Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa

Tên lửa & Thiết bị bay<br /> <br /> TÍNH TOÁN KIỂM BỀN ỐP CHE ANTEN ĐẦU TỰ DẪN TÊN LỬA<br /> Vũ Tùng Lâm*, Trần Ngọc Thanh<br /> Tóm tắt: Bài báo trình bày việc tính toán kiểm bền kết cấu ốp che anten đầu tự<br /> dẫn tên lửa từ vật liệu compozit lớp chịu tải khí động bằng phương pháp phần tử<br /> hữu hạn. Các tải trọng khí động được tính toán theo lý thuyết Newton, các đặc tính<br /> của vật liệu được tính toán trên cơ sở mô hình vật liệu compozit lớp trực hướng. Mô<br /> hình toán, giải thuật và chương trình tính toán bằng Matlab đã được xây dựng và<br /> áp dụng tính toán cho ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa Kh-35E.<br /> Từ khóa: Phần tử hữu hạn, Vỏ compozit lớp, Ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.<br /> <br /> 1. ĐẶT VẤN ĐỀ<br /> Các ốp che anten đầu tự dẫn trong tên lửa là những phần tử chịu lực chính, chúng bảo<br /> đảm hình dáng khí động cho tên lửa và bảo vệ các thiết bị bên trong tránh khỏi những tác<br /> động bên ngoài trong quá trình hoạt động của tên lửa. Một trong các yêu cầu đối với kết<br /> cấu này là phải bền vững khi chịu tải trong mọi điều kiện hoạt động, sử dụng, do vậy,<br /> trong tính toán thiết kế ốp che anten cần thiết phải đánh giá được độ bền của nó.<br /> Theo các công trình [2], [4], [8] phần lớn các ốp che anten làm từ vật liệu compozit<br /> lớp, dẫn đến bài toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn liên quan tới việc phân tích cơ<br /> học kết cấu vỏ compozit. Khó khăn chính trong bài toán này là vấn đề xác định tải trọng<br /> tác dụng lên ốp và ứng xử của vật liệu compozit khi tác dụng tải trọng. Trong bài báo<br /> trình bày vấn đề phân tích cơ học ốp che anten đầu tự dẫn, tập trung vào giải quyết hai<br /> vấn đề trên.<br /> 2. MÔ HÌNH TOÁN<br /> 2.1. Tính toán tải khí động tác dụng lên ốp<br /> Tải khí động được xác định bằng cách tính toán áp lực khí động tác dụng lên ốp. Khi<br /> tính toán ta chia áp lực khí động thành hai thành phần tĩnh và động:<br /> p  p h  p (1)<br /> Áp lực tĩnh xác định theo trạng thái khí quyển liên quan đến độ cao bay của tên lửa, áp<br /> lực động phụ thuộc chủ yếu vào dòng chảy bao quanh ốp. Áp lực động pα tại mỗi điểm cụ<br /> thể trên thân ốp phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố như: áp suất dòng q, góc chương động α,<br /> góc kết cấu, góc tọa độ φ, các thông số này chỉ ra trên hình 1.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 1. Sơ đồ xác định áp lực động lên ốp che anten đầu tự dẫn.