Luận án Phân tích động lực học của tấm và vỏ trụ thoải làm bằng vật liệu có cơ tính biến thiên chịu tải trọng khí động

sự [21], [27], Woo và các cộng sự [76], 3 Nghiên cứu về đáp ứng khí động có các tác giả: Prakash, Ganapathi [50], Lee và Kim [40], Ibrahim và các cộng sự [35], Lee và Kim [39], 1.2.2.2. Tình hình nghiên cứu trong nước Ở Việt Nam, các nghiên cứu về kết cấu FGM đã bắt đầu được quan tâm, tiêu biểu là các tác giả: Đào Huy Bích và các cộng sự [16], [17], Hoàng Văn Tùng, Nguyễn Đình Đức [71], Đào Văn Dũng, Vũ Hoài Nam [4], 1.3. Các kết quả đạt đƣợc từ các công trình đã công bố 1 - Khảo sát dao động của các kết cấu FGM chịu tác dụng của các dạng tải trọng khác nhau. 2 - Phân tích ổn định tuyến tính và phi tuyến các kết cấu FGM chịu tải trọng cơ, nhiệt, cơ - nhiệt kết hợp hoặc trên nền đàn hồi. 3- Nghiên cứu dao động và ổn định khí động của tấm FGM chủ yếu dựa trên mô hình panel flutter và mô hình lực khí động theo lý thuyết piston. 1.4. Những vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu 1 - Phân tích dao động của tấm và vỏ FGM có gân gia cường chịu tải trọng động và nhiệt độ. 2 - Nghiên cứu ổn định tĩnh của tấm và vỏ FGM có gân gia cường bằng phương pháp giải tích và phương pháp số theo lý thuyết biến dạng cắt bậc nhất và bậc cao. 3 - Phân tích động lực học của tấm và vỏ FGM chịu tác dụng của lực khí động với hướng dòng bất kỳ. 1.5. Những nội dung luận án tập trung nghiên cứu - Xây dựng thuật toán PTHH và chương trình tính để phân tích đáp ứng động lực học của tấm và vỏ trụ thoải FGM chịu tác dụng của lực khí động theo mô hình Scanlan. - Khảo sát ảnh hưởng của các yếu tố: tải trọng, các tham số hình học của kết cấu, đặc trưng vật liệu, điều kiện liên kết đến đáp ứng động lực học của tấm và vỏ trụ thoải FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động. 1.6. Kết luận chƣơng 1 Việc nghiên cứu đáp ứng động lực học của kết cấu FGM đã có nhiều công trình nghiên cứu và đạt được những kết quả nhất định. Tuy nhiên, 4 nghiên cứu về đáp ứng khí động còn nhiều hạn chế. Do đó, vấn đề “Phân tích động lực học của tấm và vỏ trụ thoải làm bằng vật liệu có cơ tính biến thiên chịu tải trọng khí động” mà luận án đặt ra là có tính kế thừa, phát triển, có ý nghĩa khoa học và thực tiễn. Chƣơng 2. PHÂN TÍCH ĐỘNG LỰC HỌC CỦA TẤM FGM CHỊU TẢI TRỌNG KHÍ ĐỘNG 2.1. Đặt vấn đề Bằng phương pháp PTHH, tác giả xây dựng thuật toán và chương trình tính nhằm phân tích đáp ứng động lực học của tấm FGM, chịu tác dụng của lực khí động theo mô hình Scanlan. 