Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu khoan lỗ nhỏ và sâu trên hợp kim nhôm có trợ giúp của rung động siêu âm

ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN

TRƯỜNG ĐẠI HỌC KỸ THUẬT CÔNG NGHIỆP

Chu Ngọc Hùng

NGHIÊN CỨU KHOAN LỖ NHỎ VÀ SÂU TRÊN HỢP KIM

NHÔM CÓ TRỢ GIÚP CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

Chuyên ngành: Kỹ thuật Cơ khí

Mã Số: 9 52 01 03

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS. Nguyễn Văn Dự

THÁI NGUYÊN – NĂM 2019

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan nội dung luận án là công trình nghiên cứu của riêng tôi dưới sự

hướng dẫn khoa học của PGS.TS Nguyễn Văn Dự. Những kết quả nghiên cứu được

trình bày trong luận án (trừ những nội dung được trích dẫn) là hoàn toàn do bản thân

tự nghiên cứu, không sao chép của bất kỳ ai hay nguồn nào.

Thái Nguyên, ngày… tháng…. năm 2019

Tác giả luận án

Chu Ngọc Hùng

LỜI CẢM ƠN

Luận án này có thể chưa bao giờ được hoàn thành nếu không có sự hướng dẫn

và trợ giúp của PGS.TS Nguyễn Văn Dự. Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn về tất cả sự giúp

đỡ của Thầy dành cho tôi trong suốt thời gian qua.

Tôi xin gửi lời cảm ơn đến PGS.TS Trần Minh Đức, người đầu tiên mà tôi đã

học được cơ khí là gì, người đã luôn dành sự quan tâm và cho tôi những lời khuyên

trong suốt quá trình tôi thực hiện luận án này. Tôi cũng xin gửi lời cảm ơn đến PGS.TS

Phan Quang Thế, vì sự quan tâm đặc biệt của Thầy dành cho tôi, người đã truyền cảm

hứng cho tôi trong suốt quá trình học tập. Tôi không thể quên gửi lời cảm ơn đến

GS.TS Nguyễn Đăng Bình, người đã định hướng cho tôi trong suốt quá trình học tập

và nghiên cứu. Tôi xin gửi lời cảm ơn đến TS Nguyễn Tiến Hưng, người đã giúp đỡ

tôi bất cứ khi nào tôi cần. Tôi xin gửi lời cảm ơn đến PGS.TS Ngô Như Khoa, người

đã tài trợ cho tôi những thiết bị đo đắt tiền, khó mua cho các thí nghiệm của tôi.

Tôi sẽ không viết những dòng này nếu không phải vì Bố Mẹ yêu quí của tôi,

cảm ơn Bố Mẹ đã nuôi dưỡng tôi để tôi có được ngày hôm nay.

Tôi không thể tìm được những từ thích hợp để cảm ơn vợ của tôi, Ngô Thị Bích

Ngọc và hai con gái của tôi, Chu Thúy Hiền và Chu Thảo Hiền, cảm ơn em và các

con đã dành cho tôi một tình yêu vô điều kiện.

Thái Nguyên, ngày… tháng…. năm 2019

Tác giả luận án

Chu Ngọc Hùng

iii

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU .................................................................................................................... 1

1 Tính cấp thiết ........................................................................................................ 1

2 Mục tiêu, đối tượng và phạm vi nghiên cứu......................................................... 3

2.1 Mục tiêu ......................................................................................................... 3

2.2 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ................................................................. 4

3 Phương pháp nghiên cứu ...................................................................................... 4

4 Ý nghĩa khoan học và ý nghĩa thực tiễn của đề tài ............................................... 4

4.1 Ý nghĩa khoa học ........................................................................................... 4

4.2 Ý nghĩa thực tiễn ............................................................................................ 4

5 Những đóng góp mới của đề tài ........................................................................... 5

6 Cấu trúc nội dung luận án ..................................................................................... 5

Chương 1 TỔNG QUAN VỀ GIA CÔNG CÓ TRỢ GIÚP CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU

ÂM .............................................................................................................................. 7

1.1 Giới thiệu ........................................................................................................... 7

1.2 Một số khái niệm về rung động siêu âm ........................................................... 7

1.2.1 Rung động siêu âm ..................................................................................... 7

1.2.2 Các phương pháp tạo rung siêu âm ............................................................ 7

1.3 Ứng dụng của siêu âm trong gia công cơ .......................................................... 8

1.3.1 Gia công siêu âm ........................................................................................ 8

1.3.2 Gia công siêu âm quay ................................................................................ 9

1.3.3 Gia công có trợ giúp của rung động siêu âm .............................................. 9

1.4 Tổng quan các nghiên cứu thực nghiệm về UAD ........................................... 11

1.4.1 Ảnh hưởng của UAD đến quá trình tạo phoi ............................................ 12

1.4.2 Ảnh hưởng của UAD đến lực dọc trục khi khoan .................................... 13

1.4.3 Ảnh hưởng của UAD đến mô men khi khoan .......................................... 16

1.4.4 Ảnh hưởng của UAD đến nhiệt cắt .......................................................... 18

1.4.5 Ảnh hưởng của UAD đến chất lượng gia công ........................................ 19

1.4.6 Ảnh hưởng của UAD đến tuổi bền dụng cụ ............................................. 21

1.4.7 Ảnh hưởng của UAD đến năng suất gia công .......................................... 23

1.5 Tổng quan các nghiên cứu lí thuyết về UAD .................................................. 23

1.6 Một số vấn đề về gia công hợp kim nhôm ...................................................... 25

1.6.1 Tính gia công của hợp kim nhôm ............................................................. 25

1.6.2 Tính gia công của hợp kim nhôm khi khoan ............................................ 26

Kết luận chương ........................................................................................................ 28

Chương 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT QUÁ TRÌNH KHOAN CÓ TRỢ GIÚP CỦA

RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM .......................................................................................... 30

2.1 Giới thiệu ......................................................................................................... 30

2.2 Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm ....................................................... 30

2.2.1 Nguyên tắc ................................................................................................ 30

2.2.2 Cơ chế của quá trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm .............. 31

2.2.3 Động học quá trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm ................. 33

2.2.4 Cơ chế giảm lực cắt trong khoan có trợ giúp của rung động siêu âm ...... 34

2.3 Lực dọc trục và mô men khi khoan ................................................................. 35

2.3.1 Lực dọc trục và mô men độc lập với độ sâu lỗ khoan .............................. 35

2.3.2 Lực dọc trục và mô men phụ thuộc độ sâu lỗ khoan ................................ 38

Kết luận chương .................................................................................................... 42

Chương 3 THIẾT KẾ, CHẾ TẠO HỆ THỐNG THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM ............. 44

3.1. Giới thiệu ........................................................................................................ 44

3.2 Các thành phần chính của hệ thống rung siêu âm ........................................... 44

3.2.1 Máy phát điện siêu âm .............................................................................. 45

3.2.2 Bộ chuyển đổi siêu âm .............................................................................. 45

3.2.3 Đầu khuếch đại biên độ ............................................................................ 48

3.3 Thiết kế hệ thống khoan có trợ giúp của rung động siêu âm .......................... 51

3.3.1 Thiết kế cấu trúc ....................................................................................... 51

3.3.2 Thiết kế chi tiết ......................................................................................... 53

3.4 Chế tạo, lắp ráp và hiệu chỉnh hệ thống .......................................................... 57

3.4.1 Chế tạo, lắp ráp hệ thống .......................................................................... 57

3.4.2 Đo kiểm bằng thiết bị phân tích trở kháng ............................................... 57

3.4.3 Đo kiểm bằng thiết bị hiện sóng số .......................................................... 59

3.4.4 Đo biên độ rung động ............................................................................... 64

3.4.5 Thực nghiệm đánh giá hệ thống rung siêu âm trợ giúp khoan ................. 67

3.5 Xây dựng hệ thống thí nghiệm ........................................................................ 67

3.5.1 Mục đích và phương pháp thí nghiệm ...................................................... 67

3.5.2 Thiết bị thí nghiệm .................................................................................... 68

3.5.3 Dụng cụ đo và thiết bị thu thập dữ liệu .................................................... 70

Kết luận chương .................................................................................................... 74

Chương 4 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM KHOAN LỖ SÂU CÓ TRỢ GIÚP CỦA

RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM .......................................................................................... 75

4.1 Giới thiệu ......................................................................................................... 75

4.2 Tiến hành thí nghiệm ....................................................................................... 76

4.2.1 Thí nghiệm với lực tiến dao không đổi ..................................................... 76

4.2.2 Thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi ................................................ 78

4.3 Một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu với lực tiến dao không đổi ........... 80

4.3.1 Tốc độ tiến dao ......................................................................................... 80

4.3.2 Độ sâu lỗ đạt được .................................................................................... 83

4.3.3 Mô men và nhiệt độ chi tiết khi khoan ..................................................... 84

4.3.4 Luận giải ưu việt của UAD ....................................................................... 86

4.4 Một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu với tốc độ tiến dao không đổi .... 100

4.4.1 Lực dọc trục và mô men khi khoan ........................................................ 100

4.4.2 Mô men cắt khi khoan ............................................................................ 102

4.4.3 Độ sâu an toàn của lỗ khoan ................................................................... 104

4.5 Lựa chọn bộ thông số gia công ..................................................................... 106

Kết luận chương .................................................................................................. 116

Chương 5 PHÁT TRIỂN MÔ HÌNH MÔ TẢ MÔ MEN KHI KHOAN LỖ SÂU 118

5.1 Giới thiệu ....................................................................................................... 118

5.2 Một số mô hình đã có .................................................................................... 118

5.3 Mô hình đề xuất ............................................................................................. 122

5.3.1 Mô men cắt ............................................................................................. 123

5.3.2 Mô men thoát phoi .................................................................................. 123

5.3.3 Mô men trượt gián đoạn ......................................................................... 128

Kết luận chương .................................................................................................. 130

KẾT LUẬN VÀ ĐỀ XUẤT .................................................................................... 132

Kết luận chung ..................................................................................................... 132

Đề xuất nghiên cứu tiếp theo ............................................................................... 133

TÀI LIỆU THAM KHẢO ....................................................................................... 134

vii

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN .................. 149

PHỤ LỤC ................................................................................................................ 151

viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Quĩ đạo rung trong gia công có trợ giúp của rung động siêu âm [36]....... 11

Bảng 1.2 Một số giải pháp công nghệ cải thiện quá trình khoan hợp kim nhôm ..... 27

Bảng 2. 1 Một số công thức tính mô men và lực dọc trục khi khoan ....................... 35

Bảng 2. 2 Kết quả tính lực dọc trục và mô men ........................................................ 37

Bảng 3. 1 Thông số của bộ chuyển đổi siêu âm ........................................................ 53

Bảng 3.2 Đặc tính cơ học và đặc tính truyền âm của đầu khuếch đại, ống kẹp, mũi

khoan ......................................................................................................................... 53

Bảng 3. 3 Thông số kĩ thuật của thiết bị phân tích trở kháng ................................... 58

Bảng 3.4 Thông số của thiết bị hiện sóng số PicoScope .......................................... 59

Bảng 3.5 Tần số cộng hưởng của cơ cấu rung khi độ dài mũi khoan (L) thay đổi ... 63

Bảng 3. 6 Thông số kĩ thuật của đầu đo biên độ siêu âm kĩ thuật số ........................ 65

Bảng 3.7 Thông số rung trong một số công bố cùng lĩnh vực .................................. 66

Bảng 3. 8 Các thông số cơ bản của máy gia công ..................................................... 68

Bảng 3. 9 Bảng thông số mũi khoan ......................................................................... 69

Bảng 3. 10 Thành phần hóa học của vật liệu mẫu thí nghiệm .................................. 69

Bảng 3. 11 Thông số máy phát điện siêu âm ............................................................ 70

Bảng 3. 12 Các thông số cơ bản của đầu đo lực cắt 3 thành phần ............................ 71

Bảng 3.13 Các thông số cơ bản của Load cell .......................................................... 72

Bảng 3. 14 Các thông số cơ bản của cảm biến đo mô men ...................................... 72

Bảng 3. 15 Thông số của cảm biến nhiệt độ ............................................................. 73

Bảng 3. 16 Bảng thông số của cảm biến dịch chuyển ............................................... 73

Bảng 3. 17 Bảng thông số của bộ thu thập dữ liệu ................................................... 73

Bảng 4. 1 Các thông số thí nghiệm với lực tiến dao không đổi ................................ 78

Bảng 4. 2 Các thông số thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi ........................... 80

Bảng 4. 3 Ký hiệu và giá trị các thông số thí nghiệm ............................................... 80

Bảng 4.4 Số liệu thống kê năng suất gia công trung bình ......................................... 82

Bảng 4.5 Giá trị mô men cắt ................................................................................... 102

Bảng 4. 6 Kết quả so sánh mô men cắt theo cặp ..................................................... 103

Bảng 4.7 Độ sâu an toàn (LMAX) đạt được .............................................................. 105

Bảng 4. 8 Các thông số thí nghiệm ......................................................................... 107

Bảng 4. 9 Kết quả thực nghiệm ............................................................................... 110

Bảng 4. 10 Tỉ số S/N của các chỉ tiêu và chuẩn hóa trong khoảng [0-1] ................ 111

Bảng 4. 11 Hệ số quan hệ xám và độ xám trung bình ............................................ 113

Bảng 4. 12 Mức độ ảnh hưởng của các thông số gia công đến độ xám .................. 113

Bảng 4. 13 Bảng kết quả thực nghiệm .................................................................... 116

Bảng 5.1 Các biến và mức thí nghiệm hồi quy ....................................................... 122

Bảng 5.2 Kết quả hồi quy hệ số C của mô men cắt ................................................ 123

Bảng 5.3 Kết quả hồi quy hệ số A trong mô hình mô men thoát phoi ................... 124

Bảng 5.4 Kết quả so sánh theo cặp các hệ số A ...................................................... 126

Bảng 5.5 Kết quả hồi quy các hệ số ai, i=1…3 ....................................................... 128

Bảng 5.6 Kết quả so sánh theo cặp ......................................................................... 130

DANH MỤC HÌNH VẼ

Hình 1.1 Hiệu ứng áp điện [32] .................................................................................. 8

Hình 1.2 Cơ cấu rung: PZT dạng màng mỏng (a), PZT dạng Sandwich (b) .............. 8

Hình 1.3 Nguyên lý gia công siêu âm [33] ................................................................. 9

Hình 1.4 Nguyên lí gia công siêu âm quay [35]: gia công lỗ (a), mài bề mặt (b) ...... 9

Hình 1.5 Tiện có trợ giúp của rung động siêu âm [38] ............................................. 10

Hình 1.6 Các phương án bổ sung rung động vào quá trình gia công [33] ................ 10

Hình 1.7 Sơ đồ kĩ thuật rung [36]: 1D (a), 2D (b) .................................................... 11

Hình 2.1 Kiểu rung trong UAD [76]: rung dọc trục (a), rung xoắn (b), rung kết hợp

(c) .............................................................................................................................. 30

Hình 2.2 Dao động của mũi khoan khi rung [84] ..................................................... 32

Hình 2.3 Sơ đồ phân tích động học quá trình cắt khi bổ sung rung động dọc trục [1],

[2], [85]...................................................................................................................... 34

Hình 2.4 Các giá trị lực dọc trục (a), mô men (b) tính theo công thức trong các tài liệu

và kết quả thực nghiệm. ............................................................................................ 38

Hình 2.5 Lực dọc trục trong quá trình khoan [94] .................................................... 39

Hình 2.6 Các thành phần lực tác động lên mũi khoan trong mặt phẳng dọc trục (a) và

trong mặt phẳng vuông góc với trục mũi khoan (b) [94] .......................................... 39

Hình 2.7 Mô men và lực cắt thay đổi theo độ sâu lỗ khoan [88] ............................. 40

Hình 2.8 Biến động của lực dọc trục và mô men khi khoan với mũi khoan có và

không có rãnh bẻ phoi [90] ....................................................................................... 41

Hình 2.9 Đặc trưng của lực cắt theo độ sâu lỗ khoan [91]........................................ 41

Hình 2.10 Lực dọc trục và mô men thay đổi theo độ sâu lỗ khoan [92] ................... 41

Hình 2.11 Biến động của lực dọc trục theo thời gian gia công [93] ......................... 42

Hình 2.12 Mô men tăng theo độ sâu lỗ khoan [95] ................................................... 42

Hình 3.1 Hệ thống rung siêu âm .............................................................................. 44

Hình 3.2 Cấu tạo bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin [96] .................................. 45

Hình 3.3 Một ví dụ khuếch đại biên độ rung siêu âm ............................................... 48

Hình 3.4 Đầu khuếch đại biên độ: dạng hàm mũ (a), dạng catenoit (b), dạng cosine

(c), dạng nón (d), dạng trụ bậc (e) [97] ..................................................................... 48

Hình 3.5 Tỉ lệ khuếch đại biên độ của các dạng đầu khuếch đại [97]: (a) dạng hàm

mũ, (b) dạng catenoit, (c) dạng cosine, (d) dạng nón, (e) dạng trụ bậc .................... 49

Hình 3.6 Đầu khuếch đại biên độ dạng trụ bậc ........................................................ 49

Hình 3.7 Phương án gá kẹp mũi khoan vào đầu khuếch đại biên độ: sử dụng ống kẹp

(collet) [81] (a), sử dụng ren vít cố định trực tiếp (b) [102] ..................................... 52

Hình 3.8 Kết cấu hệ thống rung siêu âm trợ giúp khoan .......................................... 52

Hình 3.9 Các kích thước chính của đầu khuếch đại biên độ đã gắn collet và mũi

khoan ......................................................................................................................... 54

Hình 3.10 Kết quả phân tích đầu khuếch đại gắn collet và mũi khoan ..................... 56

Hình 3.11 Bản vẽ lắp bộ chuyển đổi và đầu khuếch đại ........................................... 57

Hình 3.12 Đo kiểm bằng thiết bị phân tích trở kháng ............................................... 58

Hình 3.13 Phổ trở kháng của cơ cấu rung phân tích bằng thiết bị HIOKI3532-50 LCR

................................................................................................................................... 58

Hình 3.14 Thiết bị hiện sóng PicoScope ................................................................... 59

Hình 3.15 Sơ đồ đo trở kháng theo nguyên lý I-V .................................................... 60

Hình 3.16 Biểu đồ Bode được vẽ bằng phần mềm FRA4PS ................................... 61

Hình 3.17 Ví dụ xử lý số liệu bằng phần mềm OriginLab ........................................ 62

xii

Hình 3.18 Phổ trở kháng của bộ chuyển đổi được phân tích bằng phần mềm Originlab

................................................................................................................................... 62

Hình 3.19 Đo biên độ rung bằng đồng hồ so MИΓ có độ phân giải 1 µm (a), đo biên

độ rung bằng đầu đo siêu âm kĩ thuật số (b) ............................................................. 65

Hình 3.20 Đo biên độ rung bằng Panme ................................................................... 65

Hình 3.21 Giảm cường độ tín hiệu đo lực dọc trục khi bổ sung rung siêu âm: lượng

chạy dao 0,05 mm/v (a) và 0.085 mm/v (b) .............................................................. 67

Hình 3.22 Mũi khoan dùng cho thí nghiệm .............................................................. 69

Hình 3.23 Ảnh chụp một số mẫu thí nghiệm ............................................................ 69

Hình 3.24 Máy phát điện siêu âm (a), cơ cấu chổi than cổ góp (b) .......................... 70

Hình 3.25 Đầu đo lực cắt 3 thành phần ..................................................................... 70

Hình 3. 26 Sơ đồ đo mô men .................................................................................... 71

Hình 3.27 Cảm biến đo lực (Loadcell) ...................................................................... 72

Hình 3.28 Cảm biến đo mô men ............................................................................... 72

Hình 3.29 Cảm biến nhiệt độ .................................................................................... 72

Hình 3.30 Cảm biến dịch chuyển .............................................................................. 73

Hình 3.31 Bộ thu thập dữ liệu .................................................................................. 73

Hình 4.1 Sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với lực tiến dao không đổi ............. 76

Hình 4.2 Hệ thống thí nghiệm với lực tiến dao không đổi ...................................... 77

Hình 4.3 Sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi ........ 79

Hình 4.4 Hệ thống thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi .................................. 79

Hình 4.5 Đồ thị tiến dao của một số quá trình khoan ............................................... 81

Hình 4.6 Kết quả thống kê năng suất gia công trung bình ........................................ 82

xiii

Hình 4. 7 Độ sâu lỗ đạt được: khoan thường (a), khoan có rung trợ giúp (b) .......... 83

Hình 4.8 Diễn biến lượng tiến dao, mô men và nhiệt độ trên chi tiết khi khoan thường

(a, c) và khoan có rung trợ giúp (b, d); điều kiện gia công với lực tiến dao 6 kg, lỗ 4

(a, b) và 12 kg, lỗ 5 (c, d) .......................................................................................... 84

Hình 4.9 Tỷ số mô men (a) và tỷ số nhiệt độ chi tiết (b) của các cặp thí nghiệm ... 86

Hình 4.10 Ảnh chụp mũi khoan sau lỗ khoan thứ 5 ................................................. 87

Hình 4.11 Biến động của lượng tiến dao và mô men (a), của lượng tiến dao và nhiệt

chi tiết của hai cặp thí nghiệm (b) ............................................................................. 88

Hình 4.12 Biến động của nhiệt độ chi tiết gia công: khoan có rung trợ giúp với lực

tiến dao 9 kg (a); khoan thường với lực tiến dao 12 kg (b) ...................................... 89

Hình 4.13 Đồ thị biến thiên mô men theo độ sâu lỗ của hai quá trình khoan .......... 90

Hình 4.14 Ba thành phần mô men (a,b) và hiện tượng bám dính phoi (c,d) ........... 91

Hình 4.15 Một ví dụ về cách thức lấy điểm cơ sở và hồi quy T2 .............................. 94

Hình 4.16 Kết quả hồi quy của Mellinger và cộng sự (a), của Han và cộng sự (b) . 94

Hình 4.17 Thống kê trung bình (cột xếp chồng) của mô men T1+T2 (a) và tỷ lệ trung

bình T2/T1 của các kết quả thí nghiệm (b) ................................................................. 95

Hình 4.18 Mô men tổng và mô men thoát phoi chuẩn hóa của CD (a) và UAD (b) khi

lực tiến dao ứng với 12 kg ......................................................................................... 96

Hình 4.19 Tốc độ tăng mô men thoát phoi chuẩn hóa R2 của CD (a) và UAD (b) .. 98

Hình 4.20 Đồ thị mô men chuẩn hóa R2 và R3 của CD (a) và UAD (b) .................. 99

Hình 4.21 Lực dọc trục và mô men khi khoan thường (a) và khi khoan có rung trợ

giúp (b) .................................................................................................................... 100

Hình 4.22 Chuẩn hóa lực dọc trục và mô men: khoan thường (a), khoan có rung trợ

giúp (b) .................................................................................................................... 101

Hình 4.23 Lực dọc trục và mô men khi mũi khoan gãy (a) và định nghĩa độ sâu tới

hạn (b) ..................................................................................................................... 101

xiv

Hình 4.24 Ảnh hưởng của tốc độ cắt và lượng tiến dao đến mô men cắt khi khoan

thường (a) và khoan có rung trợ giúp (b) ................................................................ 104

Hình 4.25 Ảnh hưởng của tốc độ cắt và lượng tiến dao đến độ sâu tới hạn ........... 105

Hình 4.26 Sự thay đổi của lực dọc trục và mô men khi khoan ............................... 107

Hình 4.27 Biểu đồ độ xám trung bình (a) và ảnh hưởng của thông số vào đến độ xám

(b) ............................................................................................................................ 114

Hình 5.1 Các thành phần mô men khi khoan lỗ sâu Mellinger và cộng sự [88] ..... 119

Hình 5.2 Sơ đồ xác định các tham số tính toán (a) và các yếu tố lực và kích thước của

một phân tố phoi (b), Mellinger và cộng sự [88] .................................................... 119

Hình 5.3 Mô men khi khoan xương: mô men thực (a) và mô men được xử lý làm trơn

(b) (MacAvelia và cộng sự [116]) ........................................................................... 120

Hình 5.4 Đồ thị đường cơ sở (a) và kết quả hồi quy (b) ......................................... 124

Hình 5.5 Đồ thị so sánh 2-sample t-test của hai chế độ khoan CD và UAD khi khoan

đường kính 3 mm (a) và đường kính 4 mm (b) ....................................................... 126

Hình 5.6 Đồ thị mô phỏng thành phần T2 với các giá trị thống kê trung bình của hệ

số A ......................................................................................................................... 127

Hình 5.7 Mô hình mô tả cơ chế chuyển động trượt gián đoạn .............................. 128

Hình 5.8 Ví dụ biến động của T3 (a) và kết quả phân tích thống kê từ các thí nghiệm

với đường kính 3 mm (b) ........................................................................................ 129

Hình 5.9 Ví dụ biến động của T3 (a) và kết quả phân tích thống kê từ các thí nghiệm

với đường kính 4 mm (b) ........................................................................................ 129

DANH MỤC CÁC CỤM TỪ VIẾT TẮT

Kí hiệu Ý nghĩa

1D-VAM Rung theo một phương

2D-VAM Rung theo hai phương

CD Khoan thường (Conventional Drilling)

Rung theo phương tiếp tuyến (Conventional Ultrasonic Vibration CUVC Cutting).

Gia công có trợ giúp của rung động siêu âm dạng 2D hoặc dạng elip EUVAC (Elliptic Ultrasonic Vibration Assisted Cutting)

GRA Phân tích quan hệ xám (Grey Relational Analysis)

Tối ưu hóa dựa trên phân tích quan hệ xám (Grey Relational Analysis GRAO Based Optimization)

GRC Hệ số quan hệ xám (Grey Relational Coefficient)

I-V Mạch đo độ lệch pha giữa điện áp với dòng điện (I-V Methods)

LDVT Cảm biến dịch chuyển (Linear Variable Differential Transformer)

MQL Bôi trơn làm nguội tối thiểu (Minimum Quantity Lubrication)

MRR Tốc độ bóc tách vật liệu (Material Removal Rate)

PZT Vật liệu áp điện (Pb, Zorconi, Titan)

RLC Mạch điện RLC (Điện trở-điện cảm-điện dung)

RUM Gia công siêu âm quay (Rotary Ultrasonic Machining)

S/N Tỉ số tín hiệu trên nhiễu (Signal-To-Noise)

UAC Cắt có trợ giúp của rung động siêu âm (Utrasonic Assisted Cutting)

UAD Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Assisted Drilling)

UAG Mài có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Assisted Grinding)

Phay có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Assisted Milling) UAM

Tiện có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Assisted Turning) UAT

Gia công siêu âm (Ultrasonic Machining) USM

Gia công có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Vibration UVAM Assisted Machining)

xvi

DANH MỤC CÁC KÍ HIỆU

Kí hiệu Ý nghĩa Đơn vị

Biên độ rung µm A

Vận tốc truyền âm m/s c

Điện dung F C

Mô đun đàn hồi của vật liệu GPa E

Tần số rung Hz f

Lực dọc trục N F

Lực thoát phoi dọc trục N FCe

Lực cắt dọc trục N FCut

Lực dọc trục lớn nhất N FMax

Mô đun cắt GPa G

Chiều dài bước sóng m 

L/D Tỉ lệ độ sâu lỗ khoan trên đường kính

Khối lượng riêng của vật liệu truyền âm Kg/m3 

Điện trở Ω R

Tỉ số mô men lớn nhất RT_ij

Tỉ số nhiệt độ lớn nhất Rt°_ij

Nhiệt lớn nhất trên chi tiết khi khoan thường t°max_CD_ij

Nhiệt lớn nhất trên chi tiết khi khoan có rung trợ giúp t°max_UAD_ij

Tổng mô men Ncm T

Mô men tới hạn Ncm Ta

Mô men thoát phoi Ncm TCh, TCe

Mô men cắt Ncm TCut, T1, TC

Mô men lớn nhất Ncm TMax

Mô men lớn nhất đo được khi khoan thường Ncm Tmax_CD_ij

Mô men lớn nhất đo được khi khoan có rung trợ giúp Ncm Tmax_UAD_ij

Trở kháng âm của vật liệu Kg/s.m2 Z

Trở kháng của mạch Ω Zx

MỞ ĐẦU

1 Tính cấp thiết

Gia công cắt gọt có trợ giúp của siêu âm (Ultrasonic Assisted Machining - UAM)

là một phương pháp gia công mà ở đó, rung động cưỡng bức có tần số cao (≥20 kHz),

biên độ rất nhỏ (tính bằng micromet) được bổ sung vào chuyển động tương đối giữa

dụng cụ và chi tiết trong quá trình gia công [1]. Lưỡi dao hoặc phôi sẽ thực hiện dao

động theo một hay nhiều phương so với phương của vận tốc cắt. Sự kết hợp giữa

chuyển động rung cưỡng bức này với chuyển động cắt làm cho sự tiếp xúc giữa lưỡi

cắt và phôi thay đổi theo chu kỳ. Điều này dẫn đến sự thay đổi tương tác ma sát trong

vùng tiếp xúc giữa dụng cụ, chi tiết gia công và phoi, do đó có thể làm giảm lực cắt,

cải thiện chất lượng bề mặt và độ chính xác gia công, nâng cao năng suất và tuổi bền

dụng cụ. Có thể coi gia công cắt gọt có trợ giúp của siêu âm là một phương pháp gia

công mới, kết hợp giữa gia công truyền thống với gia công siêu âm (Ultrasonic

Machining).

Hiện nay, gia công cắt gọt có trợ giúp của siêu âm đã được áp dụng cho hầu hết

các phương pháp cắt gọt truyền thống, chẳng hạn phay (Ultrasonic Assisted Milling),

tiện (Ultrasonic Assisted Turning), mài (Ultrasonic Assisted Grinding), khoan

(Ultrasonic Assisted Drilling), ta-rô ren (Ultrasonic Vibration Assisted Tapping) v.v.

Ngoài ra, siêu âm còn được tích hợp vào một số phương pháp gia công tiên tiến

(Ultrasonic Vibration Assisted Non-Conventional Machining) như gia công bằng tia

lửa điện và gia công bằng la-de có trợ giúp của siêu âm [2].

Nhiều ưu việt của UAM so với gia công cắt gọt truyền thống đã được ghi nhận

trong các nghiên cứu gần đây, chẳng hạn trong các quá trình tiện hợp kim Titan Ti-

15333 [3], tiện hợp kim β-titanium [4], phay hợp kim nhôm Al2A12 [5], mài phẳng

hợp kim Nikel Rene77 [6], mài Inconel 718 [7], gia công tia lửa điện [8] v.v.

Trong gia công kim loại bằng cắt gọt, khoan là một trong những quá trình gia công

thông dụng nhất để tạo lỗ ban đầu trên vật liệu đặc. Theo đó, một quy trình gia công cơ

khí điển hình thường bao gồm: khoan (30%), tiện (20%), phay (16%), cắt ren (15%),

chép hình (6%) và các loại hình gia công khác (13%) [9]. Mặc dù có thể được coi như

một quá trình gia công đơn giản do chỉ bao gồm hai chuyển động quay và tịnh tiến,

nhưng bản chất của quá trình cắt trong gia công bằng khoan phức tạp hơn so với các

phương pháp gia công khác. Trong gia công bằng phay, bào hay tiện, không gian thoát

phoi thông thường là không gian mở, ở đó phoi thoát ra khỏi vùng cắt mà không bị cản

trở về không gian. Tuy nhiên, trong gia công bằng khoan, do không gian thoát phoi là

không gian kín, nên quá trình cắt xảy ra đồng thời với quá trình đẩy phoi ra khỏi lỗ

khoan. Khoan lỗ sâu (độ sâu lỗ khoan lớn hơn ít nhất 5 lần đường kính, L/D ≥ 5) [10],

[11], đặc biệt là khoan sâu vật liệu dẻo thường gặp rất nhiều khó khăn về thoát phoi, dẫn

đến năng suất, chất lượng lỗ khoan và tuổi bền dụng cụ rất thấp. Lỗ khoan càng nhỏ thì

không gian chứa và thoát phoi càng chật hẹp, điều kiện thoát phoi càng khó khăn. Nhiều

biện pháp công nghệ đã và đang được sử dụng nhằm cải thiện quá trình khoan, chẳng

hạn như cải thiện chất lượng và kết cấu bề mặt dụng cụ, sử dụng công nghệ bôi trơn làm

nguội tiên tiến [12], [13], [14], [15], khoan có trợ giúp của rung động tần số thấp [16],

[17], [18], khoan gián đoạn (peck-drilling) đã được nghiên cứu nhưng cũng chưa thực

sự giải quyết được vấn đề về thoát phoi khi khoan sâu, đặc biệt là khoan sâu các lỗ nhỏ

(đường kính nhỏ hơn 5 mm). Sử dụng mũi khoan có lỗ dẫn dầu bôi trơn cũng góp phần

cải thiện điều kiện thoát phoi nhưng lại đòi hỏi kết cấu phức tạp để dẫn và cấp dầu cho

mũi khoan quay, chi phí dụng cụ cao.

Công nghệ khoan có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Assisted Drilling-

UAD) đã được áp dụng thành công khi khoan các vật liệu khó gia công. So với công

nghệ khoan truyền thống (Conventional Drilling-CD), công nghệ UAD được biết đến

với nhiều ưu điểm vượt trội, chẳng hạn như:

- Cải thiện quá trình thoát phoi khi khoan hợp kim nhôm ngay cả khi không tưới

nguội [19], [20], [21];

- Giảm lực cắt, nhiệt cắt và nâng cao tuổi bền dụng cụ khi khoan các vật liệu siêu

bền và vật liệu cứng [22], [23], [24], [25], [26];

- Giảm biến dạng chi tiết gia công, tăng độ chính xác hình dáng lỗ [27], [28], giảm

ba-via [29];

- Mở rộng tính năng gia công bằng khoan cho một số loại vật liệu khó gia công [1],

[30];

Trong khoan lỗ nhỏ (Micro-drilling), bổ sung rung động trợ giúp làm giảm lực dọc

trục 4 lần, tăng tuổi bền dụng cụ hơn 20 lần khi khoan lỗ có đường kính 20 µm trên vật

liệu hợp kim nhôm Al2017 [31], giảm lực dọc trục trung bình 60% khi khoan lỗ có

đường kính 1 mm trên vật liệu PCB tăng cường sợi thủy tinh v.v.

Mặc dù nhiều ưu việt của UAD so với CD đã được khẳng định, nhưng theo hiểu

biết của tác giả, cho đến nay chưa có công bố nào đánh giá mức độ cải thiện khả năng

thoát phoi khi áp dụng UAD cho khoan lỗ sâu, lỗ nhỏ. Ở trong nước, cũng chưa thấy có

công bố khoa học nào về gia công cắt gọt có trợ giúp của siêu âm. Do vậy, nghiên cứu

này được thực hiện nhằm đóng góp giải pháp cho hai vấn đề còn tồn tại: (1) nghiên cứu

hệ thống hóa trình tự, thiết kế, chế tạo và vận hành hệ thống gia công có trợ giúp của

siêu âm nhằm chủ động công nghệ, tạo tiền đề triển khai các nghiên cứu chuyên sâu tại

các cơ sở nghiên cứu trong nước về gia công có trợ giúp của siêu âm; (2) nghiên cứu

đánh giá mức độ cải thiện khả năng khoan lỗ sâu và nhỏ khi áp dụng gia công có trợ

giúp của siêu âm, nhằm đóng góp một phần kiến thức khoa học cho hướng nghiên cứu

này trên thế giới.

2 Mục tiêu, đối tượng và phạm vi nghiên cứu

2.1 Mục tiêu

Mục tiêu chính của nghiên cứu này là đánh giá mức độ cải thiện khả năng khoan

lỗ sâu và nhỏ khi áp dụng gia công có trợ giúp của rung động siêu âm. Các mục tiêu cụ

thể là:

- Thiết kế, chế tạo thành công hệ thống gia công bằng khoan có trợ giúp của rung

siêu âm, kết nối các thiết bị đo phù hợp với điều kiện trong nước nhằm phục vụ

các nghiên cứu thực nghiệm;

- Đánh giá ảnh hưởng tích cực của rung động siêu âm đến quá trình cắt khi khoan

lỗ sâu trên hợp kim nhôm dựa trên 04 chỉ tiêu quan trọng: năng suất gia công, lực

- Phát triển mô hình mô tả mô men xoắn mũi khoan theo độ sâu lỗ khoan nhằm: 1)

dọc trục, mô men xoắn và nhiệt trên phôi;

dự đoán khả năng khoan sâu tối đa khi gia công liên tục và 2) nâng cao hiệu quả

và khả năng ứng dụng trong thực tiễn sản xuất.

2.2 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu là quá trình cắt khi khoan lỗ sâu và nhỏ. Phạm vi nghiên

cứu được giới hạn trên vật liệu hợp kim nhôm Al-6061, sử dụng mũi khoan xoắn thép

gió đường kính mũi khoan 3 mm và 4 mm, tỉ số độ sâu lỗ trên đường kính L/D ≥ 8.

Nghiên cứu được thực hiện trong phòng thí nghiệm, hệ thống gia công bằng khoan có

trợ giúp của rung động siêu âm được thiết kế, chế tạo và vận hành dựa trên các điều

kiện, khả năng đáp ứng hiện có.

3 Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu ứng dụng và thực nghiệm; sử dụng các kỹ thuật phân tích thống kê và

phát triển mô hình lý thuyết-thực nghiệm.

4 Ý nghĩa khoan học và ý nghĩa thực tiễn của đề tài

4.1 Ý nghĩa khoa học

Đề tài đã góp phần hoàn thiện thêm các kiến thức về gia công cắt gọt, đặc biệt là

khoan lỗ nhỏ và sâu trên hợp kim nhôm có trợ giúp của rung động siêu âm, cụ thể là:

- Khẳng định được tác động tích cực của rung động đến cơ chế cắt và thoát phoi

thông qua các chỉ tiêu đánh giá về lực, mô men và nhiệt khi khoan;

- Làm rõ đặc tính bám dính và hiện tượng kẹt phoi làm giảm khả năng khoan lỗ sâu

trên những vật liệu dẻo như hợp kim nhôm;

- Phát triển thành công mô hình toán học mô tả quan hệ giữa mô men sinh ra khi

khoan với độ sâu lỗ khoan, thực nghiệm kiểm chứng mô hình, ứng dụng mô hình

để dự đoán độ sâu có thể khoan.

Các kết quả thu được của đề tài cũng hình thành cơ sở lý thuyết và thực nghiệm

cho các nghiên cứu tiếp sau. Kết quả của đề tài cũng có thể dùng làm tài liệu tham khảo

cho giảng dạy và nghiên cứu khoa học.

4.2 Ý nghĩa thực tiễn

Đề tài đã ứng dụng thành công phương pháp khoan lỗ nhỏ và sâu có trợ giúp của

rung động siêu âm. Kết quả thu được có thể áp dụng trực tiếp vào sản xuất để nâng cao

hiệu quả kinh tế-kỹ thuật của quá trình khoan những lỗ nhỏ và sâu, đặc biệt trong gia

công khuôn mẫu.

5 Những đóng góp mới của đề tài

Lần đầu tiên đã triển khai xây dựng được hệ thống thiết bị thí nghiệm về gia công

cắt gọt có trợ giúp của rung động siêu âm, phù hợp với điều kiện sản xuất trong nước,

tạo tiền đề cho các nghiên cứu trong lĩnh vực này ở Việt Nam;

Đã triển khai nghiên cứu đánh giá thực nghiệm những ưu việt chính của khoan lỗ

sâu và nhỏ có trợ giúp của rung động siêu âm so với khoan truyền thống thông qua các

chỉ tiêu về năng suất gia công, mô men khoan và lực dọc trục.

Nghiên cứu phát triển được mô hình toán học mới, mô tả quan hệ của mô men

xoắn theo độ sâu lỗ khoan dưới dạng hàm mũ, thuận tiện cho việc so sánh mô men khi

khoan giữa các quá trình khoan khác nhau. Đây cũng là một đóng góp quan trọng cho

hướng nghiên cứu về mô hình hóa và dự đoán mô men khi khoan lỗ sâu.

Các kết quả nghiên cứu của đề tài đã được công bố trên 11 bài báo khoa học, trong

đó có: 03 bài báo trên các tạp chí nằm trong danh mục ISI Q1 và Q2; 02 bài báo Scopus;

02 bài báo quốc tế có chỉ số ISSN và 04 bài báo quốc gia trên các tạp chí được Hội đồng

chức danh Giáo sư Nhà nước tính điểm.

6 Cấu trúc nội dung luận án

Nội dung luận án gồm phần mở đầu, 05 chương và phần kết luận. Phần Mở đầu

trình bày tính cấp thiết, mục tiêu, đối tượng, phạm vi nghiên cứu và phương pháp nghiên

cứu của đề tài. Những đóng góp mới của luận án cũng được giới thiệu tóm tắt.

Thông tin tổng quan về gia công lỗ nhỏ và sâu bằng phương pháp khoan được trình

bày trong Chương 1. Trong chương này, các khái niệm cơ bản và nguyên tắc bổ sung

rung động siêu âm trợ giúp gia công cắt gọt được giới thiệu. Các kết quả nghiên cứu gần

đây trong lĩnh vực gia công cắt gọt có rung động trợ giúp được tổng quan đầy đủ. Qua

đó, nêu bật được tính cấp thiết và khẳng định các đóng góp mới của đề tài.

Chương 2 trình bày cơ sở lý thuyết cơ bản của quá trình khoan có trợ giúp của rung

động siêu âm. Hai quan điểm về lực dọc trục và mô men khi khoan được phân tích và

đánh giá mức độ phù hợp với quá trình khoan lỗ sâu.

Bài toán thiết kế, chế tạo hệ thống thiết bị thí nghiệm gia công lỗ sâu bằng khoan

phù hợp với điều kiện trong nước được trình bày chi tiết trong Chương 3. Kết quả nghiên

cứu thực nghiệm về khoan lỗ sâu có trợ giúp của rung động siêu âm được trình bày trong

Chương 4. Một mô hình toán học mô tả mô men sinh ra khi khoan như một hàm của độ

sâu lỗ khoan được phát triển và kiểm chứng thực nghiệm trong Chương 5. Cuối cùng là

phần kết luận và đề xuất hướng nghiên cứu tiếp theo.

Chương 1

TỔNG QUAN VỀ GIA CÔNG CÓ TRỢ GIÚP

CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

1.1 Giới thiệu

Nội dung chương này sẽ tóm tắt các khái niệm cơ bản về rung động siêu âm và

những nghiên cứu gần đây về gia công có trợ giúp của rung động siêu âm, đặc biệt là

gia công hợp kim nhôm bằng khoan. Các nội dung chính của chương gồm:

- Rung động siêu âm và các phương pháp tạo rung động siêu âm;

- Tổng quan các kết quả nghiên cứu về khoan có trợ giúp của rung động siêu âm;

- Tổng quan về tính gia công của hợp kim nhôm, đặc biệt là tính năng gia công bằng

khoan;

- Kết luận, một số vấn đề còn tồn tại và xác định mục đích nghiên cứu.

1.2 Một số khái niệm về rung động siêu âm

1.2.1 Rung động siêu âm

Siêu âm là âm thanh có tần số cao hơn tần số tối đa mà tai người nghe thấy được

(20 kHz) [32]. Rung động siêu âm là một dạng dao động cơ học với tần số siêu âm.

1.2.2 Các phương pháp tạo rung siêu âm

Có hai phương pháp tạo rung siêu âm thường dùng dựa trên hai hiện tượng vật lí

là hiện tượng từ giảo và hiện tượng áp điện.

Phương pháp tạo rung siêu âm bằng hiệu ứng áp điện được sử dụng phổ biến hơn

so với phương pháp từ giảo do có nhiều ưu điểm: tần số làm việc không bị hạn chế và

thay đổi dễ dàng, hiệu suất chuyển đổi năng lượng điện-cơ cao (khoảng 95 %) và không

gây tiếng ồn khi làm việc. Trong khi đó, đầu rung từ giảo có tần số làm việc bị hạn chế

(< 30 kHz) và khó thay đổi, hiệu suất chuyển đổi điện-cơ thấp (< 50 %) và gây tiếng ồn

lớn khi làm việc (> 85 dB).

Hiệu ứng áp điện được mô tả như sau: khi tác dụng một lực lên một tấm vật liệu

áp điện sẽ sinh ra một điện áp tại hai cực của tấm. Ngược lại, nếu đặt một điện áp thay

đổi lên hai mặt của tấm sẽ gây nên sự thay đổi về biến dạng. Hình 1.1 mô tả ứng xử

Hình 1.1 Hiệu ứng áp điện [32]

thuận nghịch của vật liệu áp điện.

