tỉ lệ cốt
sợi tại vùng gấp nếp lớn hơn vùng không
gấp nếp. Vì vậy, tỉ lệ cốt sợi trong trường
hợp này được tính trung bình từ 2 vùng
trên. Căn cứ vào kết quả so sánh khi cùng
tỉ lệ cốt sợi V
f
ta nhận thấy rằng mô đun
đàn hồi của tấm composite với cốt sợi gấp
nếp có giá trị luôn lơn hơn trường hợp có
cốt sợi liên tục. Giá trị này sẽ càng lớn khi
tỉ lệ cốt sợi tăng lên. Nguyên nhân là do có
sự tập trung cốt sợi tại vùng chịu tác dụng
lực dưới phương pháp uốn 3 điểm. Điều
này tốt trong một số tr
ường hợp cần cải
thiện độ cứng (mô đun đàn hồi) của tấm
composite.

Mô đun đàn hồi của tấm composite phụ
thuộc vào tỉ lệ cốt sợi và giá trị của nó sẽ
lớn dần khi tỉ lệ cốt sợi trong composite
tăng dần cho cả hai trường hợp cốt sợi liên
tục và gấp nếp [13, 14]. Ngoài ra, với cùng
tỉ lệ cố
t sợi thì mô đun đàn hồi của tấm
composite với cốt sợi gấp nếp là gần như
nhau cho tất cả các trường hợp có số lớp
sợi khác nhau. Hay nói cách khác là số lớp
sợi n ảnh hưởng rất nhỏ đến mô đun đàn
hồi của tấm composite với cốt sợi gấp nếp.
4.2. Độ bền uốn
Độ bền uốn (ứng suất uốn lớn nhất)
của tấm composite được khảo sát dựa vào
cả 2 công thức sau [10]:
2
max
max
2
3
bt
LP
=
σ

(20)
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
LL

t
L
bt
LP
δδ
σ
461
2
3
2
2
max
max
(21)
Công thức (20) là đối với trường hợp
bỏ qua yếu tố trượt giữa các lớp khi tỉ lệ
giữa L và t là lớn. Và công thức (21) dùng
cho trường hợp tổng quát khi xem xét cả
yếu tố trượt sinh ra trong tấm composite.
Độ bền uốn (ứng suất uốn lớn nhất) của
vật liệu composite với cốt sợi gấp nếp
(GN1, GN2 và GN3) và cốt sợi liên tục
(K1) được so sánh v
ới nhau khi cùng tỉ lệ
cốt sợi V
f
và được mô tả trong hình 5
(không xem xét yếu tố trượt và độ bền uốn
được xác định theo công thức (20)) và hình
6 (có xem xét yếu tố trượt và độ bền uốn

được xác định theo công thức (21)).

























Ti le cot soi, V
f
(%)
4 6 8 10 12 14 16 18 20

Mo dun dan hoi, E (GPa)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
Kieu K1
Duong gan dung cua K1
Kieu GN1
Kieu GN2
Kieu GN3
Hình 4. So sánh mô đun đàn hồi giữa cốt
sợi liên tục (K1) và cốt sợi gấp nếp (GN1,
GN2 và GN3).
Ti le cot soi, V
f
(%)
4 6 8 10 12 14 16 18
Do ben uon,
σ
max
(MPa)
0
30
60
90

120
150
180
σ
max
= 3P
max
L/2bt
2
Hình 5. So sánh độ bền uốn giữa cốt sợi
liên tục (K1) và cốt sợi gấp nếp (GN1, GN2
và GN3
)
khi khôn
g
xem xét
y
ếu tố trư
ợ
t.
Ti le cot soi, V
f
(%)
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Do ben uon,
σ
max
(MPa)
0
40

80
120
160
200
240
Kieu K1
Duong gan dung cua K1
Kieu GN1
Kieu GN2
Kieu GN3
σ
max
= (3P
max
L/2bt
2
)(1 + 6(
δ
/L)
2
- 4(t/L)(
δ
/L))
Hình 5. So sánh độ bền uốn giữa cốt sợi
liên tục (K1) và cốt sợi gấp nếp (GN1, GN2
và GN3
)
khi có xem xét
y
ếu tố trư