2.2. Đặt bài toán và các giả thiết Xét tấm FGM hai thành phần, có dạng hình chữ nhật chịu tác dụng của dòng khí với vận tốc U, có chiều dọc trục oy, phương song song với mặt phẳng oyz và hợp với mặt phẳng xoy một góc  (Hình 2.1). x z y Tấm FGM U o α Hình 2.1. Mô hình bài toán Các giả thiết: - Vật liệu tấm làm việc trong giới hạn đàn hồi, quan hệ ứng suất - biến dạng là tuyến tính. Tấm tuân theo lý thuyết Reissner - Mindlin. - Cơ tính của vật liệu biến thiên theo chiều dày. Hệ số poisson là hằng số và bằng 0,3. Mặt trung hòa của tấm trùng với mặt trung bình. 2.2.1. Quan hệ biến dạng - chuyển vị  L N L Nu u u w 1 { } { } [D ] D {u} 2             , (2.7) c c{ } [D ]{u}  . (2.8) 5 2.2.2. Ứng xử cơ học của tấm FGM chịu kéo (nén) và uốn đồng thời Quan hệ giữa các thành phần ứng suất và biến dạng [55]: x x11 12 y y21 22 66xy xy 44xz xz 55yz yz Q (z) Q (z) 0 0 0 Q (z) Q (z) 0 0 0 0 0 Q (z) 0 0 0 0 0 C (z) 0 0 0 0 0 C (z)                                                , (2.10) Quan hệ giữa các thành phần nội lực và biến dạng:                             m c N A B 0 M B D 0 0 0 SQ                            , (2.26) 2.3. Thiết lập phƣơng trình dao động của phần tử tấm FGM chịu tác dụng của lực khí động Xét phần tử tấm đẳng tham số 4 nút chịu nén và uốn đồng thời, mỗi nút có 5 bậc tự do (Hình 2.3). x y z 1 2 3 4 u1 u2 v1 w1 θx1 v2w2 u3 w3 u4 v4 w4 θy1 θx2 θy2 v3 θx3 θy3 θx4 θy4 -1 1 -1 1 s r a) Trong hệ tọa độ tổng thể b) Trong hệ tọa độ tham chiếu Hình 2.3. Phần tử tấm FGM chịu nén và uốn đồng thời Véc tơ chuyển vị nút của phần tử:     Te 1 1 1 x1 y1 4 4 4 x4 y4q u v w u v w     . (2.28) Quan hệ giữa véc tơ chuyển vị tại điểm thuộc phần tử với véc tơ chuyển vị nút phần tử:     e eu N q , (2.37) 6 2.3.1. Phương trình mô tả dao động của phần tử tấm Áp dụng nguyên lý Hamilton cho phần tử [65]:     1 1 0 0 t t e e e e e e t t H T U W dt T dt 0          , (2.40) Trường hợp chưa kể đến lực cản, từ (2.40) dẫn đến hệ phương trình:       e e e e d H H 0 dt q q            . (2.41) Động năng của phần tử, được xác định theo biểu thức:         e T T e e e e e e V 1 1 T u u dV q M q 2 2       , (2.42) trong đó: eM   - ma trận khối lượng phần tử:         e 1 1 T Te q 1 1V M (z) N N dV N N Jdrds             , (2.43) Thế năng biến dạng đàn hồi của phần tử [6]:      T e e e e e L NK K 1 U q q 2         , (2.46) trong đó: eLK   - Ma trận độ cứng tuyến tính của phần tử:           e T Te L L e L u u c c A 1 1 T TL L u u c c 1 1 K B D B B S B dA B D B B S B Jdrds                                     . (2.48) e NK   - ma trận độ cứng phi tuyến của phần tử: e T L N N L u w w u e e N T N N A w w T L N N L 1 1 u w w u T N N 1 1 w w [B ] D B B D [B ] K dA 1 B D B 2 [B ] D B B D [B ] J drds 1 B D B 2                                                                       . (2.49) 7 Công gây ra bởi ngoại lực:                 e e TT T T e e e e b e s c V A e ee e e a e f dq qV f dA f qW q F     , (2.50) Phương trình mô tả dao động của phần tử tấm chịu uốn cộng kéo nén đồng thời, chưa kể đến cản:         e e e eL N e