Có hai dạng kết cấu phổ biến tạo rung siêu âm bằng hiệu ứng áp điện là: kết cấu

sử dụng gốm PZT dạng tấm mỏng xếp chồng (hình 1.2a) và kết cấu sử dụng gốm PZT

(a)

(b)

Hình 1.2 Cơ cấu rung: PZT dạng màng mỏng (a), PZT dạng Sandwich (b)

dạng đĩa lắp ghép theo kiểu “Sandwich” (hình 1.2b).

1.3 Ứng dụng của siêu âm trong gia công cơ

Siêu âm đã được ứng dụng cho gia công cơ từ những năm 1960 với khái niệm “Gia

công siêu âm” [32]. Một cách thức khác, được phát triển sau đó là bổ sung rung động

siêu âm vào quá trình gia công được gọi là “gia công có trợ giúp của siêu âm”. Cách

thức, nguyên tắc khai thác rung động siêu âm trong gia công sẽ được trình bày dưới đây.

1.3.1 Gia công siêu âm

Gia công siêu âm (Ultrasonic Machining-USM) là gia công sử dụng bột mài nhão

để tạo các bề mặt dạng lỗ trên các vật liệu cứng như thủy tinh, gốm, sứ v.v. Nguyên tắc

của USM là truyền rung động siêu âm vào vùng gia công, rung động này va đập vào hạt

mài, hạt mài va đập vào vùng gia công tạo nên bề mặt cần gia công. Bản chất của USM

là dùng năng lượng va đập đồng thời của một số rất lớn các hạt mài có tần số va đập cao

lên bề mặt gia công để bóc tách vật liệu. Nguyên lí của USM được mô tả trên hình 1.3.

Hình 1.3 Nguyên lý gia công siêu âm [33]

1.3.2 Gia công siêu âm quay

Gia công siêu âm quay (Rotary Ultrasonic Machining-RUM) là một quá trình gia

công USM đặc biệt, dụng cụ vừa quay vừa rung. Nguyên lí của RUM như được mô tả

trên hình 1.4. Trong RUM, quá trình bóc tách vật liệu được kết hợp bởi gia công siêu

Hình 1.4 Nguyên lí gia công siêu âm quay [35]: gia công lỗ (a), mài bề mặt (b)

âm và mài kim loại thông thường [34].

1.3.3 Gia công có trợ giúp của rung động siêu âm

Gia công có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Vibration Assisted

Machining-UVAM hay UAM), là quá trình gia công được bổ sung một rung động có

tần số siêu âm và biên độ rất nhỏ nhằm nâng cao hiệu quả bóc tách vật liệu [36]. Nguyên

tắc của UAM là làm cho biến đổi tương tác giữa dụng cụ và phôi trở nên không liên tục,

do đó tạo điều kiện tách phoi và giảm lực cắt. Nó cũng có thể làm giảm vùng biến dạng

của phôi khi gia công, qua đó cải thiện chất lượng bề mặt chi tiết gia công [27, 37, 38].

Hình 1.5 mô tả một quá trình tiện có trợ giúp của rung động siêu âm.

Hình 1.5 Tiện có trợ giúp của rung động siêu âm [38]

Các phương án bổ sung rung động siêu âm vào quá trình gia công được tóm tắt

trên hình 1.6. Với gia công tiện (hình 1.6a), phương án tích hợp rung vào dụng cụ là lựa

chọn duy nhất. Với gia công phay (hình 1.6b) và gia công bằng xung điện (hình 1.6d),

có thể tích hợp rung vào dụng cụ hoặc phôi. Với gia công mài (hình 1.6c), phương án

Hình 1.6 Các phương án bổ sung rung động vào quá trình gia công [33]

rung phôi là lựa chọn duy nhất.

Các dạng qũy đạo rung trong UAM được tóm tắt trong bảng 1.1.

Bảng 1.1 Quĩ đạo rung trong gia công có trợ giúp của rung động siêu âm [36]

Qũy đạo Phương trình mô tả Phương pháp gia công Hướng rung rung chuyển động cắt

x(t) = vt Gia công thông thường z(t) = 0

Rung theo phương x(t) = vt + acos (2πft)

z(t) = 0 chạy dao Rung

1D x(t) = vt Rung theo phương

z(t) = bsin(2πft) tiếp tuyến

x(t) = vt + acos (2πft) Rung 2D (EVA-Elliptic

z(t) = bsin(2πft) vibration-assisted cutting)

Có thể bổ sung rung động vào quá trình cắt theo ba phương: chạy dao, tiếp tuyến

và hướng kính như mô tả trên hình 1.7a. Hoặc dụng cụ cắt rung trong một quĩ đạo elip

(a) (b) Hình 1.7 Sơ đồ kĩ thuật rung [36]: 1D (a), 2D (b)

trên mặt phẳng hình thành bởi hướng cắt và hướng thoát phoi như mô tả trên hình 1.7b.

1.4 Tổng quan các nghiên cứu thực nghiệm về UAD

Có thể hệ thống hóa các nghiên cứu thực nghiệm theo 07 hướng nghiên cứu chính,

nhằm đánh giá ảnh hưởng của UAD đến: 1) quá trình tạo phoi; 2) lực dọc trục; 3) mô

men; 4) nhiệt cắt; 5) chất lượng gia công; 6) tuổi bền dụng cụ; 7) năng suất gia công.

Dưới đây sẽ trình bày tóm tắt kết quả của một số công trình nghiên cứu.

1.4.1 Ảnh hưởng của UAD đến quá trình tạo phoi

Khả năng cải thiện điều kiện thoát phoi với dạng phoi ngắn hoặc mảnh được xem

như một sự khác biệt lớn mang lại nhiều lợi ích của UAD so với CD [21]. Điều này cũng

là nhận định chung trong kết luận của nhiều nghiên cứu khi phân tích về đặc điểm của

quá trình tạo phoi, hình dạng và kích thước của phoi khi áp dụng UAD. Dưới đây sẽ

trình bày tóm tắt một số kết quả nghiên cứu về UAD đến quá trình tạo phoi của các nhà

nghiên cứu khi khoan trên các loại vật liệu khác nhau.

Farrukh Makhdum và cộng sự (2014) [26] nghiên cứu ảnh hưởng của lượng tiến

dao đến hình dạng của phoi khi khoan vật liệu CFRP. Một kết quả ngược lại so với nhiều

nghiên cứu trước đây đó là: ở trường hợp CD, phoi có kích thước ngắn hơn so với UAD.

Tuy vậy, dạng phoi mảnh được hình thành trong UAD nên điều kiện thoát phoi vẫn được

cải thiện (lực dọc trục và mô men giảm 80% so với CD).

Khi khảo sát trên vật liệu Inconel 738-LC, B. Azarhoushang và J. Akbari (2007)

[30] cho biết: sự hình thành không liên tục làm phoi bị bẻ gãy và có diện tích mặt cắt

ngang nhỏ trong trường hợp UAD là sự khác biệt lớn so với sự hình thành liên tục với

dạng phoi dây trong trường hợp CD. Các kết luận tương tự như trên cũng được tìm thấy

trong nghiên cứu của V. Baghlani và cộng sự (2015) [28] khi khoan trên vật liệu Inconel

738LC. Sự hình thành không liên tục, chiều dài phoi ngắn hơn 1 cm khi khoan với UAD

là sự khác biệt lớn so với dạng phoi dây được hình thành liên tục ở CD. Nghiên cứu của

Simon S.F. Chang và Gary M. Bone (2005) [39] khi khoan hợp kim nhôm cũng cho

thấy, chiều dài của phoi trong UAD ngắn hơn 1 mm so với CD. Ảnh hưởng của tần số

rung đến quá trình tạo phoi cũng được khảo sát, khi khoan ở tần số 15 kHz phoi có kích

thước dài hơn so với dạng phoi vụn được tạo ra khi khoan ở tần số 20 kHz. Khi khoan

vật liệu chịu nhiệt GH161, Gao Xing-jun và cộng sự (2011) [40] nhận thấy khi thay đổi

chế độ cắt, chiều dày của phoi thay đổi trong khi chiều rộng và chiều dài không có sự

khác biệt lớn. Nghiên cứu của U. Heisel và cộng sự (2008) [41] khi khoan lỗ sâu trên

hợp kim đồng ECU-57 cho biết, khi khoan với UAD hình dạng của phoi ngắn và mỏng

hơn so với CD giúp quá trình thoát phoi dễ hơn, do đó quá trình khoan ổn định hơn.

Với hợp kim nhôm, các nghiên cứu của S. Amini và cộng sự (2013) [25], A. Barani

và cộng sự (2014) [19], R. Neugebauer và A. Stoll (2004) [42] đều cho thấy, UAD cho

ra dạng phoi vụn do đó điều kiện thoát phoi được cải thiện, hiện tượng bám dính trên

lưỡi cắt không còn, sự tiếp xúc giữa phoi và rãnh xoắn giảm do đó lực dọc trục giảm.

Chiều dài của phoi giảm đáng kể là ưu điểm lớn nhất của UAD so với CD. Khả năng bẻ

phoi được nhìn nhận như một hiệu ứng tích cực khi bổ sung rung động siêu âm vào quá

trình khoan.

Nhận xét: Giảm sự biến dạng của phoi, chiều dài phoi ngắn hoặc phoi dạng mảnh

được hình thành trong UAD là sự khác biệt lớn mang lại nhiều lợi ích so với CD. Điều

kiện thoát phoi được cải thiện, bản chất ma sát giữa phoi với dụng cụ và phoi với thành

lỗ đã thay đổi theo hướng tích cực dưới ảnh hưởng của rung động được bổ sung, do đó

hiện tượng bám dính của vật liệu phôi lên lưỡi cắt không còn.

1.4.2 Ảnh hưởng của UAD đến lực dọc trục khi khoan

Nghiên cứu của P. Mehbudi và cộng sự (2013) [43], thực nghiệm so sánh giữa

UAD và CD trên vật liệu composite GFRP dát mỏng đã xem xét ảnh hưởng của tốc độ

cắt và lượng tiến dao đến lực dọc trục. Trong tất cả các thí nghiệm, lực dọc trục ở UAD

giảm đến 40% so với CD. Lượng tiến dao có mức độ ảnh hưởng lớn hơn tốc độ cắt đến

lực dọc trục cho cả UAD và CD. Ở trường hợp CD, lực dọc trục nhỏ nhất khi lượng tiến

dao nhỏ nhất trong khoảng khảo sát. Ở trường hợp UAD, mức độ ảnh hưởng của biên

độ rung đến lực dọc trục là lớn nhất, trong đó lực dọc trục nhỏ nhất khi biên độ lớn nhất

trong khoảng khảo sát từ 5 µm đến 15 µm.

V. Baghlani và cộng sự (2013) [44] tiến hành khoan lỗ sâu (L/D=10) trên vật liệu

Inconel 738LC. Lượng tiến dao được giữ không đổi, 03 yếu tố ảnh hưởng đến lực dọc

trục của quá trình khoan khi có trợ giúp của rung động đã được khảo sát gồm tốc độ cắt,

biên độ rung và bước khoan (khoan liên tục 1 bước, 3 bước và 5 bước). Các kết quả cho

thấy ảnh hưởng rõ rệt của biên độ rung đến lực dọc trục, theo đó giá trị lực dọc trục nhỏ

nhất khi biên độ rung lớn nhất trong khoảng khảo sát từ 3 µm đến 10 µm. Khi tăng số

bước khoan, tốc độ cắt nhỏ và biên độ rung lớn có tác dụng làm giảm lực dọc trục đáng

kể.

Tương tự, J. Pujana và cộng sự (2009) [45], thực nghiệm so sánh giữa UAD và CD

trên vật liệu Ti6Al4V. Ảnh hưởng của tốc độ cắt và lượng chạy dao đến lực dọc trục

cũng được đánh giá. Các kết quả cho thấy, lực dọc trục ở UAD đều giảm so với CD ở

cùng tốc độ cắt và lượng chạy dao ít nhất từ 10%. Các tác giả đã tiến hành thí nghiệm

với 03 mức giá trị của tốc độ cắt từ 700 đến 2000 v/ph và lượng chạy dao từ 70 đến 200

mm/ph. Các kết quả cho thấy, mức giảm mạnh nhất của lực dọc trục của UAD so với

CD là 23% khi lượng chạy dao là 70 mm/ph cho cả hai giá trị tốc độ cắt là 700 và 1500

v/ph. Lực dọc trục giảm khoảng 50% khi biên độ tăng từ 1 µm đến 9 µm.

Một nghiên cứu khác nhằm đánh giá mức giảm của lực dọc trục của UAD so với

CD trên thép C48 đã được M.Ubartas và cộng sự (2011) [46] triển khai. Kết quả cho

thấy, ở tần số 16,6 kHz, lực dọc trục ở UAD giảm 46% so với CD. Ở tần số 12 kHz,

không có sự khác biệt giữa UAD và CD.

Khi khoan trên xương động vật, K. Alam và cộng sự (2011) [47] cũng nhận thấy,

lực dọc trục đều giảm khi tăng tốc độ cắt từ 600 v/ph đến 3000 v/ph cho cả trường hợp

UAD và CD. Tuy vậy, lực dọc trục ở UAD thấp hơn ở CD từ 45% đến 55%. Trường

hợp CD, lực dọc trục tăng khi lượng tiến dao tăng, ngược lại sự thay đổi này là không

đáng kể với UAD. Sự chênh lệch lớn giữa vận tốc rung của mũi khoan với lượng tiến

dao là nguyên nhân được giải thích cho các kết quả trên. Ảnh hưởng của thông số rung

đến lực dọc trục cũng được khảo sát trong nghiên cứu này. Theo đó, lực dọc trục giảm

57% khi tăng tần số từ 10 kHz đến 30 kHz, giảm 46% khi biên độ tăng từ 5 µm đến

15µm và không có sự thay đổi đáng kể khi biên độ rung nằm trong khoảng từ 15 đến 25

µm.

Nghiên cứu thực nghiệm UAD khi khoan lỗ có đường kính 3 mm trên vật liệu

composite sợi cacbon/nhựa dạng tấm dày 3 mm, với lượng tiến dao không đổi 0.051

mm/v được thực hiện bởi V.I. Babitsky và cộng sự (2007) [27]. Để đánh giá ảnh hưởng

tích cực của rung động đến quá trình khoan, hai chế độ có rung và không rung được

chuyển đổi qua lại trong suốt chiều sâu lỗ khoan. Báo cáo cho biết lực dọc trục giảm

đến 90% ngay khi có rung kích thích so với trạng thái không có rung.

Với vật liệu hợp kim nhôm Al2024, nghiên cứu của S. Amini và cộng sự (2012) [20]

cho thấy, lực dọc trục ở UAD đều nhỏ hơn so với CD, mức giảm lớn nhất là 50%. Trong

trường hợp UAD, ảnh hưởng của tốc độ cắt đến lực dọc trục là không đáng kể tuy nhiên

lượng tiến dao có ảnh hưởng rõ rệt. Trong một nghiên cứu khác của nhóm tác giả cũng

trên Al2024-T6 [25], lực dọc trục ở UAD giảm đến 70% so với CD. Lực dọc trục tăng

khi lượng tiến dao tăng, ảnh hưởng của tốc độ cắt đến lực dọc trục là không đáng kể trên

cả hai trường hợp UAD và CD đã được quan sát. Thực nghiệm UAD trên hợp kim nhôm

A1100, nghiên cứu của Simon S.F. Chang, Gary M. Bone (2005) [39] cho thấy, lực dọc

trục trung bình giảm khoảng 20% ở UAD so với CD cho cả hai loại vật liệu mũi khoan

được sử dụng là thép gió và thép gió phủ TiN. Sự hình thành phoi không liên tục trong

UAD được đánh giá là nguyên nhân chính làm giảm lực dọc trục. Gần đây, Xiaofeng Li

và cộng sự (2016) [48] tiến hành khoan nhôm hợp kim 7075-T6. Ảnh hưởng của tốc độ

cắt (trong khoảng từ 500 v/ph đến 2500 v/ph), lượng tiến dao (trong khoảng từ 0.015

mm/v đến 0.075 mm/v) và biên độ rung (trong khoảng từ 5 µm đến 15 µm) đến lực dọc

trục đã được khảo sát. Trường hợp UAD, tần số rung được cố định ở 26 kHz. Các kết

quả cho thấy, ở UAD, lực dọc trục giảm khi biên độ tăng. So với CD, lực dọc trục giảm

nhiều nhất khoảng 30% ở biên độ rung 15 µm. Lực dọc trục tăng khi lượng tiến dao tăng

trên cả hai trường hợp UAD và CD, tuy nhiên trong trường hợp UAD, lực dọc trục giảm

từ 10% đến 40 %. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến lực dọc trục là không đáng kể trên cả

hai trường hợp UAD và CD.

Nghiên cứu của Alejandro Sanda và cộng sự (2016) [49] trên vật liệu CFRP thực

hiện với tốc độ cắt từ 18.85 m/ph đến 39.584 m/ph và lượng tiến dao từ 0,044 mm/v đến

0,1 mm/v. Lực dọc trục giảm từ 4% đến 32% so với CD trong tất cả thí nghiệm. Trong

đó mức giảm lớn nhất là 32% khi tốc độ cắt ở mức thấp nhất.

V. Ostasevicius và cộng sự (2012) [50] thực nghiệm đánh giá hiệu quả cải thiện

của rung động đến quá trình khoan thép XC48 (độ cứng HB=170). Ảnh hưởng của tốc

độ cắt và lượng tiến dao đến lực dọc trục được khảo sát trong khoảng từ 600 v/ph đến

900 v/ph và 0,2 mm/v đến 0,25 mm/v. Ở tần số rung 11.2 kHz, không có sự khác biệt

đáng kể giữa UAD và CD trên tất cả các chế độ cắt. Ở tần số rung 16,6 kHz, lực dọc

trục trong UAD giảm từ 12% đến 46% so với CD.

Công bố của P. Mehbudi và cộng sự (2013) [43] khi khoan Inconel 738LC cũng

cho thấy quan hệ tuyến tính giữa lực dọc trục và lượng tiến dao trên cả UAD và CD.

Lượng tiến dao có ảnh hưởng lớn nhất đến lực dọc trục ở cả UAD và CD. Lực dọc trục

trong trường hợp UAD đều nhỏ hơn trên 50% so với CD ở cả 03 lượng tiến dao từ 50

mm/ph đến 110 mm/ph. Ở trường hợp UAD, lực dọc trục giảm khi tăng biên độ rung.

Theo đó, giảm ma sát khi tăng biên độ rung là nguyên nhân giảm lực dọc trục và cải

thiện điều kiện bóc tách vật liệu đã được nhận định trong nghiên cứu này.

Với vật liệu composit cũng có khá nhiều nghiên cứu về UAD. Farrukh Makhdum

và cộng sự (2014) [26] thực hiện khoan trên vật liệu composite CFRP cho thấy cũng tồn

tại quan hệ tuyến tính giữa lực dọc trục và lượng tiến dao ở cả CD và UAD. Ở lượng

tiến dao nhỏ hơn 20 mm/ph, lực dọc trục UAD nhỏ hơn so với CD khoảng 90% nhưng

không có sự khác biệt đáng kể ở lượng chạy dao 20 mm/ph. Trong nghiên cứu của

Alejandro Sanda và cộng sự (2016) [49], hai loại vật liệu CFRP và Ti6Al4V được sử

dụng để đánh giá tác dụng của UAD. Kết quả cho thấy lực dọc trục ở UAD giảm từ 4%

đến 32% với vật liệu CFRP và từ 14% đến 32% với vật liệu Ti6Al4V so với CD. Đánh

giá tác động của UAD làm giảm lực dọc trục khi khoan composite CFRP cũng được

thực hiện trong nghiên cứu của Aniruddha Gupta và cộng sự (2014) [51]. Ảnh hưởng

của tốc độ cắt trong khoảng từ 0.942 m/ph đến 282.6 m/ph đã được khảo sát. Khác với

các nghiên cứu trước, lực dọc trục ở UAD không nhỏ hơn so với CD ở mọi tốc độ cắt

như trong các công bố của P. Mehbudi và cộng sự (2013) [43], Farrukh Makhdum và

cộng sự (2014) [26]. Lực dọc trục có giá trị lớn nhất ở tốc độ cắt thấp nhất, và nhỏ nhất

ở tốc độ cắt cao nhất cho cả UAD và CD đã được quan sát.

Nhận xét: Lực dọc trục giảm khi áp dụng UAD so với CD đã được ghi nhận trên

nhiều loại vật liệu khác nhau. Trong đó, điều kiện thoát phoi được cải thiện là nguyên

nhân chính dẫn tới giảm lực dọc trục. Lực dọc trục có xu hướng tăng khi lượng tiến dao

tăng cho cả UAD và CD. Trong UAD, lực dọc trục có xu hướng giảm khi biên độ rung

và tần số rung tăng.

1.4.3 Ảnh hưởng của UAD đến mô men khi khoan

Nói chung, số lượng các công bố về ảnh hưởng của UAD đến mô men khi khoan

không nhiều như số các công bố nghiên cứu về lực dọc trục. Với vật liệu gia công là

nhôm, có nghiên cứu của R. Neugebauer và A. Stoll (2004) [42]. Các tác giả đã tiến

hành khoan lỗ sâu, sử dụng hai loại mũi khoan phủ các bít và thép gió có đường kính 6

mm, dài 115 mm. Kết quả cho thấy, mô men khi áp dụng UAD đã giảm từ 30% đến

50% so với CD. Giảm ma sát trong vùng tiếp xúc giữa dụng cụ cắt và phôi được cho là

nguyên nhân dẫn tới giảm mô men trong UAD.

Với vật liệu hợp kim đồng ECU-57, U. Heisel và cộng sự (2008) [41] đã tiến hành

khoan lỗ sâu với tỉ số L/D = 20. Kết quả cho thấy, mô men khi khoan đều có xu hướng

tăng khi lượng tiến dao tăng ở cả UAD và CD. Tuy nhiên, mức ảnh hưởng của lượng

tiến dao đến mô men khi khoan có trợ giúp của rung là không đáng kể. Trường hợp

UAD, chế độ cắt có mô men nhỏ nhất được tìm thấy khi kết hợp lượng tiến dao lớn nhất

và biên độ rung lớn nhất trong khoảng khảo sát. Mô men lớn nhất khi áp dụng UAD

giảm khoảng 5 lần so với CD.

Với nhóm vật liệu gia công là thép, có nghiên cứu của Ubartas và cộng sự (2011)

[46] với thép C48, nghiên cứu của V. Ostasevicius và cộng sự (2012) [50] với thép XC48

(độ cứng HB=170). Trong nghiên cứu của M.Ubartas và cộng sự, ảnh hưởng của tần số

rung, lượng tiến dao và tốc độ cắt đến mô men đã được đánh giá. Mô men khi khoan có

trợ giúp của rung ở tần số 16,6 kHz giảm từ 13% đến 20% so với khoan thường, tuy

nhiên ở tần số 12 kHz thì không có sự khác biệt giữa hai phương pháp khoan. Còn trong

nghiên cứu của nghiên cứu của V. Ostasevicius và cộng sự, các tác giả khảo sát ảnh

hưởng của UAD đến mô men trong khoảng tốc độ cắt từ 600 v/ph đến 900 v/ph và lượng

tiến dao 0,2 mm/v đến 0,25 mm/v. Các kết quả cho thấy không có sự khác biệt giữa

UAD và CD khi tần số rung 11.2 kHz được áp dụng. Ở tần số 16.6 kHz mô men giảm

từ 13% đến 20% khi áp dụng UAD so với CD, sự khác biệt giữa hai kĩ thuật khoan càng

rõ rệt khi tăng lượng tiến dao.

Khi khoan xương, nghiên cứu của K. Alam và cộng sự (2011) [47] cho thấy, mô

men đều giảm khi tăng tốc độ cắt từ 600 v/ph đến 2400 v/ph, tuy nhiên khi tốc độ cắt

tăng đến 3000 v/ph thì không có sự thay đổi của mô men đã được ghi nhận ở cả hai kĩ

thuật khoan. Với cùng một tốc độ cắt, mô men trung bình ở UAD giảm 30% so với CD.

Ảnh hưởng của tần số rung đến mô men trong UAD cũng được khảo sát, theo đó mô

men giảm 28% khi tần số rung tăng từ 10 kH đến 30 kHz. Mô men cũng giảm 14% khi

biên độ rung tăng từ 5 µm đến 15 µm và không có sự thay đổi khi tiếp tục tăng biên độ

đến 25 µm.

Đối với vật liệu composite CFRP, kết quả nghiên cứu của Farrukh Makhdum và

cộng sự (2014) [26] cho biết, khi sử dụng lượng tiến dao nhỏ hơn 20 mm/ph, mô men

khi khoan với UAD đều nhỏ hơn so với CD từ 92% đến 94%.

Nhận xét: Mô men giảm khi áp dụng UAD so với CD đã được khẳng định trên

nhiều loại vật liệu. Mô men có xu hướng tăng khi lượng tiến dao tăng cho cả UAD và

CD. Trong UAD, mô men có xu hướng giảm khi tần số, biên độ và tốc độ cắt tăng.

1.4.4 Ảnh hưởng của UAD đến nhiệt cắt

Nhiệt phát sinh trong quá trình cắt là một hiện tượng không mong muốn. Thực tế

đã có nhiều biện pháp nhằm giảm ma sát và nhiệt trong quá trình gia công như cải thiện

chất lượng bề mặt dụng cụ, chọn chế độ gia cắt hợp lí v.v. Biện pháp nhằm giảm nhiệt

đơn giản và điển hình nhất là sử dụng các chất bôi trơn-làm nguội. Tuy nhiên có nhiều

vấn đề được đặt ra khi áp dụng phương pháp này chẳng hạn như yếu tố ảnh hưởng đến

môi trường và sức khỏe của con người. UAD là một trong những công nghệ được biết

đến với nhiều ưu điểm so với CD, trong đó có tác dụng giảm nhiệt cắt. Trong một số

trường hợp, phương pháp bôi trơn làm nguội là không khả thi, chẳng hạn như khoan

xương trong y tế. Nhiệt độ lớn là một vấn đề hết sức nghiêm trọng làm chết các tế bào

xương, do đó cần phải giảm nhiệt trong quá trình khoan. Từ những lí do trên, công nghệ

UAD đã được nhiều nhà nghiên cứu quan tâm và thực hiện trên xương động vật và trên

các loại vật liệu công nghiệp khác.

Vishal Gupta và Pulak M. Pandey (2016) [52] đã khảo sát ảnh hưởng của các thông

số gia công và thông số rung đến nhiệt sinh ra trong UAD trên xương lợn. Chế độ cắt

có nhiệt độ thấp nhất được tìm thấy ở biên độ rung lớn nhất và lượng tiến dao nhỏ nhất

trong khoảng khảo sát. Theo đó, nhiệt độ tăng khi tốc độ cắt, lượng tiến dao và đường

kính mũi khoan tăng; nhiệt giảm khi tăng biên độ rung. Trong đó tốc độ cắt có ảnh

hưởng lớn nhất đến sự thay đổi của nhiệt độ, tỉ lệ này là 46%.

Trong một nghiên cứu khác, Khurshid Alam và cộng sự (2015) [53] cũng đánh giá

ảnh hưởng của các thông số rung và thông số gia công đến nhiệt của quá trình khoan

0C đến 76 0C khi tăng tốc độ cắt từ 1000 v/ph đến 3000 v/ph, tăng từ 49 0C đến 68 0C

xương. Báo cáo cho biết, nhiệt độ tăng khi tốc độ cắt và lượng tiến dao tăng, tăng từ 52

khi tăng lượng tiến dao từ 10 mm/ph đến 50 mm/ph. Phân tích ảnh hưởng của tần số

rung cho thấy, nhiệt tăng 35% khi tần số rung tăng từ 5 kHz đến 30 kHz, trong khoảng

từ 5 kHz đến 20 kHz thì không có sự thay đổi đáng kể. Ảnh hưởng của biên độ là không

đáng kể khi thay đổi trong khoảng từ 5 µm đến 25 µm.

Vishal Gupta và cộng sự (2017) [24], sử dụng mũi khoan gắn bột kim cương và

mũi khoan xoắn khi khoan xương lợn. Tần số rung 20 kHz và biên độ 15 µm đã được

áp dụng cho UAD. Kết quả so sánh theo cặp cho thấy nhiệt độ trung bình giảm khoảng

46% so với CD. Các kết quả thống kê cho thấy 40.8 0C là nhiệt độ lớn nhất ở UAD và

74,9 0C là nhiệt độ thấp nhất ở CD.

Với vật liệu Ti6Al4V, công bố của J. Pujana và cộng sự (2009) [45] cho thấy nhiệt

độ tại đỉnh của dụng cụ khi khoan với UAD lớn hơn so với CD xấp xỉ 10%. Quan hệ

đồng biến giữa nhiệt tại mũi dụng cụ và biên độ rung đã được xác nhận.

Với vật liệu composite nhiều lớp M21/T700 CFRP, Farrukh Makhdum và cộng sự

(2014) [26] cho biết, ở lượng tiến dao từ 4 mm/ph đến 16 mm/ph, nhiệt độ lớn nhất tại

vùng cắt trong trường hợp UAD lên tới 290,8 0C, lớn hơn nhiều lần so với trường hợp

CD 90,2 0C. Ở lượng tiến dao 20 mm/ph (lớn nhất trong khoảng khảo sát) nhiệt trên bề

mặt phôi trong trường hợp UAD giảm khoảng 65.2%, trong khi đó ở trường hợp CD

nhiệt tăng xấp xỉ 30%. Trong một nghiên cứu khác của Alejandro Sanda và cộng sự

(2016) [49] cũng khảo sát trên vật liệu composite CFRP, nhiệt độ khi khoan với UAD

đều nhỏ hơn so với CD. Nhiệt tăng 1.3 lần khi lượng tiến dao tăng 2.5 lần ở trường hợp

CD, ngược lại ở trường hợp UAD, nhiệt tăng không đáng kể. Cũng với vật liệu

composite CFRP, nghiên cứu của Aniruddha Gupta và cộng sự (2014) [51] cho thấy,

trong khoảng tốc độ cắt từ 0,942 m/ph đến 9,42 m/ph thì nhiệt cắt giữa hai kĩ thuật khoan

không có sự khác biệt đáng kể (từ 2 0C đến 4 0C). Khi tăng tốc độ cắt lên 94,2 m/ph,

nhiệt cắt ở UAD giảm 20 0C so với CD. Tuy nhiên tăng tốc độ cắt lên 282,6 m/ph, nhiệt

cắt ở UAD lại lớn hơn 110C so với CD. Trong nghiên cứu này, chưa có giải thích nào

được đưa ra cho sự khác biệt về nhiệt cắt khi tăng tốc độ cắt cho hai kĩ thuật khoan.

Nhận xét: So với CD, nhiệt độ trên phôi giảm khi áp dụng UAD. Khi lượng tiến

dao tăng, nhiệt cắt có xu hướng tăng với CD, ngược lại không thay đổi đáng kể với

UAD. Đặc biệt, UAD có ý nghĩa rất lớn khi ứng dụng trong phẫu thuật y tế.

1.4.5 Ảnh hưởng của UAD đến chất lượng gia công

Nhiều nghiên cứu đã chỉ ra rằng, UAD cũng có ảnh hưởng tích cực, nâng cao chất

lượng gia công qua các chỉ tiêu độ tròn, độ trụ và độ nhám bề mặt lỗ khi khoan nhiều

vật liệu khác nhau.

Khi khoan trên hợp kim nhôm Al2024-T6, A. Barani và cộng sự (2014) [19] đã

tiến hành các thí nghiệm với các yếu tố tốc độ cắt và lượng tiến dao, chỉ tiêu là độ nhám

bề mặt. Thí nghiệm được thực hiện với 03 mức cho mỗi yếu tố ảnh hưởng, (460; 755;

1255) v/ph và (0,104; 0,208; 0,348) mm/v. Kết quả cho thấy độ nhám giảm khi tốc độ

cắt tăng ở cả CD và UAD. So với CD, nhám bề mặt trong trường hợp UAD giảm khoảng

50% ở tất cả các chế độ cắt và giảm 70% khi tăng lượng tiến dao lên 3,3 lần ở tốc độ cắt

cao nhất (1255 v/ph). Với hợp kim nhôm A1100, Simon S.F. Chang và Gary M. Bone

(2005) [39] cho biết, khoan với UAD chiều cao ba via giảm trung bình 85% so với CD.

Điều kiện hình thành phoi không liên tục làm giảm lực dọc trục đã được khẳng định là

nguyên nhân giảm chiều cao của ba via khi áp dụng UAD.

Khi khoan vật liệu Inconel 738-LC, nghiên cứu của B. Azarhoushang, J. Akbari

(2007) [30] cho thấy UAD có thể cải thiện chất lượng lỗ 60% so với CD. Độ trụ, độ tròn

và nhám bề mặt được cải thiện tốt nhất khi biên độ rung lớn nhất trong khoảng khảo sát

từ 3 µm đến 10 µm. Khi tăng tốc độ cắt và lượng tiến dao, chất lượng bề mặt và độ trụ

giảm đều ở cả UAD và CD. Ưu điểm của UAD đã được đưa ra trong kết luận của nghiên

cứu này đó là: sự tiếp xúc gián đoạn giữa dụng cụ và phôi có tác dụng giảm ma sát do

đó lực cắt giảm, điều kiện thoát phoi dễ dàng, sự hình thành ba via không tồn tại. Cũng

nghiên cứu khi khoan vật liệu này, V. Baghlani và cộng sự (2013) [44] tìm thấy biên độ

10 µm, tốc độ cắt 355 v/ph cho chất lượng bề mặt lỗ khoan là tốt nhất (Ra=1,61 µm).

Trong một công bố khác [28], các thông số của UAD gồm biên độ và tốc độ cắt đã được

tối ưu hóa. Các kết quả cho thấy, chất lượng lỗ khoan đã được cải thiện đáng kể khi áp

dụng UAD so với CD. Độ trụ và độ tròn được cải thiện 50% và 80% tương ứng, độ

nhám giảm 52%.

Với thép C48, M.Ubartas và cộng sự (2011) [46] đánh giá ảnh hưởng của tần số

rung đến độ nhám bề mặt lỗ khoan. Trong đó, độ nhám giảm lần lượt 10% và 25% so

với CD tương ứng ở hai tần số rung là 12 kHz và 16.6 kHz.

Alejandro Sanda và cộng sự (2016) [49] khảo sát ảnh hưởng của UAD và các thông

số tốc độ cắt, lượng tiến dao đến độ nhám bề mặt khi khoan trên hai loại vật liệu CFRP

và Ti6Al4V. Với vật liệu CFRP, so với CD, độ nhám bề mặt giảm trên 50% khi áp dụng

UAD. Với vật liệu Ti6Al4V, độ nhám bề mặt cũng giảm khoảng 57% so với CD. Trong

công trình của M. A. Kadivar và cộng sự (2012) [29], sự hình thành của ba via khi khoan

vật liệu composite Al/SiC đã được khảo sát. Kết quả cho thấy, chiều cao và chiều rộng

trung bình của ba via ở UAD giảm lần lượt 83,2% và 24% so với CD. Với vật liệu

composite CFRP, nghiên cứu của Farrukh Makhdum và cộng sự (2014) [26] cho thấy,

độ nhám khi khoan với UAD giảm từ 30% đến 47% so với CD. Khi tăng lượng tiến dao

lên 2,5 lần (20 mm/ph), ở trường hợp UAD độ nhám đạt được 1,72 µm, tương đương

với độ nhám đạt được 1,75 µm trong trường hợp CD ở lượng tiến dao 8 mm/ph. Tức là,

có thể sử dụng UAD với tốc độ tiến dao nhanh gấp 2,5 lần nhưng vẫn cho độ nhám

tương đương CD có tốc độ thấp hơn. Cũng với vật liệu CFRP, kết quả nghiên cứu của

Alejandro Sanda và cộng sự (2016) [49] cho thấy, nhám bề mặt lớn nhất khi khoan có

trợ giúp của rung là 0.6 µm giảm 40% so với khoan thường là 1 µm. Cũng trên vật liệu

này, công trình của Aniruddha Gupta và cộng sự (2014) [51] cho thấy, độ lệch tâm trong

trường hợp UAD thấp hơn 82.8%, độ tròn cải thiện 33.8% so với CD.

Nhận xét: Chất lượng của lỗ khoan gồm độ tròn, độ trụ, nhám bề mặt, kích thước

của ba via đã được cải thiện khi áp dụng UAD so với CD. Hơn nữa, UAD cho phép

nâng cao năng suất gia công trong khi vẫn đảm bảo được chất lượng của lỗ khoan.

1.4.6 Ảnh hưởng của UAD đến tuổi bền dụng cụ

Một hiện tượng đặc trưng khi áp dụng công nghệ UAD là dụng cụ cắt làm việc ở

trạng thái rung động tần số cao do được gắn trực tiếp với bộ chuyển đổi siêu âm, lúc này

dụng cụ cắt sẽ thực hiện thêm một nhiệm vụ truyền rung từ bộ chuyển đổi siêu âm đến

lưỡi cắt (vùng có tiết diện nhỏ). Vì vậy có nhiều vấn đề được đặt ra khi áp dụng công

nghệ này. Chẳng hạn như hiện tượng tập trung ứng suất và biến dạng dưới ảnh hưởng

của rung động tần số cao. Trong nghiên cứu của Hiromi Isobe và cộng sự (2012) [54],

dựa trên phân tích đàn hồi, vấn đề ứng suất tập trung xảy ra trên lưỡi dụng cụ cắt đã

được phát hiện. Nhiều nghiên cứu cho thấy, tuổi bền dụng cụ không được cải thiện đáng

kể khi tần số rung thay đổi. Ngược lại, tuổi bền sẽ tăng lên đáng kể khi áp dụng biên độ

rung nhỏ, biên độ rung quá lớn có thể dẫn đến hiệu ứng tiêu cực. Một số kết quả nghiên

cứu về tuổi bền dụng cụ khi áp dụng công nghệ UAD sẽ được tóm tắt dưới đây.

Nghiên cứu của Hiromi Isobe và Keisuke Hara (2015) [23] khi khoan vật liệu

Inconel 600. Ảnh hưởng của lượng tiến dao khi tăng từ 6 mm/ph đến 60 mm/ph đã được

khảo sát. Các kết quả cho thấy, tuổi bền dụng cụ đã giảm đến 30 lần ở CD. Ngược lại,

chỉ giảm một nửa với UAD. Quá trình thoát phoi đã cải thiện đáng kể khi áp dụng UAD

dẫn tới lực cắt và nhiệt giảm được cho là nguyên nhân nâng cao tuổi bền dụng cụ.

Nghiên cứu của Y.S. Liao và cộng sự (2007) [22], tuổi bền của mũi khoan trong

UAD tăng 2,7 lần so với CD khi khoan vật liệu Inconel 718. Ảnh hưởng của thông số

rung đến tuổi bền đã được khảo sát. Theo đó, khi thay đổi tần số rung từ 20,3 kHz đến

31,8 kHz không mang lại sự cải thiện đáng kể. Tuy nhiên ảnh hưởng của biên độ là rõ

rệt, tuổi bền của dụng cụ tăng khi biên độ rung giảm. Cũng trong nghiên cứu này, biên

độ 4 µm và tần số 31,8 kHz là chế độ rung tốt nhất cho tuổi bền của mũi khoan.

Nghiên cứu của Reimund Neugebauer và Andrea Stoll (2004) [42], tuổi bền của

lưỡi cắt trong UAD tăng 20 lần so với CD khi khoan hợp kim nhôm. Dưới tác dụng của

UAD, phoi được bẻ vụn và quá trình thoát phoi diễn ra dễ dàng là nguyên chính dẫn tới

lực cắt và mô men giảm từ 30% đến 50% do đó tuổi bền dụng cụ được cải thiện đã được

kết luận trong nghiên cứu này.

Nghiên cứu của Farrukh Makhdum và cộng sự (2014) [26] khi khoan vật liệu

composite CFRP. Ảnh hưởng của lượng tiến dao đến lượng mòn đã được khảo sát sau

khi khoan 10, 30 và 50 lỗ. Kết quả cho thấy lượng mòn dụng cụ khi áp dụng UAD thấp

hơn 17% so với CD.

Nghiên cứu của Hiromichi Onikura và Osamu Ohnishi (1998) [21], hợp kim nhôm

A2017 được khoan bằng mũi khoan hợp kim siêu cứng (K10) đường kính 1mm, tỉ số

L/D = 7. Thí nghiệm được thực hiện với 03 giá trị lượng tiến dao trong điều kiện không

tưới nguội. Ở trường hợp UAD, không có mũi khoan nào bị gãy. Ngược lại ở trường

hợp CD, tỉ lệ gãy mũi khoan là 75% ở lượng tiến dao nhỏ nhất (3 µm/v) và 33% ở lượng

tiến dao 5 µm/v và 7 µm/v. Theo các tác giả, hiệu ứng giảm ma sát khi rung động siêu

âm được bổ sung đã cải thiện điều kiện gia công so với CD, tốc độ thoát phoi tăng, phoi

bị bẻ gãy là những nguyên nhân giúp tăng tuổi bền mũi khoan.

Nhận xét: Tuổi bền dụng cụ được xem xét trên cả hai tiêu chí, lượng mòn và tỉ lệ

phép tăng năng suất gia công nhưng vẫn đảm bảo tuổi bền dụng cụ so với CD.

gãy mũi khoan được cải thiện đáng kể khi áp dụng UAD so với CD. Sử dụng UAD cho

1.4.7 Ảnh hưởng của UAD đến năng suất gia công

Năng suất gia công là một trong những chỉ số đánh giá tính năng khoan. Chỉ số

này được đánh giá bằng thể tích kim loại được bóc tách trên một đơn vị thời gian. Do

đó, để so sánh năng suất gia công giữa hai công nghệ khoan có cùng chế độ cắt là không

thể. Một phương pháp đơn giản nhằm đánh giá năng suất gia công khi khoan là thí

nghiệm khoan với lực tiến dao không đổi thay cho việc duy trì tốc độ tiến dao không

đổi.

V.I. Babitsky và cộng sự (2007) [27] tiến hành khoan lỗ có đường kính 3 mm trên

vật liệu composite. Để đánh giá ảnh hưởng tích cực của rung động đến năng suất bóc

tách vật liệu, thí nghiệm với lực dọc trục là hằng số (P = 127,5 N) đã được thực hiện.

Kết quả cho thấy, khi rung động được bổ sung, có thể đạt độ sâu lỗ khoảng 5 mm sau

thời gian 20 giây. Trong khi đó, để đạt được độ sâu 1 mm với khoan thường là 30s.

Nhận xét: So với CD, năng suất bóc tách vật liệu được cải thiện một cách rõ rệt

khi áp dụng UAD. Tuy nhiên chưa có nhiều công bố nghiên cứu về chỉ tiêu này.

1.5 Tổng quan các nghiên cứu lí thuyết về UAD

Bên cạnh các nghiên cứu thực nghiệm, nghiên cứu lí thuyết về UAD cũng rất được

quan tâm. Các nghiên cứu lí thuyết thường được tiến hành nhằm phát triển các mô hình

toán học phục vụ cho việc phân tích bản chất của quá trình cắt, cố gắng dự đoán các giá

trị lực, mô men cắt và/hoặc kết quả gia công. Nhiều mô hình được phát triển ở dạng mô

phỏng bằng các phần mềm trợ giúp kĩ thuật. Các mô hình được kiểm chứng thực nghiệm

thường được cộng đồng khoa học đánh giá cao. Dưới đây sẽ tóm tắt một số thành tựu

nghiên cứu trong lĩnh vực này.

Simon S.F. Chang và Gary M. Bone (2010) [55] nghiên cứu mô phỏng và dự đoán

kích thước của ba via khi khoan vật liệu nhôm hợp kim Al6061-T6. Một mô hình có độ

chính xác cao đã được đề xuất, theo đó sự sai khác giữa các kết quả thực nghiệm với mô

hình lí thuyết là 10%. So với mô hình đã được đề suất trước đây bởi Kim và Dornfeld’s,

mô hình dự đoán kích thước ba via này đã cải thiện độ chính xác tới 36%. Vaibhav A.

Phadnis (2013) [56], sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để mô phỏng lực dọc trục

và mô men trung bình của quá trình UAD trên vật liệu composite CFRP. Trong quá trình

mô phỏng, tần số rung và biên độ rung có giá trị không đổi, hai loại mũi khoan có đường

kính 8 mm và 16 mm đươc sử dụng. So sánh kết quả giữa mô phỏng và thực nghiệm có

mối tương quan hợp lí, theo đó cả mô men và lực dọc trục trung bình đều tăng khi tăng

đường kính mũi khoan. Tuy nhiên, sai số giữa kết quả mô phỏng và kết quả thực nghiệm

chưa được chỉ rõ trong nghiên cứu này. Farrukh Makhdum và cộng sự (2014) [26], mô

phỏng lực dọc trục và mô men quá trình UAD trên vật liệu composite CFRP. Các kết

quả cho thấy, sự thay đổi của lực dọc trục theo thời gian gia công đã được mô phỏng

một cách chính xác. Ngược lại, có sự sai khác rõ rệt giữa kết quả mô phỏng mô men với

thực nghiệm, kết quả đo được bằng thực nghiệm nhỏ hơn nhiều so với kết quả mô phỏng.