ợ
t.
Căn cứ vào kết quả so sánh, ta nhận
thấy rằng độ bền uốn của tấm composite
với cốt sợi gấp nếp có thể nhỏ hơn, bằng
hoặc lớn hơn độ bền uốn của tấm
composite với cốt sợi liên tục, tùy thuộc
vào chiều dài gấp nếp L
GN
và số lớp sợi n.
Khi chúng có giá trị bằng nhau thì chiều
dài gấp nếp gọi là chiều dài gấp nếp tới
hạn (bảng 3).
Qua kết quả so sánh, ta dể dàng xác
định được độ bền uốn tới hạn của tấm
composite với cốt sợi gấp nếp. Đồng thời
xác định được vùng an toàn chiều dài gấp
nếp (lớn hơn chiều dài gấp nếp tới hạ
n) nơi
có độ bền uốn lớn hơn độ bền uốn của tấm
composite có cốt sợi liên tục. Điều này tốt
trong một số trường hợp cần cải thiện độ
bền uốn của tấm composite.
4.3. Trạng thái phá hủy

Khi tỉ lệ L
GN
/L tăng thì độ bền uốn cũng
tăng và gồm 2 giai đoạn. Giai đoạn I khi
L
GN
/L < L
GH
/L và giai đoạn II khi L
GN
/L >
L
GH
/L. Trong đó, L
GH
là chiều dài gấp nếp
giới hạn và là ranh giới phân chia giai
đoạn I và II; L là chiều dài giữa hai gối đỡ
(L = 100 mm). Với trường hợp có xem xét
yếu tố trượt, kiểu GN1 có L
GH

/L = 0.42,
kiểu GN2 có L
GH
/L = 0.49 và kiểu GN3 có
L
GH
/L = 0.53. Giá trị giới hạn lớn dần khi
số lớp sợi tăng lên. Đồng thời, độ dốc của
đường gần đúng ở giai đoạn I nhỏ hơn so
với giai đoạn II. Nguyên nhân có sự khác
biệt này là do ảnh hưởng của chiều dài gấp
nếp. Khi chiều dài gấp nếp nhỏ (L
GN
/L <
L
GH
/L) thì phá hủy là do vật liệu nền là
nhựa polyester (quá trình tách lớp) như
hình 6a. Khi chiều dài gấp nếp lớn (L
GN
/L
> L
GH
/L) thì phá hủy là do vật liệu cốt sợi
thủy tinh (quá trình đứt gãy) như hình 6b.
Sự phá hủy của giai đoạn I tương ứng
với Mode I [15-17], bắt đầu từ sự nứt gãy
của vật liệu nền tại cạnh gấp nếp sau đó
liên kết giữa các lớp tại vùng gấp nếp bị
tách ra (hình 7a). Đối với giai đoạn II, khi

L
GN
đủ lớn (L
GN
> L
GH
), sự phá hủy do vật
liệu cốt sợi thủy tinh (hình 7b) tại vị trí đặt
lực đạt đến giới hạn bền và bị đứt gãy [14,
16, 18]. Đối với cốt sợi liên tục thì dạng
phá hủy cũng tương tự như hình 7b.

Bảng 3. Chiều dài gấp nếp tới hạn (độ bền
uốn của kiểu cốt sợi liên tục và gấp nếp
bằng nhau).
Kiểu GN1 GN2 GN3
Theo công thức (20) 0.61 0.72 0.78
Theo công thức (21) 0.72 0.78 0.85
Hình 7. Hình chụp SEM của phá hủy.
(a) Tách lớp
(b) Đứt gãy
(a) L
GN
< L
GH

