Dao động của dầm FGM cõ lỗ rỗng vi mô trong môi trường nhiệt độ chịu tải trọng di động

Nội dung tài liệu: Dao động của dầm FGM cõ lỗ rỗng vi mô trong môi trường nhiệt độ chịu tải trọng di động

1. BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO VIỆN HÀN LÂM KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ VIỆT NAM HỌC VIỆN KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ BÙI VĂN TUYỂN DAO ĐỘNG CỦA DẦM FGM CÓ LỖ RỖNG VI MÔ TRONG MÔI TRƯỜNG NHIỆT ĐỘ CHỊU TẢI TRỌNG DI ĐỘNG Chuyên ngành: Cơ kỹ thuật Mã số : 9520101 TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SỸ NGÀNH KỸ THUẬT CƠ KHÍ VÀ CƠ KỸ THUẬT Hà nội – 2018
2. Công trình được hoàn thành tại: Học viện Khoa học và Công nghệ - Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam. Người hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS. Nguyễn Đình Kiên Người hướng dẫn khoa học 2: TS. Trần Thanh Hải Phản biện 1: GS.TS. Hoàng Xuân Lượng Phản biện 2: PGS.TS. Trần Minh Tú Phản biện 3: PGS.TS. Phan Bùi Khôi Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án tiến sĩ cấp Học viện, họp tại Học viện Khoa học và Công nghệ - Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam vào hồi giờ ’, ngày tháng năm 2018 Có thể tìm hiểu luận án tại: - Thư viện Học viện Khoa học và Công nghệ - Thư viện Quốc gia Việt Nam
3. 1 MỞ ĐẦU 1. Tính thời sự của đề tài luận án Ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô (porosities) sinh ra trong quá trình chế tạo FGM tới các đặc trưng dao động của dầm FGM được một số tác giả nghiên cứu trong thời gian gần đây [16, 17, 18, 19]. Do dầm FGM thường được sử dụng trong môi trường có nhiệt độ cao, nghiên cứu về ảnh hưởng của nhiệt độ tới dao động tự do cũng được một số tác giả nghiên cứu [20, 21]. Với bài toán dao động cưỡng bức của dầm FGM chỉu tải trọng di động, theo hiểu biết của tác giả, mới chỉ có nghiên cứu Wang và Wu [22], trong đáp ứng động lực học của dầm dầm FGM nằm trong môi trường nhiệt độ tăng đều, chịu tải trọng di động điều hòa được tính toán bằng phương pháp Lagrange. Cần nhấn mạnh rằng, trong [22] các tác giả chỉ xét dầm FGM hoàn hảo (không có lỗ rỗng vi mô), có cơ tính biến đổi dọc và trường nhiệt độ được giả định tăng đều. Về mặt toán học, trường nhiệt độ tăng đều là trường hợp riêng của trường nhiệt độ phi tuyến và khá đơn giản về mặt tính toán. Nghiên cứu dao động của dầm FGM có lỗ rỗng vi mô, chịu tải trọng di động trong môi trường nhiệt độ cao, vì thế có tính khoa học và có tính thực tế cao. 2. Mục tiêu của luận án Luận án nhằm phát triển mô hình phần tử hữu hạn dùng trong nghiên cứu dao động của dầm FGM có lỗ rỗng vi mô trong môi trường nhiệt độ chịu tác dụng của tải trọng di động. 3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Luận án tập trung nghiên cứu dầm FGM hai pha là gốm và kim loại với cơ tính biến đổi theo chiều cao dầm. Tải trọng tác động lên dầm là các lực tập trung hoặc lực điều hòa di động trên dầm với vận tốc không thay đổi. 4. Phương pháp nghiên cứu Luận án sử dụng phương pháp giải tích và phương pháp phần tử hữu hạn, trong đó phương pháp giải tích dùng để xây dựng các phương trình vi phân chuyển động của dầm, phương pháp phần tử hữu hạn được sử dụng để giải phương trình chuyển động và tính toán các đặc trưng động lực học của dầm.
4. 2 5. Cấu trúc của luận án Luận án gồm phần mở đầu, bốn chương, phần kết luận và danh mục các công trình của tác giả liên quan tới nội dung luận án. Các các tài liệu tham khảo được liệt kê ở cuối luận án. CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN 1.1. Dầm FGM FGM có thể xem như là vật liệu composite mới, được tạo từ hai hay một vài vật liệu thành phần với tỷ lệ thể tích thay đổi liên tục theo một hoặc vài hướng không gian. So với vật liệu composite truyền thống, FGM có nhiều ưu điểm như độ bền phá hủy cao hơn, hệ số cường độ tập trung ứng suất giảm, cải thiện được sự phân bố của ứng suất dư, không làm mất tính liên tục của ứng suất, vì thế tránh được các vấn đề liên quan tới hiện tượng tách lớp thường gặp trong các vật liệu composite truyền thống. Với các ưu điểm nêu trên, FGM có tiềm năng ứng dụng trong các ngành công nghệ cao như công nghệ hàng không, vũ trụ, lĩnh vực quân sự, công nghệ hạt nhân, công nghệ năng lượng và cơ khí chính xác [24]. Dầm FGM, đối tượng quan tâm nghiên cứu trong Luận án này, thường được tạo từ hai pha vật liệu thành phần là pha gốm và pha kim loại. Tỷ lệ thể tích của các pha thành phần thay đổi theo hàm số mũ của một tọa độ không gian, chẳng hạn theo chiều cao của dầm theo quy luật [3] n z 1 h h Vc , z ,  VV cm 1 (1.1) h 2 2 2 trong đó Vc, Vm tương ứng là tỉ lệ thể tích của pha gốm và pha kim loại, z là tọa độ theo chiều cao dầm, chỉ số mũ n là tham số vật liệu xác định tỷ lệ và sự phân bố thể tích của vật liệu thành phần. Ngoài quy luật (1.1), một số tác giả cũng nghiên cứu dầm có cơ tính biến đổi theo trục dầm và dầm có cơ tính biến đổi theo cả hai phương. 1.2. Tình hình nghiên cứu trên thế giới 1.2.1. Ứng xử cơ học của dầm FGM Phương pháp giải tích truyền thống, đặc biệt phương pháp Galerkin, được một số tác giả sử dụng trong nghiên cứu ứng xử cơ học của dầm FGM [35-41]. Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)