Các tác giả đã lý giải nguyên nhân sai khác giữa mô phỏng và thực nghiệm là do đặc

trưng động lực học của quá trình UAD khi mũi khoan quay và không quay chưa được

đưa vào mô hình. Sự sai khác giữa các kết quả mô phỏng và thực nghiệm cũng chưa

được định lượng trong nghiên cứu này. Nghiên cứu của Fanxia Kong và Yuan-Shin Lee

(2015) [57], phân tích và mô phỏng quá trình UAD trên xương. Độ lệch vị trí khi khoan

trên bề mặt phức tạp và cấu trúc không liên tục của xương giảm đáng kể khi áp dụng

UAD so với CD. Độ lệch ví trí lỗ khoan được mô tả như một hàm phụ thuộc vào từng

yếu tố: tốc độ cắt, biên độ rung, tần số rung. Kết quả mô phỏng cho thấy độ lệch vị trí

lỗ khoan tăng khi tốc độ cắt tăng, giảm khi tăng biên độ rung và tần số rung. Các kết

quả thực nghiệm khá phù hợp với mô hình lí thuyết, theo đó độ lệch giảm 75% khi tần

số rung tăng từ 30 Hz đến 19,5 kHz, giảm xấp xỉ 70% khi biên độ tăng từ 0 µm đến 5

µm. Quan hệ giữa độ lệch vị trí với tốc độ cắt chưa được kiểm chứng bằng thực nghiệm.

Trong nghiên cứu này, mô hình phôi rung mũi khoan quay được sử dụng chưa phù hợp

với thực tế khi khoan xương trong phẫu thuật y tế. Nghiên cứu của Hossein Paktinat và

Saeid Amini (2017) [58], phân tích mô phỏng và thực nghiệm kiểm chứng khi khoan

trên nhôm hợp kim Al7075. Sự sai khác giữa kết quả lí thuyết và thực nghiệm cho lực

dọc trục không lớn hơn 18%. Cũng trong nghiên cứu này, chiều dày phoi đã được dự

đoán khá chính xác trên cả UAD và CD.

Nhận xét: Nghiên cứu lí thuyết về UAD đã và đang được quan tâm bởi nhiều nhà

nghiên cứu. Theo đó, mối quan hệ giữa các thông số gia công, thông số rung với lực

dọc truc, mô men, kích thước phoi, chiều cao ba via và độ lệch ví trí v.v đã được khảo

sát trên nhiều vật liệu khác nhau. Sự tương quan hợp lí giữa các kết quả mô phỏng và

các kết quả thực nghiệm là nhận định chung trong các nghiên cứu. Khi so sánh sự sai

khác giữa các kết quả mô phỏng và các kết quả thực nghiệm, các nghiên cứu khác nhau

cho ra kết luận tương đối khác nhau. Một số nguyên nhân ảnh hưởng đến sự chính xác

của các kết quả mô phỏng có thể kể đến như: cấu trúc không liên tục của vật liệu, đặc

trưng động lực học của quá trình khoan với mũi khoan quay và không quay v.v.

1.6 Một số vấn đề về gia công hợp kim nhôm

Nhôm là một kim loại màu được sử dụng phổ biến trong công nghiệp, chỉ đứng

thứ hai sau thép về sản xuất và ứng dụng [59]. Nhôm và hợp kim của chúng có nhiều ưu

điểm: trọng lượng nhẹ (xấp xỉ 1/3 lần so với thép), độ dẫn điện và dẫn nhiệt cao (khoảng

60% so với đồng), chống ăn mòn rất tốt, khả năng định hình và tái chế tốt v.v. Nói

chung, nhôm và hợp kim nhôm được coi là vật liệu dễ gia công. Tuy nhiên, gia công

bằng khoan lại gặp nhiều khó khăn, đặc biệt là khi khoan các lỗ sâu. Dưới đây sẽ phân

tích cụ thể tính gia công của hợp kim nhôm (mục 1.6.1) và những đặc tính làm giảm tính

gia công của hợp kim nhôm khi khoan (mục 1.6.2).

1.6.1 Tính gia công của hợp kim nhôm

Nhôm và hợp kim nhôm được coi là vật liệu có tính gia công cao nhất so với các

loại kim loại nhẹ khác như hợp kim titan và magiê [60]. Tuy nhiên, tính dẻo dai của

chúng gây khó khăn trong việc kiểm soát sự hình thành phoi và quá trình thoát phoi

[61]. Theo bảng xếp hạng về tính gia công của các loại vật liệu [62], hợp kim nhôm

được xếp vào nhóm có tính gia công rất tốt, sau đó là nhóm có tính gia công tốt và nhóm

có tính gia công trung bình.

Lực cắt khi gia công hợp kim nhôm thường thấp hơn do độ bền cơ học thấp hơn

so với các hợp kim đen. So với gia công thép, lực cắt khi gia công hợp kim nhôm có thể

giảm đến 70%. Tuy vậy, năng lượng tiêu hao khi gia công hợp kim nhôm thường lớn

hơn nhiều so với gia công thép do cần cắt ở tốc độ cao [63]. Nghiên cứu của Braga và

cộng sự (2002) [12] cho thấy khi khoan hợp kim nhôm 7% Si, công suất cắt có xu hướng

tăng khi lượng tiến dao và độ sâu lỗ khoan tăng. Tuy nhiên, trong một nghiên cứu khác

của Hamade RF và Ismail F [64], khi khoan trên vật liệu nhôm, năng lượng cắt riêng

phần rất thấp do lượng vật liệu lớn được bóc tách với lượng tiến dao và tốc độ cắt lớn.

Nhiệt sinh ra trong quá trình gia công hợp kim nhôm không được coi là vấn đề lớn,

vì điểm nóng chảy thấp của hợp kim nhôm không thể làm thay đổi cơ tính của dụng cụ

[14]. Tuy nhiên, nhiệt cắt tăng đến một mức nhất định có thể làm thay đổi cấu trúc của

vật liệu, ứng suất dư bề mặt, sai số hình dáng chi tiết gia công và làm tăng tốc độ mòn

của dụng cụ. Nhiệt độ cao cũng làm tăng tính chảy dẻo của vật liệu, tạo ra phoi dài hơn

[65], thúc đẩy tương tác hóa học giữa nhôm và vật liệu dụng cụ, làm tăng khả năng

khuếch tán của vật liệu lên bề mặt dụng cụ [66].

Chất lượng bề mặt khi gia công hợp kim nhôm thường được quyết định bởi chế độ

cắt. Ngoài ra, độ nhám bề mặt khi gia công hợp kim nhôm cũng bị ảnh hưởng đáng kể

bởi độ cứng và đặc tính cấu trúc của vật liệu [67], [68]. Nói chung, độ cứng của vật liệu

càng cao sẽ giảm hiện tượng bám dính của vật liệu trên dụng cụ cắt do đó nhám bề mặt

càng thấp [69], [70].

Quá trình hình thành phoi khi gia công nhôm, kiểm soát quá trình hình thành phoi

là một khó khăn lớn khi gia công các loại hợp kim nhôm [70]. Do nhôm có khả năng

biến dạng cao nên dễ tạo ra dạng phoi dây có chiều dày lớn và rất khó bẻ gãy [61].

1.6.2 Tính gia công của hợp kim nhôm khi khoan

Tính gia công khi khoan [71] có thể được đánh giá thông qua một số chỉ số sau: 1)

số lỗ khoan được trước khi dụng cụ hỏng, 2) thời gian hoàn thành một lỗ khoan, 3) tuổi

bền dụng cụ, 4) tốc độ bóc tách vật liệu, 5) lực dọc trục, và 6) mô men xoắn.

Mặc dù hợp kim nhôm được coi là dễ gia công cho hầu hết các phương pháp cắt

gọt, nhưng lại khó gia công khi khoan, đặc biệt là khoan sâu. Một số nguyên nhân gây

khó khăn được phân tích dưới đây.

Khi khoan, phoi không thể thoát ra khỏi vùng cắt một cách tự do như trong các

dạng gia công khác. Do đó, việc loại bỏ phoi ra khỏi vùng cắt là một khó khăn lớn nhất

[70]. Khi khoan nhôm và hợp kim nhôm, do vật liệu có khả năng biến dạng cao, nên

thường tạo ra phoi dây có chiều dày lớn và rất khó bẻ gãy [61]. Phoi dạng này là nguyên

nhân chính làm giảm chất lượng bề mặt của lỗ khoan [72] và gây ra hiện tượng kẹt phoi,

dẫn tới khả năng gãy mũi khoan [61]. Ma sát lớn giữa phoi với rãnh xoắn và phoi với

thành lỗ khoan còn là nguyên nhân dẫn tới nhiều bất lợi như: nhiệt cắt tăng nhanh, mòn

mũi khoan v.v. Những khó khăn nêu trên dẫn đến tính gia công khi khoan, đặc biệt khi

khoan khô là rất thấp, điều này đã được kiểm chứng trong nhiều nghiên cứu. Wit Grzesik

(2016) [73], việc khoan các hợp kim nhôm-silic trong điều kiện cắt khô là không thể do

độ dẻo dai cao của vật liệu. Nếu không làm nguội và bôi trơn, phoi sẽ dính vào dụng cụ

và phá vỡ nó ngay sau khi bắt đầu cắt. V. Derflinger và cộng sự (1999) [74], không thể

khoan các hợp kim nhôm-silic trong điều kiện gia công khô do độ dẻo dai cao của vật

liệu. D. Biermann và cộng sự (2015) [75], nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt đến biến

dạng phôi khi khoan nhôm hợp kim EN AC-46000 đã khẳng định, gia công khô là không

khả thi trong quá trình khoan lỗ sâu. Theo A. Rivero và cộng sự (2005) [9], bám dính là

một hiện tượng đặc trưng khi gia công nhôm không có bôi trơn làm nguội. Do áp suất

và nhiệt độ cao trong vùng tiếp xúc giữa dụng cụ và phôi nên sẽ hình thành sự khuếch

tán của vật liệu phôi vào bề mặt dụng cụ. Điều này dẫn đến hiện tượng mòn nhanh dụng

cụ do sự bám dính của vật liệu vào lưỡi cắt và rãnh xoắn.

Để cải thiện khả năng khoan hợp kim nhôm, đã có nhiều nghiên cứu được triển

khai. Một số giải pháp trong các nghiên cứu gần đây được thống kê trong bảng 1.2. Giải

pháp khoan có trợ giúp của rung không chỉ cải thiện điều kiện thoát phoi, giảm hoặc

thậm chí loại bỏ hiện tượng bám dính của vật liệu gia công lên lưỡi cắt và rãnh xoắn,

mà còn có thể gia công khô. Điều này có ý nghĩa lớn trong việc giảm ô nhiễm môi

Bảng 1.2 Một số giải pháp công nghệ cải thiện quá trình khoan hợp kim nhôm

trường, đảm bảo sức khỏe công nhân và loại bỏ yêu cầu về thiết bị và chất bôi trơn.

Giải pháp Tác giả (năm công bố) Vật liệu gia công

Điều kiện tưới nguội Tưới tràn

Khô Rung tần số thấp trợ giúp khoan

MQL

Bôi trơn làm nguội tối thiểu (MQL)

Al 6061 Al 2024 T351 Al 7015 Al 356 AA1050 EN AC-46000 Al 7075-T6 Al(7% Silicon) AlSi9Cu3 AlSi9Cu3

Al 6063 P N Chhabra (2001) Oliver Pecat, Ingo Meyer (2013) Mathieu Ladonne và cộng sự (2015) Durval U. Braga và cộng sự (2002) J P Davim và cộng sự (2006) Dirk Biermann và cộng sự (2015) Jules Kouam và cộng sự (2015) Pierre Faverjon và cộng sự (2015) Dirk Biermann, Ivan Iovkov (2015) D. Biermann và cộng sự (2012) Sukhpal Singh Chatha và cộng sự (2016)

Bảng 1.2 (tiếp theo)

Giải pháp Tác giả (năm công bố) Vật liệu gia công Điều kiện tưới nguội

Al 6061-T6

Khô

Khoan có trợ của giúp động rung siêu âm (UAD)

Al/SiC Al 2024-T6 Al 2024-T6 Al 1050 Al 7075-T6 Al 7075-T6

Simon S.F. Chang, Gary M. Bone (2009) Simon S.F. Chang, Gary M. Bone (2010) M. A. Kadivar và cộng sự (2012) S. Amini và cộng sự (2013) A. Barani và cộng sự (2014) X. Li và cộng sự (2015) Xiaofeng Li và cộng sự (2016) Saeid Amini và cộng sự (2016) Hossein Paktinat, Saeid Amini (2017) Al 7075

Kết luận chương 1

Các kết quả nghiên cứu đạt được từ các công trình đã công bố

Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm mang lại hiệu quả tích cực so với khoan

truyền thống: giảm lực dọc trục, giảm mô men, giảm nhiệt cắt, nâng cao tuổi bền dụng

cụ, nâng cao năng suất và chất lượng gia công v.v. Tuy nhiên, hầu hết các công bố về

khoan có trợ giúp của rung động siêu âm chỉ được thực hiện trên các lỗ không sâu, có tỉ

số độ sâu lỗ trên đường kính L/D<5.

Số lượng các công trình nghiên cứu công bố trên các tạp chí quốc tế về khoan có

trợ giúp của rung động siêu âm tăng mạnh trong những năm gần đây cho thấy tính thời

sự của hướng nghiên cứu này. Tuy nhiên, cho đến nay chưa thấy có công bố nào thuộc

lĩnh vực này được triển khai nghiên cứu trong nước.

Mũi khoan xoắn được sử dụng nhiều nhất (khoảng 70%) trong công nghiệp khi

khoan các lỗ sâu. Loại mũi khoan này cũng được sử dụng trong hầu hết các công bố về

khoan có trợ giúp của rung động siêu âm.

Khoan các loại hợp kim nhôm, đặc biệt là khoan các lỗ nhỏ và sâu là chủ đề của

nhiều giải pháp công nghệ, chẳng hạn sử dụng mũi khoan sâu chuyên dùng hay khoan

gián đoạn nhiều bước, nhằm cải thiện quá trình khoan do khả năng gia công bằng khoan

của hợp kim nhôm rất thấp. Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm còn có ưu điểm

vượt trội so với các giải pháp khác đó là có thể không cần sử dụng chất bôi trơn-làm

nguội.

Các vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu

Từ những nhận xét trên, tác giả xác định hướng nghiên cứu của luận án là: ứng

dụng công nghệ khoan có trợ giúp của rung động siêu âm cho khoan lỗ nhỏ và sâu, sử

dụng mũi khoan xoắn-thép gió và không sử dụng chất bôi trơn-làm nguội để khoan vật

liệu hợp kim nhôm Al-6061.

Một số giả thuyết khoa học

Rung động siêu âm được bổ sung vào quá trình khoan làm giảm ma sát giữa phoi

với rãnh xoắn và phoi với thành lỗ, do vậy điều kiện thoát phoi được cải thiện. Để kiểm

chứng giả thuyết này, một số chỉ tiêu được chọn để đánh giá và so sánh gồm: nhiệt độ

của chi tiết gia công, năng suất gia công, lực dọc trục và mô men sinh khoan lỗ sâu.

Chương 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT QUÁ TRÌNH KHOAN CÓ TRỢ GIÚP

CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

2.1 Giới thiệu

Nội dung chương này trình bày cơ sở lý thuyết của quá trình khoan có trợ giúp của

rung động siêu âm, cụ thể là:

- Nguyên tắc và cơ chế của quá trình khoan có rung trợ giúp, động học và cơ chế

giảm lực cắt;

- Một số quan điểm về lực dọc trục và mô men khi khoan;

- Quan hệ giữa mô men và lực dọc trục với độ sâu lỗ khoan.

2.2 Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm

Khoan có trợ giúp của rung động siêu âm (Ultrasonic Vibration Assisted Drilling-

UVAD/UAD) là một trường hợp cụ thể của UAM. Nguyên tắc và cơ chế của UAD cũng

tương tự như các loại hình gia công có trợ giúp của rung động siêu âm khác. Tuy nhiên,

UAD có một số đặc điểm khác biệt được trình bày dưới đây.

2.2.1 Nguyên tắc

Nguyên tắc của UAD là bổ sung một rung động cưỡng bức có tần số siêu âm vào

chuyển động tương đối giữa mũi khoan và phôi theo phương dọc trục (rung dọc), hoặc

Hình 2.1 Kiểu rung trong UAD [76]: rung dọc trục (a), rung xoắn (b), rung kết hợp (c)

theo phương tiếp tuyến (rung xoắn), hoặc rung kết hợp như mô tả trên hình 2.1.

Dựa trên nguyên tắc tạo rung tương đối giữa mũi khoan và chi tiết gia công như

mô tả trên hình 2.1, có thể bổ sung rung động lên hoặc mũi khoan, hoặc chi tiết gia công.

Tham khảo từ các nghiên cứu trước, rung động có thể bổ sung vào quá trình khoan

theo ba phương án sau:

+ Phương án mũi khoan rung, không quay; phôi quay [30], [77].

+ Phương án mũi khoan vừa rung vừa quay, phôi không quay [77], [43], [78], [48],

[79], [80], [46], [47], [19], [81].

+ Phương án phôi rung, mũi khoan quay [39, 45, 55, 77, 82, 83].

Trong thực tế, ít sử dụng phương án chi tiết quay vì đa số các chi tiết gia công đều

có hình dạng không tròn đều, hoặc trong các trường hợp cần khoan nhiều lỗ trên một

chi tiết. Hơn nữa, phương án bổ sung rung động cho chi tiết gia công dù đơn giản về kết

cấu, dễ triển khai nhưng không phù hợp với UAD do các đặc tính hình học, cơ học của

chi tiết khi đó sẽ trở thành các tham số ảnh hưởng trực tiếp đến thông số rung. Do vậy,

nghiên cứu này lựa chọn phương án mũi khoan rung và quay đồng thời.

2.2.2 Cơ chế của quá trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm

Trong quá trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm, mũi khoan rung theo

phương dọc trục và quay đồng thời. Phôi được kẹp chặt bởi đồ gá và tiến về phía mũi

khoan, mũi khoan được cố định theo phương dọc trục.

Hình 2.2 mô tả dao động của mũi khoan khi rung. Giả sử rung động tại đỉnh mũi

khoan là một dao động điều hòa và ổn định, có thể viết được được phương trình chuyển

(2.1)

động sau:

Trong đó: x là dịch chuyển rung của mũi khoan, là vận tốc rung, a là biên độ rung và

 là tần số góc.

Hình 2.2 Dao động của mũi khoan khi rung [84]

Giả sử phôi dịch chuyển với tốc độ tiến dao V về phía mũi khoan. Đỉnh mũi khoan

dao động điều hòa với biên độ lớn nhất là a xung quanh điểm gốc O. Giả sử mũi khoan

bắt đầu tiếp xúc với bề mặt gia công tại điểm A ứng với thời điểm t1 như hình vẽ. Biên

độ dao động của mũi khoan tiếp tục tăng, làm cho mũi khoan tiếp tục tiến sâu vào phôi.

Sau khi đạt đến đỉnh biên độ dao động, mũi khoan bắt đầu lùi ra xa khỏi phôi. Giả sử

mũi khoan bắt đầu tách khỏi bề mặt gia công tại điểm B, ứng với thời điểm t2 như hình

vẽ. Mũi khoan tiếp tục chu kỳ dao động, lùi ra xa rồi lại tiến gần vào phôi cho đến khi

lại tiếp xúc với bề mặt gia công tại điểm C ứng với thời điểm t3. Quá trình mũi khoan

tiến sâu vào trong lòng vật liệu gia công rồi lại lùi ra xa và tách ra khỏi bề mặt gia công

tại thời điểm t4 diễn ra hoàn toàn tương tự như trong giai đoạn từ t1 đến t2. Tuy nhiên,

trong thời gian từ t1 đến t4, chuyển động tiến dao đã làm cho phôi dịch chuyển về phía

mũi khoan một lượng xD:

(2.2)

Trong đó, V là tốc độ tiến dao. Để rung động có ảnh hưởng tích cực đến hiệu quả

của quá trình UAD, cần đảm bảo tương quan giữa tốc độ tiến dao V và vận tốc rung sao

cho duy trì được va đập vi mô giữa mũi khoan và bề mặt gia công. Như có thể thấy trên

hình 2.2, ở cả hai điểm B và D, tốc độ tiến dao của phôi đều nhỏ hơn vận tốc rung của

mũi khoan. Điều này cho phép mũi khoan có chuyển động tách ra khỏi phôi để chuẩn bị

cho chu kỳ dao động và va đập mới. Nói cách khác, hiệu quả tích cực của rung động chỉ

có được khi vận tốc rung của mũi khoan lớn hơn tốc độ tiến dao. Vận tốc rung lớn nhất

của mũi khoan được tính từ công thức 2.1 và có giá trị:

(2.3)

Do vậy, điều kiện để rung động trợ giúp quá trình khoan có hiệu quả là:

(2.4)

Nếu a < V, mũi khoan luôn tiếp xúc với bề mặt gia công tương tự như trong quá

trình khoan truyền thống (CD). Với rung động siêu âm, mặc dù biên độ dao động rất

nhỏ, nhưng do tần số rất lớn nên vận tốc rung thường có giá trị rất lớn.

Chênh lệch giữa vận tốc rung lớn nhất và tốc độ tiến dao trong UAD được đánh

giá qua tỉ lệ SR như sau:

(2.5)

Trong đó: A là biên độ rung (mm), F là tần số rung trên phút (Hz), N là tốc độ cắt (v/ph),

f là lượng tiến dao (mm/v).

Lấy ví dụ cho một trường hợp cụ thể để thấy SR luôn lớn hơn 1. Chẳng hạn, tính

cho A=10 µm; F=20 kHz; N=1000 v/ph; f=0,085 mm/v thì tỉ số SR = 886,5882.

2.2.3 Động học quá trình khoan có trợ giúp của rung động siêu âm

Quá trình khoan có trợ giúp của rung động dựa trên nguyên tắc tạo ra trạng thái cắt

không liên tục, dưới tác động của chuyển động rung được bổ sung vào chuyển động

tương đối giữa dụng cụ và phôi. Như đã trình bày ở trên, quá trình cắt gồm một loạt các

chu kỳ chuyển động tuần hoàn của lưỡi cắt dụng cụ tách ra rồi va đập vi mô với bề mặt

chi tiết gia công. Thông thường, rung động thường được bổ sung theo hướng chuyển

động tiến dao (hướng dọc trục).

Để giải thích đặc tính động học cơ bản của quá trình gia công có trợ giúp của rung

động (VAM), hình 2.3 mô tả sơ đồ của quá trình cắt có rung trợ giúp theo hướng chuyển

động tiến dao [1], [2], [85].

Hình 2.3 Sơ đồ phân tích động học quá trình cắt khi bổ sung rung động dọc trục [1], [2], [85]

Trên hình 2.3, quá trình tiếp xúc giữa lưỡi cắt và vật liệu gia công (giai đoạn từ t1

đến t2 và từ t3 đến t4 trên hình 2.2) được phân tích tại 4 thời điểm. Tại thời điểm t1, lưỡi

cắt bắt đầu tiếp xúc với bề mặt gia công, tiến sâu vào chi tiết gia công với tốc độ tiến

dao fa đồng thời rung với vận tốc Vh cùng hướng với hướng tiến dao. Tiếp đến thời điểm

t2, lưỡi cắt đạt đến biên độ rung lớn nhất. Khi này, lưỡi cắt đã thâm nhập sâu hơn, bóc

tách được một lượng vật liệu tương ứng với lượng tiến dao được cấp. Tại thời điểm t3,

lưỡi cắt tách khỏi bề mặt gia công do vận tốc rung lớn hơn tốc độ tiến dao. Khi này, do

quá trình cắt bị gián đoạn, phoi không tiếp tục được hình thành nên có thể hình thành

phoi vụn [1]. Lưỡi cắt tiếp tục bắt đầu một chu kỳ dao động mới và tiến tới tiếp xúc với

bề mặt gia công tại thời điểm t’

2.2.4 Cơ chế giảm lực cắt trong khoan có trợ giúp của rung động siêu âm

Cải thiện điều kiện cắt. Lực cắt trong VAD được quyết định bởi độ dày và kích

thước của phoi. Khi bổ sung rung động vào quá trình khoan, độ dày của phoi thay đổi

có thể dẫn đến khả năng giảm lực cắt. Lực cắt đã được chứng minh là khác nhau tùy

thuộc vào chế độ cắt (tốc độ cắt và lượng tiến dao) và các thông số rung (tần số và biên

độ) [85]. Lựa chọn hợp lý các thông số rung có thể giảm đáng kể lực cắt so với khoan

truyền thống.

Hiệu ứng giảm ma sát do quá trình cắt gián đoạn. Lực ma sát trên mặt trước của

dụng cụ đảo chiều khi chuyển động tương đối giữa dụng cụ và chi tiết gia công đảo

chiều, tạo điều kiện thuận lợi cho chuyển động của phoi trên mặt trước. Ngoài ra, sự

giảm diện tích tiếp xúc giữa phoi bị bẻ gãy với mặt trước của dụng cụ dẫn đến giảm lực

ma sát trên mặt trước [1]. Lực ma sát còn có thể được giảm do quá trình tiếp xúc không

liên tục giữa mặt sau của dụng cụ và bề mặt đã gia công [1].

Tùy thuộc vào tỷ số giữa vận tốc tiến dao và vận tốc của rung động siêu âm được

bổ sung, có thể nhận được sự giảm đáng kể lực ma sát nếu vận tốc tiến dao nhỏ so với

vận tốc rung động siêu âm [86].

2.3 Lực dọc trục và mô men khi khoan

Trong các giáo trình, sổ tay tra cứu về gia công cắt gọt, lực và mô men khi khoan

được tính theo các công thức thực nghiệm và không phụ thuộc vào độ sâu lỗ khoan. Tuy

nhiên, hiện tượng lực dọc trục và mô men tăng khi tỉ lệ L/D lớn cũng được báo cáo trong

nhiều công bố khoa học gần đây [87], [88], [89], [90], [91], [92], [93]. Dù vậy, vẫn chưa

có mô hình tính toán được thống nhất về sự phụ thuộc của lực dọc trục và mô men vào

tỉ lệ L/D. Dưới đây sẽ tóm tắt các kết quả nghiên cứu liên quan đến các vấn đề này.

2.3.1 Lực dọc trục và mô men độc lập với độ sâu lỗ khoan

Trong các tài liệu truyền thống (sách giáo trình và sổ tay tra cứu), lực dọc trục và

mô men khi khoan thường được xác định dựa trên các thông số cơ bản như: đường kính

lỗ khoan, tốc độ tiến dao, độ cứng của vật liệu v.v. Theo đó, quan hệ về giá trị giữa lực

dọc trục, mô men với độ sâu lỗ khoan là không đổi. Một số công thức thường được dùng

Bảng 2. 1 Một số công thức tính mô men và lực dọc trục khi khoan

để tính lực dọc trục và mô men khi khoan được tóm tắt trong bảng 2.1.

Công thức STT Tài liệu tham khảo Lực dọc trục Mô men

1 (N) (Nm) [94]

2 (N) (Kgm) [95]

3 (Nm) [96]

4(*) (N) (Kgmm) [97]

5 (N) (Nm) [98]

6 (Ncm) [87]

7 [99] (Nm)

đến 60 mm

(N) (*) Chú thích: công thức trong tài liệu này chỉ áp dụng cho mũi khoan có đường kính từ 10 mm

Trong bảng 2.1 có 07 tài liệu tham khảo tương ứng với các số thứ tự trong cột

“STT” là các tài liệu sau:

Tài liệu số 1 [94]: Nguyễn Đắc Lộc, Lê Văn Tiến, Ninh Đức Tốn, Trần Xuân Việt

(2010), “Sổ tay công nghệ chế tạo máy-Tập 2”, NXB KH&KT. CM = 0.005, q = 2, y =

0.8; D là đường kính mũi khoan (mm); S là lượng chạy dao (mm/v); kp là hệ số điều

chỉnh (nếu σb = 250; 350 hoặc >350 MPa thì kp lần lượt là 1.5; 2.0 hoặc 2.75). Hợp kim

nhôm Al6061 có độ bền kéo 207 Mpa, lấy kp = 1.5; Cp = 9.8; x = 1; q = 1; y = 0.7.

Tài liệu số 2 [95]: Nguyễn Ngọc Đào, Hồ Viết Bình, Trần Thế San (2000), “Chế

độ cắt gia công cơ khí”, NXB Đà Nẵng. Hệ số Cp và các chỉ số mũ được tra bảng 7-3,

trong bảng tra không có vật liệu nhôm và hợp kim nhôm, nếu tra theo vật liệu có HB

100÷140 (Cp = 31,5 thì Zp = 1; Yp = 0,8; Kmp là hệ số tính đến ảnh hưởng tính chất cơ lí

của vật liệu, nếu tính cho hợp kim nhôm có σb = 25; 35 và >35 KG/mm2 thì Kmp lần lượt

là 1,5; 2,0 và 2,75; D là đường kính mũi khoan (mm); S là lượng chạy dao (mm/v); Hệ

số CM và các chỉ số mũ được tra trong bảng 7-3, trong bảng tra không có vật liệu nhôm

và hợp kim nhôm, do vậy nếu tra theo vật liệu có HB 100÷140 thì CM = 0,012; ZM = 2;

YM = 0,8; KnM là hệ số tính đến ảnh hưởng tính chất cơ lí của vật liệu, nếu tính cho hợp

kim nhôm có σb = 25; 35 và >35 KG/mm2 thì Kmp lần lượt là 1,5; 2.0 và 2,75.

Tài liệu số 3 [96]: J. Carvill (2003) “Mechanical Engineer’s Data Handbook”,

Elsevier Science, pp.193. Các hệ số kD = 0,11 (với vật liệu nhôm); D là đường kính mũi

khoan (mm); f là lượng chạy dao (mm/v).

Tài liệu số 4 [97]: Graham T. Smith (2008) “Cutting Tool Technology”, Springer-

Verlag, pp.99. Ở công thức tính lực dọc trục, CF là hệ số phụ thuộc vật liệu gia công xác

định bằng thực nghiệm (vật liệu dẻo 52,5, đồng và vật liệu có độ cứng trung bình 31,5);

d là đường kính mũi khoan (mm); s là lượng chạy dao (mm/v); KH là hệ số điều chỉnh,

phụ thuộc cơ tính của vật liệu; bF là hệ số ảnh hưởng bởi đường kính mũi khoan; uF là

hệ số ảnh hưởng bởi lượng chạy dao. Ở công thức tính mô men, CM là hệ số phụ thuộc

vật liệu xác định bằng thực nghiệm (vật liệu dẻo 20,3, đồng và vật liệu có độ cứng trung

bình 12,2); bM là hệ số ảnh hưởng bởi đường kính mũi khoan; uM là hệ số ảnh hưởng

bởi lượng chạy dao; KH là hệ số điều chỉnh, phụ thuộc cơ tính của vật liệu.

Tài liệu số 5 [98]: Shaw, M. C., and Oxford, Jr., C. J., (1957), "On the Drilling of

Metals: 2-The Torque and Thrust in Drilling" Trans. ASME, 79, pp.139-148. f là lượng

chạy dao (mm/v), d là đường kính mũi khoan, với hợp kim nhôm K1= 664,5; K2=0,04

và α=0,2428.

Tài liệu số 6 [87]: Joong-Bae Kim, Sang-Jo Lee and Young-Pi1 Park (1994)

“Development of a drilling process with torque stabilization” Journal of Manufacturing

Systems, Vol.13, pp.435-44. fd là lượng chạy dao (mm/v), D là đường kính mũi khoan

(mm). Với vật liệu nhôm và hợp kim nhôm, các hệ số C1 = 17,79; C2 = 0,35; C3 = 1,21.

Tài liệu số 7 [99]: C. Dandekar, E. Orady, P. K. Mallick (2007) “Drilling

Characteristics of an E-Glass Fabric-Reinforced Polypropylene Composite and an

Aluminum Alloy: A Comparative Study”, Journal of Manufacturing Science And

Engineering, Vol.129, pp.1080-1087. T là mô men; D là đường kính mũi khoan (mm);

f là lượng chạy dao (mm/v).

Nhận xét: trong tất cả các công thức nêu trên, đều không có sự hiện diện của độ

sâu lỗ khoan. Theo giải thích trong các tài liệu, các công thức này được dùng để tính lực

và mô men cắt (thành phần cần thiết để bóc tách phoi). Thành phần lực và mô men cần

thiết để thắng lực cản của phoi với rãnh xoắn và với thành lỗ khi thoát ra khỏi lỗ khoan

thường nhỏ nên được bỏ qua.

Áp dụng các công thức trong bảng 2.1 để tính cho trường hợp khoan nhôm, đường

kính mũi khoan 3 mm, tốc độ cắt 1000 (v/ph), lượng tiến dao 0.05 (mm/v), thu được các

kết quả thống kê trong bảng 2.2.

Bảng 2. 2 Kết quả tính lực dọc trục và mô men

STT Tài liệu tham khảo Lực dọc trục (N) Mô men (Ncm)

1 2 3 5 6 7 [94] [95] [96] [98] [87] [99] 54,16 126,53 189,62 278,95 6,14 26,51 8,40 20,82 23,55 73,30

Để thuận tiện cho việc so sánh, đánh giá, các kết quả trong bảng 2.2 được vẽ chồng

lên đồ thị kết quả đo thực nghiệm trong cùng chế độ gia công trên hình 2.4.

(a)

(b)

Hình 2.4 Các giá trị lực dọc trục (a), mô men (b) tính theo công thức trong các tài liệu và kết

quả thực nghiệm.

Trên hình 2.4, lực dọc trục và mô men thu được từ thực nghiệm đều có xu hướng

tăng theo độ sâu lỗ khoan, tuy nhiên kết quả tính theo các công thức (các đường từ 1

đến 7) lại không phản ánh điều này. Các kết quả tính lực dọc trục sai khác khá nhiều so

với nhau và so với kết quả thực nghiệm (hình 2.4a). Về mô men khi khoan, các kết quả

tính tương đối gần nhau trừ kết quả tính theo tài liệu 7 (hình 2.4b). Các kết quả tính theo

tài liệu 2; 5; 6 khá gần với số liệu thực nghiệm trong khoảng L/D = 2,5÷5. Trong khoảng

L/D < 2,5, kết quả thực nghiệm nhỏ hơn so với kết quả tính theo tài liệu 2; 5; 6. Khi L/D

> 5, mô men khi khoan thực nghiệm lớn hơn nhiều so với kết quả tính theo các tài liệu

1; 2; 3; 5; 6 nhưng nhỏ hơn kết quả tính theo tài liệu 7.

Như vậy, có thể khẳng định rằng các công thức tính lực dọc trục và mô men trong

các tài liệu thực chất là tính gần đúng lực và mô men cắt, bỏ qua thành phần lực và mô

men cần thiết để đẩy phoi ra khỏi lỗ khoan. Chính vì vậy, các công thức này không phản

ánh được sự gia tăng của lực dọc trục và mô men khi độ sâu của lỗ khoan tăng. Quan hệ

giữa lực dọc trục và mô men với độ sâu lỗ khoan đã được nhiều nhà khoa học quan tâm.

Phần tiếp theo sẽ tóm tắt các kết quả của hướng nghiên cứu này.

2.3.2 Lực dọc trục và mô men phụ thuộc độ sâu lỗ khoan

Theo công bố của Joong-Bae Kim và cộng sự (1994) [87], mô men xoắn tác động

lên mũi khoan gồm mô men cắt (Cutting torque) sinh ra ở lưỡi cắt và mô men ma sát

(Friction torque) sinh ra do tiếp xúc, chèn ép và cọ sát giữa phoi với dụng cụ và thành

lỗ. Mức độ biến động của mô men tăng theo độ sâu của lỗ. Đặc tính cắt của quá trình

khoan về cơ bản là phi tuyến do những hiện tượng vật lý phức tạp như hiện tượng lẹo

Hình 2.5 Lực dọc trục trong quá trình khoan [100]

dao, sự thay đổi của nhiệt cắt, độ cứng và mòn dụng cụ v.v.

Hình 2.5 mô tả kết quả phân tích các thành phần lực khi khoan của Niketh. S và

G. L. Samuel (2017) [100]. Các thuật ngữ trên hình được giữ nguyên gốc tiếng Anh để

tuân thủ bản quyền tác giả, đồng thời được giải thích chi tiết trong phần bàn luận. Trên

hình 2.5, các thuật ngữ được giải thích như sau: Free surface (phần bề mặt trống, không

cản trở thoát phoi của rãnh xoắn); Back surface (bề mặt rãnh xoắn); Magin side (cạnh

xoắn của mũi khoan tiếp xúc với thành lỗ). Như mô tả trên hình 2.6, lực dọc trục và mô

men khi khoan có thể được xem là tổng hợp tác dụng của các lực tác động lên hai lưỡi

cắt chính (Fcl1, Fcl2), lưỡi cắt ngang (Fc), lực ma sát với thành lỗ (Ffm1, Ffm2) và lực thoát

(a)

(b)

Hình 2.6 Các thành phần lực tác động lên mũi khoan trong mặt phẳng dọc trục (a) và trong

mặt phẳng vuông góc với trục mũi khoan (b) [100]

phoi (Chip evacuation force - Fce).

Tổng lực dọc trục khi khoan được xác định bởi công thức 2.6.

(2.6)

Trong đó: Fch là lực dọc trục tại lưỡi cắt ngang, Fcl1 và Fcl2 là lực dọc trục trên 2 lưỡi cắt

chính, Ffm1 và Ffm2 là lực ma sát theo phương dọc trục với thành lỗ, Fce là lực thoát phoi

theo chiều dọc trục trên rãnh xoắn.

Tổng mô men trong quá trình khoan được xác định bởi công thức 2.7

(2.7)

Trong đó: Ft1 và Ft2 là các thành phần lực cắt theo phương tiếp tuyến trên lưỡi cắt chính,

Fr1 và Fr2 là lực cắt theo phương hướng kính trên lưỡi cắt chính, Fft1 và Fft2 là lực ma sát

theo phương tiếp tuyến với thành lỗ, Fce là lực thoát phoi.

Một số thuật ngữ sử dụng để mô tả sự biến động của lực dọc trục và mô men theo

độ sâu lỗ khoan được tóm tắt từ các công trình nghiên cứu liên quan như dưới đây.

Công trình nghiên cứu mô phỏng lực thoát phoi và dự đoán hiện tượng kẹt phoi

khi khoan của Jeffrey C. Mellinger và cộng sự (2002) [88], [89] được coi là một nghiên

cứu rất cơ bản và chi tiết về vấn đề thoát phoi khi khoan sâu. Theo các tác giả, lực dọc

trục (Thrust force) sinh ra trong quá trình khoan là tổng hợp của 02 thành phần: lực cắt

(Cutting Force) và lực thoát phoi (Chip-Evacuation Force). Mô men sinh ra trong quá

trình khoan là tổng hợp của 02 thành phần: mô men cắt (Cutting Torque) và mô men

Hình 2.7 Mô men và lực cắt thay đổi theo độ sâu lỗ khoan [88]

thoát phoi (Chip-Evacuation Torque).

Khái niệm độ sâu tới hạn (Crictical Depth) sử dụng để mô tả độ sâu mà tại đó hiện

tượng kẹt phoi (Chip Clogging) xảy ra, có thể gây gãy mũi khoan.

Hình 2.8 Biến động của lực dọc trục và mô men khi khoan với mũi khoan có và không có rãnh

bẻ phoi [90]

Jeff A. Degenhardt và cộng sự (2005) [90], thực nghiệm so sánh và đánh giá ảnh

hưởng của rãnh bẻ phoi đến lực dọc trục, mô men và chiều dài phoi (hình 2.8). Kết quả

cho thấy, hiện tượng kẹt phoi xảy ra với cả hai loại mũi khoan khi độ sâu lỗ đạt khoảng

4 đến 5 lần đường kính. Thuật ngữ “Độ sâu kẹt phoi” (Clogging Depth) được sử dụng

để mô tả độ sâu mà tại đó bắt đầu xảy ra hiện tượng kẹt phoi, được đánh giá thông qua

hiện tượng lực dọc trục và mô men tăng đột ngột.

Sushanta K. Sahu và cộng sự (2003) [91], lực sinh ra khi khoan là tổng hợp của

hai thành phần: lực cắt (Cutting Force_FC) và lực thoát phoi (Chip Evacuation

Force_FCE). Khái niệm độ sâu tới hạn (Crictical Depth) được sử dụng để mô tả thời điểm

hiện tượng kẹt phoi bắt đầu xảy ra. Kết quả nghiên cứu cho thấy, lực dọc trục sau thời

Hình 2.9 Đặc trưng của lực cắt theo độ sâu

điểm kẹt phoi lớn hơn lực cắt từ 4 đến 5 lần (hình 2.9).

lỗ khoan [91]

theo độ sâu lỗ khoan [92]

Hình 2.10 Lực dọc trục và mô men thay đổi

U.A. Khashaba và cộng sự (2007) [92], mô men ma sát (Friction moment_Tf) sinh

ra do ma sát giữa phoi với thành lỗ lớn hơn nhiều so với mô men sinh ra trên lưỡi cắt

ngang (Tch) như mô tả trên hình 2.10.

Nghiên cứu của Duck Whan Kim và cộng sự (2009) [93], sự thay đổi của lực dọc

trục (Thrust force) trong quá trình khoan lỗ sâu được chia thành 02 giai đoạn. Giai đoạn

đầu, chưa có hiện tượng kẹt phoi xảy ra được định nghĩa là trạng thái bình thường

(Normal state). Tiếp sau là giai đoạn xảy ra hiện tượng kẹt phoi, được định nghĩa là

trạng thái bất bình thường (Abnormal state) như mô tả trên hình 2.11.

Hiện tượng mô men tăng theo độ sâu của lỗ khoan cũng được khẳng định trong

nghiên cứu của Hiromi Yoshimura và cộng sự [101] khi khoan sâu trên vật liệu composit

GFRP. Theo các tác giả, khi hiện tượng kẹt phoi xảy ra, ma sát giữa phoi với bề mặt

rãnh xoắn và phoi với thành lỗ tăng nhanh là nguyên nhân làm cho tổng mô men tăng

như mô tả trên hình 2.12.

Hình 2.12 Mô men tăng theo độ sâu lỗ khoan [101]

theo thời gian gia công [93]

Hình 2.11 Biến động của lực dọc trục

Như vậy, hiện tượng mô men và lực dọc trục tăng theo độ sâu lỗ khoan đã được

nhiều nghiên cứu quan tâm. Mô men tác dụng lên mũi khoan tăng là một trong những

nguyên nhân chính gây gãy mũi khoan. Nguyên nhân trực tiếp làm tăng mô men và lực

dọc trục được xác định là do lực cản quá trình thoát phoi ra khỏi lỗ khoan.

Kết luận chương 2

Chương này đã trình bày cơ sở lý thuyết của quá trình khoan có trợ giúp của rung

động siêu âm. Từ những ưu điểm của UAD như đã tổng hợp ở chương 1 thì chương 2

đã làm rõ bản chất của UAD thông qua việc phân tích sơ đồ và phương trình mô tả dao

động của mũi khoan. Sự khác biệt về động học giữa UAD và CD cũng được làm rõ

thông qua phân tích sơ đồ động học quá trình cắt được bổ sung rung động dọc trục.

Cơ chế mang lại tính ưu việt của UAD đã được nhận định như sau: 1) khi bổ sung

rung động vào quá trình khoan, độ dày của phoi thay đổi có thể dẫn đến khả năng giảm

lực cắt; 2) giảm ma sát giữa phoi với mặt trước dụng cụ, ma sát giữa mặt sau dụng cụ

với bề mặt đã gia công.

Kết quả tổng hợp, phân tích các công thức tính lực dọc trục và mô men trong các

tài liệu truyền thống và một số mô hình trong các công bố khoa học gần đây tạo cơ sở

để phân tích những ưu việt của UAD theo các tiêu chí làm giảm lực dọc trục và mô men

sẽ được trình bày ở chương 4; xây dựng mô hình toán học mô tả lực dọc trục và mô men

khi khoan lỗ sâu ở chương 5.

Nội dung đã tổng quan cũng là cơ sở để xây dựng các phương án, hệ thống thí

nghiệm ở chương 3 và các nghiên cứu thực nghiệm ở chương 4.