<br /> Áp lực trên bề mặt của một vật thể chuyển động trong không khí xác định chính xác<br /> nhất là dựa vào thử nghiệm trong ống thổi hoặc bằng các phương pháp mô phỏng số<br /> <br /> <br /> <br /> 12 V. T. Lâm, T. N. Thanh, “Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> (CFX, Fluent). Tuy nhiên việc thực hiện công việc này là khá khó khăn và tốn kém, mặt<br /> khác chúng khó có khả năng kết hợp với các mô hình phân tích cơ học kết cấu. Một số<br /> công trình hiện nay sử dụng mô hình được xây dựng dựa trên lý thuyết Newton [2], [10]<br /> để tính toán đã cho kết quả tương đối hợp lý và thuận tiện cho việc kết hợp chúng với<br /> phương pháp PTHH để phân tích kết cấu. Theo đó áp lực động pα trên bề mặt cuả ốp được<br /> xác định theo thành phần vận tốc pháp:<br /> 2<br /> V <br /> p  2q  n  (2)<br />  V <br /> trong đó: Vn - vận tốc pháp của dòng tại điểm đang xét; V- vận tốc bay của tên lửa; q-<br /> áp lực dòng.<br /> Áp lực dòng q là hàm của vận tốc bay và tỷ trọng không khí ρ phù hợp với vị trí của tên<br /> lửa trên quỹ đạo được tính như sau:<br /> V2<br /> q . (3)<br /> 2<br /> Từ biểu diễn hình học (hình 1) dễ dàng tìm được Vn là một hàm của các góc α, θ, φ và<br /> vận tốc bay V :<br /> Vn  V sin  cos  cos  +V cos sin . (4)<br /> Từ đó xác định được pα:<br /> 2<br /> p  2q  sin  cos  cos +cos sin  . (5)<br /> Tải khí động tác dụng lên toàn bộ bề mặt ốp được tính bằng tích phân áp lực khí động<br /> trên diện tích bề mặt của ốp. Tích phân này có thể tính dễ dàng bằng phương pháp tích<br /> phân số.<br /> 2.2. Cơ học vỏ compozit lớp<br /> 2.2.1. Quan hệ ứng suất biến dạng trong vỏ compozit lớp trực hướng<br /> Kết cấu vỏ compozit lớp được mô hình hóa theo lý thuyết vỏ của Mindlin [1]. Trường<br /> biến dạng trong vỏ có dạng sau:<br /> u u u v u w w v<br /> x  ;  y  ;  xy   ;  yz   ;  zx   ; (6)<br /> x x y x z x y z<br /> Quan hệ ứng suất, biến dạng được cho như sau :<br />  x   C11 C12 0 0 0 x <br />   C 0    y <br />  y   12 C22 0 0<br />  <br />  xy    0 0 C44 0 0   xy   C   ; (7)<br />    0 0 0 C55 0   yz<br />  <br />  yz    <br />  zx   0 0 0 0 C66   zx <br /> Vỏ compozit lớp trực hướng được tạo thành từ nhiều lớp vật liệu compozit trực hướng.<br /> Do đó để tính toán các hệ số trong ma trận vật liệu [C], trước tiên ta xem xét quan hệ ứng<br /> suất biên dạng trong một lớp vật liệu trực hướng, theo [6] có dạng sau:<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 40, 12 - 2015 13<br />  Tên lửa & Thiết bị bay<br /> <br />  11   Q11 Q12 Q13 0 0 0   11 <br />   Q Q22 Q23 0 0 0   <br />  22   12   22 <br />  33  Q13 Q23 Q33 0 0 0   33 <br />       , (8)<br />   12   0 0 0 Q44 0 0   12 <br />   13   0 0 0 0 Q55 0   13 <br />      <br />   23 k  0 0 0 0 0 Q66  k  23 k<br /> với : σij, εij- các thành phần ứng suất và biến dạng trong hệ tọa độ cục bộ của lớp với các<br /> trục là 1, 2, 3 ; k- số thứ tự của lớp vật liệu trong kết cấu vỏ.<br /> Các hằng số độc lập trong ma trận vật liệu được tính thông qua các hằng số kỹ thuật:<br /> 1  23 32 1  13 31 1  12 21<br /> Q11  ; Q22  ; Q33  ;<br /> E2 E3  E1 E3  E1 E2 <br />   31 23   2132   12 31<br /> Q12  21 ; Q13  31 ; Q23  32 ;<br /> E2 E3  E2 E3  E1 E3  (9)<br /> 1  12 21  23 32  3113  22132 13<br /> Q44  G23 ; Q55  G31 ; Q66  G12 ;   .