5. 3 cũng được sử dụng rộng rãi trong nghiên cứu dầm FGM. Một số phần tử hữu hạn đã được đề nghị để phân tích dầm FGM trong thời gian gần đây [59-64], trong đó phải kể tới các công trình của Alshorbagy và cộng sự [25] Mohanty và đồng nghiệp [66, 67], Gan và Nguyễn Đình Kiên [70, 71, 72]. Eltaher và cộng sự [73, 74] xét tới vị trí thực của trục trung hòa trong xây dựng công thức phần tử hữu hạn để nghiên cứu dao động tự do của dầm có kích thước macro/nano làm từ vật liệu FGM. Jin and Wang [76] sử dụng phương pháp phần tử cầu phương để xây dựng ma trận độ cứng và ma trận khối lượng cho nghiên cứu dao động tự do của dầm FGM. Frikha và cùng đồng nghiệp [77] phát triển phần tử dầm hỗn hợp dựa trên lý thuyết biến dạng trượt bậc cao dùng trong phân tích uốn. 1.2.2. Dầm FGM với lỗ rỗng vi mô Sự xuất hiện của lỗ rỗng vi mô làm giảm độ cứng của vật liệu, dẫn tới khả năng chịu tải thấp hơn của các phần tử kết cấu FGM. Wattanasakulpong và Ungbhakorn [18], Wattanasakulpong và Chaikittiratana [19] đề nghị mô hình đơn giản, trong đó thể tích của lỗ rỗng vi mô được chia đều cho cả pha gốm và pha kim loại để nghiên cứu ảnh hưởng của lỗ rỗng tới dao động tự do của dầm FGM. Mô hình lỗ rỗng nói trên cũng được Ebrahimi và Zia [79] sử dụng trong phân tích dao động tự do phi tuyến của dầm Timoshenko làm từ FGM. Chen và cộng sự [16] đưa ra khái niệm hệ số lỗ rỗng (porosity coefficient) trong nghiên cứu ứng xử uốn và mất ổn định của dầm FGM. Mô hình trong [16] được các tác giả mở rộng cho bài toán dao động phi tuyến của dầm sandwich với lõi là FGM có lỗ rỗng vi mô [80], dao động tự do và cưỡng bức của dầm Timoshenko làm từ FGM [81]. Shafiei và Kazemi [82] mở rộng mô hình lỗ rỗng trong [18, 19] sang trường hợp lỗ rỗng phân bố không đều trong mặt phẳng thiết diện ngang để nghiên cứu bài toán mất ổn định của dầm nano/micro làm từ FGM. Mô hình lỗ rỗng phân bố không đều cũng được sử dụng trong nghiên cứu dao động của dầm 2D- FGM [83]. 1.2.3. Dầm FGM trong môi trường nhiệt độ Chakraborty và cộng sự [84] xây dựng phần tử dầm Timoshenko để nghiên cứu truyền sóng trong dầm sandwich có lõi FGM với sự tăng đều của nhiệt độ môi trường. Bhangale và Ganesan [85] dùng FEM để nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt độ tới tới tần số dao động
6. 4 riêng và hệ số hao tán của dầm sandwich FGM có lõi là vật liệu đàn nhớt. Ching và Yen [86] đư ra lời giải số cho bài toán biến dạng cơ- nhiệt của dầm FGM. Phương pháp cầu phương vi phân (DQM) được Xiang và Yang [87] sử dụng trong nghiên cứu dao động của dầm Timoshenko dự ứng lực do nhiệt độ, làm từ vật liệu FGM phân lớp có độ dày thay đổi. Pradhan và Murmu [88] nghiên cứu dao động tự do của dầm sandwich FGM nằm trên nền đàn hồi. DQM được Malekzadeh [89], Malekzadeh và cộng sự [90] sử dụng trong nghiên cứu dao động tự do của vòm và dầm cong làm từ FGM trong môi trường nhiệt độ cao. Esfahani và đồng nghiệp [92] khảo sát ảnh hưởng của nền đàn hồi và sự tăng nhiệt độ môi trường tới sự mất ổn định phi tuyến của dầm Timoshenko làm từ FGM bằng DQM tổng quát. Mahi cùng cộng sự [30] xây dựng phương pháp giải tích để đánh giá ảnh hưởng của sự tăng nhiệt độ tới tần số dao động riêng của dầm FGM. Wattanasakulpong và đồng nghiệp [21] xây dựng các phương trình cơ bản để nghiên cứu bài toán mất ổn định nhiệt và dao động tự do của dầm FGM. Ma và Lee [95] đưa ra nghiệm giải tích cho bài toán ứng xử phi tuyến của dầm FGM chịu tải trọng nhiệt. Phương pháp giải tích cũng được Eroglu sử dụng trong nghiên cứu bài toán dao động tự do của dầm FGM trong môi trường nhiệt độ [96]. Trinh và cộng sự [98] trình bày phương pháp giải tích để nghiên cứu dao động và mất ổn định của dầm FGM chịu tải trọng cơ- nhiệt. Với sự trợ giúp của phương pháp Runge-Kutta, Kiani và đồng nghiệp [99] đã khảo sát ảnh hưởng của nhiệt độ môi trường tới đáp ứng va đập với vận tốc thấp của dầm FGM. Ghiasian và cộng sự [100] nghiên cứu bài toán mất ổn định tĩnh và động của dầm Euler- Bernoulli làm từ FGM chịu tải trọng nhiệt tăng đều. Ebrahimi và cộng sự [17] thiết lập phương trình chuyển động để nghiên cứu dao động tự do của dầm Euler-Bernoulli làm từ FGM có lỗ rỗng vi mô, nằm trong môi trường nhiệt độ cao. 1.2.4. Dầm FGM chịu tải trọng di động Phương pháp nhân tử Lagrange được Şimşek và cộng sự sử dụng trong nghiên cứu dao động của dầm FGM chịu các lực di động khác nhau [4, 5, 6, 8, 10, 11]. Yang và cộng sự [104] nghiên cứu dao động của dầm có vết nứt với cơ tính biến đổi theo số mũ Euler, chịu kích động bởi lực di động. Phương pháp Ritz và DQM được Khalili và đồng nghiệp [105] dung trong nghiên cứu dao động của dầm FGM
7. 5 chịu kích động bởi khối lượng di động. Rajabi và cộng sự [7] sử dụng phương pháp Petrov–Galerkin để chuyển hệ phương trình vi phân bậc bốn của bài toán dầm FGM chịu hệ khối lượng-lò xo di động về hệ phương trình vi phân bậc hai và giải hệ phương trình bằng phương pháp số Runge-Kutta. Wang và Wu [22] sử dụng phương pháp Lagrange trong nghiên cứu ảnh hưởng của sự tăng nhiệt độ đồng nhất tới ứng xử động lực học của dầm Timoshenko làm từ FGM với cơ tính biết đổi dọc theo chiều dài dầm chịu lực điều hòa di động. Gan và Nguyễn Đình Kiên [106] xây dựng phần tử dầm Timoshenko có tính tới ảnh hưởng vị trí của mặt trung hòa và ứng dụng trong phân tích động lực học của dầm FGM đa nhịp. FEM cũng được Gan và đồng nghiệp sử dụng trong nghiên cứu dầm FGM có cơ tính biến đổi dọc theo trục dầm [26] chịu lực di động và dầm FGM có gối tựa đàn hồi [107] chịu tải trọng di động. 1.3. Tình hình nghiên cứu trong nước Sử dụng phương pháp giải tích, Nguyễn Trung Kiên và cộng sự [111] nghiên cứu bài toán uốn và dao động của dầm Timoshenko làm từ FGM chịu lực dọc trục. Bài toán uốn và dao động của dầm FGM nhưng được Thái Hữu Tài và Võ Phương Thức [112] nghiên cứu bằng các lý thuyết dầm bậc cao khác nhau. Trên cơ sở lý thuyết biến dạng trượt bậc ba, Võ Phương Thức và cộng sự [113] xây dựng phương trình chuyển động cho dầm sandwich FGM có lõi là vật liệu thuần nhất, sau đó dùng phương pháp phần tử hữu hạn để tính tần số dao động riêng và các mode dao động. Võ Phương Thức và đồng nghiệp [34] phát triển mô hình phần tử hữu hạn cho phân tích uốn và dao động tự do của dầm sandwich. Bài toán dao động và chẩn đoán vết nứt của dầm FGM được Nguyễn Ngọc Huyên [114], Nguyễn Ngọc Huyên và Nguyễn Tiến Khiêm [115], Nguyễn Tiến Khiêm và cộng sự [116, 117] nghiên cứu bằng phương pháp giải tích. Nguyễn Đình Kiên và cộng sự [118, 119, 120] phát triển các phần tử dầm dựa trên phương pháp hệ tọa độ đồng hành để nghiên cứu bài toán chuyển vị lớn của dầm thon làm từ FGM. FEM cũng được Nguyễn Đình Kiên và đồng nghiệp sử dụng trong phân tích chuyển vị lớn của khung FGM [121], khung sandwich FGM [33]. Ảnh hưởng của biến dạng dẻo tới ứng xử mất ổn định và uốn phi tuyến của dầm FGM được quan tâm nghiên cứu bằng FEM trong thời gian gần đây [122, 123, 124].