Chương 3

THIẾT KẾ, CHẾ TẠO HỆ THỐNG THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM

3.1. Giới thiệu

Để bổ sung rung động vào chuyển động tương đối giữa mũi khoan và phôi, cần

thiết kế và chế tạo hệ thống thí nghiệm. Hệ thống này cần đáp ứng các yêu cầu sau:

- Truyền được rung động siêu âm đến vùng gia công;

- Kết cấu đơn giản, thuận tiện cho chế tạo, lắp ráp và vận hành;

- Cải thiện được chất lượng quá trình khoan.

Chương này sẽ trình bày từng bước thiết kế, chế tạo và đánh giá hệ thống khoan

có trợ giúp của rung động siêu âm đáp ứng các yêu cầu trên. Yêu cầu, lựa chọn và cách

thức kết nối thiết bị đo cũng được mô tả chi tiết. Nội dung chương gồm các phần chính

dưới đây:

1. Giới thiệu các thành phần của hệ thống siêu âm công suất;

2. Lựa chọn phương án, thiết kế và chế tạo hệ thống khoan có trợ giúp của rung động

siêu âm;

3. Đánh giá, hiệu chỉnh kết cấu đáp ứng yêu cầu cộng hưởng và khuếch đại rung;

4. Kiểm chứng các thông số rung của cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan;

5. Hệ thống thiết bị đo, thu thập và phân tích dữ liệu;

3.2 Các thành phần chính của hệ thống rung siêu âm

Hình 3.1 Hệ thống rung siêu âm

Các thành phần chính của hệ thống rung siêu âm được mô tả trên hình 3.1

Trên hình 3.1 gồm các thành phần sau: 1) Máy phát điện siêu âm, 2) Bộ chuyển

đổi siêu âm, 3) Đầu khuếch đại biên độ và 4) Dụng cụ được gắn trên đầu khuếch đại

biên độ.

3.2.1 Máy phát điện siêu âm

Máy phát điện siêu âm (Ultrasonic Generator) là thiết bị có chức năng chuyển đổi

nguồn điện (100÷250 V, 50÷60 Hz) thành nguồn điện có tần số siêu âm. Việc lựa chọn

máy phát điện siêu âm dựa vào mỗi ứng dụng cụ thể. Thông thường, hai thông số của

máy được quan tâm là công suất và dải tần số làm việc. Ngoài ra một số tính năng khác

cũng được quan tâm như: chức năng tự động quét tần số cộng hưởng, chức năng tự động

điều chỉnh tần số khi tải thay đổi và chức năng điều khiển bằng máy tính v.v.

3.2.2 Bộ chuyển đổi siêu âm

Bộ chuyển đổi siêu âm (Ultrasonic Transducer) có chức năng chuyển đổi năng

lượng điện siêu âm thành dao động cơ học với tần số siêu âm. Trong đó, bộ chuyển đổi

siêu âm kiểu kiểu Langevin được sử dụng trong hầu hết các ứng dụng siêu âm công suất

lớn do có hệ số phẩm chất cơ học cao, kết cấu đơn giản và chi phí thấp. Đặc trưng của

bộ chuyển đổi dạng này là chỉ làm việc hiệu quả ở vùng tần số cộng hưởng. Cấu tạo của

Hình 3.2 Cấu tạo bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin [102]

một bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin được mô tả trên hình 3.2.

Trên hình 3.2, bộ chuyển đổi Langevin gồm hai khối kim loại có chiều dài l1 và l2,

một hoặc một số chẵn các tấm PZT được kẹp ở giữa có chiều dài lc. Tổng chiều dài (l1

+ l2 + lc) bằng nửa bước sóng âm mà bộ chuyển đổi sẽ phát. Giữa các tấm PZT là các

điện cực, các phần tử này được liên kết cố định với nhau bằng bu-lông. Khi điện áp thay

đổi được cấp, bộ chuyển đổi thực hiện dao động nén dãn liên tục, tạo ra dao động cơ.

Thông thường, một tấm kim loại có vận tốc truyền âm nhỏ, trở kháng âm lớn, tấm còn

lại có trở kháng âm nhỏ hơn nhằm dẫn truyền sóng âm về phía này.

Cơ sở thiết kế bộ chuyển đổi siêu âm kiểu Langevin [102]. Theo phân tích của

Langevin, bộ chuyển đổi siêu âm nửa bước sóng, biên độ nén đạt giá trị cực đại ở tiết

diện chính giữa chiều dài, hai đầu hoạt động giống bên trong khối, do đó có thể thay thế

bằng các tấm kim loại, có chi phí thấp hơn và hệ số phẩm chất cơ học tốt hơn. Với cấu

trúc này, tần số làm việc của bộ chuyển đổi không phụ thuộc vào đường kính tấm gốm

áp điện, mà chỉ phụ thuộc vào chiều dài của bộ chuyển đổi. Vì vậy, để thay đổi tần số

chỉ cần thay đổi độ dài của hai tấm kim loại mà không cần thay đổi chiều dày của tấm

gốm. Cơ sở thiết kế bộ chuyển đổi được trình bày như dưới đây.

Tấm kim loại l1 có khối lượng riêng, mô đun đàn hồi và vận tốc truyền âm lần lượt

là ρB, EB, CB (trong đó ). Tương tự, tấm kim loại l2 có các thông số vật liệu

). tương ứng ρM, EM, CM (trong đó

(3.1)

Điều kiện truyền rung tối ưu khi trở kháng giữa các phần có mối liên hệ như sau:

Trong đó: ZP, ZM, ZB lần lượt là trở kháng của tấm gốm áp điện, tấm kim loại 1 và tấm

kim loại 2; tương ứng giá trị Z được tính theo công thức . Với lần lượt là

khối lượng riêng, vận tốc truyền âm và diện tích bề mặt tiếp xúc.

Bộ chuyển đổi được xét có dạng trụ đối xứng làm việc ở tần số cộng hưởng với

một điểm nút ở giữa tấm áp điện. Một số giả thiết được sử dụng để đưa các phương trình

sóng về dạng thuận tiện cho việc tìm lời giải được chấp nhận như sau: 1) các sóng phẳng

truyền theo phương dọc trục; 2) đặc tính cơ học của các vật liệu là hằng số và không

thay đổi theo chiều dài; 3) không kể tới sự thay đổi tiết diện; 4) vận tốc truyền sóng là

như nhau ở tất cả các điểm.

Sử dụng các giả thiết trên, phương trình truyền sóng dọc được viết dưới dạng:

(3.2)

Trong đó: u là biên độ rung tại thời điểm khảo sát; z là chuyển vị của điểm theo phương

dọc trục; t là thời gian. Lời giải tổng quát cho phương trình (3.2) có dạng:

(3.3)

Trong đó: A, B là các giá trị chưa biết, được xác định từ các điều kiện biên. Giá trị M,

N không bị ảnh hưởng bởi kích thước các tấm kẹp, nên bỏ qua sự tham gia của chúng

trong lời giải. Trong phương trình (3.3) cho kết quả khác nhau với các phần khác nhau

của bộ chuyển đổi, do các hệ số A, B không như nhau giữa các phần. Để tính toán giá

trị A và B, điều kiện biên cần được thiết lập cho bộ chuyển đổi.

Tại điểm giữa của tấm áp điện z = 0, biên độ dao động u(z,t) = u (0,t) = 0.

Tại z = LP/2 vị trí tiếp giáp giữa tấm áp điện với tấm kẹp trước, biên độ cũng như

lực không đổi trên điểm chung giữa 2 phần, do đó:

(3.4)

Tại (điểm cuối của tấm kẹp trước), biên độ lớn nhất. Vì vậy.

. Từ các điều kiện biên này, giá trị A, B được xác định.

Với điều kiện biên phù hợp của tấm kẹp trước, phương trình liên hệ giữa chiều dài

tấm áp điện LP và tấm kẹp trước LM như sau:

(3.5)

Thay các giá trị đã thiết lập ban đầu, sẽ tính được chiều dài của tấm áp điện LP;

và sẽ tìm ra được chiều dài tấm kẹp trước LM. Với cách tương tự, hàm

quan hệ giữa u với chiều dài tấm kẹp sau cũng được thiết lập và từ đó có thể định ra

được chiều dài thiết kế của LB.

3.2.3 Đầu khuếch đại biên độ

Đầu khuếch đại biên độ (Ultrasonic horn) là một thanh kim loại được sử dụng để

khuếch đại biên độ và truyền dẫn rung động được bộ chuyển đổi siêu âm tạo ra. Một

chức năng khác của horn là truyền dẫn rung động siêu âm từ bộ chuyển đổi siêu âm vào

môi trường cần xử lý, có thể là môi trường vật liệu rắn (đầu hàn/cắt siêu âm v.v) hoặc

chất lỏng (siêu âm làm sạch, nhũ tương hóa v.v). Hình 3.3 mô tả chức năng khuếch đại

Hình 3.3 Một ví dụ khuếch đại biên độ rung siêu âm

biên độ rung của một đầu khuếch đại.

Giả sử bộ chuyển đổi siêu âm cho ra biên độ A0. Nếu bộ khuếch đại có hệ số

khuếch đại K thì biên độ A1 nhận được sẽ là:

(3.6)

Trong thực tế có 5 dạng horn như mô tả trên hình 3.4. Vật liệu chế tạo horn thường

Hình 3.4 Đầu khuếch đại biên độ: dạng hàm mũ (a), dạng catenoit (b), dạng cosine (c), dạng

nón (d), dạng trụ bậc (e) [103]

có vận tốc truyền âm lớn và độ bền cao như hợp kim Titan và hợp kim nhôm v.v.

Thông thường, horn có tiết diện mặt cắt ngang thay đổi theo chiều dọc và nhỏ dần

ở phía đầu ra do đó biên độ rung tăng theo chiều dọc về phía đầu ra. Hình dạng của horn

sẽ quyết định tỉ lệ khuếch đại. Trên hình 3.5, K là hệ số khuếch đại biên độ, S0 và S1

lần lượt là diện tích mặt cắt ngang của đầu vào và đầu ra của horn. Với cùng một tỉ lệ

S0/S1, horn có dạng trụ bậc bậc cho hệ số khuếch đại lớn nhất, dễ chế tạo nhất, do đó

horn dạng này được sử dụng phổ biến hơn các dạng còn lại. Do vậy, horn dạng trụ bậc

Hình 3.5 Tỉ lệ khuếch đại biên độ của các dạng đầu khuếch đại [103]: (a) dạng hàm mũ, (b)

dạng catenoit, (c) dạng cosine, (d) dạng nón, (e) dạng trụ bậc

được lựa chọn sử dụng trong nghiên cứu này.

Việc tính toán thiết kế horn dạng trụ bậc có độ dài bằng nửa bước sóng sẽ được

Hình 3.6 Đầu khuếch đại biên độ dạng trụ bậc

trình bày tóm tắt dưới đây.

Trên hình 3.6, horn dạng trụ bậc có các đường kính mặt lớn D1, mặt nhỏ D2 với

các chiều dài hai bậc L1 và L2. Chiều dài tổng của horn được lấy bằng nửa bước sóng

nhằm thu được biên độ lớn nhất ở mặt mút nhỏ. Ký hiệu  là chiều dài bước sóng, u1 và

u2 là biên độ rung dọc trục tại mặt mút lớn và mặt mút nhỏ, các công thức tính toán cơ

bản cho dạng horn này được tóm tắt như dưới đây [104-106].

(3.7)

Trong đó: c là vận tốc truyền sóng dọc (m/s), E là mô dun đàn hồi (GPa), ρ là khối lượng

riêng (kg/m3) và f là tần số rung của bộ chuyển đổi (Hz).

Biên độ dao động u được xác định như sau:

Với x ≤ /4 (chiều dài L2 của bộ chuyển đổi ≤ /4):

(3.8)

Với

(3.9)

Vị trí điểm có biên độ dao động bằng không xnode được xác định:

(3.10)

Hệ số khuếch đại biên độ K được tính theo công thức:

(3.11)

Trong đó: D, d (mm) lần lượt là đường kính mặt mút lớn và mặt mút nhỏ của đầu horn.

Tổng chiều dài của horn L(mm) được tính bởi công thức:

(3.12)

Trong tính toán, thường lấy các hệ số k1 = k2 = 1; do vậy

(3.13)

Tổng chiều dài của horn dạng bậc cũng có thể xác định bởi công thức [107]:

với và (3.14)

Trong đó:

Thực tế cho thấy, các công thức trên chỉ có tính gần đúng do tính cho khối vật liệu

đặc mà không kể đến các yếu tố kết cấu khác, nên thường chỉ được dùng để tính toán sơ

bộ kích thước của horn. Thông số rung của horn sau khi lắp ghép còn phụ thuộc một số

yếu tố như: kết cấu lắp ghép, phẩm chất của vật liệu, độ chính xác kích thước và hình

học v.v. Hiện nay, việc tính toán thiết kế horn thường được thực hiện trên các phần mềm

phân tích và mô phỏng bằng phần tử hữu hạn do đó độ chính xác được nâng cao. Cùng

với đó việc phân tích trở kháng của bộ chuyển đổi và horn trên các thiết bị có độ tin cậy

cao cho phép xác định chính xác tần số cộng hưởng của hệ từ đó giúp điều chỉnh kích

thước horn trở nên dễ hơn. Vấn đề này sẽ được trình bày chi tiết trong mục 3.3.2.

3.3 Thiết kế hệ thống khoan có trợ giúp của rung động siêu âm

Như đã trình bày ở mục 3.2, một hệ thống rung siêu âm trợ giúp gia công gồm:

máy phát điện, bộ chuyển đổi, đầu khuếch đại và dụng cụ. Việc thiết kế máy phát điện

và bộ chuyển đổi không thuộc phạm vi của đề tài. Do vậy, nghiên cứu này tập trung vào

việc tính toán thiết kế đầu khuếch đại biên độ nhằm đảm bảo khả năng trợ giúp khoan.

3.3.1 Thiết kế cấu trúc

Trong gia công khoan truyền thống, cần tạo hai chuyển động tương đối giữa mũi

khoan và chi tiết gia công: chuyển động quay để tạo vận tốc cắt, và chuyển động tịnh

tiến để đạt được độ sâu lỗ khoan. Trong gia công bằng khoan có trợ giúp của rung động,

cần bổ sung rung động vào một hoặc cả hai chuyển động tương đối trên. Như đã trình

bày trong mục 2.2.1, nghiên cứu này lựa chọn phương án mũi khoan vừa rung vừa quay

(chi tiết không quay). Nói cách khác, rung động siêu âm được bổ sung lên mũi khoan.

Trong sơ đồ cấu trúc này, mũi khoan quay để tạo vận tốc cắt, đồng thời được bổ sung

rung động dọc trục. Chi tiết không quay và chuyển động tịnh tiến về phía mũi khoan để

đạt độ sâu lỗ khoan.

Tham khảo cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan theo mô hình mũi khoan quay và

rung đồng thời của các tác giả trước cho thấy, mũi khoan được cố định vào đầu khuếch

đại bằng ống kẹp (collet) hoặc ren vít như mô tả trên hình 3.7.

(a)

(b)

Hình 3.7 Phương án gá kẹp mũi khoan vào đầu khuếch đại biên độ: sử dụng ống kẹp (collet)

[79] (a), sử dụng ren vít cố định trực tiếp (b) [108]

Thiết kế mới được đề xuất của nghiên cứu này dựa trên mẫu tham khảo nói trên,

nhưng chuyển vị trí vít kẹp về mặt đầu của ống, tránh gây nguy hiểm khi quay. Kết cấu

được đề xuất và mô tả trên hình 3.8.

Trên hình 3.8, bộ chuyển đổi siêu âm (3) đã gắn đầu khuếch đại biên độ (4) đặt

trong ống gá hình trụ tròn (2) được định vị bởi mặt trụ trong của ống gá và kẹp chặt tại

điểm nút dao động bởi các vít trên bích kẹp (5). Ống kẹp mũi khoan (7) gắn vào đầu

khuếch đại biên độ và được kẹp chặt bởi các vít cách đều (6). Sau đó ống gá được kẹp

trên mâm cặp (1), dây dẫn cấp điện cho bộ chuyển đổi được lồng trong trục chính và nối

với cổ góp. Cơ cấu dẫn điện chổi than - cổ góp (10) được gắn ở cuối trục chính (9). Dây

Hình 3.8 Kết cấu hệ thống rung siêu âm trợ giúp khoan

dẫn từ máy phát điện nối với chổi than.

Nói chung, tính toán thiết kế chi tiết một hệ thống rung siêu âm hầu như không

được trình bày chi tiết trong các tài liệu. Do hệ thống làm việc ở trạng thái cộng hưởng

nên bất kỳ một thay đổi nhỏ nào về hình dáng, kích thước hay vật liệu của một thành

phần trong hệ thống đều ảnh hưởng mạnh đến tần số cộng hưởng. Do vậy, quá trình tính

toán thiết kế các chi tiết cần được tinh chỉnh và kiểm tra. Trong nghiên cứu này, máy

phát điện và bộ chuyển đổi siêu âm được lựa chọn từ các sản phẩm thương mại. Bảng

Bảng 3. 1 Thông số của bộ chuyển đổi siêu âm

3.1 trình bày chi tiết các thông số của bộ chuyển đổi siêu âm được chọn sử dụng.

Kí hiệu Xuất xứ Tần số cộng hưởng YP-5025-4Z Trung quốc 25 kHz Công suất Biên độ Điện dung 1000 W 8 μm 13000 ÷ 14000 pF

3.3.2 Thiết kế chi tiết

Bộ phận có ảnh hưởng trực tiếp đến tần số làm việc của hệ thống là đầu khuếch

đại, trên đó mang ống kẹp (Collet) và mũi khoan. Thiết kế chi tiết gồm các bước sau:

- Chọn vật liệu chế tạo đầu khuếch đại;

- Tính toán sơ bộ nhằm xác định kích thước đầu khuếch đại;

- Xác định kích thước gá lắp Collet trên đầu khuếch đại và kích thước gá kẹp mũi

khoan trên Collet.

Chọn vật liệu

Vật liệu chế tạo đầu khuếch đại là hợp kim nhôm-titan Ti-6Al-4V. Đây là vật liệu

có độ bền cao, đặc tính truyền âm tốt. Đa số các đầu khuếch đại thương mại sử dụng vật

liệu này. Nếu kết quả tính phù hợp với các đầu khuếch đại thương mại có sẵn, việc điều

chỉnh kết cấu trực tiếp trên đó sẽ hiệu quả hơn.

Collet và mũi khoan là các sản phẩm thương mại. Loại vật liệu và các đặc tính cơ

Bảng 3.2 Đặc tính cơ học và đặc tính truyền âm của đầu khuếch đại, ống kẹp, mũi khoan

học, đặc tính truyền âm của các chi tiết được thống kê trong bảng 3.2.

Chi tiết Vật liệu Tỉ khối (kg/m3)

Đầu khuếch đại Ti-6Al-4V Thép 1065 Thép gió Ống kẹp Mũi khoan Mô đun đàn hồi – E (GPa) 113,8 200 207 4430 7850 8300 Vận tốc truyền âm (m/s) 5068 5048 4994

Tính toán sơ bộ kích thước

Hình 3.9 mô tả các kích thước chính cần xác định của đầu khuếch đại, ống kẹp và

mũi khoan. Đầu khuếch đại (1) có đường kính lớn D1, đường kính nhỏ D2, tương ứng

với các chiều dài L1, L2. Ống kẹp (2) có đường kính D3 được kẹp trong lỗ khoét trên D2

Hình 3.9 Các kích thước chính của đầu khuếch đại biên độ đã gắn collet và mũi khoan

nhờ vít 4. Mũi khoan (3) có đường kính d được kẹp trong ống kẹp (2).

Đường kính hai bậc trụ của đầu khuếch đại được lựa chọn dựa trên hai điều kiện:

- Đường kính D2 đủ không gian tạo lỗ lắp ống kẹp có đường kính D3=12 mm;

- Đường kính D1 xấp xỉ đường kính đầu ra của bộ chuyển đổi.

Do vậy, D1 và D2 được chọn lần lượt là 54 và 31 mm.

Kích thước chiều dài hai bậc trụ được tính toán sơ bộ dựa trên lý thuyết truyền

sóng (chẳng hạn, xem trong [109-111]), sử dụng cho thanh vật liệu rắn đồng nhất, có

tiết diện không đổi. Cho đến nay vẫn chưa có công thức tính chính xác cho các kết cấu

xấn rãnh, khoét lỗ, tạo ren và các kết cấu phục vụ gá lắp khác. Do vậy, việc tính toán sơ

bộ này chỉ nhằm xác định khoảng kích thước phù hợp, sau đó tiến hành kiểm chứng

bằng kỹ thuật phân tích phần tử hữu hạn.

Quá trình tính toán được tóm tắt dưới đây, các công thức tính toán được lấy từ các

tài liệu tham khảo vừa nêu.

Gọi  là độ dài bước sóng siêu âm truyền qua đầu khuếch đại, c1 là vận tốc truyền

âm của vật liệu đầu khuếch đại,  là vận tốc góc của dao động siêu âm, 1 và 2 tương

ứng là dịch chuyển của một chất điểm tại tọa độ x = 0 và tại mặt mút nhỏ L = /2, E và

 lần lượt là mô đun đàn hồi và khối lượng riêng của vật liệu đầu khuếch đại, khi đó

dịch chuyển dọc của các chất điểm tại mặt cắt có vị trí x bất kỳ được xác định như sau:

(3.15)

Hệ số khuếch đại của đầu khuếch đại được xác định theo công thức sau:

(3.16)

Trong đó: S1 và S2 là diện tích tiết diện ngang tại mặt mút lớn và mặt mút nhỏ

Vận tốc truyền sóng âm của vật liệu đầu khuếch đại (Ti-6Al-4V) là 5068 m/s, do

đó xác định được chiều dài tổng của đầu khuếch đại là:

(3.17)

Trong đó: f = 25 kHz là tần số rung siêu âm phát ra từ bộ chuyển đổi.

Vị trí của nút có biên độ dao động bằng không (node = 0), nơi sẽ được dùng để cố

định đầu khuếch đại với đồ gá, được xác định từ điều kiện sau:

(3.18)

Các kích thước L3 và L4 được xác định nhằm thu được biên độ rung lớn nhất ở đầu

mũi khoan. Sử dụng phương trình (3.15) với các giá trị tốc độ truyền âm trong vật liệu

ống kẹp và vật liệu mũi khoan lần lượt là 5048 m/s và 4994 m/s, thu được L3 = 50 mm

và L4 = 58 mm.

Xác định chính xác kích thước

Hệ thống rung động siêu âm làm việc tốt nhất khi các kết cấu gá lắp thêm không

làm thay đổi tần số làm việc của bộ chuyển đổi. Do đó, các kích thước và kết cấu thực

của cụm chi tiết đầu khuếch đại, ống kẹp và mũi khoan phải đảm bảo tần số dao động ở

Mode dọc trục bằng tần số làm việc của bộ chuyển đổi. Hiện nay, các công cụ giải tích

vẫn chưa cho phép tìm lời giải trực tiếp cho bài toán dạng này. Phương pháp phần tử

hữu hạn (FEM) trong môi trường CAE (Computer Aided Engineering) thường được sử

dụng để giải quyết vấn đề hiệu chỉnh kích thước và kết cấu. Một số phần mềm thường

được sử dụng như Abaqus, ANSYS v.v. Các bước hiệu chỉnh được tiến hành như sau:

 Dựng mô hình khối rắn 3D cho cơ hệ trong môi trường CAE;

 Khai báo các thông số về đặc tính vật liệu;

 Khai báo các điều kiện biên như nhiệt độ, ràng buộc;

 Phân tích dao động riêng (Modal Analysis) nhằm chọn Mode dao động dọc trục;

 Kiểm tra nếu giá trị tần số dao động riêng đạt yêu cầu; nếu không tiến hành điều

chỉnh kích thước và phân tích lại cho đến khi đạt yêu cầu;

 Sau khi phân tích dao động riêng đạt yêu cầu, tiến hành phân tích điều hòa

(Harmonic Analysis) nhằm khẳng định dao động của cơ hệ khi chịu tác động của

lực điều hòa; nếu không đạt yêu cầu, có thể tiến hành tinh chỉnh tiếp.

Nguyên tắc điều chỉnh kích thước đầu khuếch đại nhằm đạt được tần số dao động

riêng được chỉ ra như sau [112]:

 Khoét bỏ vật liệu (tạo rãnh, hốc) ở khối tâm làm giảm tần số dao động riêng.

 Giảm chiều dài các bậc trụ sẽ làm tăng tần số dao động riêng và ngược lại;

Trong nghiên cứu này, phần mềm ANSYS® 15 được sử dụng để tinh chỉnh kết

cấu. Trước hết, mô hình 3D của đầu khuếch đại, ống kẹp và mũi khoan được dựng trong

Hình 3.10 Kết quả phân tích đầu khuếch đại gắn collet và mũi khoan

môi trường AutoDesk Inventor®, sau đó chèn vào ANSYS.

Hình 3.10 mô tả kết quả cuối cùng, khi tần số cộng hưởng là 24,959 Hz, rất gần

với tần số phát rung 25 kHz của bộ chuyển đổi.

3.4 Chế tạo, lắp ráp và hiệu chỉnh hệ thống

3.4.1 Chế tạo, lắp ráp hệ thống

Hệ thống đã thiết kế, chế tạo được lắp ghép với bộ chuyển đổi siêu âm YP-5025-

Hình 3.11 Bản vẽ lắp bộ chuyển đổi và đầu khuếch đại

4Z có tần số làm việc là 25 kHz được mô tả trên hình 3.11.

Do hệ thống chỉ làm việc tốt nhất khi tần số cộng hưởng của hệ bằng tần số cộng

hưởng của bộ chuyển đổi là 25 kHz. Sai số về vật liệu, chế tạo, lắp ráp sẽ trực tiếp ảnh

hưởng đến tần số cộng hưởng thực của cả hệ thống. Do vậy, cần tiến hành hiệu chỉnh hệ

thống sao cho tần số cộng hưởng thực của hệ gần sát với tần số cộng hưởng thiết kế.

Phương pháp thông dụng nhất được sử dụng để xác định tần số cộng hưởng của hệ

thống rung siêu âm là đo trở kháng của hệ bằng thiết bị phân tích trở kháng chuyên dụng.

Các thiết bị phân tích trở kháng rất đắt tiền do tích hợp thêm nhiều chức năng. Chẳng

hạn thiết bị Hioki IM7581-01 có giá khoảng khoảng 300 triệu VNĐ. Do vậy, nghiên

cứu này sử dụng một giải pháp tiết kiệm hơn, để đo trở kháng dựa trên nguyên lý đo cơ

bản, sau đó phân tích và tính toán xác định tần số cộng hưởng. Kết quả sau đó được so

sánh kiểm chứng với thiết bị phân tích trở kháng chuyên dụng.

3.4.2 Đo kiểm bằng thiết bị phân tích trở kháng

Thiết bị phân tích trở kháng (Impedance analyzer) là dụng cụ đo các đặc tính: trở

kháng-tần số, pha-tần số. Thiết bị này thường được sử dụng để xác định trở kháng cho

các đối tượng có điện trở phức tạp. Hiện nay, thiết bị phân tích trở kháng đã được thương

mại hóa, có khả năng đo trong dải tần số rộng từ 1 kHz đến MKHz, trở kháng từ 0.1 Ω

đến MΩ, thông số đo đa dạng và có thể kết nối với máy tính.

Hình 3.12 Đo kiểm bằng thiết bị phân tích trở kháng

Trong nghiên cứu này, đặc tính trở kháng-tần số kích thích của cơ cấu rung siêu

âm trợ giúp khoan được phân tích trên máy HIOKI3532-50 LCR (hình 3.12) đặt tại khoa

Bảng 3. 3 Thông số kĩ thuật của thiết bị phân tích trở kháng

Vật lí, trường ĐHKH Huế. Thông số kĩ thuật của máy được cho trong bảng 3.3.

Model, Xuất xứ Giải đo Mức trở kháng đo Độ chính xác Tần số nguồn

Hình 3.13 Phổ trở kháng của cơ cấu rung phân tích bằng thiết bị HIOKI3532-50 LCR

Hioki 3532-50 LRC, Nhật Bản 100 mΩ÷100 MΩ |Z| 10,00 mΩ ÷ 200,00 MΩ |Z| ± 0,08% rdg, θ: ± 0,05° 42 Hz÷5 MHz (bước điều chỉnh 0,1 Hz÷1 kHz) Cấp độ tín hiệu đo 10mV÷5V (1MHz), 50mV÷1V (1MHz÷5MHz)

Hình 3.13 minh họa kết quả một lần đo kiểm. Có thể thấy, cách thức đo kiểm xác

định tần số cộng hưởng được thực hiện khá đơn giản, nhưng yêu cầu sử dụng thiết bị

đắt tiền. Thiết bị dạng này hiện không sẵn có tại nhiều cơ sở nghiên cứu, do vậy cần tìm

kiếm giải pháp đo kiểm khả thi hơn. Phần dưới đây sẽ trình bày giải pháp này.

3.4.3 Đo kiểm bằng thiết bị hiện sóng số

Thiết bị hiện sóng số là một thiết bị có các chức năng tương tự các máy hiện sóng

(Oscilloscope). Điểm khác biệt là thiết bị này tận dụng được bộ xử lý và màn hình máy

tính nên nhiều chức năng được bổ sung và tiện dụng hơn, cụ thể là:

 Tích hợp chức năng phát nguồn kích thích điện áp nhỏ tương tự các máy phát hàm;

 Tự động thay đổi tần số nguồn kích thích với phạm vi và bước tùy chọn;

 Hiển thị và thu thập tín hiệu điện áp vào trên màn hình máy tính và ghi lại dữ liệu

kết quả dưới dạng file text thông qua giao diện phần mềm đi kèm;

 Kết nối và điều khiển bằng máy tính nhờ các mô đun phần mềm thứ ba.

Hình 3.14 là ảnh chụp của thiết bị hiện sóng có chức năng kết nối với máy tính qua

cổng USB, thông số kĩ thuật của thiết bị được cho trong bảng 3.4.

Bảng 3.4 Thông số của thiết bị hiện sóng số PicoScope

Hình 3.14 Thiết bị hiện sóng PicoScope

Model, Xuất xứ Số kênh nhận tín hiệu Tốc độ lấy mẫu Tốc độ xử lý Độ phân giải Dạng tín hiệu xuất ra Tần số ra Điện áp vào; điện áp ra Pico 2204A, Anh quốc 2 100 MS/s 35 ns 8 bits Sin, nửa Sin, vuông, tam giác v.v. 100 kHz, bước điều chỉnh 0,02 Hz ±20 V; ±2 V

Thiết bị hiện sóng Pico 2204A được chọn để đo tần số cộng hưởng của hệ thống

rung siêu âm trong nghiên cứu này do đáp ứng các yêu cầu và phạm vi đo, giá bán thấp

(khoảng 200USD). Tần số cộng hưởng được xác định dựa trên nguyên lý đo I-V [113],

tiến trình đo thực hiện như sau:

 Đấu nối hệ thống rung với điện trở thuần theo nguyên lý đo I-V;

 Kích thích hệ thống rung bằng nguồn điện áp ra của PicoScope;

 Sử dụng mô đun phần mềm FRA4PS được viết riêng cho thiết bị dạng này để vẽ

biểu đồ Bode, xác lập quan hệ giữa hệ số khuếch đại và tần số kích thích;

 Xác định giá trị tần số cộng hưởng tại điểm cực trị của trở kháng.

 Lưu dữ liệu của biểu đồ Bode, tính toán suy ra quan hệ trở kháng-tần số kích thích;

Hình 3.15 Sơ đồ đo trở kháng theo nguyên lý I-V

Nguyên lý đo trở kháng kiểu I-V được minh họa trên hình 3.15.

Trên hình 3.15, điện trở phụ Rref được mắc nối tiếp với thiết bị cần đo trở kháng

(DUT- Device Under Test) có trở kháng cần đo là Zx. Giá trị điện áp nguồn VA1 và điện

áp rơi trên thiết bị cần đo VA2 được đo liên tục. Góc pha giữa VA1 và VA2 chính là góc

pha giữa điện áp và dòng đi qua thiết bị cần đo. Nguồn kích thích có tần số thay đổi liên

tục. Trở kháng của DUT ở một thời điểm bất kỳ được xác định theo công thức sau:

(3.19)

Trong đó: Rref là giá trị điện trở phụ,  là góc lệch pha giữa điện áp và dòng điện đi qua

thiết bị cần đo. Tập hợp dữ liệu thu thập được sẽ cho phép dựng đồ thị trở kháng phụ

thuộc tần số kích thích, từ đó xác định được điểm cộng hưởng.

Phần mềm FRA4PS cho phép tự động thay đổi tần số nguồn kích thích, ghi nhận

các giá trị tần số này và các giá trị điện áp tương ứng, tự động tính các giá trị góc pha .

Biểu đồ Bode là một dạng đồ thị mô tả ứng xử của hệ thống được khảo sát khi tần

số kích thích thay đổi. Biểu đồ Bode thông thường gồm hai đường đồ thị có trục hoành

là tần số kích thích, một đường biểu diễn tỷ số giữa biên độ ra và biên độ kích thích của

tín hiệu, một đồ thị biểu diễn góc lệch pha của tín hiệu ra so với tín hiệu gốc. Tỷ lệ giữa

biên độ tín hiệu ra và biên độ đưa vào gọi là hệ số khuếch đại G, thường được đo bằng

đề-xi-ben (dB) và quy đổi theo quan hệ sau:

Hình 3.16 Biểu đồ Bode được vẽ bằng phần mềm FRA4PS

(3.20)

Hình 3.16 mô tả biểu đồ Bode, trục tung bên trái biểu diễn giá trị hệ số khuếch đại

(Gain) G đo bằng dB, trục tung bên phải biểu diễn góc pha  (Phase) đo bằng độ

(degrees). Trục hoành biểu diễn tần số kích thích (Frequency) trên thang đo logarit cơ

số 10. Phần mềm FRA4PS cho phép lưu dữ liệu về các giá trị hệ số khuếch đại G, góc

pha  và logarit cơ số 10 của tần số kích thích tương ứng. Dựa vào các dữ liệu này để

xác định giá trị trở kháng tương ứng với từng tần số kích thích như dưới đây.

Đặt , Vout = V2, Vin = V1, công thức (2.19) được viết lại như sau:

(3.21)

Bảng số liệu các giá trị log(f), G và  được xử lý để chuyển đổi thành các giá trị

tần số kích thích f và trở kháng Zx. Phần mềm xử lý số liệu OriginLab® 2017 được sử

dụng để giải quyết vấn đề này. Trên hình 3.17, các cột A, B và C lần lượt chứa số liệu

logarit tần số (Frequency Log(Hz)), hệ số khuếch đại (Gain) và góc pha (Phase). Các

Hình 3.17 Ví dụ xử lý số liệu bằng phần mềm OriginLab

cột từ D đến H là kết quả tính toán được điền tự động từ công thức được nhập.

Cách xác định tần số cộng hưởng cho hệ thống rung được thực hiện như sau: đấu

nối mạch như sơ đồ hình 3.15, lần lượt đấu các cực VA1 và VA2 với các kênh A và B trên

PicoScope, kích thích mạch bằng nguồn phát AWG của PicoScope, chạy phần mềm

FRA4PS, thiết lập khoảng [min, max] và số bước cho dải tần số cần quét, xuất dữ liệu

sang phần mềm OriginLab, tính Zx theo công thức (3.21) và vẽ đồ thị quan hệ trở kháng-

Hình 3.18 Phổ trở kháng của bộ chuyển đổi được phân tích bằng phần mềm Originlab

tần số. Đồ thị hình 3.18 mô tả quan hệ trở kháng-tần số thu được sau khi đo.

So sánh kết quả đo

Để đánh giá tính khả thi của giải pháp đo bằng PicoScope, kết quả xác định tần số

cộng hưởng giữa hai phương án sử dụng hai thiết bị trên được so sánh theo cặp. Độ dài

công xôn của mũi khoan L được thiết lập trong khoảng từ 45 mm đến 62 mm. Các kết

quả đo và sai khác giữa hai phương pháp được thống kê trong bảng 3.5.

STT L (mm)

Sai lệch

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18

Tần số cộng hưởng (Hz) đo bằng Pico 2204A 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26605,23 26543,97 26482,86 26421,9 26789,83 26728,15 26728,15 26728,15

Tần số cộng hưởng (Hz) đo bằng Hioki3532-50 LCR 26590 26780 26680 26590 26790 26690 26690 26680 26700 26660 26690 26730 26680 26700 26700 26650 26670 26660

0% -1% 0% 0% -1% 0% 0% 0% 0% 0% 0% -1% -1% -1% 0% 0% 0% 0%

45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62

Bảng 3.5 Tần số cộng hưởng của cơ cấu rung khi độ dài mũi khoan (L) thay đổi

Bảng 3.5 cho thấy, các kết quả xác định tần số cộng hưởng của hai phương án, sử

dụng thiết bị hiện sóng PicoScope 2204A kết hợp với phương pháp I-V và phương án

sử dụng thiết bị phân tích trở kháng HIOKI3532-50 LCR có sai khác khoảng 1%. Từ

các kết quả trên, có thể khẳng định khả năng đo kiểm được tần số cộng hưởng của một

hệ thống rung siêu âm bằng thiết bị đo thương mại với chi phí chấp nhận được.

Nhận xét. Tần số cộng hưởng của cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan đã được xác

định bằng phân tích quan hệ trở kháng-tần số kích thích. Sử dụng thiết bị hiện sóng số

có thể xác định được tần số cộng hưởng của các bộ chuyển siêu âm hoặc các cơ cấu rung

có kết cấu phức tạp với nhiều vật liệu có đặc trưng trở kháng khác nhau chẳng hạn như

các bộ chuyển đổi siêu âm đã lắp dụng cụ. So với phương án sử dụng thiết bị phân tích

trở kháng HIOKI3532-50 LCR (có giá khoảng 3500 USD), phương án sử dụng thiết bị

hiện sóng PicoScope 2204A (có giá khoảng 200 USD) chi phí thấp hơn nhiều lần.

3.4.4 Đo biên độ rung động

Biên độ rung của mũi khoan khi khoan có trợ giúp của rung động siêu âm ý nghĩa

quan trọng. Đã có nhiều công trình nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của biên độ rung

đến chất lượng gia công như nhiệt cắt [52], nhám bề mặt [43], lực dọc trục [44] v.v.

Khó khăn lớn nhất khi đo là thiết bị đo phải có tần số lấy mẫu rất lớn và độ phân giải

phép đo rất nhỏ, đi kèm với đó là vấn đề chi phí cao. Trong khoan có trợ giúp của rung

động siêu âm, có thể sử dụng một số cảm biến đo rung như dưới đây [114].

 Cảm biến La-de (Laser vibrometer);

 Cảm biến gia tốc (Accelerometer);

 Cảm biến siêu âm (Ultrasonic microphone);

 Cảm biến tiệm cận cảm ứng/dòng cảm ứng (Inductive sensor);

 Cảm biến dòng (Current sensor);

 Cảm biến công suất (Power sensor).

Cảm biến La-de là dụng cụ đo không tiếp xúc và có độ chính xác cao, tuy nhiên

đây là thiết bị đắt tiền và không phù hợp với môi trường công nghiệp. Ngoài ra đầu đo

la de thu thập tín hiệu thông qua phản xạ và nhận tín hiệu từ màng phản xạ nên chỉ có

thể đo khi mũi khoan không quay; Sử dụng gia tốc kế có nhiều điểm bất lợi như không

chịu được rung động trong thời gian dài ở tần số cao. Khó khăn lớn nhất trong việc sử

dụng gia tốc kế là phải cố định cảm biến lên đỉnh mũi khoan, do đó gia tốc kế không

được sử dụng; Sử dụng cảm biến siêu âm có thể đo được rung động tuy nhiên phép đo

không chính xác do ảnh hưởng của nhiễu. Phương án này đã được chứng minh rằng,

cường độ âm không hoàn toàn tương ứng với biên độ rung; Cảm biến dòng cảm ứng sử

dụng dòng điện phát ra trong vật thể kim loại nhờ hiện tượng cảm ứng điện từ. Cảm biến

dòng cảm ứng phù hợp cho khoan có trợ giúp của rung động siêu âm, tuy nhiên cần hiệu

chuẩn trước khi đo; Cảm biến dòng và cảm biến công suất được sử dụng để đo tín hiệu

dòng và công suất tức thời của bộ chuyển đổi từ đó xác định biên độ rung.

Ngoài các phương án đo biên độ như trên, phương án đo kiểu tiếp xúc sử dụng

pan-me hoặc đồng hồ so là giải pháp kinh tế nhất. Trong một công bố gần đây của S. M.

Hoseini và J. Akbari (2013) [115], một đồng hồ so có độ phân giải 02 µm đã được sử

dụng để đo biên độ rung tại đỉnh dụng cụ. Giải pháp đo tương tự cũng được sử dụng

trong công bố của W. L. Cong T và Z.J.Pei (2011) [116], các kết quả đo được đánh giá

là tương đương khi so sánh với phương pháp đo sử dụng kính hiển vi.

Trong nghiên cứu này, biên độ rung tại đỉnh mũi khoan được đo bằng 03 phương

án: sử dụng đồng hồ so có độ phân giải 1 µm (hình 3.19a), sử dụng đầu đo biên độ rung

(a)

(b)

Hình 3.19 Đo biên độ rung bằng đồng hồ so MИΓ có độ phân giải 1 µm (a), đo biên độ rung

bằng đầu đo siêu âm kĩ thuật số (b)

siêu âm kĩ thuật số (hình 3.19b) và pan me có độ phân giải 1 µm (hình 3.20).

Bảng 3. 6 Thông số kĩ thuật của đầu đo biên độ siêu âm kĩ thuật số

Thông số kĩ thuật của đầu đo biên độ rung siêu âm được cho trong bảng 3.6.

Kí hiệu Độ chính xác Độ nhạy Khoảng đo YP 0901B 2,5% 1 µm 1000 µm Khoảng tần số đo Nguồn cấp Hãng sản suất Xuất xứ 10 kHz÷100 kHz 3 V-DC FYCG Trung Quốc

Một giải pháp đo đơn giản, cho độ chính xác không cao được tham khảo từ các

Hình 3.20 Đo biên độ rung bằng Panme

nghiên cứu khác đã được thử nghiệm triển khai như mô tả trên hình 3.20.

Trên hình 3.20 sử dụng pan-me có độ phân giải 1µm được gá thẳng tâm với mũi

khoan. Pan-me và cơ cấu rung mang mũi khoan được kích thích bằng nguồn điện một

chiều 6 V thông qua điện trở R. Điện áp rơi trên R hiển thị trên màn hình máy tính thông

qua bộ thu thập dữ liệu. Khi đầu pan-me tiếp xúc với đỉnh mũi khoan, điện trở R được

cấp điện, tạo xung tín hiệu trên màn hình máy tính. Điều chỉnh đầu pan-me tiếp xúc với

đỉnh mũi khoan, ghi nhận số trên vạch chia ở trạng thái chưa có rung. Tiếp đó, đầu pan-

me được dịch ra xa đỉnh mũi khoan khoảng 0,1 mm. Bật nguồn điện kích thích cơ cấu

rung và điều chỉnh đầu pan-me tiến đến đỉnh mũi khoan. Khi đầu pan-me tiếp xúc với

đỉnh mũi khoan, đọc và ghi nhận giá trị vạch chia. Chênh lệch giá trị vạch chia cho biết

biên độ rung lớn nhất tại đỉnh mũi khoan.

Các kết quả đo bằng ba phương án trên cho biên độ rung khoảng từ 15 đến 20 µm,

khá tương đồng với các giá trị tham khảo từ các nghiên cứu trước (bảng 3.7). Các hệ

thống khoan có trợ giúp của rung động siêu âm thường có tần số trong khoảng 20 kHz

÷ 30 kHz, biên độ rung trong khoảng 10 µm ÷ 30 µm. Điều này cho thấy hệ thống rung

Bảng 3.7 Thông số rung trong một số công bố cùng lĩnh vực

Thông số của bộ chuyển đổi siêu âm

stt

Trích dẫn

Tên thương mại

Tần số (kHz)

Biên độ (µm)

Công suất (W)

1 2 3 4 5

̴ 20 20,6 21 25,5

̴10 10 10 10 15

1500 MPI-3520-6PS

[28],

(Baghlani,

20,3

3 ÷ 10

150 200 300

Babitsky 2007 [27] Amini, Tehrani et al 2012 [20] Amini, Paktinat et al 2013 [25] Azarhoushang, Akbari 2007 [30] Sanda 2016 [49] Baghlani 2015 Mehbudi et al 2013) [44] ̴ 22 Kadivar, Akbari et al. 2014 [77] 8 19,75 Shakouri, Sadeghi et al 2015 [81] 9 20 10 Azghandi, Kadivar et al 2016 [82] 11 Alam, Mitrofanov et al 2011 [47] 10 ÷ 30 12 Ubartas, Ostaševičius et al 2011 [46] 12; 16,6 13 Makhdum, Jennings et al 2012 [79] 14 Li, Dong et al 2016 [48] 15 Barani, Amini et al 2014 [19] 16 Mehbudi 2013 [43] 17 Pujana, Rivero et al 2009 [45]

27,8 26 19,65 22 20

5 ÷ 15 10 ÷ 80 10 ÷ 15 5 ÷ 25 29 12 5 ÷ 15 10 5 ÷ 15 10 ÷ 20

3000 MPI-5020S-6PS

được chế tạo đã đáp ứng yêu cầu tạo rung động siêu âm phục vụ nghiên cứu thực nghiệm.