ae e K KM q Fq ,F           (2.54) 2.3.2. Véc tơ lực khí động tác dụng lên phần tử Lực khí động tác dụng lên phần tử tấm phẳng theo mô hình Scanlan [65]: 2 * * 2 * w a 1 2 3 2 2 * * 2 * a 1 2 3 1 w B l U B KH (K) KH (K) K H (K) 2 U U 1 w B m U B KA (K) KA (K) K A (K) 2 U U                          , (2.55) Với phương dòng khí như mô tả ở hình 2.1, khi đó mô hình toán học lực khí động tác dụng lên phần tử tấm như sau [65]:       * 1 2 2* x w a 2 p a 2 * 3 x * * x 2 1 22 a 2 * 3 x w KH (K) Ucos 1 B 1 l Ucos B KH (K) C Usin 2 Ucos 2 K H (K) w B KA (K) KA (K)1 m Ucos B Ucos Ucos 2 K A (K)                                                   , (2.59) Theo [13], [65], véc tơ lực khí động được xác định như sau: e e T ye T e e a w w 20 20 A A N {F } [N ] l dA m dA , x               (2.57) Thay (2.59) vào (2.60), sau khi biến đổi, ta được: e e e e e e a a a an{F } [K ]{q } [C ]{q } {F }    , (2.61) trong đó: e a[K ]- ma trận độ cứng khí động của phần tử: 8   * T 3 w x 2e 2 eT a a y* S 3 x H (k)[N ] [N ] [K ] Ucos Bk dAN BA (k) [N ] x                      . (2.62) e a[C ]- ma trận cản khí động của phần tử:               e e T* 1 w w T* e A 2 w x T e y*a a 1 w T A y2 * e 2 x H (k) N N BH (k) N N dA NC Ucos Bk BA (k) N x N B A (k) N dA x                                                   , (2.63)   e 2e T e an w p a A 1 {F } [N ] C Usin dA 2     . (2.64) Phương trình dao động của phần tử tấm chịu tác dụng của lực khí động và ngoại lực khác, chưa kể đến cản:       e e e e e e eL N a eanM q K K K q F {F }                  . (2.68) Trường hợp kể đến cản, phương trình (2.68) trở thành:          e e e e e e e e ea L N ae ekc anM q C C q K K K q F {F }                            (2.69) Trường hợp tấm chỉ chịu tác dụng của lực khí động:        e e e e e e e ea L N ae ekc anM q C C q K K K q {F }                           . (2.72) 2.4. Xây dựng ma trận và véc tơ tổng thể của hệ Từ các ma trận và véc tơ phần tử đã xác định được chuyển về hệ tọa độ tổng thể của kết cấu, sau đó được ghép nối theo thuật toán chung của phương pháp PTHH bằng phương pháp độ cứng trực tiếp và ma trận chỉ số với sơ đồ Skyline [7], [13] sẽ nhận được các ma trận và véc tơ tổng thể của kết cấu. Phương trình dao động của tấm chịu tác dụng của lực khí động và các ngoại lực khác:                     *kc a L N a anM q C C q K K q F FK      . (2.75) 9 2.5. Phƣơng trình vi phân mô tả dao động của hệ Phương trình vi phân mô tả dao động của tấm chịu tải trọng khí động xuất phát từ (2.72) như sau:                   kc a L N a anM q C C q K K q FK     . (2.76) Do     K K q    , từ (2.70) suy ra     C C q    . Do đó, phương trình dao động của tấm là phương trình phi tuyến và được viết gọn lại:               M q q q FC q K q         . (2.78) 2.6. Thuật toán PTHH giải phƣơng