8. 6 Dao động của dầm FGM chịu kích động bởi tải trọng di động được một số tác giả trong nước quan tâm nghiên cứu trong thời gian gần đây. Phạm Đình Trung [13] phân tích dao động của dầm FGM dưới tác động của khối lượng hoặc lực điều hòa di động bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Lê Thị Hà và đồng nghiệp xây dựng mô hình phần tử hữu hạn mới để phân tích dao động của dầm FGM đa nhịp chịu lực điều hòa di động [14], dầm có mặt cắt ngang thay đổi chịu nhiều lực di động [15]. Nguyễn Đình Kiên và cộng sự [133] sử dụng hàm dạng Kosmatka để xây dựng mô hình phần tử hữu hạn trong nghiên cứu dao động của dầm có mặt cắt ngang không đồng nhất chịu tải trọng di động với vận tốc thay đổi. Hàm dạng Kosmatka cũng được Nguyễn Đình Kiên và đồng nghiệp [9] dùng để xây dựng biểu thức ma trận độ cứng và ma trận khối lượng cho phân tích dầm 2-D FGM chịu lực di động. 1.4. Nhận xét và định hướng nghiên cứu Nghiên cứu về kết cấu dầm FGM dưới tác dụng của lực di độngmới chỉ được một số ít tác giả quan tâm nghiên cứu trong thời gian gần đây. Trong [12], tác giả Lê Thị Hà đã thành công trong việc xây dựng công thức phần tử hữu hạn để nghiên cứu dao động của dầm FGM chịu tải trọng di động nhưng ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô và nhiệt độ môi trường chưa được xét tới. Mặc dù một số tác giả đã nghiên cứu ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô và nhiệt độ môi trường tới dao động của dầm FGM, nhưng mới chỉ dừng lại ở bài toán dao động tự do. Độ cứng và mô-men khối lượng của dầm sẽ thay đổi khi xét tới ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô và vì thế sẽ ảnh hưởng tới giá trị độ võng và các tham số động lực học của dầm. Thêm vào đó, khi nhiệt độ môi trường tăng, dầm không chỉ chịu tải trọng dưới dạng ứng suất nhiệt mà các hệ số đàn hồi của dầm cũng sẽ suy giảm. Các yếu tố này ảnh hưởng đáng kể tới ứng xử động lực học của dầm và cần được nghiên cứu. Từ các lý do nêu trên, bài toán dao động của dầm FGM có lỗ rỗng vi mô chịu tải trọng di động được đặt ra và nghiên cứu trong luận án này. CHƯƠNG 2. DẦM FGM TRONG MÔI TRƯỜNG NHIỆT ĐỘ 2.1. Dầm FGM chịu tải trọng di động Hình 2.1 minh họa dầm FGM với chiều dài L, thiết diện ngang là hình chữ nhật với chiều rộng b và chiều cao h không đổi. Dầm chịu
9. 7 tác động của các lực F1, F2, FnF, di động từ trái sang phải với vận tốc không đổi v. Dầm được giả định được làm từ hai vật liệu thành phần là gốm và kim loại với tỉ lệ thể tích thay đổi theo hàm số lũy thừa như sau n z 1 Vc , VV cm 1 (2.1) h 2 trong đó Vc , Vm tương ứng là tỉ lệ thể tích của gốm và kim loại. z là tọa độ theo chiều cao của dầm; số mũ n (không âm) là tham số vật liệu, xác định tỷ lệ và sự phân bố của các vật liệu thành phần. MÆt c¾t ngang dÇm y z,w z F nF F2 F1 gèm (Ec, Gc, c) lç rçng x y h h b b L kim lo¹i (Em, Gm, m) Hình 2.1. Dầm FGM với lỗ rỗng vi mô chịu tải trọng di động 2.2. Lỗ rỗng vi mô trong dầm FGM Với mô hình lỗ rỗng vi mô trong [18, 19], tỷ lệ thể tích lỗ rỗng V (V <<1), được giả định phân bố đều theo cả hai pha kim loại và gốm. Khi dầm ở trong môi trường nhiệt độ cao, các tính chất hiệu dụng của dầm FGM được tính theo công thức n z 1 PzT(,) PT () PT () c m h 2 (2.3) V PT() PT () PT () m c m 2 trong đó Pc và Pm tương ứng là tính chất của gốm và kim loại, phụ thuộc vào nhiệt độ T (K) của môi trường, Vα là tỷ lệ thể tích của lỗ rỗng vi mô. 2.3. Trường nhiệt độ trong dầm FGM Trường nhiệt độ phân bố theo chiều cao của dầm FGM có thể nhận được từ phương trình truyền nhiệt Fourier [91, 103]