3.4.5 Thực nghiệm đánh giá hệ thống rung siêu âm trợ giúp khoan

Nguồn điện siêu âm (tín hiệu rung) được đóng ngắt gián đoạn trong mỗi quá trình

khoan. Điện áp ra thu được từ cảm biến đo lực dọc trục được dùng để so sánh giữa hai

(a)

(b)

Hình 3.21 Giảm cường độ tín hiệu đo lực dọc trục khi bổ sung rung siêu âm: lượng chạy dao

0,05 mm/v (a) và 0.085 mm/v (b)

chế độ khoan có và không có rung trợ giúp.

Hình 3.21 mô tả kết quả thu được cho thấy có sự khác nhau rõ ràng giữa hai chế

độ khoan. Tín hiệu lực dọc trục khi khoan có trợ giúp của rung luôn nhỏ hơn khi khoan

không có trợ giúp của rung. Hiện tượng giảm lực dọc trục khi khoan có trợ giúp của

rung thu được cho phép khẳng định, hệ thống rung siêu âm đã có ảnh hưởng tích cực

đến quá trình khoan.

3.5 Xây dựng hệ thống thí nghiệm

Mục này trình bày ba nội dung chính: 1) mục đích và phương pháp thí nghiệm; 2)

thiết bị thí nghiệm; 3) Các công cụ thu thập và phân tích dữ liệu thí nghiệm.

3.5.1 Mục đích và phương pháp thí nghiệm

Các thí nghiệm được thực hiện nhằm kiểm chứng các giả thuyết nghiên cứu sau:

 Khoan lỗ sâu có trợ giúp của rung động siêu âm làm tăng năng suất gia công, giảm

lực dọc trục, giảm mô men, giảm nhiệt cắt và nâng cao tuổi bền dụng cụ;

 Có thể lựa chọn bộ thông số công nghệ hợp lý khi áp dụng rung động trợ giúp

khoan lỗ sâu;

 Có thể phát triển mô hình dự đoán ảnh hưởng tích cực của rung động khi bổ sung

vào quá trình khoan.

Qua tổng quan tài liệu và tham khảo ý kiến chuyên gia, các thông số sau đây được

lựa chọn để tiến hành thí nghiệm:

 Các chỉ tiêu đánh giá quá trình khoan lỗ sâu: lực dọc trục, mô men, năng suất gia

công, độ sâu lớn nhất có thể đạt được, nhiệt cắt là các chỉ tiêu quan trọng nhất.

 Các thông số vào: tốc độ cắt, lực tiến dao, tốc độ tiến dao, cường độ rung là các

thông số có ảnh hưởng mạnh đến các chỉ tiêu đánh giá quá trình khoan lỗ sâu.

Như vậy, để thực hiện được các thí nghiệm, cần đánh giá khả năng đáp ứng các

yêu cầu cụ thể sau:

 Các thông số vào cần điều khiển được. Hệ thống thiết bị nêu trên đáp ứng được

yêu cầu về điều khiển thiết lập các thông số vào;

 Các thông số đo lường chỉ tiêu đánh giá cần đo lường được. Cần đầu tư các thiết

bị đo lực, mô men, chuyển vị dọc trục lỗ khoan và đo nhiệt độ.

3.5.2 Thiết bị thí nghiệm

Máy gia công

Máy tiện vạn năng có tốc độ trục chính điều khiển vô cấp (máy hiện có tại trường

Bảng 3. 8 Các thông số cơ bản của máy gia công

ĐHKTCN). Các thông số chính của máy được cho trong bảng 3.8.

Kí hiệu Chiều dài chống tâm Chiều cao tâm Đường kính phôi lớn nhất Tốc độ trục chính Tốc độ chạy dao ngang Tốc độ chạy dao dọc V-Turn 410/1000 1000 mm 205 mm 255 mm 30 ÷ 3000 v/ph 0,025 ÷ 0,85 mm/v 0,05 ÷ 1,7 mm/v

Mũi khoan

Mũi khoan được chọn là mũi khoan xoắn, do mũi khoan xoắn được sử dụng nhiều

nhất (khoảng 70%) trong công nghiệp khi khoan các lỗ sâu với chi phí thấp, tính linh

hoạt cao, đặc biệt khi gia công các chi tiết nhiều lỗ [11]. Các thông số chính của mũi

Hình 3.22 Mũi khoan dùng cho thí nghiệm

Bảng 3. 9 Bảng thông số mũi khoan

khoan được mô tả trên hình 3.22 và bảng 3.9.

1 2 71 83 l (mm) Φ (độ) 118 118 42 54

STT D (mm) L (mm) 3 4 Kí hiệu : Nachi List No. 500 Xuất xứ : Nhật Bản

Mẫu thí nghiệm

Vật liệu gia công được chọn là hợp kim nhôm Al 6061, do khả năng gia công bằng

khoan của hợp kim nhôm là rất thấp so với các phương pháp gia công khác, đặc biệt khi

khoan lỗ sâu trong điều kiện không tưới nguội [73], [74], [75], [9].

Các mẫu thí nghiệm được cắt trên cùng 1 tấm, kích thước (30x10x10) mm và

(40x10x10) mm. Mỗi mẫu được dùng cho thí nghiệm khoan một lỗ theo chiều dài mẫu.

Mẫu cắt nhỏ nhằm ngăn cản sự truyền nhiệt ra xa vùng cắt, điều kiện thoát nhiệt khó

khăn giúp việc đánh giá về nhiệt dễ dàng hơn. Mẫu phôi thí nghiệm được mô tả trên

Hình 3.23 Ảnh chụp một số mẫu thí nghiệm

Bảng 3. 10 Thành phần hóa học của vật liệu mẫu thí nghiệm

Al (%) 95,8-98,6

Cr (%) 0,04-0,35

Cu (%) 0,15-0,4

Fe (%) Mg (%) Mn (%) 0,8- 1,2

0,15

0,7

Si (%) 0,4-0,8

Ti (%) Zn (%) 0,15

0,25

hình 3.23. Thành phần hóa học của hợp kim nhôm Al 6061 được cho trong bảng 3.10.

Máy phát điện siêu âm

(a)

(b)

Hình 3.24 Máy phát điện siêu âm (a), cơ cấu chổi than cổ góp (b)

Bảng 3. 11 Thông số máy phát điện siêu âm

Máy phát điện siêu âm như mô tả trên hình 3.24, các thông số cho trong bảng 3.11.

Kí hiệu, Xuất xứ Công suất Điện áp vào Tần số phát; Bước điều chỉnh tần số Điều chỉnh cường độ rung Phần mềm điều khiển MPI WG-3000, Thụy sĩ 3000 W 216÷240 V-AC, 50÷60 Hz 15 ÷ 100 kHz; 1 Hz 0 ÷ 100 % MPI-Ultrasonic Generator Software

Cơ cấu rung mang mũi khoan quay, do vậy sử dụng chổi than cổ góp để cấp điện

cho bộ chuyển đổi siêu âm. Chổi than được lắp cố định trên thân máy, cổ góp lắp trên

đầu trục chính máy tiện như mô tả trên hình 3.24b.

3.5.3 Dụng cụ đo và thiết bị thu thập dữ liệu

Cảm biến lực

Nghiên cứu này sử dụng 02 loại cảm biến lực, đầu đo lực cắt 3 thành phần (hình

3.25) dùng để đo lực dọc trục và cảm biến đo lực kiểu Load cell (hình 3.27) dùng để đo

Hình 3.25 Đầu đo lực cắt 3 thành phần

mô men.

Bảng 3. 12 Các thông số cơ bản của đầu đo lực cắt 3 thành phần

Các thông số của đầu đo lực cắt 3 thành phần được tóm tắt trong bảng 3.12.

Kí hiệu Dải đo 1 Dải đo 2 Dải đo 3 Dải đo 4 Độ tuyến tính Độ trễ Tần số đáp ứng KISTLER 9257BA Fx, Fy = -500 N ÷ 500 N; Fz = -1 KN ÷ 1 KN Fx, Fy = -1 KN ÷ 1 KN; Fz= -2 KN ÷ 2 KN Fx, Fy= -2 KN ÷ 2 KN; Fz= -5 KN ÷ 5 KN Fx, Fy = -5 KN ÷ 5 KN; Fz= -5 KN ÷ 10 KN. +/-1% FS +/-0.5% FS Fx, Fy = 2 KHz; Fz = 3.5 KHz

Load cell là cảm biến đo lực phổ biến, có chi phí đầu tư không lớn và tiện dụng.

Nghiên cứu này sử dụng Load cell để đo mô men trong giai đoạn đầu do chưa đầu tư

được cảm biến chuyên dùng.

Nguyên lí đo được mô tả trên hình 3.26. Trước khi tiến hành thí nghiệm, đặt lực

tác dụng ban đầu lên tay đòn, nhằm sinh ra lực nén ban đầu lên Loadcell, giúp cố định

tay đòn của trục gá luôn tỳ lên Load cell và không cho trục tự xoay. Lực tác dụng ban

đầu được điều chỉnh bởi một bu lông và giữ cố định trong suốt quá trình thí nghiệm. Mô

men sinh ra khi khoan sẽ tạo ra lực Fk tác động thêm lên Load cell gây nên lực tổng tác

dụng lên Load cell, giá trị mô men được tính như sau:

(3.22)

(a)

(b)

Hình 3. 26 Sơ đồ đo mô men

Trong đó: L là chiều dài cánh tay đòn tính từ tâm trục gá đến điểm đặt lực lên Loadcell.

Hình 3.27 Cảm biến đo lực (Loadcell)

Bảng 3.13 Các thông số cơ bản của Load cell

Các thông số cơ bản của Load cell được tóm tắt trong bảng 3.13.

Kí hiệu Tải trọng Độ chính xác Độ nhạy ZemicL6D 5 kg ± 0,2 % 1,8 mV/V Quá tải an toàn Bù nhiệt Nguồn cấp Kích thước 150 % -10 ÷ 40 0C 5 ÷ 12 V 130 x 30 x 22 mm

Cảm biến mô men

Cảm biến mô men được sử dụng có kí hiệu PCB-2508-03A như được minh họa

Hình 3.28 Cảm biến đo mô men

Bảng 3. 14 Các thông số cơ bản của cảm biến đo mô men

trên hình 3.28. Các thông số cơ bản của cảm biến này được tóm tắt trong bảng 3.14.

PCB 2508 106 03A Độ không tuyến tính

Kí hiệu Tải đo Quá tải an toàn Tần số đáp ứng Điện áp ra 23 Nm 34 Nm 1040 Hz 2 mV/V Độ trễ Nguồn cấp Khoảng có bù nhiệt Nhiệt độ làm việc 0.1% 0.1% 20 V-DC 21 0C ÷ 77 0C -54 0C ÷ 93 0C

Cảm biến nhiệt độ

Cảm biến đo nhiệt được sử dụng là loại không tiếp xúc, kí hiệu IRTP-300LS, như

Hình 3.29 Cảm biến nhiệt độ

minh họa trên hình 3.29. Các thông số cơ bản của cảm biến được cho trong bảng 3.15.

Bảng 3. 15 Thông số của cảm biến nhiệt độ

Kí hiệu Phạm vi đo Độ chính xác IRTP-300LS 0 ÷ 300 0 C ± 1% Thời gian đáp ứng Nguồn cấp Tín hiệu đầu ra 100 ms 24 V DC 0 ÷ 10 V

Cảm biến dịch chuyển

Chuyển động tương đối giữa phôi và mũi khoan được đo bởi cảm biến dịch chuyển

(Linear Variable Differential Transformer - LVDT). Hình 3.30 và bảng 3.16 là ảnh chụp

Hình 3.30 Cảm biến dịch chuyển

Bảng 3. 16 Bảng thông số của cảm biến dịch chuyển

và các thông số cơ bản của cảm biến.

Kí hiệu Hành trình Nguồn cấp LWF-100-A1 0-100 mm 5 ÷ 10 V DC Độ tuyến tính Độ chính xác 0.3 % 0.2 %

Thiết bị thu thập dữ liệu

Thiết bị thu thập dữ liệu được sử dụng để chuyển đổi tín hiệu điện áp từ các cảm

biến thành tín hiệu số, hiển thị và lưu trữ trên máy tính. Các thông số cơ bản của thiết bị

Hình 3.31 Bộ thu thập dữ liệu

Bảng 3. 17 Bảng thông số của bộ thu thập dữ liệu

này được mô tả trên hình 3.31 và bảng 3.17.

Kí hiệu Số kênh Tốc độ lấy mẫu NI-USB 6008 8 10 kS/s Độ phân giải Ngưỡng điện áp nhỏ nhất Ngưỡng điện áp lớn nhất 12 bits ± 1 V ± 10 V

Phần mềm thiết kế và phân tích số liệu thí nghiệm

Phần mềm MiniTab® 2017 được lựa chọn để hỗ trợ lập kế hoạch thí nghiệm và

phân tích thống kê các số liệu thí nghiệm. Phần mềm OriginLab® 2017 được sử dụng

để xử lý dữ liệu, phân tích hồi quy và vẽ đồ thị mô tả.

Kết luận chương 3

Chương này đã trình bày các bước thiết kế, chế tạo, đo kiểm và đánh giá khả năng

làm việc của cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan.

Một số kết quả đã đạt được trong chương này như sau:

Đã chế tạo thành công cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan gá đặt trên máy tiện

theo mô hình mũi khoan rung-quay đồng thời;

Đã đưa ra giải pháp xác định tần số cộng hưởng của cơ cấu rung siêu âm bằng thiết

bị hiện sóng số kết nối trực tiếp với máy tính. So với thiết bị chuyên dụng (HIOKI3532-

50 LCR, có giá khoảng 3500 USD), giải pháp đã đưa ra có mức giảm chi phí hơn 10

lần, sai số phép đo khoảng 1% đến 2%;

Cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan đã chế tạo sẽ được sử dụng cho các nghiên

cứu thực nghiệm ở chương 4 tiếp theo.

Chương 4

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM KHOAN LỖ SÂU CÓ TRỢ GIÚP CỦA RUNG

ĐỘNG SIÊU ÂM

4.1 Giới thiệu

Nội dung chương này trình bày cách thức và kết quả nghiên cứu thực nghiệm nhằm

kiểm chứng giả thuyết: “Rung động siêu âm có thể cải thiện tính năng gia công lỗ sâu

bằng khoan”.

Phương pháp đánh giá tính gia công khi khoan thông qua chỉ tiêu tốc độ tiến dao

khi duy trì lực tiến dao không đổi [71, 117-119] là một phương pháp đánh giá đơn giản

cũng được sử dụng trong nghiên cứu này.

Nghiên cứu này đánh giá mức độ cải thiện tính gia công khi khoan có trợ giúp của

rung động siêu âm so với khoan thường bằng cả hai phương pháp sau:

1) Thiết lập thí nghiệm tạo lực tiến dao được duy trì trong mỗi quá trình khoan,

thực nghiệm đánh giá mức độ cải thiện về tốc độ tiến dao, độ sâu lỗ đạt được,

mô men và nhiệt khi khoan;

2) Thiết lập thí nghiệm duy trì tốc độ tiến dao không đổi trong mỗi quá trình

khoan, thực nghiệm đánh giá mức độ cải thiện về độ sâu khoan lỗ an toàn, mô

men và lực dọc trục khi khoan.

Nội dung chương được trình bày trong 5 mục. Mục 4.2 tiếp theo sẽ mô tả cách bố

trí và tiến hành thí nghiệm, bao gồm cả thí nghiệm với lực tiến dao không đổi và thí

nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi. Mục 4.3 một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ

sâu với lực tiến dao không đổi. Mục 4.4 một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu với

tốc độ tiến dao không đổi. Mục 4.5 lựa chọn bộ thông số gia công. Cuối cùng là kết luận

chương.

4.2 Tiến hành thí nghiệm

4.2.1 Thí nghiệm với lực tiến dao không đổi

Hình 4.1 Sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với lực tiến dao không đổi

1_cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan, 2_mâm cặp, 3_mũi khoan, 4_cảm biến nhiệt, 5_phôi,

6_đầu kẹp phôi, 7_gối đỡ, 8_loadcell, 9_cảm biến dịch chuyển, 10_ray trượt, 11_puli, 12_quả

nặng, 13_bộ khuếch đại tín hiệu, 14_bộ thu thập dữ liệu, 15 &16_máy tính, 17_RS485-USB,

18_máy phát điện siêu âm.

Hình 4.1 mô tả sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với lực tiến dao không đổi.

Trên hình 4.1, mũi khoan (3) được gá kẹp trên cơ cấu rung (1) được kẹp chặt trên

mâm cặp (2) của máy tiện. Chi tiết gia công (5) được kẹp trong tấm kẹp (6) ở đầu trục

gá được đỡ bằng hai ổ lăn (7). Load cell (8) chặn xu hướng xoay của trục gá trong quá

trình khoan, tín hiệu từ load cell cho phép thu được giá trị mô men sinh ra khi khoan.

Toàn bộ trục gá, ổ lăn và load cell được cố định trên một tấm thép. Tấm thép này được

lắp ghép với con trượt của ray trượt (10), cho phép chi tiết gia công có thể chuyển động

tự do dọc theo trục mũi khoan. Dịch chuyển của chi tiết gia công so với mũi khoan được

đo bằng cảm biến dịch chuyển (9). Trên đầu thanh trượt gắn ròng rọc (11), sử dụng dây

cáp nhỏ gắn vào tấm thép và treo các quả nặng. Trọng lực của quả nặng gây nên lực kéo

chi tiết gia công tiến về phía mũi khoan tạo chuyển động tiến dao. Do khối lượng quả

nặng không thay đổi nên quá trình khoan được thực hiện với lực tiến dao không đổi.

Hình 4.2 Hệ thống thí nghiệm với lực tiến dao không đổi

1- Cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan, 2- mũi khoan, 3- cảm biến nhiệt, 4- trục gá, 5-load cell,

6- LVDT, 7- ray trượt, 8- ròng rọc treo quả nặng.

Để đánh giá mức độ thay đổi của nhiệt sinh ra khi khoan, cảm biến nhiệt luôn cách

chi tiết gia công một khoảng cố định. Cảm biến này cho phép thu nhận để so sánh mức

độ chênh lệch về nhiệt trên chi tiết gia công giữa các quá trình khoan chứ không đo được

nhiệt tại vùng cắt. Hình 4.2 là ảnh chụp hệ thống thí nghiệm.

Mỗi thí nghiệm được thực hiện như sau: một khối lượng được chuẩn bị gồm các

quả cân có trọng lượng chuẩn được treo lên đầu dây cáp vắt qua ròng rọc. Một chốt hãm

được bố trí trên ray trượt có tác dụng ngăn bàn trượt mang phôi trượt tự do. Sau đó phôi

được kẹp chặt trên đồ gá có đệm hai tấm cách nhiệt nhằm hạn chế sự truyền nhiệt từ

phôi đến đồ gá. Sau khi khởi động máy tiện (và bật máy phát điện siêu âm với chế độ

khoan có trợ giúp của rung), phôi được điều chỉnh tiếp xúc với mũi khoan, sau đó chốt

hãm trên ray trượt được giải phóng và quá trình khoan bắt đầu. Các thí nghiệm được

thực hiện theo cặp, hai thí nghiệm trong cùng một cặp được thiết lập các điều kiện gia

công như nhau: một khoan thường, còn một khoan có trợ giúp của rung.

Giả thiết được đặt ra trong quá trình thí nghiệm là: các mẫu phôi có tính năng cắt

như nhau và các mũi khoan mới có khả năng cắt như nhau.

Để đánh giá và so sánh các chỉ tiêu giữa UAD và CD, dữ liệu thí nghiệm được lưu

tương ứng với thứ tự của các lỗ khoan. Lỗ số 1 là lỗ đầu tiên được gia công bởi một mũi

khoan mới, các lỗ được đánh số từ 2 đến 5 là các lỗ kế tiếp được khoan bởi cùng một

mũi khoan. Tất cả tín hiệu từ LVDT, cảm biến lực và cảm biến nhiệt độ được thu thập,

lưu trữ và phân tích. Dữ liệu thí nghiệm của CD và UAD được so sánh theo cặp lỗ có

cùng số thứ tự.

Ba bộ thí nghiệm được thực hiện với 03 mức lực tác dụng là 58,8 N, 88,29 N và

117,6 N, tương ứng với 03 mức trọng lượng 6 Kg, 9 Kg và 12 Kg của các quả nặng được

treo. Mỗi bộ thí nghiệm sử dụng một mũi khoan mới, thực hiện 5 lỗ khoan liên tiếp trên

5 mẫu phôi. Trong mỗi bộ thí nghiệm, có hai chế độ gia công là khoan thường (CD) và

khoan có trợ giúp của rung (UAD). Do đó, mỗi bộ thí nghiệm gồm 5 lỗ CD và 5 lỗ UAD.

Trong tất cả các thí nghiệm với UAD, tần số rung và cường độ rung được duy trì

ở 25 kHz và 100%. Quá trình khoan được kết thúc khi lỗ khoan thủng hoặc mũi khoan

không tiến được thêm sau khoảng thời gian 10 giây, tùy theo điều kiện nào đến trước.

Dữ liệu của quá trình khoan được lưu từ khi phôi và mũi khoan tiếp xúc đến khi kết thúc

Bảng 4. 1 Các thông số thí nghiệm với lực tiến dao không đổi

quá trình khoan. Các thông số thí nghiệm được trình bày trong bảng 4.1.

Tốc độ trục chính (v/ph) Khối lượng vật nặng tạo lực tiến dao (kg) Lực tiến dao (N) Đường kính lỗ khoan (mm) Kích thước phôi (mm) Điều kiện bôi trơn làm nguội Cường độ rung (%) 1250 6; 9; 12 58,86; 88,29; 117,72 3 10 x 10 x 40 Khoan khô 0; 100

4.2.2 Thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi

Trong các thí nghiệm dạng này, tốc độ tiến dao được cố định trong mỗi thí nghiệm.

Các thông số đầu ra gồm lực dọc trục, mô men, nhiệt trên chi tiết gia công. Điểm khác

biệt so với thí nghiệm lực tiến dao không đổi là đồ gá chi tiết được cố định trực tiếp trên

đầu đo lực cắt ba thành phần để thu thập tín hiệu đo lực dọc trục. Do đến giai đoạn này

đã đầu tư được cảm biến đo mô men nên cảm biến này được dùng thay cho load cell.

Hình 4.3 mô tả sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi.

Hình 4.3 Sơ đồ nguyên lí hệ thống thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi

1_cơ cấu rung siêu âm trợ giúp khoan, 2_mâm cặp, 3_mũi khoan, 4_cảm biến nhiệt, 5_ phôi,

6_đầu kẹp phôi, 7_ổ đỡ, 8_cảm biến lực, 9_cảm biến mô men, 10_bộ khuếch đại tín hiệu, 11_bộ

thu thập dữ liệu, 12 & 13_máy tính, 14_máy phát điện siêu âm, 15_cổng kết nối, 16_bàn máy.

Trên hình 4.3, trục gá phôi được cố định trực tiếp trên cảm biến đo lực 3 thành

phần. Cảm biến mô men được cố định một đầu, đầu làm việc có khả năng quay được

gắn vào đầu trục gá. Khoảng cách giữa cảm biến nhiệt và phôi luôn được giữ cố định.

Tín hiệu từ các cảm biến được truyền tới bộ thu thập dữ liệu và lưu dưới dạng số. Hình

Hình 4.4 Hệ thống thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi

4.4 mô tả hệ thống thí nghiệm, các chi tiết được đánh số giống như sơ đồ hình 4.3.

Bảng 4. 2 Các thông số thí nghiệm với tốc độ tiến dao không đổi

Các thông số thí nghiệm được trình bày trong bảng 4.2.

Tốc độ trục chính (v/ph) Tốc độ tiến dao (mm/v) Đường kính lỗ khoan (mm) Độ sâu lớn nhất của lỗ khoan (mm) Điều kiện bôi trơn làm nguội Cường độ rung (%) 1000; 1250; 1500 0,05; 0,065; 0,085 3; 4 30 Khoan khô 0; 50; 100

Kế hoạch triển khai thí nghiệm được thiết kế theo lý thuyết quy hoạch thực nghiệm

và sẽ được trình bày chi tiết trong các phần sau.

4.3 Một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu với lực tiến dao không đổi

Bộ thí nghiệm đánh giá ưu việt của UAD so với CD khi khoan lỗ sâu với lực tiến

dao không đổi được thực hiện với một tốc độ quay của trục chính là 1250 vòng/ phút.

Ba mức giá trị lực dọc trục được dùng cho thí nghiệm, tương ứng với ba mức khối

lượng 6 kg, 9 kg và 12 kg được treo lên đầu dây cáp vắt qua ròng rọc. Mức 6 kg là mức

nhỏ nhất tạo ra tiến trình cắt đáng kể và liên tục khi khoan. Mức 12 kg là mức lớn nhất

không làm gãy mũi khoan khi thí nghiệm. Mức 9 kg là mức trung bình giữa hai mức.

Mục đích của thí nghiệm là chỉ ra được ưu việt của UAD so với CD khi gia công

ở cùng chế độ cắt. Các tiêu chí đánh giá gồm: tốc độ tiến dao đạt được, độ sâu lỗ lớn

nhất đạt được, mô men và nhiệt sinh ra khi khoan. Kết quả đánh giá từng chỉ tiêu được

phân tích và bàn luận trong các phần tương ứng dưới đây. Trong các nội dung phân tích,

Bảng 4. 3 Ký hiệu và giá trị các thông số thí nghiệm

các ký hiệu như trong bảng 4.3 được sử dụng.

Mức giá trị lực tiến dao Giá trị lực tiến dao (N) Khoan thường (CD) 1 58,86 CD1 2 88,29 CD2

3 117,72 CD3 Khoan có rung trợ giúp (UAD) UAD1 UAD2 UAD3

4.3.1 Tốc độ tiến dao

Tốc độ tiến dao là một trong những tiêu chí đánh giá tính dễ gia công của vật liệu.

Dưới cùng giá trị lực tiến dao, vật liệu nào khi cắt đạt được tốc độ tiến dao lớn hơn thì

được coi là dễ gia công hơn. Nghiên cứu này áp dụng cách tiếp cận này nhằm kiểm

chứng giả thuyết: bổ sung rung động trợ giúp có thể cải thiện tính năng gia công khi

Hình 4.5 Đồ thị tiến dao của một số quá trình khoan

khoan lỗ sâu trên hợp kim nhôm.

Hình 4.5 mô tả kết quả lượng tiến dao (tính theo tỷ số L/D) khi khoan gồm khoan

thường (CD1 lỗ 1, CD3 lỗ 5) và khoan có trợ giúp của rung động siêu âm (UAD1 lỗ 1,

UAD3 lỗ 5). Như có thể thấy trên hình 4.5, lượng tiến dao khi khoan tăng gần như tuyến

tính theo thời gian. Dưới cùng một giá trị lực tiến dao tác động, khoan có trợ giúp của

rung động siêu âm có tốc độ tiến dao nhanh hơn khoan thường. Chẳng hạn, với cặp lỗ

cùng khoan bằng mũi khoan mới (lỗ 1) với giá trị lực 58,86 N (CD1, UAD1), đường đồ

thị UAD1 lỗ 1 dốc hơn nhiều đường CD1 lỗ 1. Tương tự, với giá trị lực 117,72 N, đường

UAD3 lỗ 5 dốc hơn đường CD3 lỗ 5. Bên cạnh đó, có hiện tượng mũi khoan không tiến

sâu thêm được sau khi khoan được một độ sâu nào đó. Chẳng hạn trên biểu đồ, lỗ khoan

CD3 lỗ 5 gần như không tiến được thêm sau 18,039 giây.

Do các quá trình khoan được khảo sát có cùng đường kính lỗ, nên tốc độ tiến dao

tỷ lệ bậc nhất với năng suất gia công. Năng suất gia công là một trong các tiêu chí quan

trọng đánh giá hiệu quả của một quá trình khoan, đặc biệt là khoan lỗ nhỏ, lỗ sâu và

khoan từ phôi đặc, khi mà không thể áp dụng lượng tiến dao lớn.

Ký hiệu lượng tiến dao là Lk, năng suất gia công trung bình MRR sau một khoảng

thời gian cắt Tk có thể được tính như sau:

(4. 1)

Trong đó: D là đường kính mũi khoan (mm). Để dễ so sánh giữa các quá trình khoan,

Lk và Tk lần lượt được xác định là lượng tiến dao và thời gian tương ứng trong giai đoạn

lượng tiến dao tăng gần như bậc nhất theo thời gian.

Hình 4.6 và bảng 4.4 mô tả kết quả thống kê năng suất cắt trung bình thu được từ

Bảng 4.4 Số liệu thống kê năng suất gia công trung bình

Lực tiến dao (N)

58,86 88,29 117,72

(mm3/s) 1,01102 0,90751 1,56158

(mm3/s) 0,43609 0,61662 1,04944

Độ lệch chuẩn MRR(UAD) 0,06297 0,06878 0,14563

Độ lệch chuẩn MRR(CD) 0,07153 0,08986 0,15651

2,32 1,47 1,49

Hình 4.6 Kết quả thống kê năng suất gia công trung bình

các thí nghiệm.

Như có thể thấy trên hình 4.6 và bảng 4.4, ở tất cả các mức lực tiến dao, năng suất

gia công trung bình của UAD đều cao hơn so với CD (từ 1,47 lần ở mức 88,29 N đến

2,32 lần ở mức 58,86 N). Ngoài ra, mức độ phân tán của giá trị năng suất gia công của

các lỗ khoan (xem cột “Độ lệch chuẩn”) trong UAD phân bố trong phạm vi nhỏ hơn so

với CD. Tức là, năng suất của các quá trình khoan có trợ giúp của rung động ổn định

hơn các quá trình khoan thường.

4.3.2 Độ sâu lỗ đạt được

Kết quả thực nghiệm cho thấy, hầu hết các lỗ khoan, đặc biệt là khi khoan thường

bằng các mũi khoan cũ (lỗ thứ 2, 3, 4 và 5 trong các thí nghiệm), mũi khoan hầu như

(a)

(b)

Hình 4. 7 Độ sâu lỗ đạt được: khoan thường (a), khoan có rung trợ giúp (b)

không thể tiến thêm vào chi tiết (xem mô tả trên hình 4.7a).

Hình 4.7a và 4.7b lần lượt mô tả các độ sâu lỗ đạt được khi khoan thường và khoan

có trợ giúp của rung động. Như có thể thấy trên hình 4.7a (khoan thường), chỉ có lỗ

khoan thứ nhất (mũi khoan mới) mới khoan được hết độ sâu định sẵn (L/D=13,3). Độ

sâu đạt được của các lỗ khoan tiếp sau giảm dần, phản ánh sự suy giảm khả năng cắt của

mũi khoan. Ở lỗ khoan thứ năm, mũi khoan ở chế độ lực tiến dao nhỏ nhất (CD1) đạt

được độ sâu lớn hơn ở hai chế độ còn lại (CD2 và CD3). Điều này có thể do mũi khoan

ở chế độ CD1 lâu bị suy giảm khả năng cắt hơn do làm việc với tải nhẹ hơn. Khi khoan

có trợ giúp của rung động siêu âm như mô tả trên hình 4.7b, hầu hết các lỗ khoan đều

đạt được độ sâu tối đa, trừ lỗ cuối cùng ở chế độ UAD2, ứng với lực tiến dao 88,29 N

(9 kg). Đây là chế độ khoan có khả năng gia công thấp nhất, sẽ được phân tích chi tiết

trong phần sau. Kết quả các giá trị độ sâu lỗ thu được từ thí nghiệm cho phép kết luận

rằng, khoan có trợ giúp của rung động có thể cải thiện khả năng gia công lỗ sâu xét theo

chỉ tiêu độ sâu lớn nhất có thể đạt được. Một số nghiên cứu của các tác giả khác cũng

có kết luận tương tự, nhưng sử dụng tiêu chí độ sâu đạt được khi gãy mũi khoan trong

điều kiện duy trì tốc độ tiến dao không đổi [120]. Có thể nhận thấy, thí nghiệm duy trì

lực tiến dao không đổi cho phép đánh giá độ sâu lớn nhất đạt được với độ phân giải mịn

hơn so với thí nghiệm duy trì tốc độ tiến dao không đổi.

4.3.3 Mô men và nhiệt độ chi tiết khi khoan

Như đã trình bày ở trên, dữ liệu mô men khi khoan là giá trị mô men tổng sinh ra

trong quá trình khoan, được thu thập nhờ cảm biến đo lực, quy đổi thành mô men và lưu

trữ trên máy tính phục vụ quá trình phân tích so sánh. Nhiệt độ chi tiết được đo bằng

cảm biến nhiệt không tiếp xúc đặt cách chi tiết một khoảng cố định trong tất cả các thí

nghiệm. Giá trị nhiệt đo được không phải là nhiệt độ sinh ra tại vùng cắt. Dù vậy, do

kích thước và đặc tính dẫn nhiệt của các chi tiết gia công là như nhau trong tất cả các thí

nghiệm, mức độ chênh lệch nhiệt độ chi tiết đo được cũng cho phép đánh giá ưu việt

nếu có của UAD so với CD về vấn đề nhiệt cắt. Nhiệt cắt của một quá trình lớn hơn dẫn

đến nhiệt độ đo được trên chi tiết lớn hơn.

(a)

(b)

(c)

(d)

Hình 4.8 Diễn biến lượng tiến dao, mô men và nhiệt độ trên chi tiết khi khoan thường (a, c) và

khoan có rung trợ giúp (b, d); điều kiện gia công với lực tiến dao 6 kg, lỗ 4 (a, b) và 12 kg, lỗ

5 (c, d)

Hình 4.8 mô tả sự biến động của mô men và nhiệt trên chi tiết ở một số lỗ khoan.

Có thể dễ dàng nhận thấy các ưu việt cả về lượng tiến dao, mô men khoan và nhiệt

của UAD so với CD. Nói chung, mô men khoan và nhiệt độ của chi tiết gia công đều

tăng theo độ sâu của lỗ khoan. Mô men và nhiệt càng tăng cao khi độ sâu lỗ khoan càng

lớn. Tuy nhiên, tốc độ tăng của cả mô men và nhiệt trong CD cao hơn đáng kể so với

UAD. Với lực tiến dao 6 kg, trong khi UAD chỉ mất 40 giây để hoàn thành độ sâu lỗ 40

mm (hình 4.8b), thì mũi khoan ở chế độ CD (hình 4.8a) chỉ tiến được dưới 20 mm sau

47 giây, sau đó gần như bị dừng lại. Điểm đáng lưu ý là cả mô men và nhiệt đo được ở

CD đều có bước tăng đột ngột sau thời điểm mũi khoan không thể tiến thêm được. Trái

lại, mô men và nhiệt chi tiết đều tăng nhẹ và ổn định trong UAD. Khác biệt tương tự

cũng thấy rõ ở cặp CD-UAD khi tác động lực tiến dao 12 kg. Trên hình 4.8c (khoan

thường), mũi khoan tiến nhanh được khoảng 17,5 mm trong 15 giây đầu, sau đó chỉ tiến

rất chậm được khoảng 2 mm sau 25 giây tiếp sau. Trái lại, ở khoan có trợ giúp của rung

(hình 4.8d), mũi khoan tiến được khoảng 23 mm trong 15 giây đầu, sau đó duy trì tốc

độ tiến dao ổn định và hoàn thành lỗ khoan với độ sâu lỗ 40 mm trong 12 giây tiếp sau.

Mô men và nhiệt chi tiết lớn nhất ở CD lần lượt đạt đến giá trị 600 Ncm và trên 200C;

trong khi đó ở UAD, mô men lớn nhất chỉ ở mức dưới 200 Ncm, nhiệt độ cao nhất trên

chi tiết là khoảng dưới 80C.

Để đánh giá cụ thể mức độ giảm mô men khoan và nhiệt độ chi tiết của các thí

nghiệm UAD so với các thí nghiệm CD, sử dụng các tỷ số mô men và nhiệt độ cho từng

cặp thí nghiệm như sau:

(4.2)

Trong đó: RT_ij là tỷ số giữa mô men lớn nhất đo được khi khoan thường Tmax_CD_ij và

mô men lớn nhất đo được khi khoan có trợ giúp của rung Tmax_UAD_ij; mỗi giá trị RT_ij

tính cho từng cặp chế độ lực tiến dao (i=1-3) và thứ tự lỗ khoan (j=1-5). Tổ hợp có 15

cặp giá trị RT_ij cho 30 thí nghiệm.

Tương tự, tỷ số nhiệt độ được tính như sau:

(4.3)

Trong đó: Rt_ij là tỷ số giữa nhiệt độ lớn nhất trên chi tiết đo được khi khoan thường

tmax_CD_ij và nhiệt độ lớn nhất trên chi tiết đo được khi khoan có trợ giúp của rung

tmax_UAD_ij; mỗi giá trị Rt_ij tính cho từng cặp chế độ lực tiến dao (i=1-3) và thứ tự lỗ

khoan (j=1-5). Cũng có tất cả 15 cặp giá trị Rt_ij cho 30 thí nghiệm.

Hình 4.9 mô tả các tỷ số RT_ij và Rt_ij của các cặp thí nghiệm. Giá trị các tỷ số này

(a)

(b)

Hình 4.9 Tỷ số mô men (a) và tỷ số nhiệt độ chi tiết (b) của các cặp thí nghiệm

càng cao thì ưu việt của UAD làm giảm mô men khoan và nhiệt độ chi tiết càng lớn.

Quan sát đồ thị tỷ số mô men (hình 4.9a), có thể thấy mức giảm mô men khi tác

động lực tiến dao 9 kg là ít nhất – gần như việc bổ sung rung động không làm giảm mô

men khi khoan. Đồ thị tỷ số nhiệt độ chi tiết gia công (hình 4.9b) cũng phản ánh đặc

điểm này. Mức độ giảm mô men khoan và nhiệt độ chi tiết tốt nhất nhận được khi áp

dụng lực tiến dao 6 kg (cao nhất là giảm mô men khoảng 6 lần, giảm nhiệt khoảng trên

5 lần). Khi áp dụng lực tiến dao 12 kg, UAD mang lại hiệu quả làm giảm mô men từ 1,5

đến 2,5 lần, làm giảm nhiệt độ chi tiết từ 2 đến 3 lần so với CD. Luận giải về những hiện

tượng này được trình bày chi tiết trong phần sau.

4.3.4 Luận giải ưu việt của UAD

Trước hết, quan sát các ảnh chụp phoi bám trên bề mặt rãnh thoát phoi sau khi

khoan 5 lỗ, như mô tả trên hình 4.10 nhận thấy hai điểm quan trọng sau:

1) Phoi bị dính bết, điền đầy rãnh thoát phoi ở tất cả các trường hợp khoan thường

2) Phoi cũng dính bết và điền đầy rãnh thoát phoi ở trường hợp khoan có trợ giúp

(CD1, CD2 và CD3);

của rung khi lực tiến dao là 9 kg (UAD2). Tuy nhiên, không quan sát thấy có

phoi bám dính trên rãnh thoát phoi ở khoan có rung trợ giúp khi lực tiến dao

là 6 kg (UAD1) và 12 kg (UAD3).

Từ những quan sát trên, có thể tạm kết rằng, khả năng phoi thoát ra khỏi rãnh xoắn

trên mũi khoan ở các chế độ khoan có trợ giúp của rung khi lực tiến dao là 6 kg hoặc 12

kg là tốt hơn so với các chế độ khoan thường và khoan có trợ giúp của rung ở mức lực

Hình 4.10 Ảnh chụp mũi khoan sau lỗ khoan thứ 5

tiến dao 9 kg.

Đối chiếu với hiệu quả giảm mô men và nhiệt độ chi tiết của UAD so với CD trên

đồ thị hình 4.9, có thể đặt ra giả thuyết rằng, rung động trợ giúp có thể hỗ trợ khả năng

thoát phoi, do đó làm giảm mô men và nhiệt độ chi tiết gia công so với khoan thường.

Các phân tích dưới đây sẽ cung cấp minh chứng hỗ trợ kiểm định giả thuyết này.

Như đã phân tích ở trên, trong chế độ khoan có trợ giúp của rung được khảo sát,

khi lực tiến dao là 9 kg thì tác dụng giảm mô men và nhiệt là kém hơn so với khi áp

dụng lực tiến dao là 6 kg hoặc 12 kg. Do vậy, tiến hành khảo sát đối chứng mô men và

nhiệt độ chi tiết khi khoan cùng với độ sâu lỗ khi khoan có rung trợ giúp ở lỗ khoan thứ

5 ứng với hai chế độ lực tiến dao là 9 kg và 12 kg, như mô tả trên hình 4.11. Như có thể

thấy trên biểu đồ, chế độ khoan UAD1 dễ dàng khoan hết độ sâu của lỗ ứng với

L/D=13,3, nhưng chế độ khoan UAD2 chỉ đạt được độ sâu lỗ L/D9. Thời điểm lượng

tiến dao bắt đầu dừng (vị trí mũi tên hướng lên trên hình 4.11a) cũng là thời điểm đồ thị

mô men tăng dốc đứng và đạt mức trên 200 Ncm. Tại thời điểm này, đồ thị nhiệt độ trên

chi tiết cũng bắt đầu tăng nhanh hơn nhiều giai đoạn trước (xem hình 4.11b). Mặc dù

mũi khoan không tiến sâu hơn vào chi tiết, tức là mô men và nhiệt sinh ra do quá trình

bóc tách kim loại (quá trình cắt) gần như không còn, nhưng nhiệt độ vẫn duy trì tốc độ

tăng cao và đạt đến giá trị trên 150 C. Kết hợp với việc phân tích ảnh chụp mũi khoan

trên đây, có thể khẳng định rằng, ma sát giữa phoi bị kẹt trong rãnh với thành lỗ là

nguyên nhân làm tăng nhanh nhiệt độ trên chi tiết gia công. Giá trị mô men duy trì ở

mức cao mặc dù quá trình cắt không diễn ra cũng là một minh chứng cho sự tồn tại của

(a)

(b)

Hình 4.11 Biến động của lượng tiến dao và mô men (a), của lượng tiến dao và nhiệt chi tiết của

hai cặp thí nghiệm (b)

mô men do lực ma sát gây nên.

Kết quả thí nghiệm cũng cho thấy, ở cùng một mức lực tiến dao, càng gia công các

lỗ sau thì nhiệt độ trên chi tiết càng cao. Hình 4.12 mô tả hai ví dụ về mức độ thay đổi

nhiệt độ lớn nhất trên chi tiết gia công. Trên hình 4.12a, dưới tác dụng của lực tiến dao

9 kg, nhiệt độ sinh ra trên chi tiết gia công khi khoan bốn lỗ đầu tiên đều thấp hơn 150

C. Lưu ý là cả bốn lỗ này đều khoan được hết độ sâu tối đa. Lỗ khoan thứ năm, là lỗ

khoan không thực hiện được hết độ sâu, có nhiệt độ sinh ra trên chi tiết lớn hơn 150 C.

Nếu coi mức 150 C là ngưỡng đánh giá, cả bốn lỗ khoan ở chế độ khoan thường với

lực tiến dao 12 kg cũng đều có nhiệt độ chi tiết cao hơn ngưỡng. Bốn lỗ này cũng đều

(a)

(b)

Hình 4.12 Biến động của nhiệt độ chi tiết gia công: khoan có rung trợ giúp với lực tiến dao 9

kg (a); khoan thường với lực tiến dao 12 kg (b)

không thể khoan hết độ sâu tối đa.