<br /> E1 E2 E3<br /> trong đó: E1, E2, E3- mô đun đàn hồi theo hướng các trục chính tương ứng; μij- hệ số<br /> poisson; G23, G31, G12- mô đun trượt trong các mặt phẳng 2-3, 3-1, 1-2 tương ứng.<br /> Khi xét đến tính chất vỏ (σ33=0) quan hệ ứng suất biến dạng trong lớp thứ k như sau:<br /> <br />  11   Q11 Q12 0 0 0   <br />  11<br />   Q Q 22 0 0 0   22 <br />  22   12  Qi 3Q j 3<br />    Qij  , i, j  1, 2;<br />   12    0 0 Q 44 0 0   12  ; Qij   Q33 (10)<br />      Qij , i, j  4,5,6.<br />  13   0 0 0 Q55 0   13 <br /> <br />  23 k  0 0 0 0 Q 66   23 k<br />  k<br /> <br /> Khi các trục hệ tọa độ 1, 2, 3 của lớp không đồng phương với các trục của hệ tọa độ vỏ<br /> phải tiến hành chuyển quan hệ này về hệ tọa độ của vỏ, khi đó ma trận vật liệu được xác<br /> định theo công thức sau:<br /> 1 1<br /> Q 'k  T k Q k T k  T k Q k T k , (11)<br /> trong đó : [Tε]k- ma trận chuyển biến dạng được xác định theo giá trị các cô sin chỉ phương<br /> của các véc tơ hệ tọa độ của lớp trong hệ tọa độ vỏ, được tính theo [6].<br /> Cuối cùng ma trận vật liệu của vỏ compozit lớp được tính theo công thức sau:<br /> L hk<br /> <br /> C     Q 'k dz. (12)<br /> k 1 hk 1<br /> <br /> với L- số lượng lớp; hk- khoảng cách từ mặt trên của lớp đến mặt trung hòa của vỏ.<br /> 2.1.2. Các tiêu chuẩn bền của vật liệu compozit<br /> Để đánh giá độ bền của kết cấu từ vật liệu compozit phức tạp hơn nhiều so với vật liệu<br /> đẳng hướng, bởi tính chất khác nhau của các vật liệu thành phần. Trong kỹ thuật sử dụng<br /> các tiêu chuẩn bền để đánh giá khả năng phá hủy của vật liệu dưới tác dụng của tải trọng.<br /> Thông dụng nhất là thuyết bền ứng suất lớn nhất, thuyết bền biến dạng lớn nhất, thuyết<br /> <br /> <br /> <br /> 14 V. T. Lâm, T. N. Thanh, “Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> bền Tsai-Wu, Tsai-Hill. Sau đây ta sẽ xem xét một số thuyết bền chính được trình bày<br /> trong các tài liệu [3], [6]:<br /> Thuyết bền ứng suất lớn nhất cho rằng lớp vật liệu bị phá hủy khi một trong những điều<br /> kiện sau thỏa mãn:<br />  1  X k ; 2  Yk ; 3  Z k ; 12  R; 23  S ; 31  T ; (13)<br /> Thuyết bền biến dạng lớn nhất cho rằng lớp vật liệu bị phá hủy khi một trong những<br /> điều kiện sau thỏa mãn:<br />  1  X  k ;  2  Y k ;  3  Z  k ;  12  R ;  23  S ;  31  T ; (14)<br /> Theo thuyết bền Tsai-Hill lớp vật liệu bị phá hủy khi điều kiện sau thỏa mãn:<br /> 2 2 2<br />  1    2    3   1 1 1   1 1 1 <br />           2  2  2   1 2   2  2  2   2 3 <br /> X  Y   Z  X Y Z  Y Z X  (15)<br /> 2 2 2<br />  1 1 1  <br />       <br />   2  2  2   3 1   12    23    31   1;<br />  Z X Y  R<br />    S  T <br /> Theo thuyết bền Tsai – Wu lớp vật liệu bị phá hủy khi điều kiện sau thỏa mãn:<br /> F1 1  F2 2  F3 3  2 F12 1 2  2 F13 1 3  2 F23 2 3  ...