10. 8 d dT (z ) 0 (2.4) dz dz với các điều kiện biên T = Tc tại z = h/2 và T = Tm tại z = - h/2. Trong phương trình (2.4), hệ số dẫn nhiệt κ(z) được giả thiết không phụ thuộc vào nhiệt độ. Giải (2.4) ta thu được trường nhiệt độ phân bố theo chiều cao của dầm dưới dạng zdz h/2 dz TT ( TT ) / (2.6) m c m h/2()z h /2  () z Dễ dàng thấy rằng, khi nhiệt độ mặt trên và mặt dưới dầm bằng nhau, Tc = Tm thì T = Tc = Tm. Trong trường hợp này nhiệt độ tại mọi điểm trong dầm là như nhau và được gọi là trường nhiệt độ tăng đều (UTR). Trường hợp Tc ≠ Tm, nhiệt độ tại mọi điểm trong dầm là hàm phi tuyến của tọa độ z. Trường nhiệt độ vì thế là trường nhiệt độ tăng phi tuyến (NLTR). Trong luận án này, giá trị tăng của nhiệt độ T cho NLTR được định nghĩa theo các nghiên cứu [17, 21], cụ thể là: T = Tc – Tm = Tc - T0 , với T0 = 300K là nhiệt độ quy chiếu. 2.4. Ảnh hưởng của nhiệt độ tới tham số vật liệu Touloukian [130] chỉ ra rằng tính chất P của một vật liệu liên hệ với nhiệt độ dưới dạng hàm phi tuyến sau 1 2 3 PPPT 0( 1 1 PT 1 PT 2 PT 3 ) (2.18) trong đó P0, P-1, P1, P2 và P3 là các hệ số phụ thuộc vào nhiệt độ. Hình 2.2 và 2.3 minh họa ảnh hưởng của tỷ lệ thể tích lỗ rỗng vi mô Vα và sự tăng nhiệt độ ΔT tới mô-đun đàn hồi hiệu dụng của dầm FGM tạo bởi thép không gỉ và ô-xit nhôm cho các giá trị V khác nhau và ΔT = 500K. Mô-đun đàn hồi giảm rõ rệt khi xét tới ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô, cho cả UTR và NLTR. So sánh Hình 2.2(b) với Hình 2.3 ta thấy rằng mô-đun đàn hồi hiệu dụng E của dầm FGM suy giảm mạnh hơn trong trường nhiệt độ là phân bố đều. 2.5. Các phương trình cơ bản 2.5.1. Trường chuyển vị Chuyển vị ngang của một điểm bất kỳ trong dầm cho bởi
11. 9 uxzt(,,) uxt0 (,) z (,) xt (2.24) wxzt(,,) w0 (,) xt trong đó u0(x,t), w0(x,t) tương ứng là chuyển vị dọc trục và chuyển vị theo phương ngang của điểm nằm trên trục giữa của dầm, θ(x,t) là góc quay của thiết diện ngang của dầm và t là thời gian. 2.5.2. Trường biến dạng, ứng suất Từ (2.24) ta nhận được trường biến dạng cho dầm như sau xx u, x u 0, x z  , x (2.25) xz u , z w , x w 0, x  trong biểu thức trên kí hiệu ( ),x được dùng để chỉ đạo hàm riêng theo biến x và ( ),z là đạo hàm riêng theo biến z. Theo định luật Hook, ứng suất pháp và ứng suất trượt tương ứng với trường biến dạng (2.25) là: xx(,)zT EzT (,)  xx EzTu (,) 0, x z  , x (2.26) xz(,)zT  GzT (,) xz GzTw (,) 0, x  trong đó E(z,T) và G(z,T) tương ứng là mô-đun đàn hồi và mô-đun trượt hiệu dụng , ψ là hệ số hiệu chỉnh. 340 340 320 320 n=0.1 300 300 n=0.5 280 280 n=0.1 n=1 n=0.5 260 260 n=1 E (GPa) 240 E (GPa) 240 n=5 220 220 n=5 n=10 200 200 n=10 180 180 -0.5 -0.25 0 0.25 0.5 -0.5 -0.25 0 0.25 0.5 z/h z/h (a) T=0 K,V =0 (b) T=0 K,V =0.1 Hình 2.2. Ảnh hưởng của tỉ lệ thể tích lỗ rỗng đến mô-đun đàn hồi hiệu dụng
12. 10 280 280 n=0.1 n=0.1 260 260 n=0.5 240 240 n=0.5 n=1 220 220 n=1 200 200 E (GPa) E( GPa) n=5 180 180 n=10 n=5 160 160 n=10 140 140 -0.5 -0.25 0 0.25 0.5 -0.5 -0.25 0 0.25 0.5 z/h z/h (a) NLTR, T=500 K, V =0.1 (b) UTR, T=500 K, V =0.1 Hình 2.3. Ảnh hưởng của nhiệt độ đến mô-đun đàn hồi hiệu dụng trong trường nhiệt độ UTR và NLTR 2.5.3. Năng lượng biến dạng đàn hồi Năng lượng biến dạng đàn hồi (U ) có thể viết dưới dạng L 1 2 U A u2 2 A u A  2 A w  dx (2.27) 11 0,x 12 0, xx , 22 , x 33 0, x 2 0 trong đó V là thể tích dầm, A là diện tích thiết diện ngang của dầm; các đại lượng A11, A12, A22 và A33 tương ứng là độ cứng dọc trục, độ cứng tương hỗ giữa dọc trục và uốn, độ cứng chống uốn và độ cứng chống trượt. 2.5.4. Năng lượng biến dạng do ứng suất nhiệt ban đầu Giả sử dầm không có ứng suất nhiệt khi nhiệt độ bằng nhiệt độ quy chiếu T0 và chịu ứng suất nhiệt do sự thay đổi nhiệt độ. Ứng suất nhiệt ban đầu do sự tăng nhiệt độ T được định nghĩa bởi [30, 91] T xx EzT(,)(,) zT T (2.29) Năng lượng biến dạng sinh ra do ứng suất nhiệt ban đầu có dạng [17, 30] 1 1 L U EzT(,)(,) zTTwdV 2 Nwdx 2 T 0, xTx 0, (2.30) 2V 2 0 trong đó NT là tổng lực dọc trục sinh ra do ứng suất nhiệt ban đầu.