Như vậy, có thể nhận định rằng, khi độ sâu lỗ khoan càng lớn, phoi càng có khả

năng kẹt trong rãnh thoát phoi. Phoi bị kẹt làm tăng ma sát giữa phoi và thành lỗ khoan,

làm nhiệt và mô men tăng khi khoan. Rung động được bổ sung có tác dụng làm giảm

ma sát, do đó giảm mô men và nhiệt độ sinh ra trên chi tiết gia công. Khi áp dụng lực

tiến dao nhỏ (chẳng hạn mức 6 kg), phoi mỏng nên dễ thoát ra ngoài hơn khi có bổ sung

rung động. Khi lực tiến dao lớn hơn (ở mức 9 kg), lượng tiến dao lớn hơn dẫn đến phoi

bị kẹt nhiều hơn, do vậy khi mũi khoan bị mòn (lỗ 5), mũi khoan không đủ khả năng

khoan hết độ sâu đã định. Với lực tiến dao lớn (mức 12 kg), lực đẩy lớn đủ khả năng

đẩy phoi ra khỏi rãnh, do vậy cả năm lỗ đều khoan được hết độ sâu. Bản chất quá trình

tương tác giữa lực tiến dao, mức độ kẹt phoi và ma sát là rất phức tạp, hy vọng có thể

được giải thích chi tiết hơn trong các nghiên cứu tiếp sau.

Để đánh giá chi tiết hơn ảnh hưởng của rung động làm giảm mô men khi khoan lỗ

sâu, dữ liệu đo mô men của các thí nghiệm khoan được phân tích sâu hơn như dưới đây.

Hình 4.13 Đồ thị biến thiên mô men theo độ sâu lỗ của hai quá trình khoan

Hình 4.13 mô tả đồ thị biến thiên của mô men sinh ra khi khoan của hai quá trình

khoan, một CD và một UAD, biểu diễn theo hệ số độ sâu lỗ khoan L/D. Có thể nhận

thấy, mô men khi khoan chỉ tương đối ổn định trong khoảng L/D  [0; 2,6] (trong

khoảng từ 0 đến R1 được đánh dấu bằng đường nét đứt màu đỏ). Khi độ sâu của lỗ tiếp

tục tăng, L/D  [2.6, 5] (khoảng từ R1 đến R2), mô men bắt đầu tăng nhẹ. Sau đó, khi

độ sâu lỗ tiếp tục tăng lên với L/D>5, mô men tăng lên rất đáng kể, đặc biệt là với CD.

Như đã biết, mô men cắt khi khoan là mô men của thành phần lực cắt theo phương

tiếp tuyến quanh trục mũi khoan. Giá trị mô men cắt có thể xác định trên đồ thị đo kết

quả thực nghiệm, là giá trị mô men lớn nhất sau khi cả hai lưỡi cắt đã hoàn toàn ăn vào

chi tiết gia công. Nói chung trong các tài liệu về gia công cắt gọt, khi tính toán mô men

khoan thường bỏ qua thành phần ma sát giữa phoi và thành lỗ, tức là chỉ xét đến thành

phần mô men cắt. Do vậy, mô men khoan chỉ còn chứa thành phần mô men cắt và do

đó, được coi là không phụ thuộc độ sâu của lỗ khoan. Đối chứng với đồ thị biến thiên

của mô men theo độ sâu lỗ trên hình 4.13, dễ thấy quan niệm mô men không phụ thuộc

độ sâu lỗ khoan chỉ phù hợp khi khoan lỗ nông (L/D < 5).

Với giả thiết lực cắt khi khoan là không đổi, giá trị tăng thêm của mô men sinh ra

khi độ sâu lỗ tăng phản ánh xu hướng tăng của lực cần thiết nhằm đẩy phoi ra khỏi lỗ

khoan, khi lượng phoi lấp đầy rãnh xoắn càng lớn (theo các nhà nghiên cứu đã mô tả

trong [89, 90] [93, 101]). Trong các công bố trước đây về vấn đề này, các tác giả thường

phân tách mô men tổng sinh ra khi khoan lỗ sâu thành hai thành phần: mô men cắt

(cutting torque) có giá trị không đổi và mô men thoát phoi (chip-evacuation torque) có

giá trị tăng dần theo độ sâu lỗ khoan. Tuy vậy, các kết quả thực nghiệm của các tác giả

đó cũng như của nghiên cứu này thực hiện đều cho thấy mô men thực tăng nhưng không

tăng đều, có chứa thành phần biến động khá lớn. Các tác giả trước thường cố gắng làm

trơn đường cong biểu diễn mô men bằng các giải pháp làm trơn như lấy trung bình điểm,

sử dụng bộ lọc lấy tần số thấp (low pass filter). Nghiên cứu này đề xuất chia tách mô

(a)

(b)

(c)

(d)

Hình 4.14 Ba thành phần mô men (a,b) và hiện tượng bám dính phoi (c,d)

men tổng sinh ra khi khoan lỗ sâu thành ba thành phần như mô tả trên hình 4.14.

Như mô tả trong hình 4.14, tổng mô men T sinh ra trong quá trình khoan được

phân tách thành ba thành phần sau:

(4.4)

Trong đó: T1 là thành phần mômen cắt, được coi là có giá trị không đổi và không phụ

thuộc vào độ sâu của lỗ khoan. T2 là thành phần mô men tăng liên tục theo độ sâu của

lỗ khoan, cũng được gọi là mô men thoát phoi (chip-evacuation torque), giống như quan

niệm trong các nghiên cứu trước đây của các tác giả khác trên thế giới. T3 là thành phần

mô men biến động một cách ngẫu nhiên. Thành phần này thường được bỏ qua trong các

nghiên cứu trước. Trong nghiên cứu này, T3 được gọi là mô men dính-trượt (stick-slip),

một thuật ngữ thường được sử dụng để mô tả 1 hiện tượng khi hai bề mặt tiếp xúc và

trượt tương đối với nhau.

Một minh chứng rõ ràng cho sự tồn tại của mô men thoát phoi có thể thấy trên hình

4.14a, một ví dụ mô men khi khoan thường. Tại thời điểm A trên hình (t=31 giây), mũi

khoan đã hoàn toàn xuyên qua lỗ (ký hiệu "Feed out" trên hình vẽ) nhưng chưa được rút

ra khỏi lỗ. Mặc dù lúc này quá trình cắt không còn xảy ra, nhưng có thể thấy giá trị mô

men vẫn cao hơn nhiều lần so với mô men cắt (khoảng 150 Ncm so với mô men cắt

khoảng 20 Ncm). Rõ ràng, khi này lưỡi cắt của mũi khoan đã hoàn toàn không tiếp xúc

với vật liệu gia công, cho nên mô men phát sinh trên mũi khoan chỉ có thể sinh ra do ma

sát giữa phoi dính trên dụng cụ với thành lỗ khi mũi khoan vẫn đang quay. Mô men này

thường được các nghiên cứu trước gọi là mô men thoát phoi. Để tiện cho tính toán phân

tích, nghiên cứu này tách mô men thoát phoi thành hai thành phần: thành phần tăng liên

tục T2 và thành phần biến động ngẫu nhiên T3.

Quan sát mô men khoan trong một trường hợp UAD như mô tả trên hình 4.14b, tại

thời điểm lỗ khoan thủng (điểm A, "Feed out" trên hình vẽ), mô men lập tức rơi xuống

giá trị bằng 0. Điều này minh chứng cho khả năng giảm ma sát do rung động được bổ

sung trong UAD, giúp cải thiện khả năng thoát phoi. Các ảnh chụp mũi khoan trên hình

4.14(c,d) minh chứng thêm cho khả năng phát sinh mô men cản trên mũi khoan. Hiện

tượng phoi dính bết ở CD như những miếng chêm cản trở chuyển động quay của mũi

khoan (hình 4.14c). Hiện tượng này hầu như không xuất hiện với UAD (hình 4.14d).

Qua các phân tích ở trên, có thể rút ra một số nhận xét sau:

- Khi độ sâu lỗ khoan càng tăng, mô men sinh ra khi khoan càng lớn;

- Trên lỗ khoan được thực hiện bằng CD, giá trị mô men lớn hơn nhiều so với mô

men cắt vẫn tồn tại ngay cả khi quá trình cắt đã kết thúc nhưng mũi khoan chưa

được rút ra khỏi lỗ. Hiện tượng này không có khi gia công bằng UAD.

Từ nhận định trên, giả thuyết để giải thích ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu có

thể phát biểu như sau: rung động siêu âm được bổ sung có thể làm giảm ma sát giữa

phoi với rãnh xoắn mũi khoan và thành lỗ, dẫn đến khả năng làm giảm mô men sinh

ra (do ma sát) khi khoan lỗ sâu. Nghiên cứu này tập trung phân tích các bằng chứng

thực nghiệm để hỗ trợ giả thuyết này.

Để thuận tiện cho phân tích, tiến hành mô hình hóa quy luật thay đổi của mô men

thoát phoi theo độ sâu lỗ khoan. Để tăng tính khái quát, độ sâu lỗ khoan L được chuyển

thành giá trị không thứ nguyên thông qua tỉ số độ sâu trên đường kính lỗ khoan L/D.

Theo đó, quy luật thay đổi của mô men thoát phoi theo độ sâu lỗ đã được các nghiên

cứu trước [88], [121], [122] phát triển dưới dạng hàm mũ như sau:

(4.5)

Trong đó: Tchip là mô men thoát phoi, được xác định là thành phần mô men phát sinh

lớn hơn mô men cắt, A và B là các tham số phụ thuộc vật liệu gia công, điều kiện gia

công, đặc tính dụng cụ, chế độ cắt v.v và được xác định từ thực nghiệm. Tuy nhiên, mô

men thoát phoi thường được coi là một đại lượng và xử lý làm trơn như đã phân tích ở

trên. Trong nghiên cứu này, mô men thoát phoi được tách thành 2 thành phần

Tchip=T2+T3, trong đó, chỉ có thành phần T2 được mô hình hóa dưới dạng hàm mũ (4.6).

(4.6)

Các bước phân tích dữ liệu thực nghiệm được tiến hành như sau, thành phần mô

men T2 được mô hình hóa từ đường cơ sở (Baseline) của tín hiệu thu được. Dữ liệu của

đường cơ sở thu được sau đó đã được trừ (loại bỏ) thành phần mô men cắt. Tiếp theo,

một phép hồi quy phi tuyến được thực hiện để mô hình toán cho T2 như một hàm phụ

thuộc vào độ sâu của lỗ khoan.

Hình 4.15 minh họa một quá trình hồi qui T2. Trước hết, đồ thị mô men tổng được

vẽ với trục hoành là tỷ số L/D khoan được. Tiếp đó, kỹ thuật lấy đường cơ sở (Baseline)

được áp dụng nhằm tự động lựa chọn có điều chỉnh để lấy một số điểm đáy (thấp nhất)

của các giá trị mô men (xem hình 4.15a). Tung độ của các điểm hồi quy mô men được

xác định bằng cách lấy tung độ các điểm cơ sở trừ đi giá trị mô men cắt của thí nghiệm

đang xét. Các cặp tọa độ điểm cơ sở được dùng để hồi quy xác định quan hệ mô men T2

(a)

(b)

Hình 4.15 Một ví dụ về cách thức lấy điểm cơ sở và hồi quy T2

theo L/D (xem hình 4.15b).

Như có thể thấy trên hình 4.15, do tách riêng thành phần biến động ngẫu nhiên ra

khỏi quy luật tăng của mô men, nên đường cơ sở gần với dạng đồ thị hàm mũ hơn. Kết

quả là dữ liệu thu được khớp rất tốt với hàm hồi quy. Thống kê cho thấy hệ số R2 của

các số liệu thực nghiệm đều đạt từ 0,94 đến 0,99, chứng tỏ mô hình khớp với dữ liệu tốt

hơn so với các nghiên cứu trước do các tác giả trước hồi quy toàn bộ dữ liệu mô men

tăng thêm được làm trơn. Hình 4.16 mô tả ví dụ kết quả hồi quy của Mellinger [89] và

của Han [121]. Dễ thấy quan hệ hồi quy thu được trên hình 4.15b sát với dữ liệu thí

(a)

(b)

Hình 4.16 Kết quả hồi quy của Mellinger và cộng sự (a), của Han và cộng sự (b)

nghiệm hơn so với kết quả trên hình 4.16.

Sự biến động của các thành phần mô men

Sử dụng kết quả hồi quy T2 cho mỗi lỗ khoan, có thể dễ dàng xác định được tính

ưu việt về khả năng làm giảm mô men thoát phoi của UAD so với CD. Trước hết, giá

trị thống kê trung bình và phạm vi biến động của các thành phần mô men cắt và mô men

thoát phoi được xếp chồng và so sánh từng cặp. Hình 4.17a mô tả một ví dụ đồ thị dạng

này tại giá trị L/D=6. Như mô tả trên biểu đồ, trong từng cặp có cùng lực tiến dao, tổng

mô men T1+T2 của UAD luôn nhỏ hơn của CD. Thành phần mô men cắt (phản ánh công

hữu ích để bóc tách vật liệu) của UAD luôn lớn hơn của CD. Điều này lý giải tại sao

năng suất gia công của UAD cao hơn của CD khi áp đặt cùng một giá trị lực tiến dao

(như đã trình bày trong mục 4.3.1). Dù vậy, mô men thoát phoi của UAD lại thấp hơn

của CD, chứng tỏ phoi thoát ra dễ dàng hơn khi gia công bằng UAD. Lưu ý rằng mô

men thoát phoi phản ánh năng lượng tiêu tốn không có ích cho quá trình bóc tách vật

liệu. Mô men thoát phoi nhỏ hơn trong khi năng suất gia công cao hơn là minh chứng

thuyết phục về hiệu quả của UAD so với CD. Ngoài ra, như có thể thấy trên hình vẽ,

phạm vi phân tán (biểu diễn bằng các thanh đứng) của mô men thoát phoi CD cũng lớn

(a)

(b)

Hình 4.17 Thống kê trung bình (cột xếp chồng) của mô men T1+T2 (a) và tỷ lệ trung bình T2/T1

của các kết quả thí nghiệm (b)

hơn nhiều so với UAD.

Để làm rõ hiệu quả của UAD, tỷ lệ giữa mô men thoát phoi trung bình và mô men

cắt trung bình so với tổng của 2 thành phần này trong từng điều kiện lực tiến dao được

tính toán và mô tả trên hình 4.17b. Như có thể thấy, trong khi tỷ lệ mô men thoát phoi

trong gia công bằng UAD chỉ chiếm từ 18% đến 23% so với tổng T1+T2 thì tỷ lệ này

chiếm từ 46% đến 71% trong gia công bằng CD.

Để khẳng định hơn tính ưu việt của UAD trong khoan lỗ sâu, tiếp tục phân tích

đánh giá tốc độ tăng mô men theo độ sâu lỗ. Trước hết, tiến hành chuẩn hóa (phi thứ

nguyên hóa) mô men tổng và các thành phần mô men bằng cách chia chúng cho giá trị

mô men cắt, tức là đặt:

(4.7)

Với lưu ý rằng, chỉ có mô men cắt T1 là thành phần hữu ích duy nhất phản ánh

năng lượng tiêu hao khi bóc tách vật liệu. Một quá trình khoan được đánh giá là có hiệu

quả hơn so với quá trình khoan khác khi tỉ số R2 và R3 nhỏ hơn. Nói cách khác, một quá

trình khoan được gọi là hoàn hảo khi phoi được thoát một cách dễ dàng nhất và không

tồn tại hiện tượng kẹt phoi, khi đó mô men của quá trình khoan luôn có giá trị ổn định,

các tỉ số R2 và R3 luôn bằng 1.

Sử dụng mô hình hồi quy thực nghiệm cho thấy, với cùng một giá trị lực tiến dao,

mô men thoát phoi trong UAD luôn nhỏ hơn trong CD ở tất cả các giá trị L/D. Hình 4.18

minh họa một ví dụ so sánh khả năng giảm mô men thoát phoi của UAD so với CD ở

(a)

(b)

Hình 4.18 Mô men tổng và mô men thoát phoi chuẩn hóa của CD (a) và UAD (b) khi lực tiến

dao ứng với 12 kg

các giá trị L/D khác nhau.

Như có thể thấy trong hình 4.18, ở cùng tỉ số L/D như nhau, mức độ chênh lệch

giữa mô men ma sát và mô men cắt trong CD lớn hơn nhiều lần so với UAD. Chẳng

hạn, tại vị trí L/D = 10, mô men ma sát lớn gấp 5,1 lần mô men cắt, trong khi đó mức

chênh lệch này chỉ là 0,46 lần trong UAD. Mô men thoát phoi trong UAD nhỏ hơn nhiều

lần so với CD là yếu tố chính giúp cải thiện khả năng khoan của UAD. Theo hiểu biết

của tác giả, khía cạnh này chưa tìm thấy trong các báo cáo của các nghiên cứu trước đây

về lĩnh vực khoan có trợ giúp của rung động siêu âm.

Một ưu điểm có ý nghĩa khác của UAD trong khoan lỗ sâu đó là giảm tốc độ tăng

của mô men thoát phoi (độ dốc K của đồ thị mô men thoát phoi nhỏ). Độ dốc K của một

hàm y = y(x) có thể được tính như sau:

(4.8)

Do hàm mô men thoát phoi chuẩn hóa R2 có thể biểu diễn dưới dạng:

(4.9)

Nên độ dốc của mô men thoát phoi chuẩn hóa R2 theo độ sâu lỗ chuẩn hóa L/D có

thể được tính theo công thức (4.10):

(4.10)

Kết quả thống kê cho thấy, tốc độ tăng mô men thoát phoi trong UAD chậm hơn

nhiều so với trong CD. Như mô tả trên hình 4.19, giá trị KR2 tại độ sâu L/D = 10 của lỗ

khoan thứ 4 trong CD là khoảng 10, tuy nhiên cũng ở lỗ thứ 4 trong UAD giá trị này

khoảng 0,3, tức là thấp hơn khoảng 33 lần so với CD. Giá trị KR2 ở các tất cả các lỗ khác

trong UAD đều nhỏ hơn nhiều lần so với CD cho thấy mô men thoát phoi trong UAD

tăng chậm hơn hẳn so với trong CD. Đây cũng là một phát hiện mới, chưa thấy trong

các công bố về khoan có trợ giúp của rung động siêu âm.

(a)

(b)

Hình 4.19 Tốc độ tăng mô men thoát phoi chuẩn hóa R2 của CD (a) và UAD (b)

Như vậy, sử dụng mô hình hồi quy mô tả mô men thoát phoi như một hàm của độ

sâu lỗ khoan L/D cho phép phân tích tác động của rung động siêu âm đến mô men thoát

phoi một cách thuận tiện, dễ dàng hơn nhiều so với xử lý dữ liệu thực nghiệm gốc.

Do thành phần mô men thoát phoi đã được mô hình hóa thành một hàm toán học,

dễ dàng trích xuất được thành phần biến động mô men T3 (stick-slip torque) bằng cách

lấy giá trị mô men thực đo được trừ đi mô men thoát phoi (tính theo công thức) và mô

men cắt (hằng số, xác định thực). Do T3 thay đổi ngẫu nhiên nên khoảng biến động (hiệu

số giữa giá trị lớn nhất T3max và giá trị nhỏ nhất T3min) được sử dụng để đánh giá cường

độ thay đổi của thành phần này. Do T3min bằng không nên khoảng biến động của T3

chính là T3max. Kết quả cho thấy, khoảng biến động của T3 trong UAD nhỏ hơn nhiều so

với trong CD. Hình 4.20 mô tả một ví dụ về hiện tượng này. Như có thể thấy, khoảng

biến động của T3 nói chung không thay đổi theo độ sâu lỗ khoan. Thêm vào đó, khoảng

biến động của T3 trong UAD nhỏ hơn nhiều so với CD. Xét kỹ hơn, khoảng biến động

của T3 (RT3max) trong CD chiếm một phần đáng kể của tổng mô men, khoảng này lớn

hơn khoảng 4 lần so với mô men cắt (RT3max4). Trái lại, khoảng biến động của T3 trong

UAD chỉ bằng khoảng 0.6 lần so với mô men cắt.

Như vậy, thành phần mô men T3 chiếm một tỉ lệ đáng kể trong tổng mô men của

quá trình khoan. Tuy nhiên, trong hầu hết các nghiên cứu trước đây, thành phần này đã

bị bỏ qua bằng cách làm trơn đường tín hiệu theo giải thuật trung bình hoặc lọc lấy tín

hiệu tần số thấp. Đối với các lỗ khoan có độ sâu lớn, thành phần T3 thường xuất hiện

nhanh chóng với L/D≥2, như mô tả trên hình 4.20.

(a)

(b)

Hình 4.20 Đồ thị mô men chuẩn hóa R2 và R3 của CD (a) và UAD (b)

Nhận xét: Trong nghiên cứu này, một hướng tiếp cận bằng phân tích thực nghiệm

đã chỉ ra sự thay đổi của mô men trong quá trình khoan lỗ sâu đã được đề xuất. Theo

đó, tổng mô men sinh ra trong quá trình khoan lỗ sâu được chia làm ba thành phần: mô

men cắt T1, mô men ma sát T2 và mô men (stick-slip torque) T3.

So với CD, UAD đã cải thiện đáng kể khả năng khoan lỗ sâu trong điều kiện gia

công không tưới nguội trên vật liệu hợp kim nhôm Al-6061 với tỉ lệ L/D = 13,3 đã được

xác nhận. Các kết quả cho thấy, dưới cùng một lực tác dụng theo hướng tiến dao, UAD

đã cải thiện độ sâu của lỗ khoan lên đến 2 lần và tăng tốc độ bóc tách vật liệu lên 1,5 lần

so với CD.

Các dữ liệu thực nghiệm cho thấy, cả hai thành phần T2 và T3 trong CD lớn hơn

nhiều lần so với mô men cần thiết để thực hiện quá trình cắt T1. Ngược lại, các thành

phần như vậy trong UAD chiếm một tỷ lệ nhỏ của mô men cắt. Bên cạnh đó, tốc độ tăng

của T2 trong CD được quan sát cao hơn UAD khoảng 33 lần. Việc giảm T2 và giảm biên

độ của thành phần mô men T3 là nguyên nhân chính cải thiện khả năng gia công lỗ sâu

của UAD so với CD.

Để khẳng định tính ưu việt của UAD so với CD trong khoan lỗ sâu, đặc biệt là trên

vật liệu dẻo cũng như tính ứng dụng của công nghệ này trong thực tiễn, phần tiếp theo

sẽ phân tích đánh giá khả năng gia công của UAD và CD trong điều kiện lượng tiến dao

được duy trì không đổi trong mỗi thí nghiệm.

100

4.4 Một số ưu việt của UAD khi khoan lỗ sâu với tốc độ tiến dao không đổi

Như đã trình bày ở mục 4.3, ưu điểm của UAD so với CD trong điều kiện lực tiến

dao bằng hằng số đã được khẳng định thông qua 04 chỉ tiêu: tốc độ tiến dao; độ sâu lỗ

đạt được; mô men và nhiệt độ khi khoan.

Mục này sẽ tiếp tục trình bày nghiên cứu thực nghiệm nhằm đánh giá hiệu quả của

UAD so với CD trong điều kiện cùng tốc độ cắt và lượng tiến dao. Hai chỉ tiêu chính

được đánh giá và so sánh gồm mô men cắt và độ sâu an toàn của lỗ khoan.

4.4.1 Lực dọc trục và mô men khi khoan

Hình 4.21 mô tả sự thay đổi theo xu hướng tăng của lực dọc trục và mô men khi

độ sâu lỗ khoan tăng, trong đó độ sâu lỗ khoan được biểu diễn bằng tỉ số L/D. Lực dọc

trục và mô men được phân tích như sau:

+ Tổng lực dọc trục (F) = lực cắt dọc trục (FCUT) + lực dọc trục thoát phoi (FCE)

(a)

(b)

Hình 4.21 Lực dọc trục và mô men khi khoan thường (a) và khi khoan có rung trợ giúp (b)

+ Tổng mô men (T) = mô men cắt (TCUT) + mô men thoát phoi (TCE)

Như có thể thấy trên hình 4.21, lực dọc trục (hình 4.21a) và mô men (hình 4.21b)

chỉ có giá trị tương đối ổn định trong phạm vi L/D <2. Khi độ sâu lỗ khoan tăng, cả tổng

lực dọc trục và tổng mô men bắt đầu tăng lên. Lực dọc trục thoát phoi (FCE) lớn hơn

nhiều lần so với lực cắt theo chiều dọc trục (FCUT). Mô men thoát phoi (TCE) cũng lớn

hơn nhiều lần so với mô men cắt (TCUT).

101

Để dễ so sánh, cả tín hiệu lực dọc trục và mô men đều được chuẩn hóa bằng cách

chia cho thành phần cắt tương ứng. Hình 4.22 mô tả mô men và lực dọc trục đã được

chuẩn hóa trong CD (hình 4.22a) và UAD (hình 4.22b). Có thể thấy, khi độ sâu lỗ khoan

tăng, lực dọc trục tăng ít nhất gấp hai lần so với lực cắt dọc trục trong cả hai trường hợp

CD và UAD. Tuy nhiên, mô men nhanh chóng tăng khoảng 11 lần so với mô men cắt

trong CD và 10 lần trong UAD. Hiện tượng này sẽ được lưu ý rằng mô men tăng quá

(a)

(b)

Hình 4.22 Chuẩn hóa lực dọc trục và mô men: khoan thường (a), khoan có rung trợ giúp (b)

mức cho phép là lý do chính làm gãy mũi khoan.

Hình 4.23a mô tả một ví dụ về trường hợp mũi khoan bị gãy. Tại thời điểm mũi

khoan gãy, tín hiệu của lực dọc trục và mô men lập tức rơi thẳng đứng xuống điểm có

giá trị bằng 0. Độ sâu nguy hiểm (độ sâu tới hạn) được xác định là độ sâu mà tại đó giá

(a)

(b)

Hình 4.23 Lực dọc trục và mô men khi mũi khoan gãy (a) và định nghĩa độ sâu tới hạn (b)

trị mô men vượt quá mức cho phép làm gãy mũi khoan.

102

Như có thể thấy trên hình 4.23a, tổng mô men tại thời điểm mũi khoan gãy là

334,89 Ncm, cao hơn 21,2 lần mô men cắt (15,79 Ncm). Tuy nhiên, tổng lực dọc trục

tại thời điểm này là 490,35 N, chỉ cao hơn 2,9 lần so với lực cắt dọc trục (152,41 N).

Ngoài ra, trước khi mũi khoan gãy (từ L/D> 8), tín hiệu mô men tăng dần trong khi lực

dọc trục vẫn ương đối ổn định. Từ quan sát thực tế này, độ sâu tới hạn được xác định

dựa trên các giá trị của mô men thay cho lực dọc trục. Giá trị mô men tại thời điểm mũi

khoan gãy đã được thu thập từ các thí nghiệm dao động từ 330 đến 370 Ncm.

Một hệ số an toàn bằng 5 đã được chọn trong nghiên cứu này, làm giá trị ngưỡng

cho phép của mô men, Ta = 70 Ncm. Độ sâu an toàn (LMAX) sau đó được xác định như

mô tả trên hình 4.23b. Tỉ số L/D nhỏ nhất trong đó tổng mô men đạt giá trị ngưỡng 70

Ncm được lấy là độ sâu an toàn của quá trình khoan. Tất cả các dữ liệu thu được trong

các thí nghiệm theo kế hoạch sẽ được phân tích để làm rõ hiệu quả của UAD.

4.4.2 Mô men cắt khi khoan

Mô men cắt lấy từ các thí nghiệm khoan thường (TCUT_CD) và khoan có trợ giúp

của rung động siêu âm (TCUT_UAD), được thống kê trong bảng 4.5 và sử dụng để thực

Bảng 4.5 Giá trị mô men cắt

S F (mm/v) (v/ph) 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250 1000 0,05 0,085 1000 1500 0,05 0,085 1500 1250 0,05 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

F S (mm/v) (v/ph) 1000 0,05 0,085 1000 0,05 1500 0,085 1500 0,05 1250 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250 1000 0,05 0,085 1000 0,05 1500 0,085 1500 1250 0,05

TCUT_CD (Ncm) 10,86 21,34 12,08 17,29 11,17 17,87 16,10 15,16 16,69 11,44 24,49 13,19 18,58 10,96

TCUT_UAD (Ncm) 9,56 20,71 7,40 13,51 6,78 14,14 13,98 12,20 11,18 9,69 18,65 9,10 12,44 7,17

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27

TCUT_CD (Ncm) 18,76 17,19 16,09 16,05 12,09 22,13 13,38 16,98 11,61 17,74 18,34 14,24 15,48

TCUT_UAD (Ncm) 10,53 15,03 10,81 11,65 7,75 20,38 9,48 13,86 6,53 12,89 15,58 10,39 12,32

hiện nghiên cứu so sánh.

103

Mục tiêu của các thí nghiệm nhằm đánh giá hiệu quả của rung siêu âm trợ giúp

đến mô men cắt. So sánh mô men cắt được thực hiện bởi phép so sánh theo cặp (Paired-

t test). Sau đó, phân tích bề mặt đáp ứng được thực hiện để mô tả mối quan hệ giữa mô

men cắt và các thông số gia công cho cả CD và UAD.

Phép so sánh theo cặp được thực hiện để xác định mô men cắt trong CD có lớn

hơn UAD hay không và được thực hiện với giả thuyết được phát biểu như sau:

Mô men cắt trung bình trong CD lớn hơn so với UAD, giả thuyết này có thể được

biểu diễn như sau:

Trong đó μd là sai khác trung bình của mô men cắt giữa CD và UAD. Kết quả của

Bảng 4. 6 Kết quả so sánh mô men cắt theo cặp

phép so sánh được thể hiện trong bảng 4.6

TCUT_CD TCUT_UAD Difference SEMean 0,689 0,736 0,320 StDev 3,578 3,825 1,662

Paired T for TCUT_CD – TCUT_UAD Mean N 15,826 27 11,989 27 3,837 27 95% CI for mean difference: (3.179; 4.494) T-Test of mean difference = 0 (vs not = 0): T-Value = 11.99, P-Value = 0.000

Với độ tin cậy (95%) cho sự khác biệt trung bình giữa hai tập CD và UAD, cho

thấy sự khác biệt giữa chúng. Giá trị p nhỏ (p = 0,000) tiếp tục cho thấy dữ liệu không

phù hợp với giả thuyết H0 tức là hai tập dữ liệu không bằng nhau. Cụ thể, mô men cắt

CD (trung bình = 15,826 Ncm) lớn hơn mô men cắt UAD (trung bình = 11,989 Ncm)

cho tất cả các điều kiện cắt tương tự. Chênh lệch trung bình là 3,837 Ncm, khoảng 25%

trung bình của mô men cắt CD. Nói cách khác, áp dụng UAD có thể giảm mô men cắt

trung bình 25%.

Dữ liệu trong bảng 4.5 sau đó được phân tích bằng phương pháp bề mặt đáp ứng.

Hình 4.24 mô tả các đường đồng mức của mô men cắt được biểu diễn như một hàm của

tốc độ cắt và lượng tiến dao cho CD (hình 4.24a) và UAD (hình 4.24b).

104

(a)

(b)

Hình 4.24 Ảnh hưởng của tốc độ cắt và lượng tiến dao đến mô men cắt khi khoan thường (a)

và khoan có rung trợ giúp (b)

Như có thể thấy trên hình 4.24a, mô men cắt trong CD gần như độc lập với tốc độ

cắt và tăng tương đối tuyến tính với lượng tiến dao. Tốc độ tiến dao lớn hơn tương ứng

với mô men cắt lớn hơn. Quan sát này đồng nghĩa với sự phụ thuộc rõ ràng của mô men

cắt vào lượng tiến dao, như được trình bày trong các sách giáo khoa và sổ tay tra cứu.

Tuy nhiên, trên hình 4.24b, mô men cắt phụ thuộc vào cả tốc độ cắt và lượng tiến dao.

Điều này cho phép có thể khoan với trợ giúp của siêu âm ở tốc độ cắt và lượng tiến dao

lớn hơn trong khi mô men cắt thấp bằng mô men cắt trong khoan thường với lượng tiến

dao thấp hơn. Tuy nhiên, lợi ích này không có giá trị thực tế, vì việc giảm mô men cắt

ở UAD so với CD là không đáng kể (khoảng 3 Ncm), như đã được trình bày ở trên. Khía

cạnh quan trọng nhất của UAD so với CD là giảm mô men thoát phoi ở độ sâu lỗ khoan

lớn hơn, sẽ được trình bày trong mục tiếp theo.

4.4.3 Độ sâu an toàn của lỗ khoan

Độ sâu an toàn được xác định là độ sâu tại điểm có giá trị tổng mô men thấp hơn

giá trị mô men nguy hiểm. Giá trị mô men nguy hiểm được xác định từ điều kiện gãy

khi khoan trên cùng hệ thống thí nghiệm của các mũi khoan cùng chủng loại được sử

dụng trong nghiên cứu này.

Do mô men thoát phoi phụ thuộc vào độ sâu lỗ khoan, việc giảm mô men thoát

phoi sẽ được phân tích kỹ bởi giá trị trung bình của độ sâu an toàn, như đã được đề xuất.

105

Bảng 4.7 thống kê giá trị độ sâu an toàn (Lmax) đạt được được trong các thí nghiệm của

Bảng 4.7 Độ sâu an toàn (LMAX) đạt được

F S (v/ph) (mm/v) 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250 0,05 1000 0,085 1000 0,05 1500 0,085 1500 1250 0,05 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

S F (v/ph) (mm/v) 0,05 1000 0,085 1000 1500 0,05 0,085 1500 0,05 1250 0,085 1250 0,065 1000 0,065 1500 0,065 1250 0,05 1000 0,085 1000 1500 0,05 0,085 1500 1250 0,05

LMAX_CD (mm) 6,849 8,074 6,615 6,146 5,582 5,580 4,700 6,173 4,744 6,749 7,394 4,649 5,410 6,749

LMAX_UAD (mm) 5,582 9,547 8,215 6,883 6,182 5,523 10 5,523 8,658 8,982 10 7,482 5,466 5,916

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27

LMAX_CD (mm) 5,240 4,830 6,953 5,134 9,316 7,280 6,582 5,523 4,982 5,467 8,037 4,570 4,830

LMAX_UAD (mm) 10 10 7,083 5,509 5,682 10 7,482 4,730 7,882 10 3,140 8,773 8,568

CD và UAD.

Số liệu được trình bày trong bảng 4.7 sau đó được phân tích bằng phương pháp bề

mặt đáp ứng. Hình 4.25 mô tả các đường đồng mức của độ sâu an toàn, LMAX như một

(a)

(b)

Hình 4.25 Ảnh hưởng của tốc độ cắt và lượng tiến dao đến độ sâu tới hạn

hàm của tốc độ cắt và lượng tiến dao cho CD (hình 4.25a) và cho UAD (hình 4.25b).

Nhìn chung, độ sâu an toàn thu được từ các thí nghiệm với CD dao động từ 5,2

đến 6,8 lần đường kính lỗ, giá trị này với UAD dao động từ 6 đến 9,5 lần. Nói cách

khác, độ sâu an toàn có thể đạt được ở UAD cao gấp 1,4 lần so với CD. Độ sâu an toàn

106

lớn nhất có thể đạt được trong CD là 6,8 lần đường kính lỗ, ở tốc độ cắt khoảng 1000

v/ph và lượng tiến dao khoảng 0.085 mm/v trong khi độ sâu tương tự có thể đạt được ở

tốc độ cắt 1500 v/ph và lượng tiến dao là 0,085 mm/v trong UAD. Điều này có nghĩa

rằng với cùng độ sâu yêu cầu, UAD được thực hiện với tốc độ cắt và lượng tiến dao lớn

hơn, đồng nghĩa với năng suất cắt cao hơn. Ngoài ra, như thể hiện trong hình 4.25b, với

lượng tiến dao từ 0,75 mm/v đến 0,85 mm/v và tốc độ cắt từ 1000 v/ph đến 1100 v/ph,

lỗ có thể được khoan an toàn với sâu khoảng 9,5 lần (cao hơn nhiều lần) so với đường

kính của lỗ. Đây là ưu điểm quan trọng nhất của UAD so với CD. Việc giảm mô men

cắt khi áp dụng UAD đã được tìm thấy trong một số nghiên cứu trước đây. Tuy nhiên,

việc giảm mô men thoát phoi, dẫn đến việc giảm tổng mô men và do đó UAD có thể tạo

ra các lỗ sâu hơn với độ an toàn cao hơn chưa được tìm thấy khi phân tích trong các

công bố trước đây. Giải pháp khoan có trợ giúp của rung động siêu âm cũng có thể được

kết hợp đồng thời với một số giải pháp khác như tạo rãnh bẻ phoi trên mặt trước hoặc

khoan gián đoạn để cải thiện hơn nữa quá trình khoan lỗ sâu.

4.5 Lựa chọn bộ thông số gia công

Trong gia công bằng khoan, một số thông số đầu vào của quá trình thường được

tối ưu hóa như tốc độ cắt, lượng tiến dao, loại vật liệu của dụng cụ, thông số hình học

của dụng cụ, chế độ bôi trơn làm nguội, loại dung dịch trơn nguội v.v. Một số tiêu chí

đầu ra như mô men, lực dọc trục, nhiệt cắt, chất lượng lỗ khoan, năng suất gia công, tuổi

bền dụng cụ v.v.

Trong nghiên cứu này, bộ 03 thông số đầu vào được chọn gồm: tốc độ cắt, lượng

tiến dao và biên độ rung để tối ưu hóa cho 04 thông số đầu ra đồng thời gồm: mô men

cắt, lực cắt theo chiều dọc trục, mô men lớn nhất và lực cắt theo chiều dọc trục lớn nhất

xảy ra do hiện tượng kẹt phoi. Hình 4.26, mô tả cách lấy các giá trị của 04 thông số đầu

ra tương ứng với các thành phần của lực dọc trục và mô men.

Mục đích của việc tìm bộ thông số hợp lí trong khoảng khảo sát là:

 Tìm chế độ cắt có mô men cắt (TCUT) và lực cắt theo chiều dọc trục (FCUT) nhỏ

nhất nhằm đưa ra lời khuyên công nghệ khi khoan các lỗ có tỉ số L/D < 5 (ở độ sâu

này hiện tượng kẹt phoi ít khi xảy ra).

107

 Tìm chế độ cắt ít xảy ra hiện tượng kẹt phoi: mô men do kẹt phoi (TMax) và lực cắt

theo chiều dọc trục do kẹt phoi (FMAX) có giá trị nhỏ nhất, nhằm đưa ra lời khuyên

công nghệ khi khoan các lỗ sâu có tỉ số L/D > 10. Trong đó, TMAX được tìm có ý

nghĩa trong việc giảm thiểu khả năng gãy mũi khoan. Lực dọc trục quyết định đến

kích thước của ba via ở cuối lỗ khoan, vì vậy tìm chế độ cắt có giá trị FMAX nhỏ

Hình 4.26 Sự thay đổi của lực dọc trục và mô men khi khoan

nhất còn có ý nghĩa lớn trong sản xuất tinh gọn.

Sử dụng phần mềm Minitab18 để thiết kế và phân tích dữ liệu theo quy hoạch thực

nghiệm Taguchi L27, các thông số chính trong qui hoạch được cho trong bảng 4.8, trong

đó mức biên độ rung 0% tương ứng với chế độ khoan thường (CD), mức 100% tương

Bảng 4. 8 Các thông số thí nghiệm

ứng với chế độ khoan có rung trợ giúp với biên độ rung A≈15µm.

Các thông số

Tốc độ cắt, S (v/ph) Lượng tiến dao, F (mm/v) Biên độ rung, A (%) Các mức Mức 1 Mức 2 Mức 3 1500 1250 1000 0,085 0,065 0,05 100 50 0

Gần đây, nhiều nghiên cứu đã tối ưu hóa thành công đồng thời nhiều chỉ tiêu đầu

ra của quá trình khoan bằng phương pháp Taguchi dựa trên phân tích quan hệ xám

(Taguchi based on Grey Relational Analysis) trên nhiều loại vật liệu khác nhau. Nihat

Tosun (2005) [123], tối ưu hóa bộ 04 thông số đầu vào gồm loại vật liệu của mũi khoan,

tốc độ cắt, lượng tiến dao và góc đỉnh mũi khoan cho đồng thời 02 chỉ tiêu đầu ra là

108

nhám bề mặt (Ra) và kích thước chiều cao bavia khi khoan thép AISI 4140. A. Noorul

Haq và cộng sự (2007) [124], tối ưu hóa bộ 03 thông số đầu vào gồm tốc độ cắt, lượng

tiến dao và góc đỉnh mũi khoan cho đồng thời 03 chỉ tiêu đầu ra là nhám bề mặt (Ra),

lực cắt và mô men khi khoan hợp kim nhôm LM25. Pandey R.K và Panda S.S (2015)

[125], tối ưu hóa bộ 02 thông số đầu vào gồm tốc độ cắt và lượng tiến dao cho đồng thời

03 chỉ tiêu đầu ra gồm nhiệt cắt, lực cắt và độ nhám bề mặt (Ra) khi khoan xương động

vật. Gallih Bagus W và cộng sự (2016) [126], tối ưu hóa bộ 04 thông số đầu vào gồm

tốc độ cắt, lượng tiến dao, góc đỉnh mũi khoan và vật liệu mũi khoan cho đồng thời 03

chỉ tiêu đầu ra gồm lực dọc trục, nhám bề mặt và độ tròn của lỗ khi khoan vật liệu

Composite GFRP v.v.

Phân tích quan hệ xám (Grey relational analysis GRA) sử dụng một khái niệm

thông tin tuyệt đối, xác định các tình huống không có thông tin (0 hoặc màu đen) và có

thông tin (1 hoặc màu trắng). Trong thực tế, các quan hệ kiểu này không tồn tại mà

thường gặp các tình huống giữa 2 trạng thái và được mô tả là xám hoặc mờ. Tối ưu một

mục tiêu là tối ưu tuyệt đối (nghiệm duy nhất), chỉ tiêu được chọn là tốt nhất (tối ưu)

còn các chỉ tiêu khác không được xét đến. Trong tối ưu đa mục tiêu, nghiệm là một tập

hợp nghiệm tối ưu do đó không thể đáp ứng tốt nhất cho tất cả các chỉ tiêu, mỗi chỉ tiêu

chỉ nhận được giá trị nằm trong khoảng [0-1] được gọi là “tối ưu hóa xám”. Tối ưu hóa

dựa trên phân tích quan hệ xám (Grey relational analysis based optimization - GRAO)

được thực hiện theo hai bước: 1) xác định hệ số xám và phân tích quan hệ xám; 2) tối

ưu hóa (tìm hệ số xám lớn nhất).

Trong phân tích kết hợp Taguchi - GRA, một cấp quan hệ xám thu được sử dụng

để đánh giá đồng thời các kết quả đầu ra. Điều này đã biến bài toán tối ưu hóa nhiều đặc

tính phức tạp thành tối ưu hóa cấp quan hệ xám duy nhất.

Tối ưu hóa bằng phương pháp Taguchi – GRA được thực hiện theo 04 bước:

1) Xử lí dữ liệu: do các số liệu đo được có thứ nguyên, miền giới hạn và chiều biến

thiên khác nhau vì vậy trong bước này, các kết quả đầu ra của mỗi thí nghiệm được

chuẩn hóa nhằm đưa các số liệu đo về cùng một chuẩn có thể so sánh với nhau. Sau khi

chuẩn hóa, số liệu không còn thứ nguyên và được giới hạn trong khoảng [0, 1].

109

Nếu giá trị mục tiêu của dữ liệu gốc là “lớn hơn là tốt hơn” thì dữ liệu ban đầu được

chuẩn hóa theo công thức:

(4.11)

Trong đó: : dữ liệu sau chuẩn hóa

: dữ liệu gốc

: trị số lớn nhất của

: trị số nhỏ nhất của

i = 1,2…,m với m là tổng số thí nghiệm

k = 1,2…,n với n là tổng số đặc trưng được khảo sát.

Nếu giá trị mục tiêu của dữ liệu gốc là “bé hơn là tốt hơn” thì dữ liệu ban đầu được

chuẩn hóa theo công thức:

(4.12)

Nếu giá trị mục tiêu của dữ liệu gốc là “giá trị tiêu chuẩn là tốt nhất” thì dữ liệu ban

đầu được chuẩn hóa theo công thức:

(4.13)

Trong đó: OB là giá trị tiêu chuẩn

Kết quả thực nghiệm được thống kê trong bảng 4.9. Trong nghiên cứu này tỷ số

S/N của các kết quả đầu ra được tính cho trường hợp bé hơn là tốt hơn. Tỉ số S/N của

các kết quả đầu ra và chuẩn hóa tỉ số S/N trong khoảng [0-1] được thống kê trong bảng

4.10.