<br /> (16)<br />  F11 12  F22 2 2  F33 32  F44 12 2  F55 232  F66 312  1;<br /> trong đó, các hệ số được tính như sau:<br /> 1 1 1 1 1 1<br /> F1   ; F2   ; F3   ;<br /> Xk Xn Yk Yn Zk Zn<br /> 1 1 1 1 1 1<br /> F11  ; F22  ; F33  ; F44  2 ; F55  2 ; F66  2 ; (17)<br /> Xk Xn Yk Yn Zk Zn R S T<br /> 1 1 1<br /> F12   ; F13   ; F23   ;<br /> 2 X k X nYk Yn 2 X k X n Zk Zn 2 Yk Yn Z k Z n<br /> Trong các thuyết bền trên các giá trị Xk, Yk, Zk, Xn, Yn, Zn, Xεk, Yεk, Zεk,- giới hạn độ bền<br /> kéo giới hạn độ bền nén, biến dạng phá hủy kéo của vật liệu theo phương của các trục 1, 2<br /> , 3; R, S, T , Rε, Sε, Tε - giới hạn độ bền cắt, biến dạng phá hủy cắt tương ứng với các mặt<br /> 1-2, 2-3, 3-1; σi, τij, εi, γij- các thành phần ứng suất và biến dạng xuất hiện trong lớp vật liệu<br /> compozit. Các giới hạn bền kể trên được xác định từ các thử nghiệm mẫu vật liệu.<br /> 2.3. Mô hình phần tư hữu hạn<br /> Để xây dựng mô hình PTHH sử dụng phần tử vỏ giảm bậc song tuyến tính [1], [5], [7],<br /> với hàm dạng sau:<br /> N i  0, 25(1   i )(1  i );(i  1...4). (18)<br /> trong đó ξi, ηi là tọa độ tự nhiên của nút thứ i.<br /> Chuyển vị nút gồm 6 thành phần độc lập:<br /> T<br /> di   ui vi wi  xi  yi  zi  . (19)<br /> Chuyển vị tại điểm bất kỳ trong phần tử được tính theo chuyển vị nút:<br /> u  4 ui <br />   1 n3i yi  m3i zi <br /> v    N i vi    hi l3i zi  n3i xi , (20)<br /> 2<br />  w i 1 <br />  wi  m3i xi  l3i yi <br /> <br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 40, 12 - 2015 15<br />  Tên lửa & Thiết bị bay<br /> <br /> với: hi - chiều dày vỏ tại nút i; l3i, m3i, n3i - cosin chỉ phương của véc tơ pháp tuyến tại nút<br /> i.<br /> Các thành phần biến dạng tại điểm bất kỳ được biểu diễn theo các chuyển vị tại nút:<br />     B d  , (21)<br /> với [B] là ma trận chuyển vị nút – biến dạng. Đối với kết cấu vỏ các thành phần biến dạng<br /> được tính trong hệ tọa độ cục bộ của phần tử, do đó phải chuyển các thành phần biến dạng<br /> từ hệ tọa độ tổng quát về hệ tọa độ cục bộ thông qua ma trận chuyển biến dạng [Tε] được<br /> tính theo [1]:<br />  '  T  . (22)<br /> Quan hệ ứng suất biến dạng trong hệ tọa độ cục bộ được biểu diễn dưới dạng:<br />    C  '  C T  B d   C  B 'd  , (23)<br /> Ma trận độ cứng phần tử được cho theo công thức [7]:<br /> 1 1 1<br /> T T<br />  ke     B ' C  B ' dV      B ' C  B ' J d  d d  . (24)<br /> V 1 1 1<br /> <br /> Tải trọng tác động lên ốp là lực diện do áp lực khí động gây ra, được tính như sau:<br /> 1 1<br /> T T<br />  f e     N   p dS     N   p Ad d , (25)<br /> S 1 1<br /> <br /> trong đó: [N]- ma trận hàm dạng; A- diện tích mặt phần tử; {p}- véc tơ áp lực lên bề mặt<br /> chóp.<br /> Véc tơ áp lực khí động tác dụng lên bề mặt chóp được tính theo công thức:<br /> T<br />  p  p l3 m3 n3  , (26)<br /> với p là áp lực khí động tác dụng lên bề mặt chóp được tính theo công thức (5).<br /> Sau khi tính toán các ma trận độ cứng phần tử và véc tơ tải nút tiến hành xây dựng ma<br /> trận độ cứng tổng thể và véc tơ tải nút tổng thể bằng cách cộng trực tiếp vào các vị trí<br /> tương ứng với chỉ số bậc tự do, ta nhận được phương trình cân bằng tổng quát:<br />  K  d    F  (27)<br /> Giải phương trình trên xác định được các chuyển vị nút từ đó tính toán trạng thái ứng<br /> suất, tiến hành tính toán các giá trị tương đương theo tiêu chuẩn bền. Trên cơ sở các giá trị<br /> tương đương này đánh giá khả năng đảm bảo bền của kết cấu.<br /> 3. ÁP DỤNG SỐ<br /> 3.1. Giải thuật và chương trình số<br /> Các giải thuật được xây dưng trên cở sở giải thuật cơ bản của phương pháp phần tử hữu<br /> hạn áp dụng cho bài toán vỏ. Sơ đồ giải thuật cho trong hình 2.<br /> Chương trình số tính toán kiểm tra bền và ổn định kết cấu ốp che anten từ vật liệu<br /> compozit được xây dựng bằng phần mềm Matlab trên cơ sở thuật toán trên.<br /> Trong chương trình sử dụng tích phân số theo sơ đồ cầu phương Gauss 2x2x2 để tính<br /> toán các ma trận độ cứng và véc tơ tải nút. Hệ phương trình cân bằng được giải bằng thuật<br /> toán Decomposition. Các ứng suất tương đương được tính toán theo thuyết bền Tsai-Wu.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 16 V. T. Lâm, T. N. Thanh, “Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> Begin<br /> <br /> Thiết lập thông số đầu vào<br /> <br /> Xây dựng mô hình PTHH<br /> <br /> Tính toán tải trọng<br /> <br /> Tính toán ma trận độ cứng<br /> <br /> Giải hệ phương trình cân bằng<br /> <br /> Tính toán ứng suất trong các lớp<br /> <br /> Kiểm bền theo Tsai-Wu<br /> <br /> Xuất kết quả<br /> <br /> End<br /> Hình 2. Sơ đồ giải thuật tổng thể tính toán độ bền và ổn định kết cấu vỏ<br /> từ vật liệu compozit.<br /> Số liệu đầu vào của chương trình là các thông tin các thông số hình học, đặc trưng vật liệu,<br /> tải trọng, các điều kiện biên... Kết quả đầu ra của chương trình là các ảnh đồ chuyển vị, ứng<br /> suất tương đương, các giá trị nhỏ nhất và lớn nhất của chuyển vị, ứng suất.<br /> 3.2. Thông số đầu vào<br /> Chương trình được áp dụng để tính toán ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa Kh-35E. Ốp là<br /> một vỏ compozit có dạng ôvan có chiều rộng, chiều cao xác định, giả thiết độ dày của<br /> thành ốp biến đổi tuyến tính theo chiều cao lớn nhất ở đáy và nhỏ nhất ở đỉnh. Để xác định<br /> các tham số tải trọng ta lựa chọn tính ở thời điểm tên lửa bay bằng. Ta xét trong hai trường<br /> hợp khi góc chương động bằng không và khi có góc chương động khác không. Giả thiết ốp<br /> liên kết với khoang sau bằng ngàm cứng. Mô hình tải trọng tác dụng lên ốp che anten và<br /> điều kiện biên như hình 3, giá trị các tham số đầu vào cho trong bảng 1.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 40, 12 - 2015 17<br />  Tên lửa & Thiết bị bay<br /> <br /> Hình 3. Kết cấu, tải trọng, điều kiện biên của ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa Kh-35E.<br /> Bảng 1. Giá trị các tham số kích thước kết cấu [9].<br /> TT Tên gọi Kí hiệu Đơn vị Giá trị<br /> 1 Chiều cao ốp H mm 196<br /> 2 Độ rộng (đường kính đáy) D mm 382<br /> 3 Độ dày thành t mm 1,5-0,5z/H<br /> 4 Vận tốc bay V m/s 276<br /> o<br /> 5 Góc chương động δ Độ góc ( ) 0; 5<br /> 3<br /> 6 Mật độ không khí ρ kg/m 1,2<br /> Vật liệu chế tạo ốp có các đặc tính cơ học được cho trong bảng 2.<br /> Bảng 2. Đặc tính cơ học của vật liệu CP vải thủy tinh nền polyme [8] .<br /> TT Tên gọi Ký hiệu Đơn vị Giá trị<br /> 1 Mô đun đàn hồi theo hướng 1 E1 GPa 22,2<br /> 2 Mô đun đàn hồi theo hướng 2 E2 GPa 22,2<br /> 3 Mô đun đàn hồi theo hướng 3 E3 GPa 18,8<br /> 4 Hệ số poát xông theo hướng 1-2 μ12 0,15<br /> 5 Hệ số poát xông theo hướng 1-3 μ13 0,11<br /> 6 Hệ số poát xông theo hướng 2-3 μ23 0,11<br /> 7 Mô đun trượt theo hướng 1-2 G12 GPa 3,62<br /> 8 Mô đun trượt theo hướng 1-3 G13 GPa 3,87<br /> 9 Mô đun trượt theo hướng 2-3 G23 GPa 3,87<br /> 10 Giới hạn bền kéo theo hướng 1 Xk MPa 334<br /> 11 Giới hạn bền kéo theo hướng 2 Yk MPa 334<br /> 12 Giới hạn bền kéo theo hướng 3 Zk MPa 227<br /> 13 Giới hạn bền nén theo hướng 1 Xn MPa 390<br /> 14 Giới hạn bền nén theo hướng 2 Yn MPa 390<br /> 15 Giới hạn bền nén theo hướng 3 Zk MPa 184<br /> 16 Giới hạn bền cắt theo mặt 2-3 R MPa 38,7<br /> 17 Giới hạn bền cắt theo mặt 1-3 S MPa 38,7<br /> 18 Giới hạn bền cắt theo mặt 1-2 T MPa 38,7<br /> 3.3. Kết quả và thảo luận<br /> Sau khi tính toán nhận được các kết quả sau:<br /> Ảnh đồ chuyển vị tổng, ảnh đồ giá trị tương đương theo thuyết bền trong trường hợp<br /> góc chương động bằng không cho trong hình 3.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 18 V. T. Lâm, T. N. Thanh, “Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 3. Ảnh đồ chuyển vị tổng và giá trị của tiêu chuẩn bền Tsai-Wu<br /> trong trường hợp góc chương động bằng không.<br /> Ảnh đồ chuyển vị tổng, ảnh đồ giá trị tương đương theo thuyết bền trong trường hợp<br /> góc chương động bằng 5o cho trong hình 4.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Ảnh đồ chuyển vị tổng và giá trị của tiêu chuẩn bền Tsai-Wu<br /> trong trường hợp góc chương động bằng 5o.<br /> Từ các kết quả trên ta nhận thấy giá trị của tiêu chuẩn bền Tsai-Wu là rất nhỏ hơn 1 do<br /> vậy trong trường hợp này kết cấu hoàn toàn đảm bảo bền.<br /> 5. KẾT LUẬN<br /> Mô hình toán phân tích cơ học kết cấu vỏ compozit lớp chịu áp lực ngoài được xây dựng<br /> trên cơ sở phương pháp PTHH sử dụng phần tử vỏ giảm bậc song tuyến tính. Tải khí động<br /> được xác định theo lý thuyết Newton. Các lớp vật liệu compozit được coi là trực hướng.<br /> Trên cơ sở mô hình toán học đã xây dựng được giải thuật và chương trình tính toán<br /> bằng ngôn ngữ lập trình Matlab. Chương trình đảm bảo ổn định và tin cậy, các kết quả<br /> được xuất ra dưới dạng ảnh đồ trực quan, sinh động.<br /> Áp dụng tính toán cho ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa Kh-35E với các số liệu đầu vào<br /> được xác định từ các tài liệu tham khảo nhận thấy kết cấu đảm bảo bền với các hệ số bền<br /> khá lớn.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 40, 12 - 2015 19<br />  Tên lửa & Thiết bị bay<br /> <br /> TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> [1] Nguyễn Quốc Bảo, Trần Nhất Dũng, “Phương pháp phần tử hữu hạn lý thuyết và lập<br /> trình”. Hà Nội: NXB Khoa học và Kỹ thuật, 2003.<br /> [2] Vũ Tùng Lâm và các cộng sự, "Xây dựng các chỉ tiêu chiến – kỹ thuật và phương<br /> pháp đánh giá chóp tên lửa T-05," Viện Tên lửa, Hà Nội, Báo cáo đề tài cấp Viện<br /> 2008.<br /> [3] Nguyễn Hoa Thịnh, Nguyễn Đình Đức, “Vật liệu composite - cơ học và công nghệ”.<br /> Hà Nội: Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 2002.<br /> [4] Nguyễn Hoa Thịnh, Hoàng Xuân Lượng, Nguyễn Đức Cương, Trịnh Hồng Anh,<br /> Nguyễn Minh Tuấn, “Kết cấu và tính toán độ bền khí cụ bay”. Hà Nội: NXB Khoa<br /> học và Kỹ thuật, 2005.<br /> [5] K J Bathe, “Finite element procedures”. Prentice hall, 1996.<br /> [6] R M Jones, “Mechanics of composite materials”.: Taylor & Francis, 1999.<br /> [7] O C Zienkiewicz, R L Taylor, “The Finite element method”, 5th ed. Oxford:<br /> Butterworth Heinemann, 2000.<br /> [8] И Г Гуртовник, В И Соколов, Н Н Трофимов, С И Шалгунов, “Радиопрозрачные<br /> изделия из стеклопластиков”. Москва: Мир, 2003.<br /> [9] "Коробельный боевой ракетный комплекс «УРАН-Э»," Техническое описание.<br /> [10] М Ю Русин, “Проектирование головных обтекателей ракет из керамических и<br /> композиционных материалов”. Москва: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2005.<br /> ABSTRACT<br /> THE STRENGTH ESTIMATION OF MISSILES NOSE DOME<br /> This report refers to the strength estimation of missiles nose dome made of<br /> laminar composite, subjected to aerodynamic loads by finite element method.<br /> Aerodynamic loads are computed using Newton theory, characteristics of material<br /> are computed based on orthotropic material model. Mathematical model, algorithm<br /> flowcharts and some Matlab code were built and applied to solve for nose dome of<br /> Kh-35E missile.<br /> Keywords: Finite element method, Laminar composite shell, Nose dome.<br /> <br /> Nhận bài ngày 14 tháng 8 năm 2015<br /> Hoàn thiện ngày 29 tháng 10 năm 2015<br /> Chấp nhận đăng ngày 25 tháng 12 năm 2015<br /> <br /> Địa chỉ: Viện Tên lửa, Viện Khoa học và Công nghệ quân sự<br /> *<br /> Email: Lamnhungsaupop@gmail.com<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 20 V. T. Lâm, T. N. Thanh, “Tính toán kiểm bền ốp che anten đầu tự dẫn tên lửa.”<br />