13. 11 2.5.5. Động năng Động năng của dầm FGM với lỗ rỗng vi mô dưới dạng sau 1 L Iu(2 w 2 ) 2 IuI  2 dx (2.32)  11 0 0 12  0 22  2 0 trong đó I11, I12 và I22 tương ứng là các mô-men khối lượng. 2.5.6. Thế năng của lực ngoài Lực ngoài tác động lên dầm xét trong Luận án là một lực di động, một lực điều hòa di động hoặc các lực với biên độ không đổi di động. Thế năng của các lực di động này có thể được biểu diễn dưới dạng sau nF  Fwxti0 (,)( i x ii vt ) (2.35) i 1 trong đó nF là số lực, w0(xi,t) là độ võng tại vị trí lực Fi, xi là hoành độ tính từ đầu trái dầm đến vị trí lực Fi,, ti là thời gian tính từ thời điểm lực Fi đi vào nút trái của dầm 2.6. Ảnh hưởng của nhiệt độ tới độ cứng của dầm Hình 2.5 minh họa ảnh hưởng của độ cứng chống uốn A22 với ΔT của dầm với thể tích lỗ rỗng vi mô V = 0.1 trong hai trường hợp UTR và LNTR. 1.5 1.5 T=0K T=0K 1.4 T=100K 1.4 T=100K T=200K T=200K 1.3 T=500K 1.3 T=500K 1.2 1.2 220 UTR, V =0.1 220 /A /A NLTR, V =0.1 22 1.1 22 1.1 A A 1 1 0.9 0.9 0.8 0.8 0 2 4 6 8 10 0 2 4 6 8 10 (a) n (b) n Hình2.5. Ảnh hưởng của nhiệt độ tới độ cứng chống uốn của dầm FGM với Vα = 0.1: (a) UTR, (b) NLTR
14. 12 Với mọi giá trị của tham số vật liệu n, độ cứng chống uốn giảm dần khi giá trị của ΔT tăng lên. Trường UTR ảnh hưởng tới độ cứng của dầm mạnh hơn. Thêm vào đó, sự suy giảm độ cứng rõ nét hơn cho trường hợp dầm có tham số vật liệu n lớn hơn. 2.7. Phương trình chuyển động Phương trình chuyển động cho dầm được xây dựng từ nguyên lý biến phân Hamilton có dạng IuI  Au A  0 11 0 12 11 0,xx 12 , xx nF Iw11 0  Aw 33 0,xx  , x Nw T 0, xx  Fi ( xi vt i ) (2.44) i 1 I IuAu A  A w  0 22 12 120,xx 22, xx 33 0, x 2.8. Dầm Euler-Bernoulli Phương trình vi phân chuyển động cho dầm dựa trên lý thuyết dầm Euler-Bernoulli có dạng. Iu11 0 Iw 12  0,x Au 11 0, xx Aw 12 0, xxx 0 IwIu110 12  0,x Iw 22  0, xx Aw 22 0, xxxx Au 12 0, xxx Nw T 0, xx (2.48) nF  Fi ( x i vt i ) i 1 CHƯƠNG 3. MÔ HÌNH PHẦN TỬ HỮU HẠN VÀ THUẬT TOÁN SỐ 3.1. Véc tơ chuyển vị nút Véc-tơ chuyển vị nút cho một phần tử dầm FGM hai bút (i, j) thường gồm 6 thành phần T d {uwiiij uw jj  } (3.1)
15. 13 trong đó, chỉ số trên ‘T’ được sử dụng để chỉ chuyển vị của một véc tơ hoặc ma trận. Chuyển vị u0(x), w0(x) và góc quay(x) của tiết diện ngang cho phần tử dầm được nội suy qua các hàm dạng như sau u0 Ndu,, w 0 Nd w  Nd (3.2) trong đó Nu, Nw và N tương ứng là các hàm nội suy (hàm dạng) cho u0(x), w0(x) và (x). Một số phần tử dầm với 6 bậc tự do như trong phương trình (3.2) sử dụng các các nội suy khác nhau dùng trong phân tích dao động của dầm FGM đã được một số tác giả đề nghị trong thời gian gần đây. 3.2. Hàm nội suy thứ bậc FEM sử dụng các hàm dạng thứ bậc được trình bày chi tiết trong các tài liệu [132, 133]. Từ phép nội suy bậc nhất cho hàm f(x) trên miền [0,l ] 1  1  fNfNf f f (3.3) 1 1 2 22 1 2 2 x với  2 1 là tọa độ tự nhiên, phép nội suy bậc 2 cho hàm f(x) có l thể được viết dưới dạng f Nf1 1 Nf 2 2 Nf 3 3 (3.4) trong đó N3 là đa thức bậc hai, có dạng 2 N3 1  (3.6) Tương tự, thêm đa thức bậc ba vào vế phải của (3.4) ta nhận được phép nội suy bậc 3, với hàm N4 có dạng 2 N4  1  (3.8) Tương tự ta có thể xây dựng được các đa thức bậc cao hơn cho các hàm dạng thứ bậc. Sử dụng các hàm nội suy N1, N2, N3, N4 nêu trên, chuyển vị dọc trục u0, chuyển vị ngang w0 và góc xoay  được nội suy như sau uNuNu0 11 22,  N 11 N 22  N 33  (3.9) w0 Nw 1 1 Nw 2 2 Nw 3 3 Nw 4 4
16. 14 trong đó u1, u2, 1, , w4 là giá trị của các biến ở các nút và ở trong phần tử. 3.3. Trường chuyển vị với ràng buộc Phần tử dầm dùng để phân tích động lực học của kết cấu có thể được xây dựng từ 9 bậc tự do như trên hình 3.2. Tuy nhiên, phần tử sẽ hiệu quả hơn khi số bậc tự do ít hơn nhờ ràng buộc biến dạng trượt là một hằng số [133]. Biến dạng trượt (2.25) nhận được từ phép nội suy (3.9) có dạng 6 2 4 1 1 xz w 4  3 w 3  1 2 l l 2 2 (3.10) 1 1 w2 w 12 w 4  1 2 2  3 l 2 Để xz = const, cần có 6 4 1 1 w0 , w  0 (3.11) l4 3 l 32 1 2 2 Từ (3.11) ta rút ra l l w  , w  (3.12) 38 1 2 4 6 3 Sử dụng công thức (3.12) ta có thể viết lại (3.9) như sau 1  1  1  1  2 u u1 u 2,  1  2 1  3 2 2 2 2 (3.13) 1  1  l 1 2 l  1 2 w w w   21 2 2 8 1 2 6 3 Biến dạng trượt có dạng 1 1 2  w w  (3.14) xz l 2 12 1 2 3 3 Phần tử dầm trong luận án này được xây dựng từ trường chuyển vị theo công thức (3.13) và biến dạng trượt (3.14). Véc tơ chuyển vị nút cho một phần tử có 7 bậc tự do. 3.4 Ma trận độ cứng phần tử
17. 15 Ma trận độ cứng của dầm được xây dựng từ biểu thức năng lượng biến dạng cho một phần tử dầm, Ue, có dạng sau 1 U dT kd (3.18) e 2 trong đó k là ma trận độ cứng phần tử kk uu k u k  k  (3.19) 21 2 1 k NNkTAd, NN T A d  uu u,,,,11 u  u  u  12 l 1 l 1 2 1 k NNT A d, (3.20)  , 22  , l 1 l 1 2 2 k ( NNT T )A ( NN ) d   w,  33 w ,  2 1 l l Các ma trận trong (3.20) có dạng tường minh sau ll2 l 1 1 2 3 2 ll2 l 2 ll 2 2 4 3 2 4 1 1 2 2 A11  A33 2ll 42 2 ll kuu ,k l l 1 1 l 3 3 9 3 3 ll2 l 1 1 2 3 2 ll2 l 2 ll 2 2 4 3 2 4
18. 16 0 1 0 0 1 1 0 1 1 0 0 1 0 A 16 A 22 12 k 0 0 , ku  0 0 0 0 0 (3.21) l 3 l 0 1 0 0 1 1 0 1 1 0 0 1 0 Để tương thích trong tính toán ma trận dưới đây, các ma trận độ cứng trong phương trình (3.21) cần được mở rộng thành ma trận có kích thước (7x7) bằng cách thêm vào các hàng và cột với các hệ số bằng 0 tương ứng với các hệ số 0 trong ma trận các hàm dạng. 3.5. Ma trận độ cứng do ứng suất nhiệt ban đầu Ma trận độ cứng phần tử do ứng suất nhiệt ban đầu được xây dựng dựa trên năng lượng biến dạng do tăng nhiệt độ phương trình (2.30) cho một phần tử có dạng 1 U dkdT (3.22) Te2l T với kT là ma trận độ cứng do tăng nhiệt độ, có dạng tường minh sau 1 0 0 1 0 1 1 0l2 0 0 l 2 12 12 NT 4 2 kT 0 0l 0 0 (3.24) l 45 1 0 0 1 0 1 1 0 l2 0 0 l 2 12 12 3.6. Ma trận khối lượng phần tử Ma trận khối lượng được xây dựng trên các hàm nội suy cho trường chuyển vị. Vì vậy, ta có thể viết biểu thức động năng cho phần tử dầm công thức (2.32) dưới dạng sau 1 dT md  (3.25) e 2
19. 17 trong đó m = muu + mww + mu + m là ma trận khối lượng của phần tử dầm, với l1 l 1 m NNmTId, NN T I d  uu2 uu11 ww 2 ww 11 1 1 (3.26) l1 l 1 m NNmTId, NN T I d  u u 12   22 2 1 2 1 tương ứng là các ma trận khối lượng sinh ra do chuyển vị theo phương: dọc trục; phương ngang; tương hỗ giữa chuyển vị dọc trục và sự quay của tiết diện ngang; sự quay của tiết diện ngang. Dạng tường minh cho các ma trận này cũng dễ dàng nhận được. 3.7. Phần tử dựa trên các hàm nội suy chính xác Các hàm dạng chính xác cho phần tử dầm FGM dựa trên lý thuyết biến dạng trượt bậc nhất được xây dựng trong luận án của Lê Thị Hà [12]. Các biểu thức cho ma trận độ cứng và ma trận khối lượng có dạng tương tự như trong [12] ngoại trừ biểu thức cho hệ số độ cứng và mô-men khối lượng là khác nhau. 3.8. Phần tử dầm Euler-Bernoulli Ma trận độ cứng và ma trận khối lượng cho phần tử dầm Euler- Bernoulli có dạng kk uu k uw k ww (3.33) với l l kNNk TA dx, 2 NN T A dx uu ux, 11 ux , uw ux , 12 wxx , 0 0 (3.34) l k NT A N dx ww wxx, 22 wxx , 0 với Nu là ma trận các hàm dạng tuyến tính và Nw là ma trận các hàm Hermite. Ma trận khối lượng phần tử cũng có dạng tương tự như ma trận độ cứng, m = muu + mww + mu + m , trong đó
20. 18 l l m NNmTI dx, NN T I dx uu 0 u11 u ww 0 w 11 w (3.36) l l m NNTI dx, m NN T I dx u 0 uwx12 ,  0 wxwx , 22 , 3.9. Phương trình chuyển động rời rạc Bỏ qua ảnh hưởng cản của vật liệu dầm, phương trình chuyển động cho dầm FGM có lỗ rỗng vi mô chịu tải trọng di động có thể viết dưới dạng ngôn ngữ phần tử hữu hạn như sau ex MD ( KB KDFT ) (3.37) trong đó D , D tương ứng là các véc-tơ chuyển vị và gia tốc tổng thể ex tại các điểm nút; K B , KT , M, F tương ứng là các ma trận độ cứng, ma trận khối lượng và véc - tơ tải trọng nút tổng thể. 3.10. Thuật toán Newmark Phương trình (3.37) có thể giải bằng phương pháp tích phân trực tiếp. Phương pháp gia tốc trung bình không đổi với khả năng ổn định số không điều kiện được sử dụng trong luận án này. CHƯƠNG 4. KẾT QUẢ SỐ VÀ THẢO LUẬN 4.1. Kiểm nghiệm mô hình phần tử và chương trình số Bảng 4.4 so sánh tham số độ võng không thứ nguyên nhất tại giữa dầm cho trường hợp V = 0 và T = 0K của dầm FGM chịu một lực di động. Với mọi giá trị của tham số vật liệu và vận tốc lực di động, như ta thấy từ Bảng 4.4, độ võng lớn nhất tại giữa dầm nhận được trong Luận án rất sát với các giá trị sử dụng phương pháp bán giải tích của Şimşek và Kocaturk trong [4], và phương pháp cầu phương vi phân của Khalili và cộng sự trong [105].