110

Bảng 4. 9 Kết quả thực nghiệm

TCUT (N.cm) 12,09

A (%) 0

S (v/ph) 1000

F (mm/v) 0,05

TMAX (N.cm) 106,99

FCUT (N) 116,37

FMAX (N) 172,98

11,4

0,05

1000

66,22

74,03

164,08

9,29

100

0,05

1000

35,32

69,38

145,97

15,79

0,065

1000

143,32

142,68

204,1

13,98

0,065

1000

104,46

154,92

51,23

12,28

100

0,065

1000

83,13

152,23

34,01

22,58

0,085

1000

115,37

188,88

269,53

20,38

0,085

1000

112,74

160,08

58,25

18,65

100

0,085

1000

101,02

146,71

52,45

11,54

0,05

1250

107,94

134,05

184,03

6,1

0,05

1250

91,98

153,88

35,58

6,5

100

0,05

1250

70,26

129,23

36,31

0,065

1250

12,46

112,65

185,61

270,55

9,39

0,065

1250

84,84

159,3

66,01

10,5

100

0,065

1250

76,68

161,39

42,26

15,27

0,085

1250

116,39

191,64

268,12

10,53

0,085

1250

106,17

215,35

57,54

13,30

100

0,085

1250

116,87

171,16

27,83

13,19

0,05

1500

127,24

131,34

286,69

9,06

0,05

1500

84,17

153,93

99,59

7,4

100

0,05

1500

70,91

163,8

81,06

13,85

0,065

1500

148,63

195,89

129,9

12,18

0,065

1500

80,07

168,73

58,93

10,73

100

0,065

1500

74,53

146,95

42,74

18,58

0,085

1500

222,49

294,92

120,7

13,08

0,085

1500

116,62

239,17

65,76

12,61

100

0,085

1500

116,9

197,03

57,88

111

Bảng 4. 10 Tỉ số S/N của các chỉ tiêu và chuẩn hóa trong khoảng [0-1]

Tỉ số S/N của các chỉ tiêu

Chuẩn hóa tỉ số S/N

TCUT

TMAX

FCUT

FMAX

TCUT

TMAX

FCUT

FMAX

-21,649

-40,587

-41,317

-44,760

0,477

0,178

0,556

0,647

-21,138

-36,421

-37,388

-44,301

0,522

0,471

0,944

0,711

-19,360

-30,962

-36,825

-43,285

0,679

0,854

1,000

0,852

-23,968

-43,126

-43,087

-46,197

0,273

0,000

0,381

0,446

-22,910

-34,190

-40,379

-43,802

0,366

0,628

0,649

0,780

-21,784

-30,634

-38,396

-43,650

0,465

0,878

0,845

0,801

-27,074

-41,242

-45,524

-48,612

0,000

0,132

0,141

0,109

-26,184

-35,306

-41,042

-44,087

0,078

0,549

0,583

0,741

-25,414

-34,396

-40,088

-43,329

0,146

0,613

0,678

0,846

-21,244

-40,664

-42,545

-45,298

0,513

0,173

0,435

0,572

-15,707

-31,025

-39,274

-43,744

1,000

0,850

0,758

0,788

-16,258

-31,203

-36,935

-42,227

0,951

0,838

0,989

1,000

-21,910

-41,035

-45,372

-48,645

0,454

0,147

0,156

0,105

-19,453

-36,393

-38,573

-44,044

0,670

0,473

0,827

0,746

-20,424

-32,520

-37,694

-44,158

0,585

0,745

0,914

0,731

-23,677

-41,318

-45,650

-48,567

0,299

0,127

0,128

0,115

-20,449

-35,201

-40,520

-46,663

0,583

0,557

0,635

0,381

-22,479

-28,891

-41,354

-44,668

0,404

1,000

0,553

0,659

-22,405

-42,092

-42,368

-49,148

0,411

0,073

0,452

0,034

-19,143

-39,965

-38,504

-43,746

0,698

0,222

0,834

0,788

-17,385

-38,177

-37,015

-44,286

0,852

0,348

0,981

0,713

-22,829

-42,272

-43,442

-45,840

0,373

0,060

0,346

0,496

-21,713

-35,407

-38,069

-44,544

0,472

0,542

0,877

0,677

-20,612

-32,619

-37,447

-43,343

0,568

0,738

0,939

0,844

-25,381

-41,634

-46,946

-49,394

0,149

0,105

0,000

-22,332

-36,360

-41,335

-47,574

0,417

0,475

0,554

0,254

-22,014

-35,252

-41,356

-45,891

0,445

0,553

0,552

0,489

112

2) Xác định hệ số quan hệ xám (Grey Relational Coefficient - GRC): hệ số quan hệ

xám thể hiện khoảng cách giữa giá trị chuẩn đang xét và giá trị lí tưởng (kết quả tốt

nhất). Hệ số quan hệ xám tính theo công thức:

với (4.14)

Trong đó:

: độ sai lệch của dãy tham chiếu với dãy

: hệ số phân biệt, , nghiên cứu thực nghiệm thường chọn = 0.5

3) Xác định cấp quan hệ xám: cấp quan hệ xám (độ xám – Grey Relation Grate) là một

trọng số tổng của các hệ số quan hệ xám và được xác định theo công thức:

(4.15)

Với là trọng số của các đặc trưng thứ k và

Việc lựa chọn Wk phụ thuộc vào mức độ quan tâm của các đặc trưng đối với từng

bài toán tối ưu cụ thể. Thông thường trị số được chọn Wk = 0,25.

Hệ số quan hệ xám và độ xám (cấp quan hệ xám) trung bình của các kết quả đầu

ra được thống kê trong bảng 4.11.

Các kết quả độ xám trung bình của 27 thí nghiệm trong bảng 4.11 được mô tả trên

biểu đồ hình 4.27a. Sử dụng phần mềm Minitab có được bảng kết quả đánh giá và xếp

hạng thứ tự ảnh hưởng của các thông số gia công đến độ xám trung bình trong bảng

4.12.

113

Bảng 4. 11 Hệ số quan hệ xám và độ xám trung bình

Độ xám TB

Xếp hạng

Hệ số quan hệ xám

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27

TCUT 0,489 0,511 0,609 0,408 0,441 0,483 0,333 0,352 0,369 0,507 1,000 0,912 0,478 0,603 0,546 0,416 0,545 0,456 0,459 0,623 0,772 0,444 0,486 0,537 0,370 0,462 0,474

TMAX 0,378 0,486 0,775 0,333 0,573 0,803 0,366 0,526 0,564 0,377 0,769 0,755 0,370 0,487 0,662 0,364 0,530 1,000 0,350 0,391 0,434 0,347 0,522 0,656 0,358 0,488 0,528

FCUT 0,530 0,900 1,000 0,447 0,587 0,763 0,368 0,545 0,608 0,469 0,674 0,979 0,372 0,743 0,853 0,364 0,578 0,528 0,477 0,751 0,964 0,433 0,803 0,891 0,333 0,529 0,528

FMAX 0,586 0,633 0,772 0,474 0,695 0,716 0,359 0,658 0,765 0,539 0,703 1,000 0,358 0,664 0,650 0,361 0,447 0,595 0,341 0,702 0,635 0,498 0,607 0,762 0,333 0,401 0,494

0,496 0,633 0,789 0,416 0,574 0,691 0,357 0,520 0,576 0,473 0,786 0,911 0,394 0,624 0,678 0,377 0,525 0,645 0,407 0,617 0,701 0,431 0,605 0,712 0,349 0,470 0,506

18 9 2 22 14 6 26 16 13 19 3 1 24 10 7 25 15 8 23 11 5 21 12 4 27 20 17

Bảng 4. 12 Mức độ ảnh hưởng của các thông số gia công đến độ xám

Thông số

Mức

1 2 3 Delta Thứ tự ảnh hưởng

Tốc độ cắt 0,5613 0,6015* 0,5329 0,0685 3

Biên độ rung 0,4109 0,5949 0,6899* 0,2791 1

Lượng tiến dao 0,6459* 0,5694 0,4805 0,1654 2 Độ xám trung bình: 0.565

114

Thứ tự ảnh hưởng của các thông số gia công đến độ xám trong bảng 4.12 cho thấy,

biên độ rung có ảnh hưởng lớn nhất, lượng tiến dao có thứ tự ảnh hưởng thứ hai, tốc độ

cắt có thứ tự ảnh hưởng thứ ba. Ảnh hưởng của các mức thông số đến độ xám trung bình

(a)

(b)

Hình 4.27 Biểu đồ độ xám trung bình (a) và ảnh hưởng của thông số vào đến độ xám (b)

được mô tả trên biểu đồ hình 4.27b.

Dựa vào đồ thị 4.27b có thể phân tích, đánh giá ảnh hưởng của các mức thông số

gia công đến độ xám trung bình như sau: độ xám trung bình tăng và giảm gần tuân theo

qui luật bậc nhất với biên độ rung và lượng tiến dao tương ứng. Điều này đồng nghĩa

với, lực dọc trục và mô men giảm khi biên độ rung tăng và lượng tiến dao giảm. Tốc độ

cắt không ảnh hưởng đáng kể đến lực dọc trục và mô men khi khoan.

Các kết quả trên cũng tương tự kết luận trong một số các công bố về UAD khi

khoan vật liệu hợp kim nhôm như: kết luận trong công bố của S. Amini và cộng sự

(2012) [20] khi khoan hợp kim nhôm Al2024 và cũng của nhóm tác giả trên khi khoan

hợp kim nhôm Al20254-T6 [25], kết luận của Simon S.F. Chang, Gary M. Bone (2005)

[39] khi khoan hợp kim nhôm Al100, kết luận của Xiaofeng Li và cộng sự (2016) [48]

khi khoan hợp kim nhôm Al7075 v.v.

Từ đồ thị ảnh hưởng của các thông số gia công đến độ xám trung bình cho thấy,

mức chênh lệch độ xám trung bình trong khoảng từ 0,53 đến 0,6 (khoảng 11%) khi thay

đổi tốc độ cắt. Tuy nhiên, mức chênh lệch này là đáng kể khi thay đổi biên độ rung và

lượng tiến dao. Theo đó độ xám thay đổi trong khoảng từ 0,41 đến 0,69 (khoảng 40,5%)

tương ứng với mức biên độ 0% và mức 100%, độ xám trung bình thay đổi trong khoảng

từ 0,48 đến 0,64 (khoảng 25%) khi thay đổi lượng tiến dao.

115

Trên biểu đồ hình 4.27, các kí hiệu S1, S2, S3 và F1, F2, F3 tương ứng với 3 mức

của tốc độ cắt S (v/ph) và lượng tiến dao F (mm/v). Quan sát cho thấy, độ xám trung

bình trong tất cả các thí nghiệm khoan có rung trợ giúp đều lớn hơn so với khoan thường

ở cùng một chế độ cắt. Tương tự như vậy, các thí nghiệm có biên độ rung 100% có độ

xám trung bình lớn hơn các thí nghiệm có biên độ rung 50%. Điều này đồng nghĩa với

việc tăng biên độ rung, cả lực dọc trục và mô men đều giảm.

Quan sát biểu đồ 4.27 và bảng 4.11 cho thấy, độ xám trung bình lớn nhất là 0,911

ở tốc độ cắt 1250 v/ph, lượng tiến dao 0,085 mm/v và biên độ rung lớn nhất trong khoảng

khảo sát (A=15µm). Chế độ cắt có độ xám trung bình lớn nhất khi khoan thường là

0,496 ở tốc độ cắt 1000 v/ph và lượng tiến dao 0,05 mm/v. Chế độ cắt có độ xám trung

bình nhỏ nhất là 0,506 khi khoan có rung trợ giúp với biên độ rung lớn nhất ở tốc độ cắt

1500 v/ph và 0,085 mm/v. Từ quan sát này cho thấy, UAD cho phép tăng năng suất gia

công lên gấp 2,55 lần so với CD trong khi lực dọc trục và mô men là tương đương nhau.

4) Tối ưu hóa bằng phương pháp Taguchi dựa trên cấp quan hệ xám: trị số tối ưu của

cấp quan hệ xám là chỉ số của các kết quả đầu ra và những thông số ảnh hưởng mạnh

được sử dụng để tính toán. Cấp quan hệ xám tối ưu ( ) được xác định theo công thức:

(4.16)

Trong đó: : giá trị trung bình của cấp quan hệ xám

: giá trị trung bình của cấp quan hệ xám ở trạng thái tối ưu

: là số lượng các thông số ảnh hưởng mạnh đến các kết quả đầu ra.

Kết quả tính theo công thức (3.16) thu được cấp quan hệ xám tối ưu:

= 0,565 + (0,6899 - 0,565) + (0,6459 - 0,565) + (0,6015 – 0,565) = 0,8073

Tiếp theo, thực nghiệm kiểm chứng sẽ được tiến hành ở mức tối ưu của các thông

số đầu vào để xác minh kết quả dự đoán. Theo kết quả ở bước 3, mức thông số đầu vào

tối ưu là S2F1A3, tương ứng với tốc độ cắt 1250 v/ph, lượng tiến dao 0,05 mm/v và biên

độ rung A=15µm. Bảng 4.13 thống kê các kết quả thực nghiệm kiểm chứng.

116

Bảng 4. 13 Bảng kết quả thực nghiệm

Bộ thông số tối ưu

Chỉ tiêu

Dự đoán S2F1A3

0,8073

Bộ thông số tốt nhất khi khoan thường S1F1A1 12,09 106,99 116,37 172,98 0,496 Thực nghiệm S2F1A3 6,5 36,319 70,267 129,23 0,911

TCUT (N.cm) TMAX (N.cm) FCUT (N) FMAX (N) GRG Mức độ cải thiện GRG 0,104

Bảng 4.13 cho thấy, độ xám trung bình là 0.911 ở kết quả thực nghiệm đã cải thiện

hơn 10% so với kết quả dự đoán là 0.8073. Từ các kết quả trên có thể kết luận, phương

pháp Taguchi dựa trên phân tích quan hệ xám là công cụ rất hữu ích để dự đoán chế độ

gia công hợp lí trong khoan có trợ giúp của rung động siêu âm.

Kết luận chương 4

Chương này đã trình bày các kết quả nghiên cứu thực nghiệm nhằm so sánh, đánh

giá khả năng gia công giữa khoan có trợ giúp của rung động siêu âm (UAD) và khoan

truyền thống (CD).

Nhiều ưu điểm của UAD so với CD được tái khẳng định trên vật liệu Al-6061 như:

giảm mô men cắt, giảm lực dọc trục, giảm nhiệt cắt và tăng năng suất gia công. Hơn

nữa, đóng góp mới của nghiên cứu này so với các nghiên cứu trước đây là, đã chỉ ra và

chứng minh được ưu điểm có ý nghĩa quan trọng của UAD so với CD đó là: giảm giá

trị mô men thoát phoi và giảm tốc độ tăng của thành phần này khi độ sâu lỗ khoan tăng.

Đã áp dụng thành công phương pháp Taguchi dựa trên phân tích quan hệ xám để

tìm ra chế độ khoan xảy ra hiện tượng kẹt phoi ít nhất. Kết quả phân tích cũng chỉ ra,

biên độ rung có ảnh hưởng lớn nhất đến lực dọc trục và mô men trong UAD.

Nhận định về mô hình mô tả mô men khi khoan lỗ sâu đã được sử dụng trong các

nghiên cứu trước, các kết quả của nghiên cứu này cho thấy: 1) chỉ thành phần mô men

thoát phoi mới có giá trị tăng theo qui luật hàm số mũ với độ sâu lỗ khoan; 2) khó so

sánh giá trị mô men thoát phoi bằng mô hình giữa hai quá trình khoan. Vì vậy cần phát

triển mô hình chính xác hơn các mô hình trước đây, đồng thời có thể dễ dàng so sánh

117

thành phần mô men thoát phoi giữa hai quá trình khoan Các kết quả thu được trong

chương này sẽ dùng làm cơ sở cho việc phát triển hoàn thiện mô hình mô tả mô men khi

khoan lỗ sâu ở chương 5.

118

Chương 5

PHÁT TRIỂN MÔ HÌNH MÔ TẢ MÔ MEN KHI KHOAN LỖ SÂU

5.1 Giới thiệu

Như đã trình bày trong chương 4, các kết quả nghiên cứu cho thấy, khoan có trợ

giúp của rung động siêu âm mang lại nhiều ưu việt so với khoan thường như năng suất

cắt cao hơn, độ sâu đạt được lớn hơn, mô men và lực dọc trục khi khoan nhỏ hơn, nhiệt

sinh ra thấp hơn. Trong đó, mô men khoan ở độ sâu lớn là thông số quan trọng và đặc

trưng nhất của khoan lỗ sâu. Để khái quát hóa và dự đoán được khả năng cải thiện khả

năng khoan lỗ sâu khi bổ sung rung động trợ giúp so với khoan thường, mô men sinh ra

khi khoan ở cả hai chế độ gia công này cần được mô hình hóa. Nội dung chương này sẽ

trình bày cách thức và kết quả phát triển mô hình mô tả quan hệ của mô men sinh ra khi

khoan như một hàm của tỷ số độ sâu lỗ khoan trên đường kính và các thông số gia công

gồm tốc độ cắt và lượng tiến dao.

Trước hết, một số mô hình mô men khi khoan lỗ sâu đã phát triển của các nghiên

cứu trước sẽ được tóm tắt, trên cơ sở đó, mô hình mới sẽ được đề xuất và xác định tham

số. Một số giải pháp hoàn thiện mô hình cũng được đề xuất, tạo cơ sở cho các nghiên

cứu tiếp sau.

5.2 Một số mô hình đã có

Như đã trình bày trong chương 2, mô hình mô tả lực, mô men thoát phoi, dự đoán

hiện tượng kẹt phoi và độ sâu tối đa khi khoan của Jeffrey C. Mellinger và cộng sự

(2002) [88] được coi là một trong số ít các nghiên cứu cơ sở, phân tích chi tiết về mô

men thoát phoi. Các thông tin mô tả mô hình dưới đây được trích dẫn từ tài liệu này.

Theo các tác giả, mô men tổng khi khoan lỗ sâu gồm hai thành phần sau (xem minh

họa trên hình 5.1):

(5.1)

Trong đó: mô men tổng Mtotal là tổng của mô men cắt Mcut và tích số của số rãnh thoát

phoi nf nhân với mô men thoát phoi M trên mỗi rãnh. Mô men cắt là thành phần không

119

đổi, phụ thuộc tốc độ cắt và chiều dày phoi thông qua các tham số phản ánh đặc tính

Hình 5.1 Các thành phần mô men khi khoan lỗ sâu Mellinger và cộng sự [88]

tương tác vật liệu gia công-dụng cụ.

Mô men thoát phoi M trên mỗi rãnh được xác định theo công thức sau:

(5.2)

Trong đó: R và D lần lượt là bán kính và đường kính của mũi khoan, µw là hệ số ma sát

giữa phoi và thành lỗ khoan, SW là chiều dài dây cung tiếp xúc giữa phoi và thành lỗ,

Fc(0) là giá trị lực đẩy ban đầu lên phoi tại độ sâu lỗ z=0; B và A0 là các tham số phụ

thuộc vật liệu gia công, kích thước tiết diện ngang của phoi và rãnh xoắn (xem minh họa

(a)

(b)

Hình 5.2 Sơ đồ xác định các tham số tính toán (a) và các yếu tố lực và kích thước của một phân

tố phoi (b), Mellinger và cộng sự [88]

trên hình 5.2).

120

Mô hình được phát triển từ việc phân tích trạng thái các phân tố phoi được tạo ra

và di chuyển trong rãnh xoắn, xét đến biến dạng của khối phoi, áp suất của phân tố phoi

lên rãnh xoắn và từ đó, các thành phần lực tác dụng lên phoi khi di chuyển để thoát ra

ngoài. Các tham số của mô hình được xác định bằng cách hồi quy dữ liệu thực nghiệm.

Các thí nghiệm được tiến hành trên hợp kim nhôm đúc 356-T6, mũi khoan có đường

kính 3,175 mm, rãnh xoắn 0, độ sâu lỗ có tỉ số L/D>10. Để xác định các tham số mô

hình (5.2), cần đo 6 kích thước hình học tiết diện ngang của rãnh xoắn, lựa chọn hệ số

biến dạng tương đối Poisson cho phoi rồi tiến hành hồi quy thực nghiệm xác định hệ số

ma sát w.

Mô hình sau đó được tiếp tục phát triển cho các mũi khoan tiêu chuẩn và mũi khoan

có rãnh pa-ra-bôn, góc nghiêng rãnh xoắn 25, các tham số được hồi quy theo dạng hàm

lô-ga của tốc độ quay và tốc độ tiến dao [89] dưới dạng:

(5.3)

Trong đó: w là hệ số ma sát của phoi với thành lỗ, ai (i=0÷3) là các hệ số hồi quy, f và

N lần lượt là tốc độ tiến dao và tốc độ quay của mũi khoan.

Mô hình do Mellinger và cộng sự phát triển cho hợp kim nhôm đúc sau đó được

ứng dụng cho khoan sâu trên xương động vật trong nghiên cứu của MacAvelia và cộng

sự (2012) [122]. Giá trị các tham số mô hình được xác định bằng hồi quy thực nghiệm

(a)

(b)

Hình 5.3 Mô men khi khoan xương: mô men thực (a) và mô men được xử lý làm trơn (b)

(MacAvelia và cộng sự [122])

khoan lỗ sâu L/D=3,5 mm; mũi khoan xoắn đường kính 2,7 mm.

121

Kết quả cho thấy từ độ sâu L/D=1,5, mô men khoan đã tăng nhanh. Sự biến động

bất quy luật của mô men thực (mô tả trên hình 5.3a) được làm trơn (hình 5.3b) bằng

cách sử dụng bộ lọc tần số thấp nhằm nhận được cường độ tăng liên tục của mô men

tổng. Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy mô hình mô men khoan hai thành phần của

Mellinger cũng có thể áp dụng hiệu quả cho khoan xương động vật.

Mặc dù cho phép mô tả mô men khoan và dự đoán độ sâu giới hạn theo tiêu chí

mô men tổng, nhưng mô hình của Mellinger và cộng sự cũng có nhược điểm là cần đo

và xác định nhiều thông số để hồi quy xác định tham số mô hình từ thực nghiệm. Do

vậy, Han và cộng sự (2018) [127] đã đề xuất mô hình cải tiến để xác định mô men thoát

phoi với chỉ hai thông số theo dạng sau:

(5.4)

Trong đó: Tch là mô men thoát phoi (chip evacuation torque), Ktch và Kth lần lượt là các

hệ số tính toán, được xác định bằng thực nghiệm, D là đường kính mũi khoan. Các thí

nghiệm được thực hiện bằng cách khoan lỗ sâu 100 mm trên hợp kim nhôm Al-6061

bằng mũi khoan xoắn đường kính 4 mm, được khoan dẫn hướng sâu 2mm, sử dụng bôi

trơn tưới tràn. Hai biến thí nghiệm ba mức là tốc độ quay 1000; 2000 và 3000 v/ph; tốc

độ tiến dao 0,1; 0,2 và 0,3 mm/v được thực hiện. Phần biến động của mô men được loại

bỏ bằng cách lấy mẫu (một giá trị đo) sau mỗi 1 mm độ sâu khoan được. Thực chất, mô

hình của Han và cộng sự là cách đơn giản hóa mô hình của Mellinger và cộng sự. Mô

hình vẫn có hai tham số cần xác định từ thực nghiệm, nhưng không cần đo 6 thông số

kích thước tiết diện rãnh thoát phoi và lựa chọn hệ số Poisson. Các thay đổi về thông số

rãnh thoát phoi và vật liệu gia công sẽ được phản ánh trực tiếp qua các hệ số Ktch và Kch.

Có thể thấy, mô hình của Mellinger được phát triển từ việc phân tích cơ chế thoát phoi,

sau đó được Han đơn giản hóa cho phù hợp với việc xác định nhanh mô hình để dự đoán

mô men khoan lỗ sâu. Cũng theo hướng tiếp cận của Han và cộng sự, nghiên cứu này

phát hiện ra rằng, mô hình quan hệ của mô men thoát phoi và độ sâu lỗ khoan còn có

thể được mô tả đơn giản hơn với số lượng thí nghiệm tương đương, thuận tiện hơn cho

việc so sánh và nêu bật ưu việt của khoan lỗ sâu xét theo tiêu chí mô men khi khoan.

Chi tiết cách tiếp cận và kết quả phát triển mô hình được trình bày trong phần tiếp sau.

122

5.3 Mô hình đề xuất

Như đã trình bày trong Chương 4, nghiên cứu này xét lượng mô men tăng thêm

ngoài mô men cắt như một tổng của hai thành phần: mô men thoát phoi và mô men dính-

trượt. Thành phần biến động bất quy luật của mô men sinh ra khi khoan lỗ sâu được tách

riêng và phân tích như một đại lượng ngẫu nhiên. Trong các nghiên cứu trước đây, thành

phần biến động này đã bị bỏ qua bằng cách làm trơn tín hiệu thu được, hoặc bằng kỹ

thuật trung bình hóa, hoặc bằng bộ lọc tần số thấp, hoặc lấy mẫu với tần số rất thấp.

Thực nghiệm cho thấy thành phần biến động này có biên độ đáng kể nên có ảnh hưởng

đến tình trạng nguy hiểm xoắn của mũi khoan nên không thể bỏ qua.

Mô hình xác định mô men tổng sinh ra khi khoan gồm ba thành phần sau:

(5.5)

Trong đó: T1 là mômen cắt, T2 là mô men thoát phoi, T3 là mô men dính-trượt.

Thí nghiệm để xác định các hệ số hồi quy là các thí nghiệm 2 biến, ba mức như

Bảng 5.1 Các biến và mức thí nghiệm hồi quy

mô tả trong bảng 5.1.

Biến Mức

-1 0 1 Tốc độ quay (v/ph) 1000 1250 1500 Tốc độ tiến dao (mm/v) 0,050 0,065 0,085

Các thí nghiệm được lặp 3 lần. Hai bộ thí nghiệm với các biến này được thực hiện:

một cho chế độ khoan thường, một cho khoan có rung trợ giúp. Ngoài thí nghiệm với

mũi khoan đường kính 3 mm trên hệ thống thí nghiệm như đã trình bày trong chương 4,

nghiên cứu cũng triển khai một tập thí nghiệm với mũi khoan xoắn tiêu chuẩn đường

kính 4 mm để khẳng định thêm mức độ phù hợp của mô hình.

Các mô hình mô tả các thành phần này cũng như cách xác định các hệ số hồi quy

thực nghiệm cho mô hình sẽ được trình bày trong các phần tương ứng dưới đây.

123

5.3.1 Mô men cắt

Mô men cắt phản ánh năng lượng tiêu tốn cần thiết để bóc tách kim loại. Cũng

tương tự các nghiên cứu trước, kết quả thực nghiệm ở đây cũng cho thấy giá trị mô men

cắt của cả khoan thường cũng như khoan có rung trợ giúp đều phù hợp với các mô hình

được mô tả bằng các công thức phổ biến trong các tài liệu, giáo trình về khoan kim loại.

Mô hình dưới đây được sử dụng để mô tả mô men cắt [128-130]:

(5.6)

Trong đó: C là hệ số xác định bằng thực nghiệm;  là số mũ phụ thuộc loại vật liệu gia

công. Tham khảo các sổ tay cắt gọt, có thể chọn  = 0,33 [130].

Bảng 5.2 Kết quả hồi quy hệ số C của mô men cắt

Kết quả hồi quy xác định các hệ số C được thống kê trong bảng 5.2.

Đường kính

4 mm

3 mm Chế độ gia công CD UAD CD UAD Giá trị C 0,15475 0,12156 0,1502 0,1209 Mức độ phù hợp R2 0,99869 0,99863 0,97633 0,9032

Như có thể thấy trong bảng 5.2, hệ số R2 phản ánh mức độ phù hợp của mô hình

và dữ liệu rất cao, đạt từ 0,9 đến 0,99. Có thể xác định hệ số C khi khoan thường hợp

kim nhôm Al6061 là khoảng 0,15, khi khoan có rung động trợ giúp là 0,12. Như vậy,

khi gia công với cùng tham số chế độ cắt như nhau, mô men cắt sinh ra khi khoan có

rung trợ giúp sẽ thấp hơn so với mô men cắt khi khoan thường khoảng 0,15/0,12 = 1,25

lần. Nói cách khác, rung động trợ giúp làm giảm mô men cắt khi khoan hợp kim nhôm

Al6061 khoảng 1,25 lần. Nhờ sử dụng mô hình mô tả toán học với một hệ số tham số

(hệ số C), việc so sánh đánh giá hiệu quả giữa các quá trình khoan trở nên dễ dàng và

cụ thể hơn nhờ phép so sánh hệ số C.

5.3.2 Mô men thoát phoi

Mô hình của Mellinger cho phép dự đoán độ sâu lỗ theo điều kiện mô men tổng

sinh ra nhỏ hơn một mức cho phép. Bằng cách sử dụng hai tham số cần xác định cho

mỗi tình huống gia công cụ thể, mô hình của Han và cộng sự cho phép xác định nhanh

124

hai tham số của mô hình mà chỉ cần hồi quy từ dữ liệu thực nghiệm. Tuy vậy, mô hình

hai tham số này không tiện dụng cho việc đánh giá so sánh giữa hai quá trình khoan.

Dữ liệu thực nghiệm cho thấy, cũng có thể mô tả mô men thoát phoi bằng một hàm

mũ tương tự như công thức (5.2) hoặc (5.4), nhưng chỉ cần dùng một hệ số như sau:

(5.7)

Trong đó: A là tham số có thể xác định từ phép hồi quy thực nghiệm, z là độ sâu chuẩn

hóa không thứ nguyên, được xác định bằng tỷ số L/D. Dữ liệu mô men T2 được lấy từ

kết quả xác định đường cơ sở (tập hợp các điểm thấp nhất của đồ thị mô men- xem mục

4.3.4, hình 4.15). Một ví dụ về cách lấy đường cơ sở và kết quả hồi quy được mô tả trên

(a)

(b)

Hình 5.4 Đồ thị đường cơ sở (a) và kết quả hồi quy (b)

hình 5.4.

Bảng 5.3 Kết quả hồi quy hệ số A trong mô hình mô men thoát phoi

CD, 3

CD, 4

f (mm/v)

n (v/p)

0,05 0,05 0,065 0,065 0,085 0,085 0,05 0,05

1000 1000 1000 1000 1000 1000 1250 1250

A 0,423 0,495 0,470 0,494 0,510 0,515 0,603 0,589

R2 0,964 0,952 0,993 0,974 0,920 0,928 0,976 0,983

UAD, 3 R2 A 0,956 0,421 0,812 0,430 0,982 0,340 0,941 0,318 0,971 0,477 0,837 0,468 0,956 0,479 0,952 0,500

A 0,702 0,679 0,684 0,670 0,623 0,673 0,608 0,633

R2 0,989 0,982 0,943 0,913 0,902 0,915 0,975 0,975

UAD, 4 R2 A 0,968 0,519 0,813 0,526 0,970 0,507 0,991 0,632 0,983 0,536 0,978 0,590 0,873 0,392 0,979 0,546

Kết quả phân tích hồi quy các thí nghiệm được tóm tắt trong bảng 5.3.

125

CD, 3

CD, 4

n (v/p)

f (mm/v)

A 0,568 0,599 0,587 0,584 0,509 0,521 0,541 0,561 0,503 0,530

R2 0,923 0,863 0,976 0,986 0,953 0,942 0,966 0,968 0,991 0,954

UAD, 3 R2 A 0,912 0,435 0,945 0,432 0,981 0,360 0,857 0,346 0,993 0,441 0,904 0,511 0,985 0,433 0,994 0,485 0,927 0,437 0,988 0,495

A 0,699 0,594 0,658 0,634 0,621 0,659 0,704 0,654 0,751 0,760

R2 1,000 0,988 0,942 0,983 0,944 1,000 0,988 0,902 0,999 0,999

UAD, 4 R2 A 0,995 0,453 0,998 0,609 0,992 0,505 0,993 0,365 0,955 0,527 0,850 0,533 0,948 0,584 0,999 0,630 0,900 0,516 0,853 0,575

1250 1250 1250 1250 1500 1500 1500 1500 1500 1500

0,065 0,065 0,085 0,085 0,05 0,05 0,065 0,065 0,085 0,085

Bảng 5.3 (tiếp theo)

Như có thể thấy trong bảng 5.3, hệ số R2 của các phép hồi quy hầu hết lớn hơn 0,9,

chứng tỏ mô hình hàm mũ một hệ số trong phương trình (5.7) khớp rất tốt với dữ liệu

thí nghiệm. Bên cạnh đó, với cùng một đường kính mũi khoan, hệ số A khi gia công

bằng CD đa số lớn hơn của UAD. Với dạng hàm (5.7), tốc độ tăng của mô men thoát

phoi theo độ sâu lỗ z có thể dễ dàng tính được như sau:

(5.8)

Qua công thức (4.8), có thể thấy nếu một quá trình khoan có hệ số A càng lớn thì

tốc độ tăng mô men thoát phoi càng nhanh, dẫn đến mô men thoát phoi ở cùng một độ

sâu xác định càng lớn. Rõ ràng, quan hệ hàm mũ có một hệ số dạng (5.7) giúp cho việc

so sánh hai quá trình khoan thuận tiện hơn nhiều so với dạng quan hệ hai hệ số (xem

phương trình (5.4).

Có thể đánh giá hiệu quả làm giảm mô men thoát phoi của UAD so với CD bằng

phép so sánh thống kê theo cặp (paired-t test) nhờ sử dụng các giả thuyết sau:

(5.9)

Trong đó: µCD và µUAD lần lượt là giá trị sai khác trung bình của các cặp hệ số A trong

mỗi cặp thí nghiệm cùng các tham số gia công.

126

Kết quả so sánh thống kê các sai khác theo cặp của cả hai loại đường kính mũi

Bảng 5.4 Kết quả so sánh theo cặp các hệ số A

khoan được tóm tắt trong bảng 5.4.

Mean StDev T-Value p-Value

Đường kính mũi khoan (mm) 3 4 SE Mean 0,1040 0,0728 0,0140 0,1190 0,0580 0,0137 95% Lower Bound for μ_difference 0,0801 0,0952 2,43 2,12 0,011 0,024

µ_difference: sai khác trung bình giữa A_CD và A_UAD

Bảng 5.4 cho thấy, với độ tin cậy đến 95%, có thể kết luận hệ số A của UAD nhỏ

hơn của CD trung bình khoảng 0,104 (đường kính 3 mm) và 0,119 (đường kính 4 mm).

Giá trị p-value lần lượt là 0,011 và 0,024 cho thấy kết quả có ý nghĩa thống kê.

Sử dụng kỹ thuật so sánh thống kê theo bộ (sample-t test) cũng cho thấy khả năng

giảm mô men thoát phoi đáng kể của rung động trợ giúp. Kết quả so sánh theo bộ của

giữa khoan có rung động trợ giúp (UAD) và khoan thường (CD) được mô tả trên hình

5.5 (hình 5.5a cho lỗ đường kính 3 mm, hình 5.5b cho lỗ đường kính 4 mm).

Có thể thấy trên hình 5.5, kết quả của hai bộ thí nghiệm với các đường kính lỗ

khoan khác nhau đều cho thấy giá trị trung bình của hệ số A trong UAD nhỏ hơn trung

(a)

(b)

Hình 5.5 Đồ thị so sánh 2-sample t-test của hai chế độ khoan CD và UAD khi khoan đường

kính 3 mm (a) và đường kính 4 mm (b)

bình của A trong CD khoảng 0,1 đơn vị.

Để mô tả mức độ khác biệt của mô men thoát phoi khi hệ số A sai khác như trên,

các giá trị trung bình của A được sử dụng để dựng đồ thị biến thiên của mô men thoát

phoi theo độ sâu lỗ như trên hình 5.6.

127

Hình 5.6 Đồ thị mô phỏng thành phần T2 với các giá trị thống kê trung bình của hệ số A

Như có thể thấy trên hình 5.6, mặc dù các giá trị A sai khác nhau không nhiều,

nhưng giá trị mô men thoát phoi T2 là rất lớn khi độ sâu lỗ lớn. Chẳng hạn, với L/D=10,

mô men thoát phoi ở chế độ khoan UAD đường kính 3 mm chỉ vào khoảng 25 Ncm, thì

ở chế độ CD 3 mm và UAD 4 mm, mô men thoát phoi đạt giá trị khoảng 120 Ncm, còn

ở chế độ CD đường kính 4 mm, mô men khoan đạt cỡ trên 500 Ncm, tức là cao hơn

UAD hơn 4 lần.

Nhận thấy giá trị của tham số A trong mô hình là khác nhau ứng với các giá trị tốc

độ quay và tốc độ tiến dao khác nhau. Các nghiên cứu trước đây cũng đã xác định được

quan hệ hàm số mũ là phù hợp để mô tả quan hệ giữa hai hệ số của mô hình mô men

thoát phoi với tốc độ quay mũi khoan và tốc độ tiến dao. Do vậy, nghiên cứu này tiếp

tục kiểm chứng khả năng biểu diễn sự phụ thuộc của hệ số A theo hai biến nói trên.

Cũng tương tự như các nghiên cứu trước, dự kiến mô tả sự phục thuộc của A theo

tốc độ quay n của mũi khoan (v/ph) và tốc độ tiến dao f (mm/v) theo dạng hàm lô-ga

như sau [88, 131]:

(5.10) (5.11) (5.12)

Kết quả hồi quy các số liệu thực nghiệm theo dạng hàm (5.10) và (5.11) được mô

tả trong bảng 5.5.

128

Bảng 5.5 Kết quả hồi quy các hệ số ai, i=1…3

Values CD, 3 mm UAD, 3 mm CD, 4 mm UAD, 4 mm a0 11,0955 49,05795 -13,7214 15,3907 a1 -1,6021 -7,04965 1,8805 -2,2047 a2 5,23228 19,71062 -4,9359 6,0016 a3 -0,71902 -2,78356 0,6979 -0,8265 R2 0,99987 0,99978 0,99995 0,99975

Với giá trị R2 đều cao hơn 0,99, có thể kết luận rằng mô hình (5.10), (5.11) rất phù

hợp với thực nghiệm. Các hệ số thống kê trong bảng 5.5 được dùng để xác định hệ số A

tùy theo điều kiện gia công, chẳng hạn với mũi khoan đường kính 4 mm, có thể xác định

hệ số A cho hai trường hợp CD và UAD như sau:

(5.13)

Từ giá trị A xác định được có thể mô tả hoặc xác định giá trị mô men thoát phoi

theo mô hình mô tả bởi phương trình (5.7).

5.3.3 Mô men trượt gián đoạn

Thuật ngữ “trượt gián đoạn” ở đây được tạm dịch từ thuật ngữ “stick-slip”, mô tả

sự trượt gián đoạn giữa hai vật thể, được giải thích dựa vào giả thiết hệ số ma sát tĩnh

lớn hơn hệ số ma sát động (xem ví dụ minh họa trên Hình 5.7). Khi lực tác động tăng

dần (ví dụ truyền qua môi trường đàn hồi kiểu lò xo), khi lực tác động đủ lớn thắng được

lực ma sát tĩnh, hai vật bắt đầu trượt tương đối. Khi này ma sát giảm do hệ số ma sát

động nhỏ hơn ma sát tĩnh, dẫn đến vận tốc trượt tăng nhanh gây nên vận tốc chuyển

động tăng đột ngột (trượt). Lực tác động giảm làm vận tốc trượt giảm, ma sát tăng,

chuyển động tương đối bị ngừng lại (dính). Quá trình lại lặp lại và hai hiện tượng dính-

Hình 5.7 Mô hình mô tả cơ chế chuyển động trượt gián đoạn

trượt liên tiếp xảy ra.

129

Trong gia công khoan lỗ sâu, mũi khoan có biến dạng đàn hồi xoắn, mô men cản

cũng tăng dần do lượng phoi cản trở chuyển động quay cũng tăng dần trong rãnh xoắn.

Do vậy, hiện tượng trượt gián đoạn cũng xảy ra khi độ sâu của lỗ khoan lớn. Hiện tượng

trượt gián đoạn cũng xuất hiện và được đặc biệt quan tâm nghiên cứu trong các quá trình

khoan thăm dò địa chất, nhưng còn ít được đánh giá trong khoan kim loại.

Trong nghiên cứu này, hiện tượng biến động của mô men cản gây nên trượt gián

đoạn được phân tích qua thành phần T3. Do thành phần này biến động ngẫu nhiên, nên

việc phân tích được thực hiện bằng kỹ thuật thống kê. Hai thông số quan trọng của T3

được phân tích bao gồm giá trị biến động mô men lớn nhất và khoảng phân bố (xác suất

(a)

(b)

Hình 5.8 Ví dụ biến động của T3 (a) và kết quả phân tích thống kê từ các thí nghiệm với đường

kính 3 mm (b)

(a)

(b)

Hình 5.9 Ví dụ biến động của T3 (a) và kết quả phân tích thống kê từ các thí nghiệm với đường

kính 4 mm (b)

phân bố ngẫu nhiên).

130

Hình 5.8 mô tả một dữ liệu thí nghiệm (hình 5.8a) và kết quả phân tích thống kê

biến động của T3 trong các thí nghiệm đường kính 3mm. Kết quả tương tự khi khoan

mũi khoan đường kính 4 mm được mô tả trên hình 5.9.

Như có thể thấy trên hình 5.8 và hình 5.9, giá trị trung bình của T3max trong UAD

nhỏ hơn trong CD. Chẳng hạn với các lỗ khoan đường kính 3 mm, giá trị trung bình của

T3max trong UAD là 55,29 Ncm, nhỏ hơn nhiều so với mức 88,53 Ncm trong CD. Với lỗ

khoan đường kính 4 mm, giá trị trung bình của T3max là 92,84 Ncm so với 127,1 Ncm

trong CD. Bên cạnh đó, khoảng phân bố của T3max trong UAD cũng nhỏ hơn trong CD

với đường kính 3 mm, đồng thời chủ yếu tập trung về phía giá trị thấp (hình 5.8b). Với

đường kính 4 mm, mặc dù khoảng phân bố của T3max trong UAD rộng hơn trong CD,

nhưng T3max trong UAD lại phân bố nhiều về hướng có giá trị thấp (hình 5.9b).

Sai khác trung bình khi so sánh theo cặp được tính theo công thức 5.14

(5.14)

Bảng 5.6 trình bày kết quả so sánh theo cặp, với mức độ tin cậy 95% và giá trị p

Bảng 5.6 Kết quả so sánh theo cặp

Mean

StDev

SE Mean

T-Value

P-Value

Đường kính (mm) 3 4

33,25 34,3

42,21 51,6

8,12 12,2

1,75 2,82

0,091 0,012

95% CI for μ_difference (16.55; 49.94) (8,6; 59,9)

là 0,091 và 0,012, có thể nói rằng mô men dính trượt T3 trong UAD nhỏ hơn so với CD.

µ_difference: sai khác trung bình giữa T3_CD và T3_UAD

Kết luận chương 5

Chương này đã xây dựng và phát triển thành công mô hình mô tả mô men khi

khoan lỗ sâu.

Trong các mô hình của các tác giả trước, mô men khi khoan được phân tích thành

2 thành phần: mô men cắt và mô men thoát phoi. Lượng biến động của mô men thoát

phoi bị bỏ qua bằng một số cách làm trơn tín hiệu như lấy giá trị trung bình trong các

khoảng nhỏ hoặc lọc tín hiệu. Nghiên cứu này đề xuất phân tích mô men thoát phoi

131

thành 2 thành phần: mô men thoát phoi và mô men trượt gián đoạn. Thành phần mô men

trượt gián đoạn chính là lượng biến động đã bị bỏ qua trong các nghiên cứu trước.

Kết quả tách riêng mô men trượt gián đoạn cho thấy, thành phần mô men thoát

phoi được mô tả phù hợp hơn với dữ liệu thực nghiệm (hệ số R2 trong các mô hình đều

lớn hơn 0,9). Mô men trượt gián đoạn có giá trị lớn gấp nhiều lần mô men cắt. Do vậy,

bỏ qua thành phần này như trong các nghiên cứu trước đây đã thực hiện có thể làm giảm

tính đúng đắn của các nhận định khoa học.

So với các mô hình mô tả mô men thoát phoi trước đây thường gồm nhiều tham

số, mô hình mô men thoát phoi được đề xuất trong nghiên cứu này chỉ có một tham số

nên thuận tiện hơn cho việc so sánh giữa các quá trình khoan với nhau, từ đó có thể dễ

dàng mô tả ưu việt của UAD so với CD khi khoan lỗ nhỏ và sâu.

132

KẾT LUẬN VÀ ĐỀ XUẤT

Kết luận chung

Luận án nghiên cứu khoan lỗ nhỏ và sâu trên hợp kim nhôm có trợ giúp của rung

động siêu âm đã đạt được một số kết quả nghiên cứu mới như sau:

Đã góp phần bổ sung kiến thức về khoan lỗ sâu có trợ giúp của rung động siêu âm.

Đã xây dựng thành công hệ thống thí nghiệm khoan có trợ giúp của rung động siêu

âm, cho phép thực hiện các nghiên cứu thực nghiệm đạt yêu cầu.