trình vi phân dao động của hệ Để giải hệ phương trình (2.78), tác giả sử dụng phương pháp tích phân trực tiếp Newmark kết hợp với phương pháp lặp Newton-Raphson. Bắt đầu Kết thúc Tính toán ban đầu:    LM , K , ... j n Tính:         (i) (i) (i)(i) t t t t t t qq , q , q , q ,    Điều kiện đầu:     (0) t t tq q ,          (0) (0) t t t t t tF F , K K   Tính:     (i 1) (i) t t t tF , Q     Tính:   (i 1) t tK    q D   T íc h p h ân N ew m ar k L ặp N ew to n - R ap h so n s s đ đ Nhập số liệu đầu vào Xuất kết quả: chuyển vị, ứng suất, ... Bước lặp thứ i, tính:            kc a N aM , C , C , K , K , F Bước tích phân thứ j: j j 1t t t   Hình 2.4. Sơ đồ thuật toán giải bài toán 10 2.7. Phân tích ổn định của tấm FGM chịu tác dụng của lực khí động 2.7.1. Tiêu chuẩn ổn định động của Budiansky - Roth Nội dung của tiêu chuẩn được phát biểu: Trong một điều kiện nào đó, biên độ chuyển vị của hệ tăng theo thời gian và có bước nhảy đột ngột, hệ thực hiện dao động quanh vị trí cân bằng mới khác xa với vị trí cân bằng ban đầu thì kết cấu được xem là mất ổn định, tải trọng tương ứng để xảy ra hiện tượng này được gọi là lực tới hạn (Hình 2.5). Thời điểm lân cận quanh vị trí xuất hiện bước nhảy đột ngột của chuyển vị lớn nhất trong biểu đồ đáp ứng động theo thời gian được gọi là thời điểm kết cấu mất ổn định. Hoặc dưới tác dụng của tải trọng, chuyển vị của kết cấu tăng không ngừng theo thời gian, kết cấu sẽ mất ổn định. Hình 2.5. Biểu đồ dấu hiệu mất ổn định động theo Budiansky - Roth 2.7.2. Phân tích ổn định động của tấm FGM chịu tải trọng khí động Giải phương trình (2.78) ta có được đồ thị chuyển vị theo thời gian của tấm. Dựa vào hình dạng và tính chất đồ thị chuyển vị, sử dụng tiêu chuẩn ổn định Budiansky - Roth ta có thể kết luận về khả năng ổn định của tấm theo các dấu hiệu như sau: Hình 2.6. Các dạng đáp ứng dao động theo thời gian - Nếu biên độ dao động tắt dần (Hình 2.6a): Tấm ổn định. - Nếu biên độ dao động tăng dần (Hình 2.6b) hoặc có sự đột biến: w w a) o t c) w t b) t o o 11 Tấm mất ổn định. - Nếu biên độ dao động không đổi theo thời gian (Hình 2.6c): Tấm ở trạng thái tới hạn. 2.8. Giới thiệu và kiểm tra độ tin cậy của chƣơng trình tính 2.8.1. Giới thiệu chương trình tính Chương trình tính AVS_FGM_PLATE_2015 có khả năng phân tích phi tuyến động lực học tấm FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động, với phương dòng khí bất kỳ. 2.8.2. Kiểm tra độ tin cậy của chương trình Để kiểm tra độ tin cậy của chương trình tính, tác giả tiến hành giải bài toán dao động cưỡng bức của tấm trong công trình công bố của tác giả Byoung-Wan Kim, Woon-Hak Kim và In-Won Lee [20]. Bảng 2.1. Bảng so sánh mô men uốn lớn nhất tại các mặt cắt ngang tấm Góc  y Luận án (AVS_FGM_PLATE_2015) Byoung Wan Kim, [20] Sai số [m] [N.m] [N.m] (%) 15 0 0 7,81 7,67 1,81 1 7,73 7,62 1,40 2 7,72 7,58 1,89 3 7,66 7,54 1,59 4 7,68 7,52 2,08 5 7,60 7,50 1,31 6 7,56 7,47 1,22 30 0 0 15,18 14,79 2,59 1 15,07 14,70 2,51 2 14,91 14,63 1,92 3 14,92 14,58 2,31 4 14,93 14,54 2,68 5 14,93 14,51 2,89 6 14,82 14,47 2,36 45 0 0 19,86 19,45 2,14 1 19,88 19,34 2,79 2 19,70 19,26 2,28 3 19,62 19,20 2,18 12 4 19,65 19,15 2,58 5 19,53 19,13 2,14 6 19,52 19,08 2,29 Bảng so sánh cho thấy sai số lớn nhất của mô men uốn lớn nhất, với các góc tấn khác nhau của phương vận tốc gió giữa 2 phương pháp là nhỏ hơn 3%. Vậy chương trình tính AVS_FGM_PLATE_2015 mà tác giả đã lập là đủ tin cậy. 2.9. Kết luận chƣơng 2 - Xây dựng thuật toán PTHH và chương trình tính trong môi trường Matlab giải bài toán phân tích động lực học tấm FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động gây ra bởi dòng khí có phương bất kỳ. - Kiểm tra độ tin cậy của chương trình tính bằng việc giải bài toán với các dữ liệu và điều kiện như trong công trình công bố của tác giả nước ngoài. Kết quả cho thấy chương trình đảm bảo độ tin cậy. Chƣơng 3. PHÂN TÍCH ĐỘNG LỰC HỌC CỦA VỎ TRỤ THOẢI FGM CHỊU TẢI TRỌNG KHÍ ĐỘNG 3.1. Đặt vấn đề Trong chương này, xây dựng thuật toán PTHH phân tích động lực học vỏ trụ thoải FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động theo mô hình Scanlan. 3.2. Đặt bài toán Vỏ trụ thoải FGM chịu tác dụng của lực khí động gây ra bởi dòng khí có vận tốc không đổi U, theo chiều dọc trục OY, hợp với mặt phẳng XOY một góc  (Hình 3.1). z y x U α θ/2 θ/2 R a L f0 O Hình 3.1. Mô hình vỏ trụ thoải FGM chịu tải trọng khí động 13 Vỏ trụ thoải được rời rạc hoá bởi các phần tử phẳng 4 nút trong đó mỗi phần tử được xem là tổ hợp của: phần tử biến dạng phẳng 4 nút, mỗi nút có 2 bậc tự do (ui, vi) và phần tử vỏ phẳng 4 nút chịu uốn - xoắn kết hợp, mỗi nút có 4 bậc tự do (wi, xi, yi, zi), (Hình 3.3) [26], [37], [85]. x y 1 2 3 4 u1 u2 v1 v2 u3u4 v4 v3 x y z 1 2 3 4 w1 θx1 w2 w3w4 θy1 θx2 θy2 θx3θx4 θy4 θz1 θz2 θz4 θz3 θy3 a) Phần tử phẳng chịu kéo (nén) b) Phần tử chịu uốn-xoắn kết hợp Hình 3.3. Mô hình phần tử vỏ chịu kéo (nén) và chịu uốn-xoắn 3.3. Phƣơng trình vi phân dao động phi tuyến của vỏ trụ thoải FGM 3.3.1. Phương trình vi phân mô tả dao động của phần tử vỏ trụ thoải trong hệ tọa độ cục bộ Véc tơ chuyển vị nút của phần tử vỏ phẳng có kể đến bậc tự do xoắn:     Te v 1 1 1 x1 y1 4 4 4 x4 y4 z1 z2 z3 z4 24 1 q u v w u v w           . (3.1) Phương trình vi phân mô tả dao động của phần tử vỏ phẳng được viết xuất phát từ (2.69):      e e e e e e e e e ev v kcv av v kcv av v v anvM q q qC C K K {F } {F }               , (3.2) trong đó: Ma trận khối lượng của phần tử vỏ:       e 20 4e 20 20 v 4 20 4 4 M 0 M . 0 0                      (3.3) Ma trận độ cứng kết cấu và ma trận độ cứng khí động của phần tử vỏ:       e e L N 20 420 20e kcv e rz 4 20 4 4 K K 0 K 0 K                            ,       e a 20 4e 20 20 av 4 20 4 4 K 0 K 0 0                      . (3.4) Ma trận cản kết cấu và ma trận cản khí động của phần tử vỏ: 14       e kc 20 4e 20 20 kcv 4 20 4 4 C 0 C 0 0                      ,       e a 20 4e 20 20 av 4 20 4 4 C 0 C 0 0                      . (3.5) Véc tơ chuyển vị nút của phần tử vỏ:       e e v z q q          . (3.6) Véc tơ ngoại lực (không kể lực khí động) và véc tơ lực khí động tác dụng lên phần tử vỏ: e e 20 1 v 4 1 {F } {F } , {0}                e an e 20 1 anv 4 1 {F } {F } {0}                , (3.7)     T z z1 z2 z3 z4      - véc tơ các bậc tự do xoắn của phần tử. 3.3.2. Phương trình vi phân mô tả dao động của phần tử vỏ trụ thoải trong hệ tọa độ tổng thể Phương trình dao động của phần tử vỏ FGM trong hệ tọa độ tổng thể:            e e e e e e e e e ekc a kc a anvM q C C q K q FK F                       . (3.16) Trường hợp chỉ có tác dụng của lực khí động:          e e e e e e e e ekc a kc a anvM q C C q K qK F                      . (3.17) 3.3.3. Xây dựng ma trận và véc tơ tổng thể của vỏ trụ thoải FGM 3.3.3.1. Ma trận tổng thể: Ma trận tổng thể được tập hợp từ các ma trận phần tử theo sơ đồ: e i j 11 12 21i j e ee e ii ii ij ijii ij e ee e ji ji jj jjji jj K nn K k k : : k : : .. .. k k k k .. ..k k i i j j.. .. k k k k .. ..k k : : : : k                              . (3.18) 15 3.3.3.2. Véc tơ tải trọng tổng thể: Véc tơ tải trọng tổng thể của kết cấu được xác định theo sơ đồ: 1 2 e i e i ie j e j j n f f ... f f f f f f ... f                             i=dofi j=dof j e f f . (3.21) 3.3.4. Phương trình dao động phi tuyến của vỏ trụ thoải FGM Phương trình vi phân mô tả dao động của vỏ trụ thoải FGM:                kc a kc a anvM q C C q q FK K F           , (3.22) Dạng viết gọn của phương trình (3.22):            anvM q C q q FK F     . (3.26) Do kcK   phụ thuộc vào chuyển vị nút  q , nên từ (3.24) suy ra  kcC cũng phụ thuộc  q . Theo đó, phương trình (3.26) được viết lại:                 anvM q C q q q q FK F         . (3.28) Trường hợp chỉ có tải trọng khí động tác dụng, phương trình dao động của vỏ có dạng:               anvM q C q q q qK F        . (3.29) Để thuận tiện khi lựa chọn giải bài toán tuyến tính hay phi tuyến, phương trình (3.28) được biểu diễn như sau:                L N L N anvM q C C q q FK K F           , (3.30) trong đó:    L N L NC C, , K , K       tương ứng là ma trận cản tổng thể tuyến tính, phi tuyến và ma trận độ cứng tổng thể tuyến tính, phi tuyến. 3.4. Thuật toán PTHH giải phƣơng trình dao động của vỏ trụ thoải FGM 3.4.1. Bài toán dao động tuyến tính Phương trình mô tả dao động tuyến tính của vỏ có dạng: 16            L L anvM q C q q FK F     . (3.31) Phương trình (3.31) là phương trình vi phân tuyến tính, nên được giải bằng phương pháp tích phân trực tiếp Newmark. 3.4.2. Bài toán dao động phi tuyến Phương trình dao động phi tuyến của vỏ có dạng (3.30) được giải bằng phương pháp tích phân trực tiếp Newmark kết hợp với lặp Newton-Raphson. 3.5. Phân tích động lực học của vỏ trụ thoải FGM chịu tải trọng khí động Sử dụng thuật toán đã trình bày ở mục 3.4, giải phương trình (3.30). Trên cơ sở kết quả đáp ứng chuyển vị theo thời gian, sử dụng tiêu chuẩn Budiansky - Roth để xem xét và nhận định khả năng ổn định của vỏ. 3.6. Giới thiệu và kiểm tra độ tin cậy của chƣơng trình 3.6.1. Giới thiệu chương trình Chương trình tính AVS_FGM_SHELL_2015 có khả năng phân tích phi tuyến động lực học vỏ trụ thoải FGM dưới tác dụng của tải trọng khí động gây ra bởi dòng khí có phương bất kỳ. 3.6.2. Kiểm tra độ tin cậy của chương trình Để kiểm tra độ tin cậy của chương trình tính, tác giả tiến hành giải bài toán của tác giả Ibrahim H. H. và Yoo H. H. [33]. Kết quả so sánh đáp ứng chuyển vị không thứ nguyên trung bình (biên độ dao động bình ổn) lớn nhất của vỏ cho hai phương pháp thể hiện như trong bảng 3.2. Bảng 3.2. Kết quả so sánh kiểm tra độ tin cậy chương trình tính Đại lƣợng Phƣơng pháp Sai số (%) Ibrahim và Yoo [33] AVS_FGM_SHELL_2015 maxW h 2,368 2,438 2,96 Sai số trong 2 trường hợp là 2,96%, điều này khẳng định chương trình tính AVS_FGM_SHELL_2015 do tác giả lập có đủ độ tin cậy. 3.7. Kết luận chƣơng 3 - Xây dựng hệ phương trình mô tả dao động phi tuyến của vỏ trụ thoải FGM dưới tác dụng của tải trọng khí động, trong đó có xét đến 17 tính chất cản của kết cấu và cản khí động. - Xây dựng thuật toán PTHH và chương trình phân tích phi tuyến động lực học của vỏ trụ thoải FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động. - Chương trình tính AVS_FGM_SHELL_2015 do tác giả lập đã được kiểm chứng và có cơ sở tin cậy. Chƣơng 4. KHẢO SÁT MỘT SỐ YẾU TỐ ẢNH HƢỞNG ĐẾN ĐÁP ỨNG ĐỘNG LỰC HỌC CỦA TẤM VÀ VỎ TRỤ THOẢI FGM CHỊU TẢI TRỌNG KHÍ ĐỘNG 4.1. Đặt vấn đề Sử dụng chương trình tính đã lập ở chương 2 và chương 3, thực hiện khảo sát số xác định đáp ứng động lực học của tấm, vỏ trụ thoải FGM chịu tải trọng khí động. 4.2. Ảnh hƣởng của một số yếu tố đến đáp ứng động lực học của tấm FGM chịu tải trọng khí động 4.2.1. Bài toán khảo sát Tấm FGM hai thành phần: nhôm ô xít và nhôm. Các thuộc tính của vật liệu thành phần tương ứng: Ec=7×10 10 N/m 2 , Em=38×10 10 N/m 2 ; νc = νm=0,3; n=3. Kích thước hình học của tấm: a=0,38m, b=0,305m, h=0,005m, ngàm cứng một cạnh ngắn. Vận tốc gió không đổi U=15m/s, tác dụng theo phương oy và hợp với mặt phẳng xoy góc α=300 (Hình 4.1). x z y Tấm FGM U O 30 o a = 0,38m b = 0, 30 5m Hình 4.1. Mô hình bài toán xuất phát Bài toán dao động riêng: Giải bài toán dao động riêng, nhận được các tần số riêng, trong đó bốn tần số riêng đầu tiên có giá trị: ω1 = 244 rad/s; ω2=706 rad/s; ω3 = 1512 rad/s; ω4 = 2453 rad/s. Bài toán tấm FGM chịu tác dụng của tải trọng khí động: Giải bài toán 18 ta được đáp ứng độ võng, vận tốc, ứng suất như trên hình 4.3, 4.4, 4.6, 4.7. Hình 4.3. Đáp ứng độ võng Hình 4.4. Đáp ứng vận tốc Hình 4.6. Đáp ứng σx Hình 4.7. Đáp ứng σy Nhận xét: Kết quả khảo sát cho thấy biên độ của các tham số đáp ứng động giảm dần theo thời gian do với vận tốc gió khảo sát, lực khí động chưa đủ lớn và còn bị triệt tiêu một phần do cản khí động sinh ra trong quá trình kết cấu dao động. 4.2.2. Ảnh hưởng của vận tốc dòng khí (vận tốc gió) Vận tốc gió trong khoảng U = 15 - 30m/s, ΔU = 0,1m/s. Kết quả đáp ứng chuyển vị của tấm trên đồ thị hình 4.8. Từ đồ thị xác định được vận tốc tới hạn của dòng khí: Uth = 20 m/s. Hình 4.8. Ảnh hưởng của U Hình 4.13. Ảnh hưởng của n 19 4.2.3. Ảnh hưởng của chỉ số mũ tỉ lệ thể tích (n) Khảo sát với các giá trị n = 0 (tấm gốm), n = 3 (tấm FGM), n = ∞ (tấm kim loại). Kết quả đáp ứng chuyển vị của tấm như đồ thị hình 4.13. Đồ thị cho thấy chuyển vị của tấm kim loại là lớn nhất, của tấm gốm là nhỏ nhất và chuyển vị của tấm FGM nằm trung gian giữa tấm gốm và tấm kim loại. Điều này phù hợp với quy luật cơ học. 4.2.4. Ảnh hưởng của tỉ số giữa chiều dày và chiều dài của tấm (h/a) Giải bài toán với tỷ số h/a thay đổi từ 0,006 đến 0,05. Kết quả đáp ứng chuyển vị như đồ thị hình 4.18. Tấm mất ổn định khi h/a=6/1000. Hình 4.18. Ảnh hưởng của tỉ số h/a Hình 4.23. Ảnh hưởng của tỉ số a/b 4.2.5. Ảnh hưởng của tỉ số giữa chiều dài và chiểu rộng của tấm (a/b) Thay đổi tỉ số a/b trong khoảng từ 0,5 - 2,0. Kết quả chuyển vị tấm trình bày trên đồ thị hình 4.23. Khi tỉ số a/b = 2 tấm dao động với biên độ tăng dần theo thời gian, có khả năng xảy ra mất ổn định. 4.2.6. Ảnh hưởng của điều kiện liên kết Khảo sát bài toán cho ba trường hợp: ngàm 1 cạnh ngắn, ngàm 2 cạnh ngắn, ngàm 3 cạnh. Kết quả đáp ứng chuyển vị của tấm như đồ thị hình 4.28. Hình 4.28. Ảnh hưởng của đk liên kết Hình 4.33. Ảnh hưởng của góc tới 20 4.2.7. Ảnh hưởng của góc tới Ảnh hưởng của góc tới đến chuyển vị của tấm khá phức tạp, không thấy quy luật rõ nét. Tuy nhiên, với góc tới thay đổi trong khoảng 0 060 90   , biên độ dao động của tấm tăng rất nhanh theo thời gian, có thể xảy ra mất ổn định. 4.3. Ảnh hƣởng của một số yếu tố đến đáp ứng động lực học của vỏ trụ thoải FGM chịu tải trọng khí động 4.3.1. Bài toán xuất phát: Vỏ trụ thoải FGM 2 thành phần: Si3N4 và SUS304 với các thuộc tính của vật liệu thành phần: Ec=322,27.10 9 N/m 2 , Em=207,04.10 9 N/m 2 ; νc= νm=0,3; n=3. Các thông số kết cấu: chiều dài L=1,5m, bán kính R=1m, chiều dày h=0,015m, góc mở θ = 600, ngàm cứng một cạnh cong. Vận tốc gi