21. 19 Bảng 4.4. So sánh tham số độ võng không thứ nguyên lớn nhất tại giữa dầm (V = 0, T = 0) Al2O3 n = 0.2 n = 0.5 n = 1 n = 2 Nguồn (252 m/s)* (222m/s) (198m/s) (179m/s) (164m/s) TBHi 0.9382 1.0307 1.1509 1.2569 1.3450 TBEx 0.9380 1.0402 1.1505 1.2566 1.3446 EBB 0.9329 1.0346 1.1445 1.2504 1.3377 TL [4] 0.9328 1.0344 1.1444 1.2503 1.3376 TL [105] 0.9317 1.0333 1.1429 1.2486 1.3359 4.3. Đáp ứng động lực học 4.3.1. Ảnh hưởng của nhiệt độ và lỗ rỗng vi mô Hình 4.3 minh họa mối liên hệ giữa giá trị không thứ nguyên của độ võng tại giữa dầm với giá trị không thứ nguyên của thời gian cho trường hợp n = 0.5, Vα = 0.1 và các giá trị khác nhau ΔT của NLTR và hai giá trị của vận tốc lực di động, v = 30 m/s và v = 60 m/s. Với cả hai giá trị của vận tốc lực di động, độ võng ở giữa dầm lớn hơn khi giá trị của sự tăng nhiệt độ ∆T cao hơn trong phần lớn thời gian lực di động trên dầm. 1.5 1.5 (a) v = 30 m/s (b) v = 60 m/s 1 1 st st L/2,t)/w (L/2,t)/w 0 0 w w 0.5 0.5 T = 0 T = 0 T = 50K T = 50K T = 100K T = 100K T = 150K T = 150K 0 0 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 t/ T* t/ T* Hình 4.3. Mối liên hệ giữa giá trị không thứ nguyên của độ võng ở giữa dầm theo thời gian cho các giá trị ∆T khác nhau của NLTR (n=0.5, V = 0.1)
22. 20 Hình 4.5 minh họa mối liên hệ giữa độ võng trực chuẩn lớn nhất ở giữa dầm với vận tốc của lực di động v với các giá trị khác nhau của ∆T và Vα cho trường hợp trường nhiệt độ phân bố phi tuyến và n = 1. 2.5 2.5 (a) (b) ) 2 ) 2 st st (L/2,t)/w (L/2,t)/w 0 0 1.5 1.5 max(w T=0 max(w V =0 T=50K V =0.1 1 T=100K V =0.15 1 T=150K V =0.2 0.8 0 100 200 300 0.8 v (m/s) 0 100 200 300 v (m/s) Hình 4.5. Mối liên hệ giữa giá trị không thứ nguyên của độ võng lớn nhất ở giữa dầm với vận tốc v cho trường hợp n = 1 và NLTR: (a)V =0.1, T thay đổi, (b) T = 150K, V thay đổi. Hình 4.5 cho thấy giá trị lớn nhất của độ võng ở giữa dầm tăng lên khi các giá trị ∆T và Vα tăng lên, bất kể giá trị của vận tốc lực di động. Thêm vào đó, như ta thấy từ Hình 4.5(a), giá trị cực trị của độ võng ở giữa dầm có khung hướng đạt được ở vận tốc nhỏ hơn khi giá trị của sự tăng nhiệt độ ∆T cao hơn. Điều ngược lại xảy ra với tỷ lệ thể tích lỗ rỗng, như thấy từ Hình 4.5(b), mặc dù không rõ nét như trên Hình 4.5(a). Sự phân bố của ứng suất pháp theo chiều cao của thiết diện tại giữa dầm được minh họa trên Hình 4.6 cho trường hợp NLTR với v = 20 m/s, n = 0.5 và các giá trị khác nhau của ∆T và Vα. Biên độ của của ứng suất pháp trên Hình 4.6(a) tăng lên khi ∆T tăng.
23. 21 0.5 0.5 (a) (b) 0.25 0.25 z/h z/h 0 0 -0.25 -0.25 T=0 V =0 T=50K V =0.1 T=150K V =0.2 -0.5 -0.5 -50 -40 -20 0 20 40 -50 -40 -20 0 20 40 * *   xx xx Hình 4.6. Phân bố của ứng suất pháp theo chiều cao thiết diện ngang giữa dầm: (a) V = 0.1, ∆T thay đổi, (b) ∆T = 100K, Vα thay đổi 4.3.2. Ảnh hưởng của tần số lực kích động Hình 4.8 biểu diễn mối liên hệ giữa độ võng không thứ nguyên ở giữa dầm theo thời gian của dầm FGM chịu lực điều hòa di động với các giá trị  khác nhau và với n = 1, Vα = 0.1, v = 30 m/s. 2 6  = 10 rad/s  = 15 rad/s 4 1  = 20 rad/s st st 2 0 (L/2,t)/w (L/2,t)/w 0 0 0 w w -1 -2 (a) (b) -2 -4 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 * t/ T t/ T* Hình 4.8. Mối liên hệ giữa các độ võng không thứ nguyên ở giữa dầm theo thời gian cho các giá trị khác nhau của tần số lực kích động: (a) NLTR, (b) UTR (n = 1, Vα=0.1, v = 30 m/s) Với cả hai trường nhiệt độ phân bố, tần số lực kích động làm thay đổi rõ nét giá trị lớn nhất của độ võng ở giữa dầm. Đặc biệt, trong trường hợp UTR, độ võng tại giữa dầm ứng với tần số  = 20 rad/s lớn hơn nhiều so với độ võng với tần số  = 10 rad/s và  = 15
24. 22 rad/s. Sự tăng của độ võng có thể được giải thích bởi hiện tượng cộng hưởng khi tần số lực kích động tiến gần tới tần số dao động cơ bản của dầm. 4.3.3. Ảnh hưởng của số lượng lực di động Hình 4.9 minh họa ảnh hưởng của số lực di động nF và khoảng cách giữa các lực d tới mối liên giữa độ võng không thứ nguyên ở giữa dầm theo thời gian cho trường hợp n = 3, Vα = 0.1, v = 30 m/s và ∆T = 100K. Trên Hình 4.9, ∆T* là tổng thời gian cần thiết để một lực đi hết chiều dài dầm. Dầm thực hiện nhiều chu trình dao động hơn và giá trị của độ võng lớn nhất tại giữa dầm lớn hơn khi dầm chịu tác động của nhiều lực di động hơn. Khi số lượng lực nhiều hơn, thời điểm tại đó độ võng tại giữa dầm đạt giá trị cực đại có khuynh hướng tăng lên. Giá trị của độ võng lớn nhất tại giữa dầm giảm rõ rệt khi khoảng cách giữa các lực tăng lên. 4 4 n =1 d=L/8 (a) F (b) n =2 d=L/5 F d=L/3 3 n =3 3 F d=L/2 n =4 F st st 2 2 1 w(L/2,t)/w 1 w(L/2,t)/w 0 0 -1 -1 0 0.5 1 1.5 2 0 0.5 1 1.5 2 t/ T* t/ T* Hình 4.9. Ảnh hưởng của số lực di động và khoảng các giữa các lực tới mối liên hệ giữa độ không thứ nguyên ở giữa dầm theo thời gian cho trường hợp n = 3, Vα= 0.1, v = 30 m/s, ∆T = 100K: (a) d = L/4 và nF khác nhau, (b) nF = 3 và d khác nhau.
25. 23 6 6 (a) (b) 5 5 ) ) st st 4 4 (L/2,t)/w (L/2,t)/w 0 0 3 3 max(w max(w T=0 d=L/8 2 T=50K 2 d=L/5 T=100K d=L/4 T=150K d=L/2 1 1 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 v (m/s) v (m/s) Hình 4.10. Mối liên hệ giữa độ võng lớn nhất không thứ nguyên tại giữa dầm với vận tốc của lực di động cho trường hợp nF = 3, n = 1 và Vα = 0.1: (a) d = L/4 và ∆T thay đổi, (b) ∆T = 100K và d thay đổi. Ứng xử động lực học của dầm FGM trong môi trường nhiệt độ cao chịu nhiều lực di động có thể nhận thấy từ Hình 4.10. Tương tự trường hợp dầm chịu một lực di động, giá trị lớn nhất của độ võng ở giữa dầm tăng lên khi ∆T tăng. Khi khoảng cách giữa các lực di động đủ lớn, giá trị cực trị của đường cong trở nên bất thường. Chẳng hạn, đường cong tương ứng với trường hợp d = L/2 trên Hình 4.10(b) đạt giá trị lớn nhất ngay khi vận tốc của lực di động còn tương đối nhỏ. KẾT LUẬN Một số kết luận chính của luận án có thể tóm lược dưới đây: 1) Đã nghiên cứu ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô và nhiệt độ môi trường tới dao động của dầm FGM với cơ tính biến đổi ngang theo quy luật hàm số lũy thừa bằng FEM. Các tính chất của vật liệu dầm được giả định tuân theo quy luật hàm số lũy thừa và phụ thuộc vào nhiệt độ. Ảnh hưởng của hai trường nhiệt độ là UTR và NLTR tới tần số dao động cơ bản và đáp ứng động lực học của dầm được khảo sát chi tiết trong luận án. 2) Xây dựng được các mô hình phần tử hữu hạn dùng trong nghiên cứu đáp ứng động lực học của dầm FGM có tính tới ảnh hưởng của nhiệt độ và lỗ rông vi mô. Mô hình phần tử mới TBHi xây dựng từ các hàm dạng thứ bậc với ràng buộc cho biến dạng trượt có tốc độ hội tụ nhanh, có thể đánh giá tốt các đặc trưng dao động
26. 24 của dầm FGM. Mô hình phần tử TBHi cũng có khả năng mô phỏng tốt ảnh hưởng của biến dạng trượt tới ứng xử động lực học của dầm FGM chịu tải trọng di động. 3) Phát triển được chương trình tính toán số và áp dụng phân tích một loạt các bài toán dầm FGM chịu các loại tải trọng di động khác nhau: một lực di động, một lực điều hòa di động và nhiều lực di động. Ảnh hưởng của sự tăng nhiệt độ, tỷ lệ thể tích lỗ rỗng vi mô và các tham số của tải trọng di động tới đáp ứng động lực học của dầm được khảo sát chi tiết trong luận án. Từ kết quả phân tích số, luận án đã đưa ra một số kết luận liên quan tới ảnh hưởng của nhiệt độ, lỗ rỗng vi mô và các tham số của tải trọng di động tới ứng xử động lực học của dầm FGM chịu tải trọng di động. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN 1. Ảnh hưởng của lỗ rỗng vi mô và nhiệt độ môi trường tới các đặc trưng dao động của dầm FGM chịu tải trọng di động được nghiên cứu lần đầu tiên trong Luận án. 2. Công thức phần tử hữu hạn phát triển trong Luận án sử dụng các hàm dạng thứ bậc với ràng buộc cho biến dạng trượt, có khả năng mô phỏng tốt dao động của dầm FGM chịu tải trọng di động được xây dựng lần đầu tiên trong Luận án này. 3. Kết quả số minh họa cho ảnh hưởng của nhiệt độ và lỗ rỗng vi mô tới các đặc trưng động lực học của dầm FGM là những kết quả mới của Luận án, chưa được các tác giả khác công bố.
27. DANH MỤC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ 1. Bui Van Tuyen, Tran Thi Thom, Nguyen Dinh Kien, Le Thi Ha (2015), Vibration of functionally graded Euler-Bernoulli beams in thermal environment excited by a moving force, Tuyển tập Công trình Hội nghị Khoa học toàn quốc Cơ học Vật rắn biến dạng lần thứ XII, Đại học Duy Tân, Đà Nẵng, 7/8/2015, Tập 2, trang 1622-1629. 2. Tran Thi Thom, Bui Van Tuyen, Nguyen Dinh Kien (2015), Free vibration of functionally graded sandwich beams in high temperature environment, Tuyển tập hội nghị khoa học toàn quốc cơ học vật rắn biến dạng lần thứ XII, đại học Duy Tân, Đà Nẵng 2015, Tập 2, trang 1388-1395. 3. Bui Van Tuyen, Tran Thi Thom, and Nguyen Dinh Kien (2016), Dynamic response of functionally graded Timoshenko beams in thermal environment due to a moving harmonic load, Tuyển tập Hội nghị khoa học toàn quốc vật liệu và kết cấu Composite-Cơ học, Công nghệ và Ứng dụng, Nha Trang 2016, trang 781-788. 4. Bùi Văn Tuyển, Nguyễn Đình Kiên (2016), Dao động của dầm có cơ tính biến thiên trong môi trường nhiệt độ cao dưới tác dụng của lực điều hòa di động, Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường, số 55, 11/2016, trang 110-116 (ISSN: 1859-3941). 5. Van Tuyen Bui, Quang Huan Nguyen, Thi Thom Tran, Dinh Kien Nguyen (2015), Vibration of functionally graded sandwich beam excited by a moving harmonic point load, Kỷ yếu hội nghị khoa học – công nghệ toàn quốc về cơ khí lần thứ IV, 11/2015, trang 750-757. 6. Thanh Huong Trinh, Van Tuyen Bui, Ngoc Huyen Nguyen, Dinh Kien Nguyen and Buntara S. Gan (2016), Dynamic behavior of functionally graded beams in thermal environment due to a moving harmonic load, International Journal of Mechanical Systems Engineering, Vol.2, 2016, 7412/2016/119.
28. 7. Nguyen Dinh Kien, Tran Thi Thom, BS Gan, Bui Van Tuyen (2016), Influences of dynamic moving forces on the functionally graded porous-nonuniform beam, International Journal of Engineering and Technology Innovation, Vol. 6, no. 3, pp. 173 – 189. 8. Le Thi Ha, Bui Van Tuyen, Nguyen Dinh Kien (2016), Vibration analysis of FG sandwich beams subject to a moving load by using a new higher-order shear deformation theory, Proceedings of the 4th International Conference on Engineering Mechanics and Automation - ICEMA4, Hanoi 2016, pp. 269-276. 9. Tran Thi Thom, Nguyen Quang Huan, Nguyen Dinh Kien, Bui Van Tuyen (2016), Fundamental frequency analysis of FG porous beams in thermal environment based on the improved third-order shear deformation theory, Proceedings of the 4th International Conference on Engineering Mechanics and Automation - ICEMA4, Hanoi 2016, pp. 393-400. 10. Dinh Kien Nguyen, Quang Huan Nguyen, Thi Thom Tran, Van Tuyen Bui (2017), Vibration of bi-dimensional functionally graded Timoshenko beams excited by a moving load, Acta Mechanica, Vol. 228, pp. 141-155. 11. Dinh Kien Nguyen, Van Tuyen Bui (2017), Dynamic analysis of functionally graded Timoshenko beams in thermal environment using a higher-order hierarchical beam element, Mathematical Problems in Engineering, 12. Bui Van Tuyen (2017), Effect of temperature and porositieson dynamic response of functionally graded beams carrying a moving load, Journal of Science and Technology Development, Vol. 20, No.K2-2017, pp. 24-33 (ISSN: 1859-0128). 13. Bui Van Tuyen, Nguyen Ngoc Huyen, Nguyen Dinh Kien (2017), Vibration of FG porous beams in thermal environment under moving load using new first-order shear deformable beam element, tuyển tập HNCH toàn quốc lần thứ X, Hà Nội 12/2017, pp. 1378-1385.