(b) L
GN
> L
GH

Hình 6. Phá hủy phụ thuộc vào chiều dài
gấp nếp.
5. KẾT LUẬN
Mô đun đàn hồi và ứng suất lớn nhất
của tấm composite với cốt sợi liên tục và
gấp nếp được phân tích, đánh giá và so
sánh dựa vào thí nghiệm uốn 3 điểm. Kết
quả so sánh cho thấy rằng: khi so sánh với
cùng tỉ lệ cốt sợi thì mô đun đàn hồi của
tấm composite với cốt sợi liên tục luôn lớn

hơn so với cốt sợi gấp nế
p. Điều này là do
có sự tập trung cốt sợi tại vùng đặt lực.
Ứng suất uốn lớn nhất của tấm composite
với cốt sợi gấp nếp có giá trị lớn hơn so
với cốt sợi liên tục chỉ khi chiều dài gấp
nếp đủ lớn. Qua đó, có thể xác định được
vùng an toàn của chiều dài gấp nếp, nơi có
độ bền uốn lớn hơ
n độ bền uốn của tấm
composite có cốt sợi liên tục. Ngoài ra,
chiều dài gấp nếp cũng ảnh hưởng đến
trạng thái phá hủy, khi chiều dài gấp nếp
nhỏ (L
GN
/L < L
GH
/L) thì phá hủy là do vật
liệu nền (quá trình tách lớp – Mode I). Khi
chiều dài gấp nếp lớn (L
GN
/L > L
GH
/L) thì
phá hủy là đứt gãy do thành phần cốt sợi.

TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] G. S. Shiva Shankar and S.
Vijayarangan, Mono composite leaf
spring for light weight vehicle – Design,

end joint analysis and testing, Mater
Sci, Vol. 12, No. 3, 2006, p. 220-225.
[2] K. K. Jadhao and DR. R.S Dalu,
Experimental investigation &
numerical analysis of composite leaf
spring, International Journal of
Engineering Science and Technology,
Vol. 3, No. 6, June 2011, p. 4759-4764.
[3] Đào Lê Chung, Nguyễn Văn Phục, Bùi
Đức Lộc và Ninh Quang Oanh, Ứng
dụng vật liệu composite trên xe tải nhẹ
Kia-Thaco, Hội nghị KH và CN lần thứ
12, Kỹ thuật Ô tô - Động cơ Nhiệt.
[4]
201202/Noi-ra-doi-tau-vo-composite-
dau-tien-2131458.
[5] Nguyễn Hoa Thịnh và Nguyễn Đình
Đức, Vật liệu composite, cơ học và
công nghệ, NXB KHKT Hà Nội, 2002.
[6] Timothy
G. Gutowski, Advanced
composites manufacturing, NY, 1997.
[7]
278.0.html.
[8] Albert S. Kobayashi, Handbook on
experimental mechanics, Second
revised edition, New York, 1993.
[9] Krishan K Chawla, Composite
materials, New York, 1987.
[10] P. K. Mallick. Fiber-reinforced

composites. Marcel Dekker, NY, 1998.
[11] Annual book of ASTM standards,
America, 1995.
[12] P. T. Curtis, M. G. Blade and J.E.
Bailey, The stiffness and strength of
polyamide thermoplastic reinforced
with glass and carbon fibers, Journal of
Mater Sci, Vol. 13, 1978, p. 377-390.
[13] N. E. Dowling, Mechanical behavior of
materials, Prentice Hall, America, 1993.
[14] P. A. Sreekumar, Kuruvilla Joseph, G.
Unnikrishnan and Sabu Thomas, A
comparative study on mechanical
properties of sisal-leaf fibre-
reinforced polyester composites
prepared by resin transfer and
compression moulding techniques,
Compos Sci and Technol, Vol. 67,
2007, p. 453-461.
[15] Robert M. Jones, Mechanics of
composite materials, McGraw-Hill
Kogakusha, Japan, 1975.
[16] B. Yang, V. Kozey, S. Adanur and S.
Kumar, Bending, compression, and
shear behavior of woven glass fiber–
epoxy composites, Composites Part B,
Vol. 31, 2000, p. 715-721.
[17] Thanh Trung Do and Dong Joo Lee,
Analysis of tensile properties for
composites with wrinkled fabric,

Journal of Mechanical Sci and
Technol, Vol. 24, 2010, p. 471-479.
[18] H. Lanting and J. K. Spelt, Shear
fracture of adhesively-bonded rigid
elements, Composites Part B, Vol. 28,
1997, p. 319-329.