Đã đánh giá được ảnh hưởng tích cực của rung động siêu âm đến hiệu quả khoan

lỗ sâu.

 Kết quả nghiên cứu thực nghiệm với lực tiến dao có giá trị không đổi: năng suất

gia công cao hơn từ 1,47 lần đến 2,32 lần; mô men sinh ra ở độ sâu L/D = 10

thấp hơn 33 lần; nhiệt độ cao nhất trên chi tiết thấp hơn đến 5 lần so với khoan

truyền thống;

 Kết quả nghiên cứu thực nghiệm với tốc độ tiến dao có giá trị không đổi: mô

men cắt giảm 25%; độ sâu lỗ khoan an toàn tăng 1,4 lần so với khoan truyền

thống; kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra, biên độ rung có ảnh hưởng lớn nhất đến

lực dọc trục và mô men khi áp dụng công nghệ UAD.

Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra, cường độ rung có ảnh hưởng lớn nhất đến lực dọc

trục và mô men khi khoan lỗ sâu có trợ giúp của rung động siêu âm.

Đã phát triển thành công mô hình mô tả mô men khi khoan lỗ sâu từ việc phân tích

tổng mô men sinh ra khi khoan thành 3 thành phần: mô men cắt, mô men thoát phoi và

mô men trượt gián đoạn.

 Xác định được hệ số hồi qui C trong công thức tính mô men cắt T1 cho 2 trường

hợp gia công cụ thể là UAD và CD khi khoan hợp kim nhôm Al-6061, sử dụng

mũi khoan xoắn-thép gió, ở cùng điều kiện và thông số gia công gống nhau.

133

Trường hợp CD: C=0,1502 và C=0,1547 tương ứng với đường kính mũi khoan

3mm và 4 mm.

Trường hợp UAD: C=0,1209 và C=0,12156 tương ứng với đường kính mũi

khoan 3 mm và 4 mm.

 Đã đưa ra công thức xác định thành phần mô men thoát phoi T2.

Nghiên cứu cũng xác định được các hệ số hồi qui a0, a1, a2, a3, cho phép xác

định hệ số A ở mô hình cho 2 trường hợp UAD và CD với mỗi thông số gia

công cụ thể, từ đó có thể dự đoán được giá trị của thành phần mô men thoát phoi

ở độ sâu lỗ khoan z xác định.

Các kết quả so sánh nhờ mô hình hóa cho thấy, UAD làm giảm mô men cắt khoảng

1,25 lần, làm giảm mô men thoát phoi đến 4 lần ở độ sâu L/D=10, mô men trượt gián

đoạn nhỏ hơn và hướng phân bố về phía giá trị nhỏ nhiều hơn so với CD.

Đề xuất nghiên cứu tiếp theo

Một số vấn đề cần thiết và có tính khả thi cao để tiếp tục triển khai nghiên cứu

gồm:

Thực nghiệm đánh giá và so sánh giữa UAD và CD trên các vật liệu khác nhau;

Nghiên ảnh hưởng hưởng của các thông số rung đến quá trình cắt, cơ chế mòn,

tuổi bền dụng cụ và chất lượng gia công khi áp dụng công nghệ UAD;

Phát triển hoàn thiện mô hình dự đoán mô men thoát phoi và mô men trượt gián

đoạn;

Nghiên cứu sâu về cơ chế, ma sát khi thoát phoi, phát triển mô hình toán học mô

tả chi tiết cơ chế giảm ma sát khi thoát phoi, từ đó xây dựng mô hình hoàn thiện hơn

cho thành phần mô men rất quan trọng này.

134

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] D. E. Brehl and T. A. Dow, "Review of vibration-assisted machining," Precision

Engineering, vol. 32, no. 3, pp. 153-172, 2008.

[2] M. N. Kumar, S. K. Subbu, P. V. Krishna, and A. Venugopal, "Vibration Assisted

Conventional and Advanced Machining: A Review," Procedia Engineering, vol.

97, pp. 1577-1586, 2014.

[3] R. Muhammad, N. Ahmed, A. Roy, and V. V. Silberschmidt, "Numerical

Modelling of Vibration-Assisted Turning of Ti-15333," Procedia CIRP, vol. 1,

pp. 347-352, 2012.

[4] A. Maurotto, R. Muhammad, A. Roy, and V. V. Silberschmidt, "Enhanced

ultrasonically assisted turning of a beta-titanium alloy," Ultrasonics, vol. 53, no.

7, pp. 1242-50, Sep 2013.

[5] X.-H. Shen, J. Zhang, D. X. Xing, and Y. Zhao, "A study of surface roughness

variation in ultrasonic vibration-assisted milling," The International Journal of

Advanced Manufacturing Technology, vol. 58, no. 5-8, pp. 553-561, 2011.

[6] W. Q. Song, Y. B. Wu, J. G. Cao, and J. T. Niu, "A Study on Ultrasonic Assisted

Grinding of Nickel-Based Superalloys," Advanced Materials Research, vol. 797,

pp. 356-361, 2013.

[7] S. S. Li, Y. B. Wu, and M. Nomura, "Fundamental Investigation of Ultrasonic

Assisted Surface Grinding of Inconel 718," Advanced Materials Research, vol.

1136, pp. 365-370, 2016.

[8] E. Uhlmann and D. C. Domingos, "Investigations on Vibration-Assisted EDM-

Machining of Seal Slots in High-Temperature Resistant Materials for Turbine

Components," Procedia CIRP, vol. 6, pp. 71-76, 2013.

[9] A. Rivero, G. Aramendi, S. Herranz, and L. N. López de Lacalle, "An

experimental investigation of the effect of coatings and cutting parameters on the

dry drilling performance of aluminium alloys," The International Journal of

Advanced Manufacturing Technology, vol. 28, no. 1-2, pp. 1-11, 2005.

135

[10] S. H. Robert Heinemann, Gibbou Barrow, Gerhard Petuelli, "The Performance

of Small Diameter Twist Drills in Deep-Hole Drilling," Journal of

Manufacturing Science and Engineering, vol. 128, no. 4, pp. 884-892, 2006.

[11] S. A. Khan, A. Nazir, M. P. Mughal, M. Q. Saleem, A. Hussain, and Z. Ghulam,

"Deep hole drilling of AISI 1045 via high-speed steel twist drills: evaluation of

tool wear and hole quality," The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, vol. 93, no. 1-4, pp. 1115-1125, 2017.

[12] A. E. D. Durval U. Braga, Gilberto W.A. Miranda, Nivaldo L. Coppini, "Using

a minimum quantity of lubricant (MQL) and a diamond coated tool in the drilling

of aluminum–silicon alloys," Journal of Materials Processing Technology, vol.

122 pp. 127–138, 2002.

[13] P. S. S. J P Davim, R Gomes, and C Peixoto, "Experimental studies on drilling

of aluminium (AA1050) under dry, minimum quantity of lubricant, and flood-

lubricated conditions," Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers,

Part B: Journal of Engineering Manufacture, vol. 220, no. 10, pp. 1605-1611,

2006.

[14] H. A. Kishawy, M. Dumitrescu, E. G. Ng, and M. A. Elbestawi, "Effect of coolant

strategy on tool performance, chip morphology and surface quality during high-

speed machining of A356 aluminum alloy," International Journal of Machine

Tools and Manufacture, vol. 45, no. 2, pp. 219-227, 2005.

[15] D. Biermann et al., "Thermal Aspects in Deep Hole Drilling of Aluminium Cast

Alloy Using Twist Drills and MQL," Procedia CIRP, vol. 3, pp. 245-250, 2012.

[16] O. Pecat and I. Meyer, "Low Frequency Vibration Assisted Drilling of

Aluminium Alloys," Advanced Materials Research, vol. 769, pp. 131-138, 2013.

[17] B. A. P N Chhabra, W D Compton and S Chandrasekar, "Low-frequency

modulation-assisted drilling using linear drives," IMechE Part B: J Engineering

Manufacture, vol. 216, pp. 321-330, 2002.

136

[18] M. C. Mathieu Ladonne, Yann Landon, Jean-Yves K’Nevez, Olivier Cahuc,

Côme de Castelbajac, "Modelling the vibration-assisted drilling process:

identification of influential phenomena," Int J Adv Manuf Technol, 2015.

[19] A. Barani, S. Amini, H. Paktinat, and A. Fadaei Tehrani, "Built-up edge

investigation in vibration drilling of Al2024-T6," Ultrasonics, vol. 54, no. 5, pp.

1300-10, Jul 2014.

[20] S. Amini, A. F. Tehrani, A. Barani, and H. Paktinat, "Vibration Drilling Process

on Al2024," Advanced Materials Research, vol. 445, pp. 79-83, 2012.

[21] H. O. a. O. Ohnishi, "Drilling Mechanisms in Ultrasonic-Vibration Assisted

Microdrilling," Precision Engineering Society Journal, vol. Vol. 64, No. 11,

1998.

[22] Y. C. C. Y.S. Liao, , H.M. Lin, "Feasibility study of the ultrasonic vibration

assisted drilling of Inconel superalloy," International Journal of Machine Tools

& Manufacture, vol. 47, pp. 1988-1996, 2007.

[23] K. H. Hiromi Isobe, "Improvement of Drill Life for Nickel Super Alloy by

Ultrasonic Vibration Machining with Minimum Quantity Lubrication," Key

Engineering Materials, vol. 625, pp. 581-586, 2015.

[24] V. Gupta, P. M. Pandey, R. K. Gupta, and A. R. Mridha, "Rotary ultrasonic

drilling on bone: A novel technique to put an end to thermal injury to bone," Proc

Inst Mech Eng H, vol. 231, no. 3, pp. 189-196, Mar 2017.

[25] S. Amini, H. Paktinat, A. Barani, and A. F. Tehran, "Vibration Drilling of

Al2024-T6," Materials and Manufacturing Processes, vol. 28, no. 4, pp. 476-

480, 2013.

[26] F. P. Makhdum, Vaibhav A. Roy, Anish Silberschmidt, Vadim V., "Effect of

ultrasonically-assisted drilling on carbon-fibre-reinforced plastics," Journal of

Sound and Vibration, vol. 333, no. 23, pp. 5939-5952, 2014.

137

[27] V. I. A. Babitsky, V. K. Meadows, A., "Vibration excitation and energy transfer

during ultrasonically assisted drilling," Journal of Sound and Vibration, vol. 308,

no. 3-5, pp. 805-814, 2007.

[28] V. M. Baghlani, P. Akbari, J. Nezhad, Erfan Zal Sarhan, Ahmed A. D. Hamouda,

A. M. S., "An optimization technique on ultrasonic and cutting parameters for

drilling and deep drilling of nickel-based high-strength Inconel 738LC superalloy

with deeper and higher hole quality," The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, vol. 82, no. 5-8, pp. 877-888, 2015.

[29] M. A. Kadivar, R. Yousefi, J. Akbari, A. Rahi, and S. M. Nikouei, "Burr Size

Reduction in Drilling of Al/SiC Metal Matrix Composite by Ultrasonic

Assistance," Advanced Materials Research, vol. 410, pp. 279-282, 2011.

[30] B. Azarhoushang and J. Akbari, "Ultrasonic-assisted drilling of Inconel 738-LC,"

International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 47, no. 7-8, pp.

1027-1033, 2007.

[31] O. O. Muhammad Aziz, Hiromichi Onikura, "Novel micro deep drilling using

micro long flat drill with ultrasonic vibration," Precision Engineering, vol. 36,

pp. 168-174, 2012.

[32] J. A. G.-J. r. a. K. F. Graff, "Power Ultrasonics: Applications of High-intensity

Ultrasound," Published by Elsevier Ltd, 2015.

[33] A. Y. C. Nee, "Handbook of Manufacturing Engineering and Technology,"

Springer-Verlag, 2015.

[34] R. P. Singh and S. Singhal, "Rotary Ultrasonic Machining: A Review," Materials

and Manufacturing Processes, vol. 31, no. 14, pp. 1795-1824, 2016.

[35] H. Wang, F. Ning, Y. Hu, P. Fernando, Z. J. Pei, and W. Cong, "Surface grinding

of carbon fiber–reinforced plastic composites using rotary ultrasonic machining:

Effects of tool variables," Advances in Mechanical Engineering, vol. 8, no. 9, p.

168781401667028, 2016.

138

[36] L.-C. Z. Wei-Xing Xu, "Ultrasonic vibration-assisted machining principle,

design and application," Adv. Manuf, vol. 3, pp. 173-192, 2015.

[37] V. I. B. V.K. Astashev "Ultrasonic cutting as a nonlinear (vibro-impact) process,"

Ultrasonics, vol. 36 pp. 89-96, 1998.

[38] S. Voronina, V. Babitsky, and A. Meadows, "Modelling of autoresonant control

of ultrasonic transducer for machining applications," Proceedings of the

Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering

Science, vol. 222, no. 10, pp. 1957-1974, 2008.

[39] S. S. F. B. Chang, Gary M., "Burr size reduction in drilling by ultrasonic

assistance," Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, vol. 21, no. 4-5,

pp. 442-450, 2005.

[40] Z. P. GAO Xing-jun, LI De-jun, and XIANG Zhi-yang, "Research on Breaking

Chip and Drilling Force for High Temperature Alloy Based on Self-vibratory

Drilling Head," Advanced Materials Research, vol. Vols 299-300, pp. 1044-

1047, 2011.

[41] U. Heisel, J. Wallaschek, R. Eisseler, and C. Potthast, "Ultrasonic deep hole

drilling in electrolytic copper ECu 57," CIRP Annals, vol. 57, no. 1, pp. 53-56,

2008.

[42] R. Neugebauer and A. Stoll, "Ultrasonic application in drilling," Journal of

Materials Processing Technology, vol. 149, no. 1-3, pp. 633-639, 2004.

[43] P. B. Mehbudi, V. Akbari, J. Bushroa, A. R. Mardi, N. A., "Applying Ultrasonic

Vibration to Decrease Drilling-Induced Delamination in GFRP Laminates,"

Procedia CIRP, vol. 6, pp. 577-582, 2013.

[44] V. Baghlani, P. Mehbudi, J. Akbari, and M. Sohrabi, "Ultrasonic Assisted Deep

Drilling of Inconel 738LC Superalloy," Procedia CIRP, vol. 6, pp. 571-576,

2013.

139

[45] J. Pujana, A. Rivero, A. Celaya, and L. N. López de Lacalle, "Analysis of

ultrasonic-assisted drilling of Ti6Al4V," International Journal of Machine Tools

and Manufacture, vol. 49, no. 6, pp. 500-508, 2009.

[46] M. Ubartas, V. Ostaševičius, S. Samper, V. Jūrėnas, and R. Daukševičius,

"Experimental Investigation of Vibrational Drilling," Mechanika, vol. 17, no. 4,

2011.

[47] K. Alam, A. V. Mitrofanov, and V. V. Silberschmidt, "Experimental

investigations of forces and torque in conventional and ultrasonically-assisted

drilling of cortical bone," Med Eng Phys, vol. 33, no. 2, pp. 234-9, Mar 2011.

[48] X. F. Li, Z. G. Dong, R. K. Kang, Y. D. Wang, J. T. Liu, and Y. Zhang,

"Comparison of Thrust Force in Ultrasonic Assisted Drilling and Conventional

Drilling of Aluminum Alloy," Materials Science Forum, vol. 861, pp. 38-43,

2016.

[49] A. A. Sanda, Iban Garcia Navas, Virginia Bengoetxea, Ion Gonzalo, Oscar,

"Ultrasonically assisted drilling of carbon fibre reinforced plastics and Ti6Al4V,"

Journal of Manufacturing Processes, vol. 22, pp. 169-176, 2016.

[50] V. Ostasevicius, M. Ubartas, R. Gaidys, V. Jurenas, S. Samper, and R.

Dauksevicius, "Numerical–experimental identification of the most effective

dynamic operation mode of a vibration drilling tool for improved cutting

performance," Journal of Sound and Vibration, vol. 331, no. 24, pp. 5175-5190,

2012.

[51] S. B. Aniruddha Gupta, Iain McEwen, Nadia Kourra, Mark A. Williams, "Study

of Cutting Speed Variation in the Ultrasonic Assisted Drilling of Carbon Fibre

Composites," Proceedings of the ASME 2014 International Mechanical

Engineering Congress and Exposition IMECE2014, vol. Volume2B, 2014.

[52] P. M. P. Vishal Gupta, "Experimental investigation and statistical modeling of

temperature rise in rotary ultrasonic bone drilling," Medical Engineering and

Physics, pp. 1-9, 2016.

140

[53] E. H. a. I. B. Khurshid Alam, "Experimental measurements of temperatures in

ultrasonically assisted drilling of cortical bone," Biotechnology &

Biotechnological Equipment, vol. 29, no. 4, pp. 753-757, 2015.

[54] H. Isobe, Y. Uehara, and K. Hara, "Effect of Ultrasonic Vibration Drilling on

Cutting Stress Distribution," Key Engineering Materials, vol. 523-524, pp. 191-

196, 2012.

[55] S. S. F. Chang and G. M. Bone, "Burr height model for vibration assisted drilling

of aluminum 6061-T6," Precision Engineering, vol. 34, no. 3, pp. 369-375, 2010.

[56] V. A. Phadnis, A. Roy, and V. V. Silberschmidt, "A Finite Element Model of

Ultrasonically Assisted Drilling in Carbon/Epoxy Composites," Procedia CIRP,

vol. 8, pp. 141-146, 2013.

[57] Y.-S. L. Fanxia Kong, "Analytical modeling of ultrasonic vibration assisted

drilling of bones for medical surgical applications," International Manufacturing

Science and Engineering Conference, pp. 1-9, 2015.

[58] H. Paktinat and S. Amini, "Ultrasonic assistance in drilling: FEM analysis and

experimental approaches," The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, vol. 92, no. 5-8, pp. 2653-2665, 2017.

[59] E. L. Rooy, "Introduction to Aluminum and Aluminum Alloys," in ASM

HANDBOOK, vol. 2, Y.-S. Shen, Ed., 1992, pp. 17-38.

[60] R. K. V. Songmene, I. Zaghbani, J. Kouam, and A. Djebara, "Machining and

Machinability of Aluminum Alloys in Aluminium Alloys, Theory and

Applications," INTECH Open Access Publisher, pp. 377-400, 2011.

[61] P. K. W. Edward M. Trent, "Metal Cutting," in Fourth Edition, ed. United States

of America: Butterworth–Heinemann, 2000.

[62] H. A.-G. El-Hofy, "Fundamentals of Machining Processes Conventional and

Nonconventional Processes," Taylor & Francis Group, 2014.

141

[63] A. R. M. Mário C. Santos Jr, Wisley F. Sales, Marcos A. S. Barrozo, Emmanuel

O. Ezugwu, "Machining of aluminum alloys: a review," Int J Adv Manuf Technol,

2016.

[64] R. F. Hamade and F. Ismail, "A case for aggressive drilling of aluminum,"

Journal of Materials Processing Technology, vol. 166, no. 1, pp. 86-97, 2005.

[65] Y. Ozcatalbas, "Chip and built-up edge formation in the machining of in situ

Al4C3–Al composite," Materials & Design, vol. 24, no. 3, pp. 215-221, 2003.

[66] P. Roy, S. K. Sarangi, A. Ghosh, and A. K. Chattopadhyay, "Machinability study

of pure aluminium and Al–12% Si alloys against uncoated and coated carbide

inserts," International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, vol. 27,

no. 3, pp. 535-544, 2009.

[67] P. Jayaraman and L. M. kumar, "Multi-response Optimization of Machining

Parameters of Turning AA6063 T6 Aluminium Alloy using Grey Relational

Analysis in Taguchi Method," Procedia Engineering, vol. 97, pp. 197-204, 2014.

[68] E. Uhlmann, K. Flögel, F. Sammler, I. Rieck, and A. Dethlefs, "Machining of

Hypereutectic Aluminum Silicon Alloys," Procedia CIRP, vol. 14, pp. 223-228,

2014.

[69] A. Singh and A. Agrawal, "Investigation of surface residual stress distribution in

deformation machining process for aluminum alloy," Journal of Materials

Processing Technology, vol. 225, pp. 195-202, 2015.

[70] H. Demir and S. Gündüz, "The effects of aging on machinability of 6061

aluminium alloy," Materials & Design, vol. 30, no. 5, pp. 1480-1483, 2009.

[71] M. S. Andrej Šalak, Herbert Danninger, "Machinability of Powder Metallurgy

Steels," Cambridge Int Science Publishing, 2005.

[72] M. G. C. J.F. Kellya, "Minimal lubrication machining of aluminium alloys,"

Journal of Materials Processing Technology vol. 120 pp. 327–334.

[73] W. Grzesik, Advanced machining processes of metallic materials: theory,

modelling, and applications. Joe Hayton, 2016.

142

[74] H. B. n. V. Derflinger, H. Zimmermann, "New hard_lubricant coating for dry

machining," Surface and Coatings Technology vol. 113 pp. 286–292, 1999.

[75] D. I. Biermann, I., "Investigations on the thermal workpiece distortion in MQL

deep hole drilling of an aluminium cast alloy," CIRP Annals, vol. 64, no. 1, pp.

85-88, 2015.

[76] L.-J. W. L-P Wang, Y-H He and Z-J Yang, "Prediction and computer simulation

of dynamic thrust and torque in vibration drilling," Proceedings of the Institution

of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture, vol. 212,

pp. 489-497, 1998.

[77] M. A. Kadivar, J. Akbari, R. Yousefi, A. Rahi, and M. G. Nick, "Investigating

the effects of vibration method on ultrasonic-assisted drilling of Al/SiCp metal

matrix composites," Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, vol. 30,

no. 3, pp. 344-350, 2014.

[78] A. Sadek, M. H. Attia, M. Meshreki, and B. Shi, "Characterization and

optimization of vibration-assisted drilling of fibre reinforced epoxy laminates,"

CIRP Annals - Manufacturing Technology, vol. 62, no. 1, pp. 91-94, 2013.

[79] F. Makhdum, L. T. Jennings, A. Roy, and V. V. Silberschmidt, "Cutting forces

in ultrasonically assisted drilling of carbon fibre-reinforced plastics," Journal of

Physics: Conference Series, vol. 382, p. 012019, 2012.

[80] X. Li, A. Meadows, V. Babitsky, and R. Parkin, "Experimental analysis on

autoresonant control of ultrasonically assisted drilling," Mechatronics, vol. 29,

pp. 57-66, 2015.

[81] E. Shakouri, M. H. Sadeghi, M. R. Karafi, M. Maerefat, and M. Farzin, "An in

vitro study of thermal necrosis in ultrasonic-assisted drilling of bone," Proc Inst

Mech Eng H, vol. 229, no. 2, pp. 137-49, Feb 2015.

[82] B. V. Azghandi, M. A. Kadivar, and M. R. Razfar, "An Experimental Study on

Cutting Forces in Ultrasonic Assisted Drilling," Procedia CIRP, vol. 46, pp. 563-

566, 2016.

143

[83] Z. Zhang and V. I. Babitsky, "Finite element modeling of a micro-drill and

experiments on high speed ultrasonically assisted micro-drilling," Journal of

Sound and Vibration, vol. 330, no. 10, pp. 2124-2137, 2011.

[84] X. Li, "Modelling and autoresonant control design of ultrasonically assisted

drilling applications," Doctoral Thesis, Loughborough University., 2014.

[85] A. Sadek, "Vibration Assisted Drilling of Multidirectional Fiber Reinforced

Polymer Laminates," Doctor of Philosophy, Department of Mechanical

Engineering, McGill University, 2014.

[86] W. L. H. Storck *, J. Wallaschek, M. Mracek, "The effect of friction reduction in

presence of ultrasonic vibrations and its relevance to travelling wave ultrasonic

motors," Ultrasonics vol. 40 (2002) 379–383, 2002.

[87] S.-J. L. Joong-Bae Kim, Young-Pi1 Park,, "Development of a Drilling Process

with torque stabilization," Journal of Manufacturing Systems, vol. 13, no. 6, pp.

435-441, 1994.

[88] J. C. Mellinger, O. Burak Ozdoganlar, R. E. DeVor, and S. G. Kapoor, "Modeling

Chip-Evacuation Forces and Prediction of Chip-Clogging in Drilling," Journal

of Manufacturing Science and Engineering, vol. 124, no. 3, p. 605, 2002.

[89] J. C. Mellinger, O. B. Ozdoganlar, R. E. DeVor, and S. G. Kapoor, "Modeling

Chip-Evacuation Forces in Drilling for Various Flute Geometries," Journal of

Manufacturing Science and Engineering, vol. 125, no. 3, p. 405, 2003.

[90] R. E. D. Jeff A. Degenhardt, Shiv G. Kapoor, "Generalized groove-type chip

breaker effects on drilling for different drill diameters and flute shapes,"

International Journal of Machine Tools & Manufacture, vol. 45, pp. 1588–1597,

2005.

[91] S. K. B. O. Sahu, O. DeVor, Richard E. Kapoor, Shiv G., "Effect of groove-type

chip breakers on twist drill performance," International Journal of Machine

Tools and Manufacture, vol. 43, no. 6, pp. 617-627, 2003.

144

[92] U. A. Khashaba, M. A. Seif, and M. A. Elhamid, "Drilling analysis of chopped

composites," Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, vol. 38,

no. 1, pp. 61-70, 2007.

[93] Y. S. L. Duck Whan Kim, Min Soo Park, Chong Nam Chu, "Tool life

improvement by peckdrilling and thrust force monitoring during deep-micro-hole

drilling of steel," International JournalofMachineTools & Manufacture, vol. 49,

pp. 246-255, 2009.

[94] L. V. T. Nguyễn Đắc Lộc, Ninh Đức Tốn, Trần Xuân Việt Sổ tay công nghệ chế

tạo máy-Tập 2. NXB Khoa học & Kỹ thuật

2010.

[95] H. V. B. Nguyễn Ngọc Đào, Trần Thế San, Chế độ cắt gia công cơ khí. NXB Đà

Nẵng, 2000.

[96] J. Carvill, Mechanical Engineer’s data handbook. Butterworth-Heineman, 2003.

[97] G. T. Smith, Cutting Tool Technology: Industrial Handbook. Springer-Verlag

London, 2008.

[98] J. M. C. Shaw and C. J. Oxford, "On the drilling of metals 2 — The torque and

thrust in drilling," Transactions ASME, 1957.

[99] E. O. C. Dandekar, P. K. Mallick, "Drilling Characteristics of an E-Glass Fabric-

Reinforced Polypropylene Composite and an Aluminum Alloy: A Comparative

Study," Journal of manufacturing science and engineering, vol. 129, pp. 1080-

1087, 2007.

[100] S. Niketh and G. L. Samuel, "Surface texturing for tribology enhancement and

its application on drill tool for the sustainable machining of titanium alloy,"

Journal of Cleaner Production, vol. 167, pp. 253-270, 2017.

[101] Y. K. Hiromi Yoshimura, Hidehito Watanabe and Taiju Yamashita, "Study on

effect of drilling rotational speed and tool wear on chip evacuation of micro

drilling of printed circuit board," Transactions of the JSME (in Japanese), vol.

82, no. 834, pp. 1-14, 2016.

145

[102] L. Q. T. Dũng, "Nghiên cứu chế tạo thiết bị siêu âm công suất để tổng hợp vật

liệu tio2 cấu trúc nanô," Luận án Tiến sĩ, Khoa vật lí, Đại Học Khoa học Huế,

2014.

[103] V. I. B. Vladimir K. Astashev, Ultrasonic processes and machines: dynamics,

control and applications. Springer Berlin Heidelberg New York, 2007.

[104] M. Allaparthi, M. R. Khan, and S. N. Addepalli, "FE Modal and Harmonic

Analysis of Micro Drill with Ultrasonic Horn," vol. 65, pp. 281-293, 2017.

[105] Z.-G. E. M. Association, Ultrasonic assembly of thermoplastic mouldings and

semi-finished products: Recommendations on methods, construction and

applications.

[106] K. H. W. Seah, Y. S. Wong, and L. C. Lee, "Design of tool holders for ultrasonic

machining using FEM," Journal of Materials Processing Technology, vol. 37,

no. 1, pp. 801-816, 1993/02/01/ 1993.

[107] c. Marinescu N.I. and e. al., "Prelucrarea prin eroziune cu unde ultrasonice,"

Editura BREN, Bucharest, vol. Vol. 8., 2004.

[108] P. N. H. Thomas and V. I. Babitsky, "Experiments and simulations on

ultrasonically assisted drilling," Journal of Sound and Vibration, vol. 308, no. 3-

5, pp. 815-830, 2007.

[109] F. B. S. Dale Ensminger, "Ultrasonics Data, Equations and Their Practical Uses,"

Taylor & Francis Group, LLC, 2009.

[110] M. Short and K. F. Graff, "16 - Using power ultrasonics in machine tools," in

Power Ultrasonics, J. A. Gallego-Juárez and K. F. Graff, Eds. Oxford:

Woodhead Publishing, 2015, pp. 439-507.

[111] Q.-H. Ngo, N.-H. Chu, and V.-D. Nguyen, "A Study on Design of Vibratory

Apparatus and Experimental Validation on Hard Boring with Ultrasonic-Assisted

Cutting," International Journal of Advanced Engineering Research and

Applications, vol. 3, no. 10, pp. 383-396, 2018.

[112] ZVEI, Sonotrode design and manufacturing instructions (ZVEI Handbook).

146

[113] Q. Pan, D. Xiao, M. Deng, H. Ren, Y. Xu, and C. Xu, "A voltage-current method

of measuring ultrasonic transducer impedance," in 2013 Far East Forum on

Nondestructive Evaluation/Testing: New Technology and Application, 2013, pp.

125-128.

[114] V. I. K. Babitsky, A. N. Molodtsov, F. V., "Autoresonant control of ultrasonically

assisted cutting," Mechatronics, vol. 14, no. 1, pp. 91-114, 2004.

[115] J. A. S. M. Hoseini, "Drilling of Engineering Ceramics using Combination of

Ultrasonic Vibrations and Diamond Slurry," Int J Advanced Design and

Manufacturing Technology, vol. Vol. 6 No. 2, pp. 29-35, 2013.

[116] W. L. Cong, Z. J. Pei, N. Mohanty, E. Van Vleet, and C. Treadwell, "Vibration

Amplitude in Rotary Ultrasonic Machining: A Novel Measurement Method and

Effects of Process Variables," Journal of Manufacturing Science and

Engineering, vol. 133, no. 3, 2011.

[117] V. Manole, L. Slătineanu, A. Bădănac, D. Hodorogea, and G. Bosoancă,

"Equipment for the Study of Machinability by Drilling under Constant Force

Feed," Applied Mechanics and Materials, vol. 657, pp. 33-37, 2014.

[118] B. MILLS, M. S. B.SC., Ph.D., C.Eng., F.LM., M.Inst.P., and, A. H. REDFORD,

and P. D. B.Sc., A.R.T.C.S., "Machinability of Engineering Materials," Elsevier,

1983.

[119] L. Slătineanu, O. Dodun, M. Coteaţă, I. Coman, V. Manole, and C. V. Gika,

"Requirements statement in product design," IOP Conference Series: Materials

Science and Engineering, vol. 161, p. 012042, 2016.

[120] V.-D. N. a. N.-H. Chu, "A study on the reduction of chip evacuation torque in

ultrasonic assisted drilling of small and deep holes," International Journal of

Mechanical Engineering and Technology (IJMET), vol. 9, no. 6, pp. 899-908,

2018.

147

[121] C. Han, D. Zhang, M. Luo, and B. Wu, "Chip evacuation force modelling for

deep hole drilling with twist drills," The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, 2018.

[122] T. MacAvelia, A. Ghasempoor, and F. Janabi-Sharifi, "Force and torque

modelling of drilling simulation for orthopaedic surgery," Comput Methods

Biomech Biomed Engin, vol. 17, no. 12, pp. 1285-94, 2014.

[123] N. Tosun, "Determination of optimum parameters for multi-performance

characteristics in drilling by using grey relational analysis," The International

Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 28, no. 5-6, pp. 450-455,

2005.

[124] P. M. A. Noorul Haq, R. Jeyapaul, "Multi response optimization of machining

parameters of drilling Al/SiC metal matrix composite using grey relational

analysis in the Taguchi method," The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, vol. 37, no. 3-4, pp. 250-255, 2007.

[125] R. K. Pandey and S. S. Panda, "Optimization of multiple quality characteristics

in bone drilling using grey relational analysis," J Orthop, vol. 12, no. 1, pp. 39-

45, Mar 2015.

[126] B. O. P. S. a. I. K. Gallih Bagus W, "Multiple-performance optimization of

drilling parameters and tool geometries in drilling gfrp composite stacks using

taguchi and grey relational analysis (gra) method," ARPN Journal of Engineering

and Applied Sciences, vol. 11, no. 2, pp. 992-999, 2016.

[127] C. Han, M. Luo, D. Zhang, and B. Wu, "Iterative Learning Method for Drilling

Depth Optimization in Peck Deep-Hole Drilling," Journal of Manufacturing

Science and Engineering, vol. 140, no. 12, 2018.

[128] C. Dandekar, E. Orady, and P. K. Mallick, "Drilling Characteristics of an E-Glass

Fabric-Reinforced Polypropylene Composite and an Aluminum Alloy: A

Comparative Study," Journal of Manufacturing Science and Engineering, vol.

129, no. 6, pp. 1080-1087, 2007.

148

[129] B. L. Juneja and N. Seth, Fundamentals of Metal Cutting and Machine Tools.

New Age International Publishers, 2003.

[130] C. J. Oxford, On the Drilling of Metals 1-Basic Mechanics of the Process. 1955,

pp. 103-111.

[131] S. G. K. V. Chandrasekharan, R. E. DeVor, "A Mechanistic Model to Predict the

Cutting Force System for Arbitrary Drill Point Geometry," Journal of

Manufacturing Science and Engineering, vol. AUGUST 1998, Vol. 120 / 563,

1998.

149

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN

Bài báo khoa học

1. Nguyễn Văn Dự, Chu Ngọc Hùng (2015), "Giải pháp khoan lỗ sâu trên hợp kim

nhôm có trợ giúp của rung động tần số thấp", Tạp chí Cơ khí Việt Nam, tr.14-17;

2. Chu Ngọc Hùng, Nguyễn Văn Dự, Nguyễn Thị Thảo (2016), "Một số kết quả thực

nghiệm đánh giá ảnh hưởng tích cực của gia công khoan lỗ sâu tích hợp rung", Tạp

chí Khoa học Công nghệ Đại học Thái Nguyên, tập 154 (09), tr. 9-13;

3. Ngô Quốc Huy, Nguyễn Văn Dự, Chu Ngọc Hùng, Hồ Ký Thanh (2016), "Thực

nghiệm đánh giá ảnh hưởng của kích thước đầu rung siêu âm công suất lớn đến tần

số cộng hưởng rung động", Tạp chí Khoa học Công nghệ Đại học Thái Nguyên,

tập 154 (09), tr. 19-23;

4. Chu Ngọc Hùng, Ngô Quốc Huy, Nguyễn Văn Dự (2018), “Đánh giá hiệu ứng

giảm ma sát trượt giữa thép gió và nhôm khi bổ sung rung động siêu âm ”, Tạp chí

Khoa học Công nghệ Đại học Thái Nguyên, tập 176 (16), tr. 31-36;

5. Ngoc-Hung Chu, Van-Du Nguyen and Quoc-Huy Ngo (2019), “Machinability

enhancements of ultrasonic-assisted deep-drilling of aluminum alloys”, Machining

Science and Technology, Vol 23(4), pp. 1-24 (SCIE);

6. Ngoc-Hung Chu, Quoc-Huy Ngo & Van-Du Nguyen (2018) “A Step-by-Step

Design of Vibratory Apparatus for Ultrasonic-Assisted Drilling”, International

Journal of Advanced Engineering Research and Applications, Vol 4 (8), pp. 139-

148;

7. Ngoc-Hung Chu, Van-Du Nguyen and The-Vinh Do (2018), “Ultrasonic-Assisted

Cutting: A Beneficial Application for Temperature, Torque Reduction, and

Cutting Ability Improvement in Deep Drilling of Al-6061”, Applied Sciences, Vol

8, pp. 1-11. (SCIE);

8. Ngoc-hung Chu & Van-du Nguyen, (2018), “The multi-response optimization of

machining parameters in the ultrasonic assisted deep-hole drilling using grey-

based taguchi method” International Journal of Mechanical and Production

Engineering Research and Development, Vol 8 (5), pp. 417-426 (SCOPUS);

150

9. Quoc-Huy Ngo, Ngoc-Hung Chu, Van-Du Nguyen (2018), “A Study on Design

of Vibratory Apparatus and Experimental Validation on Hard Boring with

Ultrasonic-Assisted Cutting”, International Journal of Advanced Engineering

Research and Applications, Vol 3 (10), pp. 383-396;

10. Van-Du Nguyen and Ngoc-Hung Chu (2018), “A study on the reduction of chip

evacuation torque in ultrasonic assisted drilling of small and deep holes”,

International Journal of Mechanical Engineering and Technology, Vol 9(6), pp.

899–908. (SCOPUS);

11. Ngoc-Hung Chu, Dang-Binh Nguyen, Nhu-Khoa Ngo, Van-Du Nguyen, Minh-

Duc Tran, Ngoc-Pi Vu, Quoc-Huy Ngo and Thi-Hong Tran (2018) “A New

Approach to Modelling the Drilling Torque in Conventional and Ultrasonic

Assisted Deep-Hole Drilling Processes”, Applied Sciences, Vol 8(12), pp. 1-11

(SCIE);

Sách chuyên khảo

1. Van-Du Nguyen, Ngoc-Hung Chu (2019), (Ultrasonic-assisted deep-hole

drilling), Additive and Subtractive Manufacturing, Books - De Gruyter Publishers;

Berlin.

151

PHỤ LỤC

a) Kiểm chuẩn Load cell

Tín hiệu ra của loadcell là điện áp, vì vậy cần xác định hệ số qui đổi tương đương

giữa điện áp và lực tác dụng. Sau khi gá đặt, lần lượt đặt các quả cân lên loadcell, tín

Bảng 1. Giá trị điện áp đo được ở đầu ra loadcell tương ứng với lực tác dụng

hiệu điện áp ra được thu thập, lưu trữ và phân tích. Kết quả đo được thống kê ở bảng 1.

Lực tác dụng (Kg) 0 0,3 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8 2,1 Điện áp (V) 0,2 0,53 0,84 1,15 1,46 1,78 2,09 2,39 Mô men (Ncm) 0 8,829 17,658 26,487 35,316 44,145 52,974 61,803

Sử dụng mô hình hồi qui tuyến tính cho số liệu ở bảng 1 nhận được mối quan hệ

giữa mô men cần đo và điện áp thu được có dạng y = a.x + b trong đó y là mô men và x

Hình 1. Quan hệ giữa điện áp thu được và mô men cần đo

là điện áp ra của loadcell như mô tả trên hình 1.

Mô men sinh ra khi khoan được xác định bằng công thức:

(Ncm) (1)

152

b) Kiểm chuẩn cảm biến nhiệt

Cảm biến nhiệt được kiểm chuẩn bằng cách cung cấp một nguồn nhiệt nung nóng

chi tiết, sau đó đo nhiệt đồng thời bằng thiết bị đo nhiệt kĩ thuật số (Optris GIM 3590)

và thu thập giá trị điện áp tương ứng từ cảm biến IRTP-300LS. Kết quả đo kiểm được

Bảng 2. Giá trị điện áp đo được ở đầu ra cảm biến IRTP-300LS

thống kê ở bảng 2.

Nhiệt độ (0C) 27 45 50 70 100 150 Điện áp đầu ra (V) 2,568 2,9 3,0 3,3 3,83 4,6

Sử dụng mô hình hồi qui tuyến tính cho số liệu ở bảng 2 nhận được mối quan hệ

giữa nhiệt độ và điện áp có dạng y = a.x + b trong đó y là nhiệt độ và x là điện áp ra của

Hình 2. Quan hệ giữa điện áp (V) đầu ra của cảm biến với nhiệt độ (0C)

cảm biến như mô tả trên hình 2.

Nhiệt độ trên chi tiết được xác định bằng công thức:

(2)

(0C)

153

c) Kiểm chuẩn cảm biến dịch chuyển

Để kiểm chuẩn cảm biến dịch chuyển, cấp cho cảm biến một dịch chuyển xác định

và thu thập tín hiệu điện áp tương ứng. Quan hệ giữa dịch chuyển thực và điện áp được

Bảng 3. Giá trị điện áp đo được ở đầu ra cảm biến dịch chuyển

thống kê ở bảng 3.

Điện áp ra (V) 0.72 1.2 1.82 2.3 2.95 Dịch chuyển (mm) 0 8,6 20,13 28,58 40,01

Sử dụng mô hình hồi qui tuyến tính cho số liệu ở bảng 3 nhận được mối quan hệ

giữa lượng dịch chuyển và điện áp có dạng y = a.x + b trong đó y là lượng dịch chuyển

Hình 3. Quan hệ giữa điện áp (V) đầu ra của cảm biến với lượng dịch chuyển (mm)

và x là điện áp ra của cảm biến như mô tả trên hình 3.

Dịch chuyển tương đối giữa chi tiết và mũi khoan được xác định bằng công thức:

(mm) (3)

154

d) Kiểm chuẩn cảm biến đo mô men (PCB 2508 106 03A)

Kiểm chuẩn cảm biến mô men được thực hiện bằng cách treo các quả nặng có khối

lượng chuẩn lên cánh tay đòn tạo mô men xoắn trục rồi đo điện áp đầu ra của cảm biến.

Bảng 4. Giá trị điện áp đo được ở đầu ra của cảm biến mô men

Kết quả đo được thống kê ở bảng 4.

Mô men (Ncm) 0 3,37347 70,84288 104,57758 138,31229 172,04699 205,78169 Điện áp (V) 0,388 0,393 0,958 1,259 1,579 1,86 2,16

Sử dụng mô hình hồi qui tuyến tính cho số liệu ở bảng 4 nhận được mối quan hệ

giữa mô men và điện áp thu được có dạng y = a.x + b trong đó y là mô men và x là

Hình 4. Quan hệ giữa điện áp (V) đầu ra của cảm biến với mô men (Ncm)

điện áp ra của cảm biến như mô tả trên hình 4.

Mô men sinh ra khi khoan được xác định bằng công thức:

(4)

(N.cm)

155

d) Kiểm chuẩn cảm biến đo lực 3 thành phần

Kiểm chuẩn được thực hiện bằng cách treo các quả cân thí nghiệm có khối lượng

định sẵn nhằm tạo ra lực theo phương cần đo (dọc trục mũi khoan). Kết quả đo điện áp

Bảng 5. Giá trị điện áp đo được ở đầu ra cảm biến lực

ra của cảm biến được thống kê ở bảng 5.

Lực (N) 0 0,98066 20,59386 30,40046 40,20706 50,01366 Điện áp (V) -0,776 -0,769 -0,676 -0,639 -0,593 -0,538

Sử dụng mô hình hồi qui tuyến tính cho số liệu ở bảng 5 nhận được mối quan hệ

giữa lực dọc trục và điện áp có dạng y = a.x + b trong đó y là lực dọc trục và x là điện

Hình 5. Quan hệ giữa điện áp (V) đầu ra của cảm biến với lực dọc trục (N)

áp ra của cảm biến như mô tả trên hình 5.

Lực dọc trục được xác định bằng công thức:

(5)

(N)

Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu khoan lỗ nhỏ và sâu trên hợp kim nhôm có trợ giúp của rung động siêu âm

ĐẠI HỌC THÁI NGUYÊN

TRƯỜNG ĐẠI HỌC KỸ THUẬT CÔNG NGHIỆP

Chu Ngọc Hùng

NGHIÊN CỨU KHOAN LỖ NHỎ VÀ SÂU TRÊN HỢP KIM

NHÔM CÓ TRỢ GIÚP CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

Mã Số: 9 52 01 03

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS. Nguyễn Văn Dự

THÁI NGUYÊN – NĂM 2019

MỤC LỤC

DANH MỤC CÁC KÍ HIỆU

MỞ ĐẦU

Chương 1

TỔNG QUAN VỀ GIA CÔNG CÓ TRỢ GIÚP

CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

Kết luận chương 1

Chương 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT QUÁ TRÌNH KHOAN CÓ TRỢ GIÚP

CỦA RUNG ĐỘNG SIÊU ÂM

Chương 3

THIẾT KẾ, CHẾ TẠO HỆ THỐNG THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM

Khó khăn lớn nhất khi đo là thiết bị đo phải có tần số lấy mẫu rất lớn và độ phân giải

Chương 4

Chương 5

PHÁT TRIỂN MÔ HÌNH MÔ TẢ MÔ MEN KHI KHOAN LỖ SÂU

KẾT LUẬN VÀ ĐỀ XUẤT

TÀI LIỆU THAM KHẢO

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN

PHỤ LỤC

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok