Luận án Tiến sĩ Kĩ thuật cơ khí: Nghiên cứu phay khô hợp kim nhôm A7075 bằng dụng cụ phủ Nitride Titan và đối sánh với phay ướt

BỘ GIÁO DỤC VÀĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI

LÊ NHƯ TRANG

NGHIÊN CỨU PHAY KHÔ HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG

DỤNG CỤ PHỦ NITRIDE TITAN VÀ ĐỐI SÁNH VỚI PHAY ƯỚT

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT CƠ KHÍ

Hà Nội – 2021

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI

LÊ NHƯ TRANG

NGHIÊN CỨU PHAY KHÔ HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG

DỤNG CỤ PHỦ NITRIDE TITAN VÀ ĐỐI SÁNH VỚI PHAY ƯỚT

Ngành: Kỹ thuật cơ khí

Mã số: 9520103

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT CƠ KHÍ

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. TS. Trần Xuân Thái

2. TS. Nguyễn Trọng Hải

Hà Nội – 2021

LỜI CẢM ƠN

Tôi xin chân thành gửi lời cảm ơn đến TS Trần Xuân Thái, TS Nguyễn Trọng

Hải hai người thầy đã tận tình hướng dẫn, giúp đỡ, chỉ bảo và động viên tôi thực hiện

luận án.

Tôi vô cùng biết ơn đến GS.TSKH Bành Tiến Long đã định hướng đề tài, góp

ý và tận tình giúp đỡ và động viên tôi hoàn thành luận án.

Tôi xin cảm ơn Ban giám hiệu Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội, Phòng

Đào tạo Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội, Viện Cơ khí - Trường Đại học Bách

Khoa Hà Nội đã tạo điều kiện tốt nhất và giúp đỡ, động viên tôi trong suốt thời gian

học tập và nghiên cứu.

Tôi xin gửi lời cám ơn tới Thầy, Cô bộ môn Gia Công Vật Liệu Và Dụng Cụ

Công Nghiệp - Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội đã đóng góp ý kiến, hỗ trợ và

giúp đỡ tôi.

Tôi xin cảm ơn khoa Cơ khí – Phòng thí nghiệm Đo lường khoa Cơ khí, Trung

Tâm Hồng Hải Foxcon– Trường Đại học Công Nghiệp Hà Nội đã giúp đỡ, hỗ trợ tôi

hoàn thành thực nghiệm của luận án.

Tôi gửi lời cảm ơn đến Ban lãnh đạo Trường, khoa Cơ Khí, Bộ môn CNCTM

- Trường Đại học kinh tế kỹ thuật công nghiệp đã tạo điều kiện và giúp đỡ tôi về thời

gian giúp tôi hoàn thành luận án. Cuối cùng tôi xin gửi lời cảm ơn chân thành đến tất

cả đồng nghiệp, bạn bè, gia đình và người thân đã luôn ở bên động viên khích lệ và

mong muốn tôi hoàn thành luận án này.

Hà Nội, ngày 16 tháng 09 năm 2021

Tác giả

Lê Như Trang

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

hướng dẫn của TS Trần Xuân Thái và TS Nguyễn Trọng Hải. Kết quả nêu trong luận

án là trung thực và chưa từng được công bố trong bất kỳ công trình nghiên cứu nào

khác.

Hà Nội, ngày 16 tháng 09 năm 2021

HƯỚNG DẪN KHOA HỌC 1 TÁC GIẢ

TS TRẦN XUÂN THÁI LÊ NHƯ TRANG

HƯỚNG DẪN KHOA HỌC 2

TS. NGUYỄN TRỌNG HẢI

MỤC LỤC LỜI CẢM ƠN ............................................................................................................. i

LỜI CAM ĐOAN ...................................................................................................... ii

MỤC LỤC ................................................................................................................ iii DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT ........................................... vii DANH MỤC HÌNH ẢNH ........................................................................................ ix DANH MỤC BẢNG BIỂU ................................................................................... xiii

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

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ CÁC YẾU TỐ KHI GIA CÔNG HỢP KIM

NHÔM A7075 ............................................................................................................ 5

1.1 Đặc điểm và ứng dụng của hợp kim nhôm A7075 ........................................ 5 1.1.1 Đặc điểm của hợp kim nhôm ...................................................................... 5

1.1.2 Phân loại hợp kim nhôm.............................................................................. 5

1.1.3 Ứng dụng của hợp kim nhôm A7075 .......................................................... 7

1.1.4 Các nghiên cứu về hợp kim nhôm A7075 ................................................... 8

1.2 Cơ sở vật lý quá trình tạo phoi khi gia công A7075 ................................... 11 1.2.1 Quá trình tạo phoi khi gia công kim loại ................................................... 11

1.2.2 Các dạng phoi hình thành trong quá trình cắt. .......................................... 15

1.3 Dụng cụ cắt khi gia công hợp kim nhôm A7075 ......................................... 17 1.3.1 Đặc điểm của vật liệu làm dụng cụ cắt ..................................................... 17

1.3.2 Một số vật liệu dùng làm dụng cụ cắt khi gia công hợp kim nhôm A7075 17

1.4 Những vấn đề khi gia công khô và gia công có dung dịch trơn nguội hợp

kim nhôm A7075 .................................................................................................. 24 1.5 Nghiên cứu trong và ngoài nước trong những năm gần đây ..................... 29 1.5.1 Nghiên cứu trong nước .............................................................................. 29

1.5.2 Nghiên cứu ngoài nước ............................................................................. 31

1.6 Kết luận chương 1 .......................................................................................... 34 CHƯƠNG 2. ĐỘNG LỰC HỌC VÀ CÁC HIỆN TƯỢNG XẢY RA KHI PHAY HỢP KIM NHÔM A7075 ....................................................................................... 35 2.1 Lực cắt và các yếu tố ảnh hưởng .................................................................. 35 2.1.1 Lực cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 .................................................... 35

2.1.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến lực cắt khi phay .............................................. 38

2.2 Rung động và ổn định trong quá trình phay hợp kim nhôm A7075 ........ 40 2.2.1 Hiện tượng rung động khi cắt .................................................................... 40

2.2.2 Mô hình rung động khi phay ..................................................................... 41

2.2.3 Sự ổn định trong quá trình gia công .......................................................... 45

iii

2.3 Hiện tượng mài mòn dụng cụ cắt[9] khi phay hợp kim nhôm A7075. ..... 46 2.3.1 Các dạng mài mòn dụng cụ cắt ................................................................ 47 2.3.2 Cơ chế mài mòn của dụng cụ cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 ......... 48

2.3.3 Các yếu tố ảnh hưởng đến mài mòn dụng cụ cắt. ..................................... 49

2.4 Hiện tượng nhiệt sinh ra trong quá trình gia công hợp kim nhôm A7075

............................................................................................................................... 51

2.5 Chất lượng bề mặt chi tiết gia công khi gia công hợp kim nhôm A7075 .. 54 2.5.1 Sự biến cứng lớp bề mặt khi gia công ....................................................... 54

2.5.2 Độ nhám bề mặt và các yếu tố ảnh hưởng khi phay hợp kim nhôm A7075 . ............................................................................................................................ 56

2.6 Kết luận chương 2 .......................................................................................... 59 CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC YẾU

TỐ CÔNG NGHỆ ĐẾN LỰC CẮT, ĐỘ NHÁM VÀ MÒN DỤNG CỤ KHI

PHAY HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG DAO PHAY PHỦ NITRIDE

TITAN ...................................................................................................................... 60

3.1 Mục tiêu của nghiên cứu thực nghiệm ......................................................... 60

3.2 Nội dung của nghiên cứu thực nghiệm ........................................................ 60

3.3 Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm khi phay hợp kim nhôm A7075 .. 61 3.3.1 Tiến trình nghiên cứu thực nghiệm ........................................................... 61

3.3.2 Thiết kế các thông số và ma trận thực nghiệm khi phay hợp kim nhôm

A7075. ................................................................................................................ 62

3.4 Lựa chọn trang bị thí nghiệm ....................................................................... 63 3.4.1 Dụng cụ cắt ................................................................................................ 63

3.4.2 Vật liệu gia công và máy dùng cho thí nghiệm ......................................... 64

3.4.3 Các thiết bị đo dùng khi phay hợp kim nhôm A7075 ............................... 65

3.5 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến lực cắt khi phay hợp

kim nhôm A7075. ................................................................................................. 67 3.5.1 Ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến lực cắt FU (N) khi phay ướt hợp kim nhôm A705. ................................................................................................. 67 3.5.2.Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến lực cắt (FK) khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ................................................................................................ 72

3.6 Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám khi phay hợp kim nhôm A7075. ......................................................................................................... 77 3.6.1 Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám (RaU) khi phay ướt

hợp kim nhôm A7075. ........................................................................................ 77

3.6.2 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến độ nhám (RaK) khi phay

khô hợp kim nhôm A7075. ................................................................................. 81

3.7 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến độ mòn dao HS khi

phay hợp kim nhôm A7075 ................................................................................. 85

3.7.1 Ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ độ mòn dao (HsU) khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075. ............................................................................................... 85

3.7.2 Kết quả phân tích ảnh hưởng của một số yếu tố công nghệ đến độ mòn dao

HsK khi phay khô hợp kim nhôm A7075. ....................................................... 90

3.8 Kết luận chương 3 .......................................................................................... 94

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ VÀ TỐI ƯU HÓA QUÁ TRÌNH

PHAY KHÔ HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG DAO PHAY PHỦ NITRIDE

TITAN ...................................................................................................................... 96 4.1 Nghiên cứu đánh giá các thông số đầu ra của quá trình phay khô so với

phay ướt hợp kim nhôm A7075 .......................................................................... 96 4.1.1 Đánh giá lực cắt khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075 .... 96

4.1.2. Đánh giá độ nhám bề mặt khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm

A7075 ................................................................................................................. 98

4.1.3 Đánh giá độ mòn dao khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075

.......................................................................................................................... 102

4.2 Phân tích mối quan hệ của các thông số đầu ra trong khi phay hợp kim nhôm A7075. ....................................................................................................... 105 4.2.1 Phân tích mối quan hệ giữa lực cắt và độ nhám khi phay khô hợp kim nhôm

A7075 ............................................................................................................... 106

4.2.2. Phân tích mối quan hệ giữa lực cắt và lượng mòn dao mặt sau khi phay khô

hợp kim nhôm A7075 ....................................................................................... 107

4.2.3. Phân tích mối quan hệ giữa độ nhám và lượng mòn dao mặt sau khi phay

khô hợp kim nhôm A7075 ................................................................................ 108

4.3 Nghiên cứu tối ưu một số thông số khi phay hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan .............................................................................. 109 4.3.1 Đặt vấn đề ................................................................................................ 109 4.3.2 Các phương pháp tối ưu hóa ................................................................... 110

4.3.2.1 Tối ưu hóa theo phương pháp sử dụng thuật toán di truyền GA ...... 110 4.3.2.2 Tối ưu hóa theo phương pháp qui hoạch tuyến tính ......................... 113 4.3.3 Tối ưu hóa quá trình phay ....................................................................... 115 4.3.3.1. Hàm mục tiêu. .................................................................................. 115

4.3.3.2 Điều kiện biên và miền giới hàn ....................................................... 117

4.3.3.3 Tối ưu hóa đơn mục tiêu. .................................................................. 118

4.3.3.4 Tối ưu hóa đa mục tiêu ..................................................................... 121

4.4 Kết luận chương 4 ........................................................................................ 125

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO ................................... 127 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN .............. 129

TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................... 130

PHỤ LỤC

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT Diễn giải (Computer Numerical Control)- Điều khiển số có sự hỗ trợ

Ký hiệu CNC Đơn vị

của máy tính

Độ mòn dụng cụ cắt Hs m

Độ mòn dụng cụ cắt khi phay ướt HsU m

Độ mòn dụng cụ cắt khi phay khô HsK m

F Lực cắt khi phay N

FU Lực cắt khi phay ướt N

FK Lực cắt khi phay khô N

Ra Nhám bề mặt chi tiết m

RaU Nhám bề mặt chi tiết khi phay ướt m

RaK Nhám bề mặt chi tiết khi phay khô

Rung động theo phương x và phương y xy m

Chiều dài của lớp phoi Lf mm

Chiều dài quãng đường dao đi L mm

Chiều sâu cắt t mm

Chiều dày phoi chưa biến dạng t1 mm

Chiều dày phoi đã biến dạng t2 mm

Vận tốc cắt Vc m/phút

Lực tác dụng lên mặt trước F1 N

Lực tác dụng lên mặt sau F2 N

Lực cắt R1 N

Lực cắt theo phương x Fx N

Lực cắt theo phương y Fy N

Lực cắt theo phương z Fz N

Lực tiếp tuyến Ft N

Lực cắt chính Fc N

mm2 Ai() Diện tích phoi chưa cắt của răng thứ I tại góc 

Đường kính dụng cụ cắt D mm

Lực ma sát tác dụng dọc theo dòng chảy của phoi Ff N

Lực pháp tuyến thẳng góc tới góc cắt của dao Fn N

vii

Hằng số không thứ nguyên liên quan đến lực hướng tâm và KR

lực tiếp tuyến

Hằng số không thứ nguyên liên quan đến lực dọc trục và KA

lực tiếp tuyến

Góc biến dạng độ 

Góc cắt pháp tuyến tức thời độ n

Góc quay của lưỡi cắt độ m

Chiều dày phoi trung bình mm Cm

ANOVA Phân tích phương sai

Hệ số tương quan bội R

Hệ số xác định R2

R Square Hệ số điều chỉnh

Số bậc tự do Df

Tổng bình phương mức động và sai lệch bình phương của SS chúng

Phương sai hay số bình quân của tổng bình phương sai lệch MS

viii

DANH MỤC HÌNH ẢNH Hình 1.1. Góc nhôm của giản đồ Al-nguyên tố hợp kim. ........................................... 6 Hình 1.2. Các sản phẩm của hợp kim nhôm A7075 ................................................... 8

Hình 1.3. Sự thay đổi ứng suất khi thay đổi tốc độ cắt (a) và lượng tiến dao (b) ....... 9

Hình 1.4. Vết nứt ở các giai đoạn khác nhau trên bề mặt gia công ........................... 9 Hình 1.5. Ảnh hưởng của tốc độ cắt và chiều sâu cắt ............................................... 10

Hình 1.6. Ảnh hưởng của công nghệ làm mát đến độ nhám bề mặt ở tốc độ cắt khác

nhau ........................................................................................................................... 10

Hình 1.7. Ảnh hưởng của tốc độ cắt (a) và lượng tiến dao (b) đến nhiệt ................. 11 Hình 1.8. Phoi hình thành trong quá trình cắt .......................................................... 12

Hình 1.9. Cơ chế hình thành phoi ............................................................................. 12

Hình 1.10. Trạng thái hình thành phoi: a) Sự hình thành phoi cho vật liệu mềm, b)

Hình thành phoi cho vật liệu ủ mềm, c) Sự hình thành phoi cho khi gia công dao có

bán kính cong lớn. ..................................................................................................... 13

Hình 1.11. Trạng thái hình thành phoi; a) ảnh tế vi phoi hình thành khi gia công thép

AISI1041; b) Biểu đồ hình thành phoi; c) Vec tơ tốc độ cắt ................................... 13

Hình 1.12. Cơ chế hình thành phoi .......................................................................... 14

Hình 1.13. Sơ đồ hình thành vết nứt tế vi khi gia công . .......................................... 14

Hình 1.14.Các dạng phoi hình thành trong quá trình cắt . ........................................ 15

Hình 1.15. Sự thay đổi cấp độ phân đoạn của phoi ở các tốc độ cắt khác nhau ...... 16

Hình 1.16. Đường cong ứng suất – biến dạng của 2 loại cacbit và thép gió . .......... 18

Hình 1.17. Độ cứng nóng của hợp kim cứng và thép gió. ........................................ 18

Hình 1.18. Cấu trúc tế vi của thép gió; a) thép cacbon, b) thép gió .......................... 20 Hình 1.19. Đường cong nhiệt độ của thép cacbon và théo gió ................................ 21

Hình 1.20. Ảnh hưởng của nhiệt độ và ứng suất của các vật liệu khác nhau. .......... 21

Hình 1.21. Độ cứng tế vi của các lớp phun phủ ........................................................ 23

Hình 1.22. Hệ số cắt, góc cắt với hệ số ma sát  ứng với điều kiện khác nhau . ..... 25

Hình 1.23. Hướng phun dung dịch trơn nguội ......................................................... 26 Hình 1.24. Sơ đồ nhiệt khi gia công thép; a) khô; b) tỷ lệ pha 30:1 hướng A, c) tỷ lệ

30:1 theo hướng C. Điều kiện cắt 183 m/phút, bước tiến 0,25 mm/vòng, vật liệu dao M34 HSS, thời gian cắt 30s ( theo Smart and Trent, 1974).. .................................... 27

Hình 1.25. Sơ đồ nhiệt khi gia công Niken; a) khô; b) tỷ lệ pha 30:1 hướng A, c) tỷ lệ 30:1 theo hướng C. Điều kiện cắt 183 m/phút, bước tiến 0,25 mm/vòng, vật liệu

dao M34 HSS, thời gian cắt 30s (theo Smart and Trent, 1974). ............................... 27 Hình 1.26. Ảnh hưởng của việc làm mát tới độ mòn của dao (a) và phoi hình thành(b) ................................................................................................................................... 31

Hình 2.1. Các thành phần lực cắt khi phay ............................................................... 36

Hình 2.2. Phân tích lực cắt khi phay họp kim nhôm A707 ....................................... 38 Hình 2.3. Giá trị trung bình lực cắt khi thực nghiệm. ............................................... 39

Hình 2.4. Mô hình động học khi phay ...................................................................... 42

Hình 2.5. Hình dạng cơ bản của một biểu đồ ổn định của quá trình phay ............. 45

Hình 2.6. Cơ chế mài mòn và các dạng mài mòn dụng cụ cắt . ................................ 47 Hình 2.7. Các trạng thái mài mòn dụng cụ cắt ......................................................... 47 Hình 2.8. Mài mòn dụng cụ cắt khi thí nghiệm AISI H13 ở tốc độ V = 389

m/phút........................................................................................................................ 48 Hình 2.9. Tóm tắt ảnh hưởng của mài mòn đến quá trình cắt................................... 49 Hình 2.10. Ảnh hưởng của các thông số đến mài mòn khi cố định ae và fz a) V= 400 m/phút; b) V=800 m/phút c) V= 1200 m/phút; d) V = 1600 m/phút ........................ 50

Hình 2.11. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến mài mòn khi phay thuận và nghịch . ...... 50

Hình 2.12. Lượng mòn (w) thay đổi với thời gian khác nhau ................................. 51

Hình 2.13. Nguồn nhiệt sinh ra trong quá trình cắt .................................................. 52

Hình 2.14. Sơ đồ lý tưởng của nguồn nhiệt chuyển động trên mặt cắt . ................... 52

Hình 2.15. Ảnh hưởng của nhiệt độ khi cắt với chiều sâu cắt khác nhau . ............... 53

Hình 2.16. Sự thay đổi ứng suất dư theo chiều sâu lớp bề mặt kim loại .................. 54

Hình 2.17. Ảnh hưởng của V,S, đến ứng suất tiếp T và  ..................................... 55

Hình 2.18. Độ cứng nguội K và chiều sâu lớp cứng nguội ...................................... 56

Hình 2.19. Profile độ nhám bề mặt ........................................................................... 57

Hình 2.20. Biểu đồ thể hiện các tham số cắt ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt ......... 57

Hình 2.21. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến độ nhám bề mặt ...................................... 58

Hình 3.1. Tiến trình nghiên cứu thực nghiệm ........................................................... 61

Hình 3.2. Dụng cụ cắt trong nghiên cứu thực nghiệm .............................................. 64

Hình 3.3. Mẫu phôi 1 ................................................................................................ 64

Hình 3.4. Mẫu phôi 2 ................................................................................................ 65 Hình 3.5. Máy phay CNC HS Super MC500 ............................................................ 65 Hình 3.6. Thiết lập hệ thống đo lực cắt ..................................................................... 66

Hình 3.7. Thiết lập hệ thống đo độ nhám bề mặt gia công ....................................... 66 Hình 3.8. Thiết lập hệ thống đo mòn mặt sau dụng cụ cắt........................................ 67

Hình 3.9. Lực cắt (FU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 .............................................................................................................. 71

Hình 3.10. Lực cắt (FU2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 71

Hình 3.11. Lực cắt (FU2) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 71 Hình 3.12. Lực cắt (FK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 75

Hình 3.13. Lực cắt (FK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 75 Hình 3.14. Lực cắt (FK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 .............................................................................................................. 75

Hình 3.15. Độ nhám (RaU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 .............................................................................................................. 80

Hình 3.16. Độ nhám (RaU2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 80

Hình 3.17. Độ nhám (RaU3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 80

Hình 3.18. Độ nhám (RaK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay khô hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 84

Hình 3.19. Độ nhám (RaK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay khô hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 84

Hình 3.20. Độ nhám (RaK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay khô hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 84

Hình 3.21. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 87

Hình 3.22. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 87

Hình 3.23. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 87

Hình 3.24. Độ mòn (HsK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 .............................................................................................................. 93

Hình 3.25. Độ mòn (HsK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 93

Hình 3.26. Độ mòn (HsK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 ....................................................................................................... 93 Hình 4.1. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 90 phút. ............. 96 Hình 4.2. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 180 phút. ........... 97 Hình 4.3. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 270 phút. ........... 97

Hình 4.4. Lực cắt khi gia công khô trong các khoảng thời gian khác nhau .............. 98

Hình 4.5. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt ở 90 phút .................. 99 Hình 4.6. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt ở 180 phút .............. 100

Hình 4.7. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt sau 180 phút ........... 100

Hình 4.8. Độ nhám bề mặt sau khoảng thời gian gia công 90, 180, 270 phút ........ 101

Hình 4.9. Độ nhám bề mặt chi tiết sau thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút với chế độ cắt S = 800 (mm/phút), V = 188 (m/phút), t = 1,5 (mm) .............. 101 Hình 4.10. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 90 phút gia công ..

................................................................................................................................. 103 Hình 4.11. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 180 phút ... 103

gia công ................................................................................................................... 103

Hình 4.12. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 270 phút ... 103

gia công ................................................................................................................... 103

Hình 4.13. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 90 phút, 180

phút và 270 phút gia công ....................................................................................... 104

Hình 4.14. Lượng mòn dao mặt sau khi gia công với chế độ cắt V = 188 (m/phút), S

= 1600 (mm/phút), t = 0,5 (mm) sau các thời gian gia công khác nhau. ................ 104

Hình 4. 15. Mối quan hệ giữa lực cắt và độ nhám bề mặt a)Khi cố định tốc độ cắt và

tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, c) khi cố định tốc độ chạy

dao và chiều sâu cắt ................................................................................................. 106

Hình 4.16. Mối quan hệ giữa lực cắt và lượng mòn dao mặt sau a) Khi cố định tốc độ

cắt và tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, c) khi cố định tốc

độ chạy dao và chiều sâu cắt ................................................................................... 107

Hình 4.17. Mối quan hệ giữa độ nhám bề mặt và lượng mòn dao mặt sau a)Khi cố

định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, c) khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt ................................................................ 108

Hình 4.18. Sơ đồ thực hiện giải thuật di truyền ...................................................... 111 Hình 4.19. Mô hình đường cắt thực nghiệm khi phay thuận .................................. 115 Hình 4.20. Giao diện giải thuật di truyền (GA) tối ưu hóa chế độ cắt trong matlab ................................................................................................................................. 119 Hình 4.21. Giao diện kết quả chế độ cắt tối ưu và Ramin ...................................... 119

xii

DANH MỤC BẢNG BIỂU Bảng 1.1 .Thành phần hóa học của hợp kim nhôm A7075 (%) . ................................ 7 Bảng 1.2. Đặc tính vật lý của hợp kim nhôm A7075 . ................................................ 7 Bảng 1.3. Thành phần của các loại thép gió ............................................................. 19 Bảng 3.1 Thông số chế độ cắt dùng cho thực nghiệm .............................................. 62 Bảng 3.2 Ma trận thực nghiệm .................................................................................. 63 Bảng 3.3. Kết quả đo lực cắt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút............................................................................... 68 Bảng 3.4. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180 phút, 270 phút. ....................................... 69 Bảng 3.5. Kết quả đo lực cắt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút............................................................................... 73 Bảng 3.6. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút. ......................................................... 74 Bảng 3.7. Kết quả đo độ nhám bề mặt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút .......................................................... 77 Bảng 3.8. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút. ......................................................... 78 Bảng 3.9. Kết quả đo độ nhám bề mặt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian khác nhau ...................................................................................... 81 Bảng 3.10. Kết quả phân tích phương sai độ nhám bề mặt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công khác nhau. ................................................. 83 Bảng 3.11. Kết quả đo lượng mòn dao khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian khác nhau ...................................................................................... 85 Bảng 3.12. Kết quả phân tích phương sai độ mòn dụng cụ cắt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công khác nhau. ....................................... 88 Bảng 3.13. Kết quả đo lượng mòn dao khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian khác nhau ...................................................................................... 90

Bảng 3.14. Kết quả phân tích phương sai cho độ mòn dụng cụ cắt HsK khi phay khô

hợp kim nhôm A7075 ............................................................................................... 92 Bảng 4.1. Bảng lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút ........................................................................................... 96 Bảng 4.2. Bảng so sánh độ nhám bề mặt khi phay ướt và phay khô trong thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút ........................................................................ 99

xiii

Bảng 4.3. Bảng so sánh lượng mòn dụng cụ cắt khi phay ướt và phay khô trong thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút .............................................................. 102 Bảng 4.4. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 90 phút phay không có dung dịch trơn nguội ................................................. 120 Bảng 4.5. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 90 phút có dung dịch trơn nguội. ................................................................... 120 Bảng 4.6. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 180 phút phay không có dung dịch trơn nguội ............................................... 120 Bảng 4.7. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 180 phút có dung dịch trơn nguội. ................................................................. 121 Bảng 4.8. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 270 phút phay không có dung dịch trơn nguội ............................................... 121 Bảng 4.9. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi gia công 270 phút có dung dịch trơn nguội. ................................................................. 121 Bảng 4.10. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 90 phút ... 124 Bảng 4.11. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 90 phút .............. 124 Bảng 4.12. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 180 phút . 124 Bảng 4.13. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 180 phút ............ 124 Bảng 4.14. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 270 phút . 125 Bảng 4.15. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 270 phút ............ 125

xiv

MỞ ĐẦU

1. Lý do chọn đề tài

Ngày nay trong gia công cơ khí ngoài lựa chọn các phương án gia công tối ưu

nhằm nâng cao năng suất và chất lượng sản phẩm, các doanh nghiệp còn chú ý đến

việc đảm bảo sức khỏe của người thợ và mức độ ảnh hưởng tới môi trường trong quá trình sản xuất. Đối với ngành chế tạo máy hàng năm tiêu thụ một lượng lớn dung dịch

dùng để tưới nguội cho các công đoạn gia công sản phẩm và sau khi sử dụng lượng

lớn dung dịch này thải ra gây ô nhiễm môi trường. Dung dịch trơn nguội có tác dụng

giảm sự mài mòn dao, giảm nhiệt từ chi tiết gia công, dao và máy, giúp quá trình thoát phoi dễ dàng và giảm ứng suất cắt sinh ra trong chi tiết gia công, dụng cụ và

thiết bị. Tuy nhiên việc sử dụng dung dịch trơn nguội đã làm gia tăng đáng kể chi phí

gia công, thông thường chi phí cho dung dịch trơn nguội có thể từ 7-17% chi phí sản

xuất. Bên cạnh đó dung dịch trơn nguội làm ảnh hưởng đến sức khỏe người vận hành

máy. Như vậy từ những chi phí về mua dung dịch, xử lý các vấn đề sau gia công của

dung dịch trơn nguội, chi phí bảo vệ sức khỏe người thợ là các mối quan tâm lớn của

các nhà sản xuất.

Với sự phát triển của vật liệu, xu thế của các nhà thiết kế chế tạo sản phẩm

hiện nay đang thay dần các vật liệu thép bằng các vật liệu hợp kim nhôm với mục

đích làm giảm trọng lượng của các thiết bị và tăng tuổi thọ cho thiết bị do vật liệu hợp kim nhôm có tính chịu nhiệt cao (khoảng 5600c) mà vẫn đảm bảo được chức năng làm việc của chi tiết máy.

Hiện nay gia công khô được coi phương pháp gia công được mong muốn của

các doanh nghiệp vì có những ưu điểm đặc biệt đối hệ sinh thái. Đã nhiều nhà máy áp dụng bắt buộc với việc gia công khô để bảo môi trường và đảm bảo an toàn vệ

sinh lao động. Những lợi thế của gia công khô bao gồm: không gây ô nhiễm khí quyển

(hoặc nước), không nguy hiểm cho sức khỏe, không gây tổn thương cho da và không

gây dị ứng, đặc biệt hơn nữa là giảm chi phí gia công. Gia công khô làm giảm chi phí chế tạo từ dung dịch trơn nguội sinh ra. Đã có các nghiên cứu cho rằng khi gia công khô làm tăng ma sát, mài mòn dụng cụ cắt tăng, nhiệt độ gia công cao ảnh hưởng đến quá trình hình thành phoi và độ chính xác của bề mặt gia công. Tuy nhiên gia công khô lại có điểm tích cực như giảm sốc nhiệt và cải thiện tuổi thọ của dụng cụ cắt trong

quá trình cắt không liên tục. Gia công khô đã được nghiên cứu và phát triển từ việc làm thế nào bù đắp tác dụng có lợi của việc gia công có dung dịch trơn nguội. Trong

khi đó gia công không tưới nguội không phải là phù hợp cho tất cả các công đoạn và

áp dụng cho tất cả các loại phôi liệu, trong một số trường hợp nếu chọn dao cụ một

cách hợp lý và chính xác sẽ có thể làm giảm thiểu hoặc loại bỏ hoàn toàn dung dịch

trơn nguội. Dao cụ với lớp phủ nitric titan sẽ cho phép gia công các vật liệu với bước

tiến lớn, tốc độ cao làm giảm thời gian tiếp xúc của mảnh dao và phôi liệu, làm giảm được nhược điểm độ cứng giảm nhanh ở nhiệt độ cao của dao cụ và lớp phủ này làm

giảm ma sát giữa dao và vật liệu gia công vì thế tăng được hiệu quả gia công khô.

Nhôm và hợp kim nhôm là vật liệu chủ yếu dùng gia công khô, do độ dẫn nhiệt

cao, khả năng hấp thụ nhiệt của nhôm cũng khá lớn. Mặc khác khi gia công hợp kim nhôm có thể gây ra biến dạng do sự giãn nở nhiệt. Ngoài ra khi gia công hợp kim nhôm cũng gây ra các vấn đề liên quan đến sự hình thành phoi. Do vậy khi gia công

nhôm và hợp kim nhôm cần phải sử dụng dụng cụ cắt với lớp phun phủ phù hợp.

Từ những phân tích nêu trên tác giả chọn đề tài “Nghiên cứu phay khô hợp kim

nhôm A7075 bằng dụng cụ phủ Nitride Titan và đối sánh với phay ướt” để nghiên

cứu nhằm mục đích phân tích ảnh hưởng các thông số chế độ cắt đến một số thông

số đặc trưng trong quá trình gia công hợp kim nhôm A7075 ở hai điều kiện gia công

khô (phay khô) và gia công có dung dịch trơn nguội (phay ướt). Đánh giá các ảnh

hưởng của các yếu tố chế độ cắt đến các thông số đầu ra như: lực cắt, mài mòn và độ

nhám bề mặt. So sánh kết quả đầu ra ở hai điều kiện gia công khô và gia công có sử

dụng dung dịch trơn nguội. Trên cơ sở đó tính toán chế độ cắt tối ưu góp phần vào

tiếp cận, khai thác máy và thiết bị, tăng hiệu quả trong sản xuất và là cơ sở ban đầu

cho các nghiên cứu tiếp theo.

2. Mục đích, đối tượng và phạm vi nghiên cứu

2.1 Mục đích

- Phân tích cơ sở lý thuyết về quá trình tạo phoi, động lực học quá trình phay

nhôm hợp kim A7075 khi phay khô và phay ướt.

- Phân tích mối quan hệ giữa các thông số chế độ cắt với lực cắt, độ nhám bề mặt, mòn dụng cụ cắt khi phay khô và phay ướt. Phân tích mối quan hệ lượng mòn dụng cụ cắt khi phay khô và phay ướt nhôm hợp kim.

- Xây dựng hàm mục tiêu tối ưu hóa, thiết lập điều kiện biên, miền giới hạn đối với hệ thống công nghệ để giải bài toán tối ưu hóa chế độ cắt khi phay khô vật liệu hợp kim nhôm.

- Xác định được ưu nhược điểm của gia công khô và gia công ướt nhôm hợp kim

A7075 giúp cho nhà sản xuất dễ lựa chọn phương pháp gia công

2.2 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

+ Đối tượng nghiên cứu

- Quá trình gia công hợp kim nhôm A7075 trong điều kiện phay khô và phay

ướt khi sử dụng dao phay ngón có phủ Nitride Titan.

+Phạm vi nghiên cứu:

- Nghiên cứu quá trình tạo phoi và động lực học và các hiện tượng: nhiệt cắt,

mài mòn…trong quá trình phay khô và phay ướt hợp kim nhôm A7075.

- Thực nghiệm, đánh giá ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến lực cắt,

mài mòn dụng cụ cắt, độ nhám bề mặt khi phay khô và phay ướt hợp kim nhôm

A7075 ở các khoảng thời gian khác nhau.

- Đánh giá ảnh hưởng của phay khô và phay ướt, tối ưu hóa quá trình phay

hợp kim nhôm A7075.

2.3. Phương pháp nghiên cứu

- Sử dụng phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với thực nghiệm, ứng dụng

phần mềm trong quy hoạch thực nghiệm xử lý số liệu.

- Nghiên cứu lý thuyết để phân tích tác động tương hỗ giữa các thông số chế độ

cắt đến lực cắt, độ nhám bề mặt và mòn dao.

- Thực nghiệm gia công để xây dựng hàm quan hệ thông số công nghệ với các yếu tố trong quá trình cắt: Lực cắt, độ nhám bề mặt và mòn dao. Xây dựng mối

quan hệ giữa các thông số công nghệ và thời gian gia công với lực cắt, độ nhám

bề mặt và mòn dao.

2.4. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

- Ý nghĩa khoa học - Đánh giá được mức độ ảnh hưởng của dung dịch trơn nguội đến lực cắt, độ nhám bề mặt và lượng mòn dao khi phay hợp kim nhôm A7075 thông qua các

hàm toán

- Xây dựng mô hình toán học, phân tích và đánh giá ảnh hưởng thông số chế độ cắt đến một số thông số đặc trưng như lực cắt, nhám bề mặt và mòn dao khi phay khô và phay có dung dịch trơn nguội.

- Giải bài toán tối ưu hóa chế độ cắt trong quá trình phay khô với hàm thích nghi

đa mục tiêu (độ nhám bề mặt chi tiết và lượng mòn dao) nhỏ nhất.

- Ý nghĩa thực tiễn

- Kết quả của luận án là phương pháp luận để các nhà sản xuất chọn chế độ cắt

tối ưu khi phay khô và phay ướt hợp kim nhôm A7075 bằng dao phủ TiN.

- Luận án cũng dùng làm tài học tập nghiên cứu của các cơ sở đào tạo về quá

trình phay khô và phay ướt hợp kim nhôm.

2.5. Những đóng góp mới của đề tài

- Nghiên cứu một cách có hệ thống ảnh hưởng của chế độ cắt gồm: vận tốc cắt

(V), bước tiến dao (S) và chiều sâu cắt (t) đến quá trình phay hợp kim nhôm A7075.

- Các phương trình thực nghiệm hồi quy biểu diễn mối liên hệ giữa chế độ cắt với lực cắt, độ nhám bề mặt chi tiết gia công khi phay hợp kim nhôm A7075 đã được đề xuất.

- Luận án cũng làm rõ được sự khác biệt của các yếu tố công nghệ đến quá trình phay khô và phay ướt ở các khoảng thời gian gia công khác nhau khi gia công hợp kim

nhôm A7075.

- Đưa phương pháp tính toán chế độ cắt tối ưu khi phay khô và phay ướt vật

liệu A7075 sử dụng dụng cụ cắt HSSCo8 có phủ TiN.

2.6. Cấu trúc nội dung của luận án Luận án được chia làm 4 chương và phần kết luận chung:

Chương 1 Tổng quan về các yếu tố khi gia công hợp kim nhôm A7075.

Chương 2 Động lực học và các hiện tượng xảy ra khi phay hợp kim nhôm

A7075.

Chương 3 Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng các tố công nghệ đến lực cắt, độ

nhám và mòn dụng cụ cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ

Nitride Titan.

Chương 4 Nghiên cứu tối ưu các thông số khi phay hợp kim nhôm A7075 bằng

dao phay phủ Nitric Titan.

Kết luận chung và kiến nghị về những nghiên cứu tiếp theo.

Tài liệu tham khảo phụ lục I

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ CÁC YẾU TỐ KHI GIA CÔNG HỢP KIM NHÔM A7075

1.1 Đặc điểm và ứng dụng của hợp kim nhôm A7075 1.1.1 Đặc điểm của hợp kim nhôm

Ngày nay nhôm và hợp kim nhôm là loại vật liệu được sử dụng rộng rãi trong

đời sống cũng như trong công nghiệp chế tạo máy và các ngành công nghiệp phụ trợ.

Nhôm nguyên chất là một kim loại màu có màu trắng bạc ánh kim mờ. Tính

năng dẫn điện và dẫn nhiệt tốt, khả năng chống ăn mòn cao trong hầu hết các môi

trường. Không độc hại, không nhiễm từ và không cháy khi để ngoài không khí ở điều

kiện thông thường. Tuy nhiên nhôm nguyên chất lại có đặc điểm độ bền kéo thấp

trong điều kiện ủ. Khi cần tăng độ cứng, độ bền kéo cần xử lý nhiệt trong môi trường

lạnh. Giới hạn bền của nhôm tinh khiết là 7-11Mpa. Khối lượng riêng trong khoảng

2.7g/cm3.

Hợp kim nhôm có thành phần chủ yếu là nhôm và thêm các nguyên tố kim loại

khác. Hợp kim nhôm được tạo ra bằng cách trộn lẫn các nguyên tố kim loại khi nóng

chảy, khi làm nguội sẽ tạo thành một dung dịch rắn đồng nhất. Các nguyên tố khác

chiếm tới 15% khối lượng hợp kim. Thành phần được thêm vào bao gồm: sắt, magie,

silicon và kẽm. Nhờ các thành phần được thêm vào làm tăng độ cứng và khả năng

chống ăn mòn, độ dẫn điện, tính công nghệ so với nhôm nguyên chất.

1.1.2 Phân loại hợp kim nhôm

Hợp kim nhôm có tên gọi chung nhưng cũng được xác định bằng cách sử dụng

một số có bốn chữ số. Trong đó số đầu tiên xác định lớp hoặc chuỗi hợp kim.

+ Nhóm: 1xxx- Nhôm nguyên chất, hợp kim này làm bằng nhôm tinh khiết

đến 99% hoặc cao hơn.

+ Nhóm: 2xxx- Phần tử hợp kim chính trong chuỗi là đồng. Các hợp kim này

mạnh và cứng, tuy nhiên tính chống ăn mòn lại không bằng hợp kim khác. Khi sử

dụng loại hợp kim này thường dùng sơn hoặc phủ để sử dụng. Loại phổ biến nhất

dạng này có mã 2024.

+ Nhóm: 3xxx- Nguyên tố hợp kim chính trong nhóm này là mangan, thường

thêm một lượng nhỏ magiê. Hiện nay các hợp kim phổ biến của nhóm này là 3003 -

ứng dụng để chế tạo dụng cụ nấu ăn. Hợp kim 3004- sử dụng sản xuất các lon nhôm

cho đồ uống.

-Nhóm 4xxx- Nhóm này được thêm thành phần Silicon do vậy điểm nóng chảy

của kim loại này sẽ bị giảm đi và hợp kim cũng không bị giòn. Hợp kim này phổ biến

có mã 4043.

-Nhóm 6xxx- Nhóm này ngoài Silicon còn thêm magie. Hợp kim này có tính

chống ăn mòn tốt và độ cứng vừa phải. Hợp kim loại này phổ biến là mã 6061 thường

dùng làm khung xe tải và thuyền. Các hợp kim mã này cùng dùng trong kiến trúc và

vỏ điện thoại.

-Nhóm 7xxx- Hợp kim này có kẽm là nguyên tố hợp kim chính. Hợp kim này

thu được có khả năng xử lý nhiệt rất mạnh. Các mã hợp kim quan trọng là 7050 và

7075, cả hai đều được sử dụng để chế tạo máy bay.

Để có độ bền người ta phải hợp kim hóa nhôm và tiến hành nhiệt luyện.

Khi đưa nguyên tố hợp kim vào nhôm (ở trạng thái lỏng) thường tạo nên giản

đồ pha Al – nguyên tố hợp kim (Hình 1.1). Đâu tiên lượng ít hợp kim hòa tan vào Al

tạo nên dung dịch rắn thay thế  nền Al, khi vượt quá giói hạn hòa tan (đường CF)

sẽ tạo thêm pha thứ hai (thường là hợp kim hóa học của hai nguyên tố), sau khi vượt

quá giới hạn hòa tan cao nhất (điểm C hay C’) tạo ra cùng tinh của dung dịch rắn và

pha thứ 2 kể trên. Giản đồ pha như vậy nên bất cứ hợp kim nào cũng có thể được

phân thành hai nhóm lớn là biến dạng và đúc.

-Hợp kim nhôm biến dạng là hợp kim với hàm lượng thấp nguyên tố hợp kim

(bên trái điểm C và C’) tùy thuộc vào nhiệt độ có tổ chức hoàn toàn là dung dịch rắn

nền nhôm nên có tính dẻo tốt, dễ biến dạng nguội hay nóng. Loại này được chia thành

2 phân nhóm là không hóa bền và có hóa bền được bằng nhiệt luyện.

Hình 1.1. Góc nhôm của giản đồ Al-nguyên tố hợp kim.

- Phân nhóm không hóa bền bằng nhiệt luyện là loại chưa ít hợp kim hơn (bên

trái F), ở mọi nhiệt độ chỉ có tổ chức dung dịch rắn không có chuyển biến pha nên

không thể hóa bền bằng nhiệt luyện, chỉ có hóa bền bằng biến dạng nguội mà thôi.

-Phân nhóm hóa bền bằng nhiệt luyện là loại chứa nhiều hợp kim hơn (từ điểm

F đến điểm C hay C’), ở nhiệt độ thường có tổ chức hai pha (dung dịch rắn và pha

thứ hai). Ở nhiệt độ cao pha thứ hai hòa tan hết vào dung dịch rắn, tức có chuyển pha,

do vậy ngoài biến dạng nguội có thể hóa bền thêm nhiệt luyện. Do vậy hệ hợp kim

trong nhôm với độ hòa tan trong nhôm biến đổi mạnh theo nhiệt độ mới có đặc tính

này.

Bảng 1.1 .Thành phần hóa học của hợp kim nhôm A7075 (%) [1].

Cu Mn Mg Cr Zn Ti Al

1,2-2,0 0,3 2,1-2,9 0,18-0,28 5,1-6,1 0,2 Còn lại

Bảng 1.2. Đặc tính vật lý của hợp kim nhôm A7075 [1].

Đặc tính vật lý Giá trị Đặc tính vật lý Giá trị

Nhiệt độ nóng chảy (oC) 483 Mô đun đàn hồi (Gpa) 70-80

Hệ số dẫn nhiệt (W/m.K) 130 3,99e-006 Điện trở (.m)

Nhiệt dung riêng (J/g-oC) 0,89 Ứng suất uốn (Mpa) 95

Tỷ trọng (kg/m3) 2,7 Ứng suất kéo (Mpa) 150

Độ cứng (HB) 60 Hệ số Poisson 0,33

-Hợp kim nhôm đúc là hợp kim có thêm nhiều hợp kim hơn (bên phải điểm C,

C’), có nhiệt độ chảy thấp hơn, tổ chức có cùng tinh nên tính đúc cao. Do vậy có

nhiều pha thứ hai (thường là hợp chất hóa học) hợp kim giòn hơn, không thể biến

dạng dẻo được. Khả năng hóa bền bằng nhiệt luyện của nhóm này cũng không cao vì

không có biến đổi mạnh của tổ chức khi nung nóng.

Qua việc tìm hiểu đặc tính của các loại hợp kim nhôm, tác giả đã lựa chọn hợp

kim nhôm A7075 cho nghiên cứu. Đây là dòng hợp kim biến dạng hóa bền và là hợp

kim nhôm có độ bề cao nhất. Thành phần hóa học và đặc tính vật lý của hợp kim

nhôm A7075 được cho lần lượt trong Bảng 1.1 và Bảng 1.2.

1.1.3 Ứng dụng của hợp kim nhôm A7075

Trong ngành hàng không thường sử dụng hợp kim nhôm A7075 để chế tạo các

tuabin máy bay, bộ khung máy bay từ những tảng nhôm lớn.

Hợp kim nhôm A7075 cũng được dùng để gia công các linh kiện cho nhiều

ngành công nghiệp như: máy tính và thiết bị y tế. Nhóm ngành này yêu cầu việc tập

trung nguyên công tức các dụng cụ được thay đổi thường xuyên cùng với tốc độ cắt.

- Hợp kim nhôm A7075 còn được sử dụng ngành công nghiệp khuôn mẫu, chế

tạo các chi tiết có độ chính xác cao.

-Trong ngành chế tạo ô tô hợp kim nhôm A7075 dùng chế tạo các khuôn phụ

tùng gia công động cơ ô tô và thân phân phối nhiên liệu. Một số sản phẩm ứng dụng

của hợp kim nhôm bao gồm các sản phẩm khuôn đúc (a), khuôn nhựa (b), vỏ điện

thoại (c), như trên hình 1.2.

Với ứng dụng rộng rãi của hợp kim nhôm A7075 trong công nghiệp như đã

nên ở trên. Do vậy nghiên cứu tìm hiểu ảnh hưởng của yếu tố cắt đến quá trình gia

công hợp kim nhôm A7075 được coi là xu hướng đúng đắn giúp nhà công nghệ nâng

cao năng suất và chất lượng sản phẩm.

a) Khuôn đúc nhôm hợp kim b) Khuôn nhựa nhôm hợp kim

c) Gia công vỏ điện thoại

Hình 1.2. Các sản phẩm của hợp kim nhôm A7075

1.1.4 Các nghiên cứu về hợp kim nhôm A7075

Nghiên cứu của tác giả S.Finish [2] đã thực nghiệm gia công khô hợp kim

A7075-T651 về lớp bề mặt và ứng suất dư. Nghiên cứu đánh giá các ảnh hưởng của

các điều kiện cắt đến bề mặt gia công. Bước tiến dao càng nhỏ thì ảnh hưởng lên ứng

suất dọc trục và ứng suất vòng càng lớn. Ứng suất dọc trục có xu hướng bị kéo xuống

khi tốc độ cắt tăng lên ( Hình 1.3).

Hình 1.3. Sự thay đổi ứng suất khi thay đổi tốc độ cắt (a) và lượng tiến dao (b)[2]

Năm 2017 tác giả [3] cũng nghiên cứu sự hình thành phoi răng cưa khi phay cao tốc

hợp kim nhôm A7075 bằng mô phỏng FEM. Kết quả cho thấy cường độ phân đoạn

phoi tăng khi tốc độ cắt tăng.

Hình 1.4. Vết nứt ở các giai đoạn khác nhau trên bề mặt gia công [4]

Tác giả Zhaolin Zhong [4] nghiên cứu về độ nhám, hình thái phoi, kiểu vết nứt khi

phay 7075 –T7451. Nghiên cứu cũng cho thấy độ nhám bề mặt bị ảnh hưởng rất lớn

bởi tốc độ cắt. Độ nhám thấp ở tốc độ 3000 (m/phút), khi tăng tốc độ lên nữa thì độ

nhám bề mặt giảm dần. Nghiên cứu cùng tìm thấy vết nứt trên bề mặt theo các hướng

khác nhau, nhiệt tác động lên bề mặt cũng được kết nối với các vết nứt trên các pha

khác nhau (hình 1.4). Kết quả nghiên cứu rất hữu ích cho việc kiểm soát tính toàn vẹn

của bề mặt và kéo dài tuổi thọ của chi tiết máy. Balkrishna Rao[5] phân tích về lực

cắt, hình thái hình học của phoi và tính toàn vẹn bề mặt của phôi được gia công bằng

dụng cụ cacbit và kim cương. Kết quả cho thấy tốc độ cắt cao, lực cắt thấp góc cắt

cao, tạo ra phoi mỏng hơn. Độ nhám bề mặt được cải thiện với tốc độ cắt lên đến

1524 (m/phút), độ sâu của vết cắt tăng lên có thể làm giảm độ nhám bề mặt gia công

(Hình 1.5).

Hình 1.5. Ảnh hưởng của tốc độ cắt và chiều sâu cắt[5]

Hình 1.6. Ảnh hưởng của công nghệ làm mát đến độ nhám bề mặt ở tốc độ cắt khác

nhau[6]

Nghiên cứu Nihat Tosun [6] so sánh hiệu quả làm mát thông thường và làm mát lượng

tối thiểu (MQL) và ảnh hưởng của các thông số đến độ nhám bề mặt khi phay. Kết

quả cho thấy khi gia công ở tốc độ thấp với kỹ thuật làm mát thông thường độ nhám

thấp hơn so với độ nhám của kỹ thuật MQL. Tuy nhiên tốc độ cắt cao thì độ nhám lại

ngược lại (Hình 1.6).

Nghiên cứu của tác giả Liang Tan[7] mô phỏng nhiệt cắt khi phay hợp kim

nhôm 7055. Nghiên cứu đưa ra ảnh hưởng của các thông số phay đến nhiệt độ được

khảo sát và dự đoán được nhiệt độ phân bố ở phôi và dụng cụ cắt. Kết quả cũng cho

thấy nhiệt độ cao nhất xảy ra ở đầu dao, lượng nhiệt tăng khi tốc độ và lượng tiến dao

tăng. Các thông số khác có ảnh hưởng ít hơn đến nhiệt (hình 1.7).

Hình 1.7. Ảnh hưởng của tốc độ cắt (a) và lượng tiến dao (b) đến nhiệt [7]

Nghiên cứu [8] về các tham số ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt và mài mòn khi gia

công nhôm 7075 với hợp kim 10% SiC. Độ nhám bề mặt tối ưu được khuyến cáo ở

tốc độ từ 180 đến 220 (m/phút), lượng chạy dao 0,1 đến 0,3 (mm/vòng), chiều sâu cắt

trong phạm vi từ 0,5 đến 1,5 (mm). Nghiên cứu cũng cho thấy độ mài mòn của mảnh

hợp kim PCD ít hơn của hợp kim cứng.

Như vậy đã có nhiều các nghiên cứu đánh giá các yếu tố ảnh hưởng đến lực

cắt, nhiệt cắt, mài mòn...khi gia công các loại hợp kim nhôm. Tuy nhiên nghiên cứu

đánh giá mức độ ảnh hưởng của các thông số cắt đến độ nhám bề mặt, lực cắt, nhiệt

cắt... khi gia công khô và gia công ướt hợp kim nhôm A7075 chưa được đề cập đến.

1.2 Cơ sở vật lý quá trình tạo phoi khi gia công A7075 1.2.1 Quá trình tạo phoi khi gia công kim loại

Sơ đồ hình thành phoi khi gia công hợp kim nhôm A7075 được thể hiện trên

Hình 1.8. Để hình thành được phoi trước đó lớp kim loại bị cắt đã trải qua một quá

trình biến dạng nhất định, nghĩa là giữa lớp kim loại bị cắt và phoi luôn có một khu

vực biến dạng. Ban đầu do tác dụng của lực F dao bắt đầu nén vật liệu gia công theo

mặt trước của dụng cụ cắt. Lực F này yêu cầu phải đủ lớn để tạo ra trong vật liệu gia

công một ứng suất lớn hơn sức bền của nó - tức là lớn hơn khả năng liên kết của các

tinh thể kim loại, đồng thời phải thắng được lực cản do ma sát trong quá trình gia

công (ma sát giữa các tinh thể trượt lên nhau, ma sát giữa phoi và dao, ma sát giữa

dao và vật liệu gia công). Khi dao tiếp tục chuyển động tương đối trong vật liệu gia

công phát sinh biến dạng đàn hồi, biến dạng này nhanh chóng chuyển sang biến dạng

dẻo và một lớp phoi được hình thành từ lớp kim loại bị cắt, di chuyển dọc theo mặt

trước của dao (Hình 1.8 a). .

Như vậy quá trình tạo phoi xảy ra dọc theo mặt phẳng cắt. Khi dao tiếp cận

mặt phẳng cắt, kim loại của phôi chưa bị biến dạng cho đến khi dao tiến đến mặt

phẳng cắt thì biến dạng xảy ra. Biến dạng nhỏ xảy ra ở vùng cắt sơ cấp. Ngoài ra còn

một lượng nhỏ biến dạng xảy ra dọc theo mặt trước của dụng cụ cắt và chuyển động

cùng quá trình dịch chuyển của phoi và được coi tương tự chuyển động của thanh

trượt có hệ số ma sát không đổi từ điểm A đến C (Hình 1.8 b). Khi phoi được hình

thành trên bề mặt dụng cụ cắt thì biến dạng không còn.

a) b)

Hình 1.8. Phoi hình thành trong quá trình cắt [9]

Khi hình thành phoi phần mặt sau của phoi khá gồ ghề do có sự biến dạng

không đồng nhất. Điều này là do tập trung ứng suất hoặc do tồn tại các điểm yếu của

kim loại khi bị cắt. Khi mặt phẳng cắt qua một điểm có ứng suất tập trung sẽ kim loại

sẽ bị biến dạng ở một giá trị nhỏ hơn tại một điểm không có ứng suất tập trung. Biến

dạng bắt đầu xuất trên mặt phẳng cắt, nó có xu hướng kéo dài khi tiếp tục chịu lực

tác dụng. Do vậy một số kim loại trong trình cắt bị biến dạng nhiều hơn các kim loại

ở vùng khác dẫn đến mặt sau của phoi bị gợn sóng. Những sóng này không liên tục

trên mặt sau của phoi và bị giới hạn theo chiều rộng phoi (Hình 1.9). Tuy nhiên các

nghiên cứu sau đó cũng cho rằng vùng biến dạng quanh đường AB có thay đổi gia

công các vật liệu mềm, ủ mềm hoặc gia công bằng dụng cụ có bán kính cong lớn

(Hình 1.10).

Hình 1.9. Cơ chế hình thành phoi[9]

Hình 1.10. Trạng thái hình thành phoi [10]: a) Sự hình thành phoi cho vật liệu

mềm, b) Hình thành phoi cho vật liệu ủ mềm, c) Sự hình thành phoi cho khi gia

công dao có bán kính cong lớn.

Hình 1.11. Trạng thái hình thành phoi; a) ảnh tế vi phoi hình thành khi gia công

thép AISI1041; b) Biểu đồ hình thành phoi; c) Vec tơ tốc độ cắt [10]

Theo Merchant [10] nghiên cứu sự hình thành phoi và đưa ra cơ chế hình thành

phoi. Trên Hình 1.11 a) thể hiện dạng phoi được hình thành ổn định, Hình 1.11 b)

cho thấy sự hình thành phoi với lực R bằng và ngược chiều với phản lực R’. Lực R

tác dụng lên mặt dụng cụ cắt được phân chia thành hai thành phần F và N,  là góc

ma sát, µ là hệ số ma sát với bề mặt tiếp xúc của dao. Tương tự R’ cũng được phân tích thành Fs và NS dọc theo mặt phẳng cắt.

Năm 1974 Nakayama cũng đề xuất lý thuyết mới về sự hình thành phoi xếp dựa trên nhiều thí nghiệm cắt đồng thau khi gia công nguội ở tốc độ rất thấp. Tại điểm C trên Hình 1.12 b), biến dạng trên bề mặt tự do bắt đầu tăng lên và hướng của đoạn CD song song với lực R tác dụng lên dụng cụ cắt. Một vết nứt do trượt bắt đầu tại điểm D chạy dọc xuống theo mặt phẳng cắt DO về điểm O của dao. Dụng cụ cắt tiếp tục tiến vào thì phoi được trượt ra ngoài như một thanh trượt dọc theo bề mặt vết nứt

cho đến khi vết nứt tiếp theo được hình thành tại D’ và chu kỳ hình thành phoi mới

lại bắt đầu. Tại điểm D là nơi xuất hiện những ứng suất đầu tiên (Hình 1.12 a). Sau đó vết nứt sẽ hình thành tại điểm D, trên bề mặt tự do nơi ứng suất pháp bằng 0 và

tiếp tục dọc theo mặt phẳng cắt về phía mũi dao O. Ban đầu vết nứt sẽ phát triển liên

tục theo chiều rộng của phoi (gọi là vết nứt thô) và phát triển liên tục khi ứng suất

pháp lớn. Sự phát triển các vết nứt được thể hiện trên hình 1.13.

Hình 1.12. Cơ chế hình thành phoi [11]

Hình 1.13. Sơ đồ hình thành vết nứt tế vi khi gia công [11].

Đề xuất của Nakayama cùng cho rằng sự hình thành phoi răng cưa được bắt

đầu bằng sự hình thành các vết nứt định kỳ chứ không phải sự hình thành tuần hoàn

của các dải cắt tập trung đoạn nhiệt. Như vậy nguyên nhân của sự hình thành phoi

răng cưa là do đứt gãy theo chu kỳ, ngoài ra theo lý thuyết cắt lại là do nguồn gốc

nhiệt. Thực tế các phoi răng cưa được hình thành ở tốc độ cắt thấp (nhiệt độ thấp), ở

đây có thể dễ dàng quan sát thấy các vết nứt định kỳ bắt đầu ở bề mặt tự do và tiến

xuống đầu dụng cụ cắt, điều này khẳng định rằng các vết gãy định kỳ là nguyên nhân

của sự hình thành phoi răng cưa.

1.2.2 Các dạng phoi hình thành trong quá trình cắt.

Trong quá trình cắt các dạng phoi được hình thành phụ thuộc vào vật liệu gia

công, chế độ cắt, vật liệu làm dao và các yếu tố khác như: dung dịch làm mát, mài

mòn dụng cụ cắt, nhiệt cắt, lực cắt, rung động…Dưới đây nghiên cứu xem xét đặc

điểm của một số dạng phoi chủ yếu hình thành khi gia công kim loại nói chung và

hợp kim nhôm A7075 nói riêng.

+ Phoi vụn (Hình 1.14d)

Phoi hình thành khi gia công vật liệu có tính dẻo thấp như khi gia công gang,

đồn thau cứng …Trong quá trình gia công, dụng cụ cắt không làm cho các yếu tố

phoi trượt mà dường như dứt nó lên. Vì trong quá trình gia công lớp kim loại bị cắt

không qua giai đoạn biến dạng dẻo. Do lực tác dụng của dao trong vật liệu gia công

phát sinh biến dạng đàn hồi và ứng suất nén theo phương chuyển động của dao, mặt

khác theo phương thẳng góc với chuyển động xuất hiện ứng suất kéo, các yếu tố của

phoi tách ra chủ yếu do tác động của ứng suất kéo và vật liệu giòn là vật liệu có ứng

suất kéo kém hơn ứng suất nén nhiều

Hình 1.14.Các dạng phoi hình thành trong quá trình cắt [9][12].

Hình 1.15. Sự thay đổi cấp độ phân đoạn của phoi ở các tốc độ cắt khác nhau [13]

+ Phoi phân lớp (Phoi xếp) (Hình 1.14b)

Phoi được hình thành cũng giống quá trình hình thành phoi dây. Nhưng trong

quá trình biến dạng có những biến đổi gây ra sự phân chia nhiều hoặc ít các lớp trên

phoi. Các lớp mỏng được sinh ra do quá trình nhiệt hoặc quá trình đàn hồi cơ học.

Phoi phân lớp hình thành ở các vật liệu có độ dẻo cao dễ uốn và tăng độ bền, đặc biệt

gia công ở tốc độ cao. Cơ chế hình thành phoi phân đoạn được hình thành trên Hình

1.15 b.

Các vật liệu khác nhau thì sự phân đoạn phoi hình thành cũng khác biệt khi gia công

cao tốc thép đã tôi 1045, Ti6Al4V, Al7050. Yang [66] cho rằng sự phân khúc của

hợp kim nhôm 7075 là rõ ràng nhất, sau đó đến thép qua tôi 1045 cuối cùng là

Ti6Al4V khi gia công cùng một điều kiện cắt và tốc độ cắt (hình1.15)

+ Phoi phân đoạn (Hình 1.14)

Phoi hình thành liên tục với các phần tử phoi được kết nối nhiều hoặc ít, nhưng

sự khác biệt lớn về mức độ biến dạng dọc theo đường chảy phoi. Phoi này hình thành

khi ở vùng tốc độ cắt cao và sự phân đoạn của phoi hình thành từng lớp giống như

hình thang.

+ Phoi dây (Hình 1.14a)

Phoi dây được hình thành khi gia công các vật liệu dẻo, phoi kéo dài liên tục,

mặt kề với mặt trước của dao rất bóng còn mặt đối diện hơi bị gợn. Phoi hình thành

do ma sát trên mặt trước thấp, quá trình hình thành phoi dây thường sinh ra hiện tượng

lẹo dao. Đối với vật liệu làm phôi có độ cứng cao ít có khả năng tạo thành phoi dây.

Cơ chế hình thành phoi dây được thể hiện trên hình 1.15a).

1.3 Dụng cụ cắt khi gia công hợp kim nhôm A7075

Vật liệu làm dụng cụ cắt là yếu tố quyết định đến chất lượng, năng suất, kinh

tế khi gia công kim loại nói chung và hợp kim nhôm A7075 nói riêng. Hiện nay theo

xu hướng phát triển của công nghệ, vật liệu dụng cụ cắt rất đa dạng và cải thiện đáng

kể tính cắt khi gia công vật liệu. Dưới đây nghiên cứu đề cập đến những yêu cầu của vật liệu gia công và một số vật liệu làm dụng cụ cắt thường dùng khi gia công hợp

kim nhôm A7075.

1.3.1 Đặc điểm của vật liệu làm dụng cụ cắt [9]

Đặc tính phần cắt dụng cụ có ảnh hưởng lớn đến năng suất gia công và chất

lượng bề mặt chi tiết. Phần cắt dụng cụ làm việc trong điều kiện cắt khắc nghiệt vì

ngoài áp lực, nhiệt độ cao, phần cắt dụng cụ còn bị mài mòn và rung động trong quá

trình cắt. Do đó, để nâng cao năng suất cắt, chất lượng bề mặt gia công, phần cắt của

dụng cụ không những phải có hình dạng hình học hợp lý mà còn phải được chế tạo

từ những lọai vật liệu thích hợp. Do vậy, vật liệu dụng cụ cắt cần thiết phải đảm bảo

những yêu cầu cơ bản về độ cứng, độ bền cơ học, tính chịu nóng, tính chịu mài mòn,

tính công nghệ.

* Một cách lí tưởng, vật liệu dụng cụ cắt cần phải đảm bảo các yêu cầu sau đây:

Độ cứng đâm xuyên cao ở nhiệt độ cao để tăng tính chống mòn do cào sước. Độ bền

biến dạng cao để bảo toàn hình dáng lưỡi cắt khỏi sự biến dạng hoặc cong oàn dưới

tác động của ứng suất phát sinh khi tạo phoi. Tính dẻo dai và chịu va đập để chống

lại sự mẻ vỡ lưỡi cắt, đặc biệt khi cắt không liên tục (có va đập). Tính trơ hóa học (ái

lực hóa học thấp) với vật liệu gia công để chống lại mòn oxy hóa, mòn hóa học và

mòn khuyếch tán. Tính dẫn nhiệt cao để giảm nhiệt cắt gần lưỡi cắt. Độ bền mỏi cao,

đặc biệt với các dụng cụ được sử dụng cắt không liên tục. Độ bền mỏi nhiệt cao

(thermal shock resistance) để bảo vệ dụng cụ không bị vỡ khi cắt không liên tục. Độ

bền hình dạng cao (high stiffness) để đảm bảo độ chính xác gia công. Tính trơn trượt

thỏa đáng (adequate lubricity) – ma sát nhỏ với vật liệu gia công để hạn chế việc hình

thành lẹo dao, đặc biệt khi gia công vật liệu mềm dẻo

1.3.2 Một số vật liệu dùng làm dụng cụ cắt khi gia công hợp kim nhôm A7075 [9] a. Hợp kim cứng

Là loại vật liệu làm dao được dùng rộng rãi nhất và có hiệu quả kinh tế cao.

Vật liệu này được chế tạo bằng phương pháp luyện kim bột, luyện kim không phải

qua nấu chảy mà vẫn ở trạng thái rắn. Hợp kim cứng (HKC) được chế tạo bằng cách

ép và thiêu kết, do đó về cấu trúc cũng như tính chất cơ lý có những khác biệt so với

thép gió. Thành phần chủ yếu là các Các-bít Vônfram (WC), Các-bít Titan (TiC).

Các-bít Tantan (TaC), ở dạng hạt mịn, trộn với Côban (Co) sau đó đem ép và thiêu

kết ở nhiệt độ, áp suất cao. Do lượng Cacbit chiếm tỉ lệ rất lớn (> 90%) nên tính chất

của HKC phụ thuộc vào tính chất của các Cacbit có mặt trong nó. Độ cứng của HKC là 70HRC và có thể làm việc ở nhiệt độ 800 ÷ 1000oC với tốc độ cắt lên đến 400

(m/phút). Hợp kim cứng được chia thành 3 nhóm như sau: Nhóm 1 Cacbit: Gồm có

WC + Co, ký hiệu BK ; Nhóm 2 Cacbit: WC + TiC +Co, ký hiệu TK; Nhóm 3 Cacbit:

WC + TiC + TaC + Co, ký hiệu TTK .

Hình 1.16. Đường cong ứng suất – biến dạng của 2 loại cacbit và thép gió [11].

Hình 1.16 cho thấy đường cong ứng suất – biến dạng của hai loại cacbit và thép gió.

Cả hai cacbit đề có mô đun đàn hồi (E) cao hơn thép gió và hợp kim 6% Co ứng suất

chảy cao nhất. Trên hình 1.16 cho thấy đường cong ứng suất dần chuyển thành tuyến

tính. Theo đó cũng thấy rằng lượng biến dạng dẻo trước khi phá hủy tăng lên theo

hàm lượng coban.

Hình 1.17. Độ cứng nóng của hợp kim cứng và thép gió[11].

Độ cứng và cường độ nén của cacbit đều giảm khi nhiệt độ tăng. Trên Hình 1.17 so

sánh độ cứng ở nhiệt độ cao của các loại hợp kim cứng với thép gió. Qua đây cho

thấy độ cứng và mức độ chịu nhiệt của cacbit cao hơn hẳn độ cứng và nhiệt độ của

thép gió.

Như vậy hợp kim cứng khi được tráng phủ hoặc thấm thì tính cắt, tuổi bền cải

thiện rõ rệt. Hiện nay trong công nghiệp gia công cắt gọt đa số đều lựa chọn dụng cụ

cắt này để hạn chế tối đa các ảnh hưởng tới quá trình hình thành phoi, giúp tăng năng

suất và chất lượng sản phẩm.

b. Thép gió

Một trong vật liệu làm dụng cụ cắt phổ biến hiện nay đó là thép gió. Thép

gió là một loại thép công cụ có khả năng chịu mài mòn rất tốt, khả năng chịu nhiệt

rất và có độ cứng cao. Vật liệu này có chứa các thành phần thép hợp kim hóa cao và

có đặc tính đặc biệt đó là có thể nhiệt luyện trong gió. Bảng 1.3 là thành phần hóa

học của các loại thép gió thông dụng.

Bảng 1.3. Thành phần của các loại thép gió[11]

Loại Thành phần hóa học Độ cứng

thép (HV) C Cr Mo W V Co

T1 0,75 4 - 18 1 - 823

T2 0,8 4 - 18 2 - 823

T4 0,75 4 - 18 1 5 849

T5 0,8 4 - 18 2 9,5 869

T6 0,8 4,5 1,5 - 20 12 969

T15 1,5 4 - 12 5 5 890

M1 0,8 4 8 1,5 1 0,8 823

M2 0,85 4 5 6 2 0,85 836

M4 1,3 4 4,5 5,5 4 - 849

M15 1,5 4 3,5 6,5 5 5 869

M30 0,8 4 8 2 1,25 5 869

M42 1,5 1,15 8 897 1,10 3,75 9,5

Thép gió còn được gọi là “thép cắt nhanh” hay “thép tốc độ cao” (High Speed

Steel). Loại thép này khi dùng làm dụng cụ cắt cho phép làm việc với tốc độ rất cao.

Ở nhiệt độ 650°C độ cứng của thép gió có thể đạt đến 50HRC mà vẫn giữ được khả

năng cắt gọt tốt. Tính chất cơ bản của họ thép này là khả năng chịu nóng cao do thép

được đưa vào một lượng lớn vonfram (W) cùng các nguyên tố tạo cacbit khác như:

Molipden (Mo), crôm (Cr), vanadi (V). Trên hình 1.18a là hình ảnh vi mô lớp cấu

trúc của thép gió M2, phần lớn cấu trúc bao gồm mactenxit. Các nguyên tố hợp kim

vonfram, molypden, vanadi có xu thế kết hợp với cacbon để tạo thành cacbua liên kết

rất mạnh. Thành phần khác như Fe3(W, Mo)3C và V4C3, các nguyên tố này được nhìn

thấy trên Hình 1.18b tạo thành các vùng nhỏ, hình thuôn dài, màu trắng và chiều

ngang vài m. Các hạt này đóng vai trò quan trọng trong quá trình xử lý nhiệt. Khi

nhiệt độ tăng lên, các hạt cacbua có xu hướng hòa tan, vonfram, molypden, vanadi và

cacbon hòa tan cùng sắt. Nhiệt độ càng cao các nguyên tố này đi vào dung dịch đến

điểm nóng chảy hạt vẫn còn nguyên vẹn, sự có mặt của các hạt này ngăn cản các hạt thép phát triển. Do vậy thép gió được nung tới nhiệt độ 12900C mà không trở lên thô

và giòn.

Hình 1.18. Cấu trúc tế vi của thép gió; a) thép cacbon, b) thép gió

Trên Hình 1.19 thể hiện đường cong nhiệt của thép gió. Lúc đầu khi nhiệt độ tăng độ cứng giảm xuống, khi tăng hơn 4000C độ cứng tăng trở lại và khi nhiệt độ đến 5000C và 6000C độ cứng cao hơn trước khi tôi luyện. Nhiệt độ tiếp tục tăng thì độ cứng

nhanh chóng giảm xuống.

Như vậy Von-fram là nguyên tố thiết yếu làm tăng độ cứng, molypden cũng là một

nguyên tố có thể thay thế chức năng của nó. Hiện nay molypden được sử dụng là

thành phần thường được sử dụng trong thành phần của thép gió. Cacbon là nguyên tố

tạo lên liên kết của các nguyên tố cacbua mạnh (vanadi, vonfram và molypden).

Trong đó cần thêm 1 % cacbon đi vào dung dịch để làm tăng cứng của ma trận

mactenxit. Crom có luôn chiếm 4-5% trong tất cả các hợp kim, chức năng chính của

nó là tăng độ cứng. Vanadium có tác dụng giảm mài mòn cho thép gió. Coban có tác

dụng hạn chế sự phát triển của các hạt cacbua kết tủa. Hình 1.20 cho thấy giới hạn

bền của thép gió và các vật liệu khác ở các vùng nhiệt độ khác nhau.

Hình 1.19. Đường cong nhiệt độ của thép cacbon và théo gió [11]

Hình 1.20. Ảnh hưởng của nhiệt độ và ứng suất của các vật liệu khác nhau[11].

c. Vật liệu phun phủ

Cùng với xu thế phát triển hiện nay, các nhà máy gia công cơ khí ra đời liên

tục, môi trường cạnh tranh, nên các xưởng sản xuất cơ khí đều bắt buộc kiểm soát chi

phí để đảm bảo cạnh tranh. Do đó việc kéo dài tuổi thọ đồ bền của dụng cụ cắt gọt

kim loại là một yếu tố giúp giảm bớt một phần chi phí cho sản phẩm. Một trong những

biện pháp giúp tăng tuổi thọ, độ bền của dụng cụ cắt gọt kim loại là sử dụng lớp phủ.

Vật liệu phun phủ cũng được nghiên cứu sử dụng trong luận án, dưới đây là vai trò

của lớp phun phủ và đặc điểm của công nghệ phun phủ hiện nay.

+ Vai trò của lớp phủ trong dụ cụ cắt gọt kim loại

- Tăng khả năng chịu mài mòn: Đây là khả năng của lớp phủ để chống lại sự

mài mòn. Mặc dù vật liệu phôi không cứng, nhưng các nguyên tố cấu thành phoi đó

và quá trình gia công có thể giúp vào gây ra hỏng lưỡi cắt của dao cụ hoặc gây ra lẹo

dao.

-Tăng độ bóng bề mặt: Hệ số ma sát cao hơn có thể gây ra nhiệt độ ở vùng cắt

cao, dẫn đến tuổi thọ dao cụ bị giảm hoặc lớp phủ bị hư hại, bong ra. Tuy nhiên, với

hệ số ma sát thấp có thể gia tăng tuổi thọ dụng cụ cắt đáng kể. Nhiệt độ cắt có thể

được giảm khi bề mặt dụng cụ có độ bóng cao và cũng giúp cho phoi thoát ra được

dễ dàng hơn làm cho nhiệt độ cắt giảm xuống đáng kể.

-Tăng độ cứng: Độ cứng bề mặt cao của lớp phủ là một trong những lựa chọn

tốt nhất để tăng tuổi thọ dụng cụ. Thông thường, khi vật liệu hay bề mặt càng cứng

hơn, thì tuổi thọ dụng cụ sẽ càng tăng lên.

Lớp phủ TiCN (Titanium Carbo - Nitride) có một độ cứng bề mặt cao hơn lớp

phủ TiN (Titanium Nitride). Do có nhiều carbon hơn, nên lớp phủ TiCN có độ cứng

cao hơn 33% với khoảng độ cứng Vickers từ 3000 đến 4000, phụ thuộc vào các nhà

sản xuất lớp phủ. Với độ cứng bề mặt khoảng 9000 Vickers của lớp phủ kim cương

CVD, đã giúp cho tuổi thọ của dụng cụ tăng hơn 10 đến 20 lần nếu so sánh với lớp

phủ PVD. Lớp phủ kim cương CVD này chính là lựa chọn tuyệt vời cho gia công các

vật liệu kim loại màu (không chứa sắt) bởi độ cứng cao của nó và khả năng có thể

chạy với tốc độ cắt cao hơn 2 đến 3 lần so với dao cụ không phủ.

-Tăng nhiệt độ oxi hóa: Đây là một điểm quan trọng cần lưu ý vì có thể gây ra

quá trình gia công bị sự cố hư hỏng. Nhiệt độ oxi hóa cao hơn sẽ giúp cho hiệu quả

cao hơn trong các quá trình gia công cho ra nhiệt độ cao.

Mặc dù lớp phủ TiAlN (Titanium Aluminum Nitride) có thể không cứng như

lớp phủ TiCN ở nhiệt độ phòng, nhưng nó đã chứng tỏ hiệu quả tốt hơn trong các ứng

dụng gia công với nhiệt độ cao. Lớp phủ này có thể giữ được độ cứng vẫn tốt ở nhiệt

độ cao do có lớp phủ nhôm oxit – ở giữa dụng cụ cắt và phoi. Đồng thời cũng giúp

tải nhiệt thoát tốt hơn từ bề mặt dao cụ vào phoi hoặc các bộ phận khác.

-Chống lẹo dao: Để chống lại việc phần nhỏ vật liệu bị tôi cứng bám vào mặt

trước của dao (lẹo dao), bằng cách làm cho hoạt động hóa học giữa lưỡi dao cắt và

vật liệu cắt giảm bớt đi. Hiện tượng lẹo dao thường xảy ra phổ biến trong gia công

kim loại màu như nhôm, đồng. Lớp phủ mà có khả năng chống lẹo dao sẽ hiệu quả

tại những nơi mà chất lượng nước làm mát còn thấp hoặc có vấn đề về nồng độ nước

làm mát.

+ Các công nghệ phủ thông dụng hiện nay

Trên Hình 1.21 thể hiện độ cứng tế vi của các lớp phun phủ khác nhau. Dưới

đây đưa ra đặc điểm của một số vật liệu phun phủ hay sử dụng:

Phủ Titanium Nitride (TiN) — phủ PVD công dụng chung, lớp phủ này làm

tăng độ cứng và nhiệt độ ô xy hóa cao.

Phủ Titanium Carbo-Nitride (TiCN): lượng các bon thêm vào góp phần tăng

độ cứng và bôi trơn bề mặt của lớp phủ.

Hình 1.21. Độ cứng tế vi của các lớp phun phủ [14]

Phủ Titanium Aluminum Nitride (TiAlN hoặc AlTiN): bao gồm một lớp ôxýt

nhôm giúp nâng cao tuổi thọ của dao cho các ứng dụng sinh nhiệt mạnh mẽ. Được sử

dụng trong trường hợp đặc biệt khi áp dụng gia công khô hoặc gần khô. Dao có lớp

phủ AlTiN có độ bền bề mặt cao hơn, so sánh với dao có lớp phủ TiAlN, nhờ vào

biến thiên tỷ lệ phần trăm được sử dụng trong hợp chất nhôm/titan. Tùy chọn này rất

phổ biến cho các ứng dụng gia công cao tốc.

Phủ Chromium Nitride (CrN): lớp phủ này có ưu điểm nhờ vào các tính chất

chống dính của nó, nó là một giải pháp được ưa thích cho việc chống lại hiện tượng

lẹo dao.

Phủ kim cương: cho hiệu suất gia công tốt nhất khi gia công vật liệu không

chứa sắt. Đặc biệt lý tưởng để gia công graphit, composit nền kim loại, nhôm có thành

phần silicon cao và các loại vật liệu mài. Hoàn toàn không phù hợp cho gia công thép,

vì các phản ứng hóa học làm phá hủy liên kết lớp phủ với chất nền.

Như vậy với các lợi ích của vật liệu phun phủ như đã nêu trên, khi gia công

kim loại màu nói chung, gia công hợp kim nhôm A7075 nói riêng thì sử dụng vật liệu

phun phủ là một giải pháp cải thiện đáng kể tuổi thọ của dụng cụ cắt. Đặc biệt khi gia

công khô hợp kim nhôm vật liệu phun phủ được lựa chọn giảm các yếu tố về ma sát,

nhiệt cắt, hiện tượng cứng nguội sinh ra…

1.4 Những vấn đề khi gia công khô và gia công có dung dịch trơn nguội hợp kim nhôm A7075 + Gia công có dung dịch trơn nguội

Hai nhiệm vụ chính của dung dịch trơn nguội là bôi trơn ở tốc độ cắt tương

đối thấp và làm mát ở tốc độ cắt tương đối cao. Ở vùng tốc độ cắt cao không có thời

gian để chất lỏng thấm vào giao diện giữa phoi và dao, vùng mài mòn hoặc các vết

nứt trên mặt sau của phoi để cung cấp dầu bôi trơn. Ở tốc độ cắt thấp thì việc làm mát

không quan trọng tuy nhiên ở vùng bôi trơn lại quan trọng hơn. Như vậy dung dịch

trơn nguội thường dùng làm mát ở tốc độ cao và dùng bôi trơn ở tốc độ cắt thấp.

Theo Shaw, 1970 thì sử dụng dung dịch trơn nguội có liên quan đến các vấn

đề của quá trình cắt như: thoát phoi, ăn mòn, sức khỏe và giá cả. Tuy nhiên mục tiêu

chính của việc sử dụng dung dịch trơn nguội đó là: giảm chi phí và tăng năng suất gia

công.

Một loại chất lỏng được sử dụng phổ biến trong quá trình cắt là cacbon

tetraclrua. Cacbon tetraclorua (CCl4) là một trong những chất lỏng rất hữu ích và cho

hiệu quả tốt nhất trong các dòng chất lỏng dùng cho quá trình gia công ở tốc độ cắt

thấp. Chất lỏng này có tác dụng làm giảm đáng kể hệ số ma sát, ứng suất cắt, ứng

suất biến dạng trên mặt phẳng cắt. Tuy nhiên chất lỏng này có nhược điểm là rất độc

hại, gây ảnh hưởng đến sức khỏe con người.

Hình 1.22. Hệ số cắt, góc cắt với hệ số ma sát  ứng với điều kiện khác nhau [15].

Khi gia công ở vùng tốc độ cắt thấp, yêu cầu dung dịch trơn nguội phải có

giảm được hệ số ma sát giữa dao và phôi. Các nghiên cứu thực nghiệm trước đó [15]

đã cho thấy hưởng của dung dịch trơn nguội đến hệ số ma sát khi gia công nhôm

nguyên chất và lấy dung dịch CCl4 làm tiêu chuẩn. Các dung dịch Disculfua,

mercaptan làm cho hê số ma sát giảm nhiều nhất. Nhìn chung hệ số cắt tăng tương

ứng với góc cắt và hệ số cắt thể hiên trên Hình 1.22.

Ở vùng tốc độ cắt cao các thí nghiệm cho thấy khi sử dụng CCl4 ở tốc độ 12,5

(m/phút), hiệu quả của dung dịch trơn nguội không cao. Ở vùng tốc độ cắt 3 đến 30

(m/phút) đối với thép thì xuất hiện lẹo dao có ảnh hưởng trực tiếp đến chất lượng bề

mặt gia công. Để tránh ảnh hưởng của lẹo dao người ta bổ sung một số thành phần

hóa học như lưu huỳnh, phôt pho để giảm độ nhám bề mặt gia công. Ngoài ra đối với

vùng tốc độ cắt thấp thì tăng góc sau của dụng cụ cắt và chiều sâu cắt cũng làm tăng

chất lượng bề mặt gia công.

Ở vùng tốc độ cao 30 (m/phút) đến 60 (m/phút) thì lẹo dao không còn tuy

nhiên nhiệt lại xuất hiện. Dung dịch trơn nguội lúc này không có tác động trên mặt

trước của dao và mặt sau của phoi, chức năng duy nhất của dung dịch trơn nguội lúc

này là chức năng làm mát. Tốc độ rất cao lớn hơn 150 (m/phút) thì dung dịch trơn

nguội không có thời gian cho việc làm mát hiệu quả.

Như vậy dung dịch trơn nguội có thể có tác dụng hoặc không tác dụng ở các

vùng tốc độ cắt khác nhau. Ở các chu kỳ cắt gián đoạn như phay chẳng hạn thì dung

dịch trơn nguội cho dải nhiệt độ quá lớn từ phần cắt (đột ngột tiếp cần với nhiệt độ

cao ở đầu dao) đến phần không cắt (làm mát mạnh) do vậy làm ứng suấ kéo thay đổi

theo sự chênh lệch của nhiệt độ. Ở những trường hợp cắt gián đoạn hay dao làm bằng

vật liệu cacbit nên cắt khô lại có hiệu quả hơn.

De Chiffre (1978) [15] đã nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của dung dịch trơn

nguội với khoan, khoét, doa và taro. Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy lực cắt, tuổi

thọ của dụng cụ cắt cũng phụ thuộc vào phương pháp gia công và cách thức sử dụng

dung dịch trơn nguội. Tính năng hoạt động của dung dịch trơn nguội cũng được De

Chiffre (1981) đưa ra quan điểm sau:

- Thiết lập màng mềm của vùng tiếp xúc giữa phoi và dao.

- Làm giảm ứng suất cắt của vật liệu gia công

- Giảm chiều dài tiếp xúc giữa dao và phoi.

Thực nghiệm đo lực và nhiệt độ đều giảm khi gia công cho thấy ảnh hưởng

của dung dịch trơn nguội tới việc giảm ma sát và làm mát của chất lỏng. Tác giả cũng

đã thực nghiệm hàng loạt các thí nghiệm trên nhôm, đồng, thép ít cacbon và thép có

hàng lượng các bon cao để đánh giá ảnh hưởng của dung dịch trơn nguội đến quá

trình cắt. Các kết quả cho thấy rằng dung dịch trơn nguội ảnh hưởng tới hiệu suất cắt

là do làm giảm chiều dài tiếp xúc dao và phoi. Việc giảm chiều dài này cũng dẫn đến

cải thiện bề mặt chi tiết gia công và giảm lực cắt.

Hình 1.23. Hướng phun dung dịch trơn nguội [11]

Hướng dịch chuyển của dung dịch làm mát có ảnh hưởng đến hiệu quả làm

mát. Có 3 hướng để tưới dung dịch trơn nguội như Hình 1.23 Taylor (1907) là người

đầu tiên nhận ra tầm quan trọng của dung dịch làm mát. Khi sử dụng nước soda làm

mát, ông đã chứng minh rằng tuổi thọ của dụng cụ cắt tăng lên đến 40% so với việc

cắt khô. Ông nhận thấy rằng kết quả thu được tốt hơn khi dung dịch trơn nguội đi vào

phía mặt sau của phoi ( hướng A) so với hướng B hoặc C. Lauterbach (1952) đã

chứng minh sự gia tăng tuổi thọ dụng cụ cắt khi dung dịch trơn nguội được đưa vào

theo hướng C. Pigott và Colwell (1952) sử dụng dung dịch trơn nguội ở tốc độ cao

và nhận thấy rằng chúng có hiệu quả nhất khi đưa vào hướng C. Cũng tại hướng này

điểm có nhiệt độ cao nhất được xem là giảm đáng kể [15]..

Hình 1.24. Sơ đồ nhiệt khi gia công thép; a) khô; b) tỷ lệ pha 30:1 hướng A, c) tỷ lệ

30:1 theo hướng C. Điều kiện cắt 183 m/phút, bước tiến 0,25 mm/vòng, vật liệu dao

M34 HSS, thời gian cắt 30s ( theo Smart and Trent, 1974) [15]..

Hình 1.25. Sơ đồ nhiệt khi gia công Niken; a) khô; b) tỷ lệ pha 30:1 hướng A, c) tỷ

lệ 30:1 theo hướng C. Điều kiện cắt 183 m/phút, bước tiến 0,25 mm/vòng, vật liệu

dao M34 HSS, thời gian cắt 30s (theo Smart and Trent, 1974) [15].

Thí nghiệm đối với vật liệu, sắt (Hình 1.24) và Niken (Hình 1.25) cũng cho thấy nhiệt

độ đầu dụng cụ cắt giảm đáng kể khi cho nước dung dịch đi theo hướng C.

Như vậy dung dịch trơn nguội theo theo hướng A sẽ ảnh hưởng đến độ cuộn

của phoi, chiều dài tiếp xúc giữa dao – phoi và điểm có nhiệt độ tập trung mũi dao

nhiều nhất. Để khắc phục hiện tượng nhiệt độ tập trung nhiều tại một điểm trên lưỡi

cắt thì dung dịch đưa vào theo hướng C sẽ cho hiệu quả cao.

+ Gia công khô

Hiện nay gia công khô được coi phương pháp gia công được mong muốn của

các doanh nghiệp vì có những ưu điểm đặc biệt đối hệ sinh thái. Đã nhiều nơi áp dụng

bắt buộc với việc gia công khô để bảo môi trường và đảm bảo an toàn vệ sinh lao

động. Những lợi thế của gia công khô bao gồm: không gây ô nhiễm khí quyển (hoặc

nước), không nguy hiểm cho sức khỏe, không gây tổn thương cho da và không gây

dị ứng, đặc biệt hơn nữa là giảm chi phí gia công [16]. Từ các nghiên cứu với mong

muốn loại bỏ chất lỏng trong quá trình cắt, đến việc phân tích các chi phí liên quan

đến dung dịch trơn nguội được ước tính nhiều hơn chi phí về lao động và chi phí

chung [17]. Gia công khô làm giảm chi phí chế tạo bởi vì khi sử dụng dung dịch trơn

nguội mặc dù tác dụng của dung dịch làm giảm lẹo dao, nhiệt cắt và thoát phoi dễ

dàng, tuy nhiên chi phí để sử lý dung dịch này sau gia công là vấn đề rất lớn cho các

nhà sản xuất. Các ngành công nghiệp chế tạo dung dịch trơn nguội tuy đã cải thiện

bằng cách loại bỏ các nguyển tố độc hại như Pd, S hoặc Cl. Để thay thế dung dịch

trơn nguội khi gia công người ta sử dụng công nghệ phun sương, tuy nhiên công nghệ

này gây ảnh hưởng đến đường hô hấp của con người. Như vậy việc sử dụng chất lỏng

cắt được quy định chặt chẽ hơn và công nghệ gia công khô là một giải pháp thay thế

[18]. Đã có các nghiên cứu cho rằng khi gia công khô làm tăng ma sát, mài mòn dụng

cụ cắt tăng, nhiệt độ gia công cao ảnh hưởng đến quá trình hình thành phoi và độ

chính xác của bề mặt gia công [19]. Tuy nhiên gia công khô lại có điểm tích cực như

giảm sốc nhiệt và cải thiện tuổi thọ của dụng cụ cắt trong quá trình cắt gián đoạn. Gia

công khô đã được nghiên cứu và phát triển từ cách làm thế nào bù đắp tác dụng có

lợi của việc gia công có dung dịch trơn nguội. Các nghiên cứu về gia công khô cũng

có các tiến bộ; hệ thống làm mát thiết kế bên dưới lưỡi cắt, sau đó ra ngoài môi trường

không tiếp xúc với vết cắt; hệ thống làm mát làm bằng hệ thống hóa hơi bằng chất

lỏng dễ bay hơi đưa vào bên trong thân dụng cụ cắt; hệ thống đông lạnh đưa vào ống

dẫn bên trong của dụng cụ cắt, hoặc hệ thống làm mát bằng nhiệt điện. Các cách trên

thiết kế dụng cụ cắt khá phức tạp, một cách tiếp cận mới cải thiện tính cắt của vật liệu

làm dao bằng cách phun phủ hoặc chế tạo vật liệu mới phù hợp cho công nghệ gia

công khô. Nhôm và hợp kim nhôm là vật liệu chủ yếu dùng gia công khô, do độ dẫn

nhiệt cao, khả năng hấp thụ nhiệt của nhôm cũng khá lớn. Do đó khi gia công hợp

kim nhôm có thể gây ra biến dạng do sự giãn nở nhiệt. Ngoài ra khi gia công hợp kim

nhôm cũng gây ra các vấn đề liên quan đến sự hình thành phoi. Do vậy khi gia công

nhôm và hợp kim nhôm cần phải sử dụng dụng cụ cắt với lớp phun phủ phù hợp[18].

Khi gia công khô hợp kim nhôm cũng gây mài mòn dụng cụ cắt, đặc biệt là mài mòn

mặt trên mặt trước của dụng cụ cắt.

Các vấn đề chính khi gia công khô kim loại màu nói chung hay gia công hợp

kim nhôm nói riêng đó là tốc độ trục chính máy cao, cải thiện khả năng thoát phoi dễ

dàng, thiết kế dụng cụ cắt tốt hơn. Tuy nhiên gia công khô có sự hình thành lẹo dao

trên bề mặt dụng cụ cắt và gây ảnh hưởng đến bề mặt lớp bề mặt chi tiết gia công.

1.5 Nghiên cứu trong và ngoài nước trong những năm gần đây 1.5.1 Nghiên cứu trong nước

Gần đây các nghiên cứu trong nước về các vấn đề như: gia công cao tốc, sự

gia nhiệt đến quá trình gia công, vật liệu phun phủ… đã được một số tác giả để cập

trên các công bố khoa học và các luận án tiến sỹ:

Nghiên cứu về quá trình hình thành phoi khi gia công cao tốc hợp kim nhôm

A6061 của TS Phạm Thị Hoa [20]. Nghiên cứu đã xét đến ảnh hưởng của các thông

số công nghệ: vận tốc cắt, chiều sâu cắt, lượng chạy dao đến các yếu tố như: hệ số co

rút phoi, lực cắt, rung động, vết tiếp xúc trong điều kiện gia công khô. …Xây dựng

được các phương trình ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến các yếu tố đầu ra

trong quá trình hình thành phoi. Nghiên cứu đã mô phỏng quá trình hình thành phoi,

so sánh với thực nghiệm để đánh giá sự tương đồng. Trong đó đã đưa ra các phương

pháp mô phỏng phù hợp nhất với thực nghiệm từ đó có thể mô phỏng dự đoán quá

trình tạo phoi của hợp kim nhôm A6061.

Luận án của TS. Nguyễn Trọng Hiếu [21] đã nghiên cứu về “Mô hình hóa

phay cao tốc với dao phay chỏm cầu ảnh hưởng đến chất lượng bề mặt”. Luận án tiến

sỹ của TS. Phan Văn Hiếu [22] đã nghiên cứu xác định được miền ổn định khi gia

công trên máy CNC ba trục gia công ở tốc độ cao. Nghiên cứu cũng tìm ra biểu đồ

quan hệ giữa chiều sâu cắt và tốc độ trục chính trong miền ổn định khi phay. TS.

Hoàng Tiến Dũng [23] nghiên cứu tối ưu hóa một số thông số công nghệ khi phay

cao tốc. Trong đó tác giả đã xây dựng mô hình toán học ảnh hưởng thông số cắt đến

các yếu tố đầu ra như lực cắt, rung động, mài mòn và độ nhám bề mặt, tối ưu hóa chế

độ cắt trong quá trình gia công đảm bảo hàm thích nghi hai mục tiêu cho lượng mòn

dao và độ nhám bề mặt là nhỏ nhất. Xác định chế độ cắt tối ưu để độ nhám bề mặt

nhỏ nhất. Luận án TS. Nguyễn Thanh Bình [24] “ Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ

cắt đến một số các thông số đặc trưng khi gia công cao tốc bề mặt khuôn”. Luận án

cũng đã đánh giá mối quan hệ của lực cắt, mòn dao, độ nhám bề mặt của chi tiết trong

quá trình phay cao tốc bề mặt khuôn bằng dao phay mặt đầu và dao phay ngón đầu

cầu bằng vật liệu SKD11.

Nghiên cứu của TS Nguyễn Thành Huân [25] “ Nghiên cứu tiện thép hợp kim

9XC sau khi tôi có gia nhiệt bằng laser”. Tác giả đã đánh giá ảnh hưởng các thông số

đầu vào như: loại khí bảo vệ, công suất lazer, thời gian nung nóng, các thông số chế

độ cắt.. đến nhiệt độ bề mặt phôi, chiều sâu thấm nhiệt của chi tiết… Xây dựng được

các mô hình thực nghiệm về độ nhám, lực cắt, mài mòn….

Nghiên cứu của TS Mạc Thị Bích [26]về vấn đề gia nhiệt bằng cảm ứng từ

cho vật liệu SKD11. Tác giả cũng phân tích khả năng ứng dụng của phương pháp gia

nhiệt bằng cảm ứng từ trong việc giảm nhiệt cắt, lực cắt, rung động khi gia công

SKD11.

Nghiên cứu của TS. Nguyễn Chí Công [14] về đặc tính cắt của mảnh dao thay

thể nhiều cạnh hợp kim cứng khi gia công théo không gỉ SUS304. Nghiên cứu đã xây

dựng được các quan hệ hình học profin chi tiết với các thông số hình học của dao.

Xấy dựng phương pháp xác định, liệu chọn vật liệu HKC để chế tạo dao thay thế

nhiều cạnh để gia công các vật liệu theo yêu cầu.

Nghiên cứu của TS. Phạm Quang Đồng “Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ

làm lạnh kết hợp với bôi trơn tối thiểu đến quá trình cắt khi phay cứng” Nghiên cứu

đánh giá ảnh hưởng của phương pháp bôi trơn làm nguội; loại dung dịch; tác động

của hạt nano MoS2; áp suất dòng khí và lưu lượng dòng khí đến quá trình cắt khi phay

cứng thép SKD11. Kết quả cho thấy rõ hơn hiệu quả của MQCL sử dụng dung dịch

MoS2 trong việc cải thiện chất lượng bề mặt, giảm trị số Ra. Cụ thể MQCL với dung

dịch nano MoS2 0,5% đã đạt Ra = 0,130 µm (bằng 82,8% so với MQCL; 56,2% so

với MQL và 44,5% so với không BTLN).

Các nghiên cứu trong nước về quá trình gia công chủ yếu tập trung về việc xác

định mối quan hệ giữa thông số công nghệ với chất lượng bề mặt chi tiết gia công,

mài mòn dụng cụ cắt và lực cắt. Các nghiên cứu cũng đã đề cập quá trinh gia công

khô và gia công có dung dịch trơn nguội, nhưng chưa nghiên cứu nào so sánh hai điều

kiện gia công khô và gia công ướt trên cùng một vật liệu. Việc đánh giá ảnh hưởng

của các thông số đến độ nhám bề mặt, lực cắt, mài mòn khi gia công hợp kim nhôm

A7075 ở điều kiện cắt khô và ướt chưa được tác giả nào trong nước đề cập tới.

1.5.2 Nghiên cứu ngoài nước

D. Dudzinski [27] đã nghiên cứu về vật liệu Inconel 718 khi gia công không sử

dụng dung dịch làm mát và các kỹ thuật phun phủ khác nhau để có thể gia công khô.

Nghiên cứu cũng chỉ ra rằng chất làm mát cũng có thể thay bằng các cách khác nhau.

Các lớp phun phủ PVD làm giảm ma sát ở nhiệt độ cao với khả năng chống mài mòn

cao. Ngoài ra sử dụng chất bôi trơn rắn cũng rất hữu ích khi gia công Inconel 718

trong điều kiện khô. Tác giả Anhai Li[28] phân tích bề mặt gia công khi phay khô Ti-

6Al-4V sử dụng mảnh hợp kim phủ cacbua. Kết quả cho thấy rằng lực cắt trung bình

giảm rõ rệt khi tốc độ cắt tăng lên trên 150 m/phút, nhưng nhiệt độ cao tương ứng

không gây hại cho bề mặt gia công.

Tác giả Zydrunas Vagnorius [29] đã nghiên cứu ảnh hưởng của làm mát áp suất

cao đến tuổi thọ của dụng cụ cắt khi gia công Inconel 718. Khi làm mát ở áp suất cao

thì tuổi thọ của dụng cụ cắt nhỏ hơn khi làm mát thông thường. Tuy nhiên với áp suất

cao thì gây ra các vết nứt nhiệt sau đó là vết nứt tế vi. Trên hình 1.26 thể hiện ảnh

hưởng của làm mát áp suất cao tới mài mòn và phoi hình thành khi gia công. Joshua

[30] cùng các cộng sự đã thực nghiệm dự đoán các thông số chế độ cắt ảnh hưởng

đến độ nhám bề mặt khi phay tinh hợp kim nhôm A6061 có sử dụng dung dịch làm

trơn nguội. Nghiên cứu sử dụng phương pháp ANOVA để phân tích ảnh hưởng của

các thông số cắt đến độ nhám bề mặt. Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy bước tiến

dao có ảnh hưởng đáng kể nhất đến độ nhám bề mặt, sau đó là tốc độ trục chính và

chiều sâu cắt có ảnh hưởng ít nhất. Khi sử dụng dung dịch trơn nguội độ nhám bề mặt

giảm xuống còn 20% làm cho chất lượng bề mặt tốt hơn.

Hình 1.26. Ảnh hưởng của việc làm mát tới độ mòn của dao (a) và phoi hình

thành(b) [29]

Sidda Reddy và các cộng sự [31] đã sử dụng thuật toán di truyền để tối ưu hóa

các thông số cắt khi phay tinh mặt phẳng thép đã tôi P20. Tác giả sử dụng phương

pháp bề mặt đáp ứng RSM và thuật toán di truyền để tối ưu hóa độ nhám bề mặt khi

phay thép làm khuôn P20. Các tham số được xét đến trong nghiên cứu là bán kính

mũi dao, tốc độ cắt, lượng chạy dao và chiều sâu cắt. Sau khi thực hiện tối ưu độ

nhám bề mặt giảm so với ban đầu là 44,22%. Cui [32] khi nghiên cứu về lực cắt, sự

hình thành phoi và mài mòn dụng cụ cắ khi phay cao tốc thép có độ cứng cao AISI

H13, nghiên cứu xác định các đặc tính của lực cắt, sự hình thành phoi, độ mòn dụng

cụ cắt trong phạm vị 200 đến 1200 m/phút. Thấy rằng ở tốc độ cắt 800 m/phút, tải

trọng cơ học tương đối thấp, mức độ phân đoạn của phôi thấp, tuổi thọ của dụng cụ

cắt dài. Cả mức độ phân đoạn và lực cắt trước hết giảm và sau đó tăng lên theo tốc

độ cắt, tuy nhiên tuổi thọ của dụng cụ cắt lại có xu hướng ngược lại.

Về độ nhám bề mặt cũng được các nghiên cứu khác đề cập đến [33]–[36] các

nghiên cứu trên xét đến ảnh hưởng của các yếu tố đến độ nhám bề mặt gia công.

Trong nghiên [33] tác giả đã sử dụng mạng Nơ-ron để dự đoán độ nhám bề mặt và

độ mòn của dụng cụ cắt trong nhiều điều kiện gia công khác nhau. Nghiên cứu [34]

đã khảo sát thực nghiệm ảnh hưởng của các thông số cắt đến lực cắt và độ nhám bề

mặt khi phay thép AISIH13 bằng các dụng cụ phun phủ cacbua. Nghiên cứu sử dụng

phương pháp Taguchi để đánh giá ảnh hưởng của các thông số như tốc độ cắt, bước

tiến dao, chiều sâu cắt hướng tâm và chiều sâu cắt dọc trục đến lực cắt và độ nhám

bề mặt. Kết quả cho thấy rằng chiều sâu cắt dọc trục và bước tiến dao là hai yếu tố

ảnh hưởng đến lực cắt. Nghiên cứu [36] đánh giá mối quan hệ của bước tiến dao với

chất lượng bề mặt chi tiết khi gia công nhôm 6061. Nghiên cứu cũng đưa ra quy luật

và vùng tốc độ cắt đến đạt giới hạn của độ nhám bề mặt trong phạm vi cho phép.

Nghiên cứu về độ nhám bề mặt đo được khi gia công khô so với gia công ướt cũng

được tác giả [37] đề cập đến. Kết quả cho thấy rằng khi tiện tinh thép 1045 khi có

dầu tổng hợp và gia công khô thì độ nhám khi gia công khô nhỏ hơn. Một số nghiên

cứu khác so sánh giữa các yếu tố về gia công khô, gia công ướt và gia công có sử

dụng dầu bôi trơn như các nghiên cứu sau [38]–[42].

Nghiên cứu về lực cắt của tác giả M.Wang [43]đã sử dụng các thí nghiệm để

khảo sát các hệ số lực cắt trong mô hình lực cắt trung bình, nhằm xác định chính xác

hệ số lực cắt. Kết quả chứng minh rằng các hệ số chỉ liên quan đến cặp vật liệu dao –

phôi và các thông số hình học của dao. Nghiên cứu của tác giả R.A.Ekanayake [44]

cho thấy rằng sự phân bố không đều lực cắt. Lực tiếp tuyến thay đổi theo tốc độ cắt,

tốc độ tiến dao, chiều sâu cắt và cho thấy lực cắt tăng theo lượng tiến dao và chiều

sâu cắt. Nghiên cứu [45] đánh giá ảnh hưởng của lực cắt khi gia công hợp kim nhôm

Ti-6Al-4V, tác giả cũng kết luận khi tăng bước tiến dao lực cắt cũng tăng theo. Tác

giả M.J.Bermingham [45] đã nghiên cứu ảnh hưởng của chất làm mát đến lực cắt và

sự hình thành phoi và tuổi bền của dụng cụ cắt. Nghiên cứu cũng cho rằng việc lựa

chọn chính xác tốc độ cắt và lượng tiến dao hiệu quả đến tuổi thọ dụng cụ cắt hơn

nhiều việc lựa chọn các thông số cắt bằng chiến lược làm mát. Tuy nhiên với việc sử

dụng thông số cắt tối ưu, tuổi thọ của dao có thể cải thiện hơn nữa với chất làm mát.

Các nghiên cứu về cơ chế của lực cắt trong quá trình gia công cũng được nhiều tác

giả đề cập đến [46]–[48] cho thấy lực cắt đóng vai trò lớn ảnh hưởng đến chất lượng

bề mặt và năng suất gia công.

Nghiên cứu về sự mài mòn của dụng cụ cắt nghiên cứu của Xiaobin [49] khi

phay cao tốc thép AISIH13 khảo sát ảnh hưởng của các thông số cắt đến tuổi thọ của

dụng cụ cắt và cơ chế mài mòn của dụng cụ bonron nitride (CBN. Kết quả nghiên

cứu cho thấy rằng đối với mỗi tốc độ cắt, tuổi thọ của dao CBN có thể được nâng cao

bằng cách áp dụng sự phù hợp của các thông số cắt. Khi tốc độ cắt tăng lên giai đoạn

mòn bình thường trở lên ngắn hơn và tốc độ mòn dao lớn hơn. Khi cắt ở tốc độ cao

việc duy trì các đặc tính cơ học và khả năng chống va đập cơ học là rất quan trọng để

nâng cao tuổi thọ của dụng cụ cắt. Cùng nghiên cứu độ mòn của dụng cụ cắt tác giả

Xiaobin Cui [50] cho thấy rằng khi gia công thép AISI H13 ở tốc độ cắt 389 m/phút

thì cơ chế mài mòn xảy ra là do hiện tượng bám dính. Tốc độ cắt 1592 m/phút thì sự

đứt gãy lại góp phần lớn vào sự mài mòn của dụng cụ cắt. Nghiên cứu [51], [52] đã

dự đoán các cơ chế mài mòn khác nhau của dụng cụ cắt khi gia công Ti6Al4V. Xây

dựng được mô hình toán học về mài mòn dụng cụ cắt. Nghiên cứu cũng phát hiện

rằng mài mòn khuếch tán và bám dính là các dạng mòn chính xảy ra khi ra công hợp

kim Ti6Al4V bằng dao phủ cacbua vonfram. Cơ chế mài mòn cũng được tác giả

B.L.Wang [53] đề cập đến trong nghiên cứu về dụng cụ phủ TiAl khi tiện khô hợp kim

Tianium TC4. Các nghiên cứu ảnh hưởng của sự hình thành phoi đến chế mài mòn

của dụng cụ cắt [54] [55] [56], nghiên cứu chỉ ra rằng ứng suất, nhiệt độ và ma sát

trong vật liệu phôi và tại vùng tiếp xúc giữa dao và phoi ảnh hưởng riêng lẻ đến các

hiện tượng mài mòn của dụng cụ cắt. Nghiên cứu của tác giả R. Suresh [57] cũng đã

phân tích ảnh hưởng của các thông số tốc độ cắt, thời gian cắt, tốc độ tiến dao và thời

gian cắt đến hiện tượng mài mòn dụng cụ cắt. Qua các hình ảnh phân tích bằng kính

hiển vi điện tử cho thấy cơ chế mài mòn của dụng cụ cắt phun phủ là mòn dạng miệng

núi lửa và mòn cạnh dụng cụ cắt. Trong nghiên cứu [58] nhằm mục đích đánh giá

tổng hợp sự phát triển đặc tính cắt lớp bề mặt, nhấn mạnh đến sự tác động mài mòn

của dụng cụ cắt khi tiện khô Ti-6Al-4V, các thông số bề mặt 3D liên quan và các

khuyết tật bề mặt.

Nghiên cứu của Akash Awale [59] cũng đánh giá ảnh hưởng của các thông số

cắt đến chất lượng bề mặt và mài mòn dụng cụ cắt khi gia công cao tốc thép AISI S7.

Kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra rằng độ nhám bề mặt tốt nhất tìm thấy khi tốc độ cắt

cao, ảnh hưởng của mài mòn do tốc độ cắt là cao hơn sơ với chiều sâu cắt.

Tác giả Uma Maheshwera Reddy Paturi [60] đã sử dụng phương pháp tối ưu

hóa để giẩm thiểu độ nhám bề mặt và mài mòn dụng cụ cắt trong quá trình tiên thô

théo AISI 52100. Kết quả cho thấy độ nhám bề mặt ảnh hưởng đáng kể bởi lượng

tiến dao chiếm 88,56%, tiếp theo là tốc tốc độ cắt và chiều sâu cắt. Tốc độ cắt ảnh

hưởng chính đến độ mòn của dụng cụ cắt, đóng góp tới 73,05%, tiếp theo là lượng

tiến dao và chiều sâu cắt.

Như vậy các nghiên cứu ngoài nước đã đề cập các vấn đề liên quan đến độ

nhám bề mặt, lực cắt, mài mòn. Nghiên cứu độc lập về gia công khô, gia công ướt và

các vấn đề xảy ra trong quá trình cắt. Tuy nhiên so sánh đánh giá của các ảnh hưởng

của gia công khô và ướt khi phay hợp kim nhôm A7075 chưa được đề cập. Nghiên

cứu này sẽ làm sáng tỏ rõ ràng hơn ảnh hưởng của các thông số công nghệ tới các

yếu tố của quá trình cắt và tối ưu hóa quá trình cắt khi gia công khô và gia công có

dung dịch làm mát vật liệu hợp kim nhôm A7075 sử dụng dao phủ Titan.

1.6 Kết luận chương 1

1. Tìm hiểu quá trình hình thành phoi khi gia công hợp kim nhôm A7075 và các vấn

đề xảy ra trong quá trình tạo phoi đây là yếu tố quyết định đến các thông số đầu

ra như: lực cắt, mài mòn, độ nhám bề mặt.

2. Đối với gia công hợp kim nhôm dụng cụ cắt là một phần giúp cải thiện chất lượng

bề mặt gia công, giảm ma sát và nhiệt sinh ra trong quá trình cắt. Chương 1 cũng

đã phân tích và đưa ra một số vật liệu làm dụng cụ cắt phổ biến khi gia công hợp

kim nhôm như; hợp kim cứng, thép gió và vật liệu cắt có phun phủ. Nghiên cứu

đã chọn được vật liệu cắt phù hợp cho gia công hợp kim nhôm A7075 đảm bảo

tuổi thọ và năng suất gia công.

3. Để đánh giá ảnh hưởng hiệu quả của các phương pháp gia công khô và gia công

có sử dụng dung dịch trơn nguội, nghiên cứu đã phân tích lợi ích và xu hướng

phát triển của các phương pháp giúp quá trình thực nghiệm sau này.

CHƯƠNG 2. ĐỘNG LỰC HỌC VÀ CÁC HIỆN TƯỢNG XẢY RA

KHI PHAY HỢP KIM NHÔM A7075

2.1 Lực cắt và các yếu tố ảnh hưởng

Trong quá trình phay hợp kim nhôm A7075, lực tác dụng lên phôi và dụng cụ

được gọi là lực cắt. Lực cắt để tính công suất truyền động, độ cứng vững của máy, độ

bền, độ cứng của dụng cụ và đồ gá. Đặc biệt khi cần tính toán thiết kế máy móc thiết

bị cần phải tính được lực này. Khi gia công hợp kim nhôm A7075 lực tác dụng lên

dụng cụ cắt coi là một khía cạnh quan trọng trong quá trình gia công. Dụng cụ cắt

dưới ảnh hưởng của lực, nhiệt cắt dẫn đến mài mòn và phá hủy. Như vậy khi tính

toán được lực cắt có thể giải thích được các hiện tượng phát sinh và công tiêu hao khi

gia công hợp kim nhôm A7075.

2.1.1 Lực cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 a. Lực cắt khi phay

Trên hình (Hình 2.1) thể hiện mô hình lực cắt khi phay hợp kim nhôm A7075.

Khi đó tổng lực cắt FC nằm trong mặt phẳng vuông góc với đường tâm dao và được

phân tích thành các lực thành phần theo các phương được xác định như sau:

-Lực tiếp tuyến Ft là thành phần lực cắt chính khi tạo phoi, lực này dùng để tính toán

công suất máy cần thiết cho quá trình gia công.

-Lực hướng kính Fr là lực có phương đi qua tâm dao, chiều hướng về tâm do đó có

xu hướng đẩy nghiêng trục gá dao trong quá trình gia công và tạo ra các áp lực tác

động lên các ổ trục chính của máy, gây ra mô men ma sát phụ tác động lên ổ. Giá trị

lực này dùng để tính sức bền trục gá dao và các ổ trục chính của máy.

-Lực Fy là lực vuông góc với chiều chuyển động nên gây ra các biến đổi cơ tính của

lớp bề mặt đã gia công. Khi phay bằng dao phay ngón Fy dùng để tính lực kẹp của

chi tiết gia công.

-Lực chạy dao dùng để tính toán lực kẹp chặt chi tiết gia công và tính toán thiết kế cơ

cấu chạy dao. Tùy theo phay thuận hay nghịch mà có tác dụng làm tăng hay khử độ

rơ của cơ cấu truyền động vít me – đai ốc.

Lực tổng Fc được tính theo công thức sau:

có tác dụng đẩy dao phay dịch chuyển theo phương dọc trục, đồng thời tác

(2.1)

Lực FZ

động lên ổ chặn của đầu trục máy phay. Các thành phần lực cắt được xác định bằng

viêc sử dụng lực kế 3 thành phần. Các thành phần lực cắt khác và hệ số lực cắt cũng

được tính theo các lực này.

Hình 2.1. Các thành phần lực cắt khi phay[61]

b. Hệ số lực cắt

Hình 2.2 [43] mô tả sơ đồ hệ số lực cắt khi phay, lực cắt theo mỗi hướng tỷ lệ

với chiều dày phoi. Khi phay chiều dày phoi hh thay đổi và chiều dày phoi ở một góc

quay nào đó  trong quá trình phay được biểu diễn như sau:

Thành phần lực cắt được chia thành: lực trong vùng cắt và lực ở lưỡi dụng cụ

cắt. Lực cắt ở đây được biểu thị bằng: hệ số tiếp tuyến Ktc, hệ số lực hướng tâm Krc,

hệ số lực dọc trục Kac và diện tích cắt; Lực cắt có thể được biểu thị bằng tích của hệ

số lực lưỡi tiếp tuyến Ktc, hệ số lực hướng tâm Kre, hệ số lực lưỡi dọc trục Kae và chiều

rộng cắt. Hệ số này nói chung là hệ số lực cắt.

dFt = Ktcacd(ap)+Kted(l)

dFr = Krcacd(ap)+Kred(l) (2.2)

dFa = Kacacd(ap)+Kaed(l)

Trong đó: dFt, dFr, dFa lần lượt là tiếp tuyến, lực hướng tâm và lực dọc trục; d(l),

d(ap), ac lần lượt là chiều dài lưỡi cắt, chiều sâu cắt dọc trục và chiều dày cắt.

Các hệ số lực cắt Ktc, Krc, Kac là hệ số lực tiếp tuyến, lực hướng tâm, lực dọc trục. Hệ

số Kte, Kre, Kac là hệ số lực tiếp tuyến, lực hướng tâm, lực dọc trục tại lưỡi dao. Trong

mô hình lực cắt trung bình, lực cắt được coi là không đổi và giá trị cụ thể được xác

định bằng thực nghiệm.

Trong quá trình phay, tổng lượng vật liệu được loại bỏ trong một vòng quay của dao

là một hằng số và không liên quan đến góc xoắn. Như vậy có thể giả định rằng lực

cắt trung bình cũng không liên quan đến góc xoắn. Góc xoắn chỉ hiệu quả tại các

vùng có (st  jex). Các thành phần lực hướng tâm Fr, lực tiếp tuyến Ft, lực dọc

trục Fa được chia nhỏ theo ba hướng X, Y, Z . Lực cắt trung bình của mỗi chu kỳ của

răng được tính bằng chia lực thành phần cho góc xoay tương ứng.

(2.3)

Lực cắt trung bình được phân tích theo ba hướng X, Y, Z

(2.4)

Trong đó:  là góc tiếp xúc, N là số răng của dụng cụ cắt, af là chiều sâu cắt.

Khi góc st=0 và sx=180 thì công thức (2.3) được tính như sau:

(2.5)

Các phương trình trên được viết dưới dạng sau:

(2.6)

Hình 2.2. Phân tích lực cắt khi phay họp kim nhôm A707[43], [62]

Từ công thức (3) và (4) hệ số lực cắt được tính như sau:

(2.7)

Giá trị lực cắt trung bình đo được từ nhiều các thí nghiệm với khoảng bước tiến khác

nhau trong quá trình phay. Hệ số lực cắt khi phay có thể áp dụng cho các loại dao

khác nhau.

2.1.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến lực cắt khi phay + Ảnh hưởng các thông số công nghệ đến lực cắt

Khi tăng chiều sâu cắt và lượng chạy dao làm cho lực cắt tăng. Khi tăng chiều

sâu cắt thì lực biến dạng và ma sát tăng do đó lực cắt cũng tăng vì chiều sâu cắt tăng

thì tỷ lệ thuận với chiều rộng cắt tăng, hệ số co rút phoi và hệ số ma sát không thay

đổi. Như vậy chiều sâu cắt ảnh hưởng đến lực là rất lớn.

Tốc độ cắt có ảnh hưởng tích cực đến lực cắt, khi tăng tốc độ cắt lực cắt giảm,

bước tiến dao tăng làm cho lực cắt tăng. Nhóm nghiên cứu của R.A Ekanayake [44]

cho rằng lực cắt nhìn chung bị ảnh hưởng bởi tốc độ biến dạng khi tăng tốc độ cắt.

Khi tốc độ cắt tăng, tốc độ biến dạng tăng có thể làm lực cắt tăng tuy nhiên tốc độ cắt

tăng đến một giới hạn nhất định thì lực cắt lại có xu hướng tăng lên khi tốc độ cắt tiếp

tục tăng.

Khi tăng lượng chạy dao làm cho lực biến dạng và ma sát lại tăng do vậy lực

cắt tăng. Chiều dày cắt tăng cùng với sự gia tăng của lượng chạy dao dẫn đến hệ số

co rút phoi và hệ số ma sát giảm và ảnh hưởng của lượng chạy dao đến lực cắt là ít

hơn so với chiều sâu cắt. Nghiên cứu của Yang [63] cho thấy ảnh hưởng của lượng

chạy dao đến lực cắt và cho thấy rằng lực cắt tăng cùng với sự gia tăng của lượng

chạy dao khi phay cao tốc hợp kim nhôm Ti-6Al-4V. Hình 2.3 thể hiện lực cắt thay

đổi khi chiều dày cắt a thay đổi.

+ Ảnh hưởng của vật liệu làm dao

Vật liệu làm dao ảnh hưởng đến lực cắt thông qua ma sát tiếp xúc giữa dao -

phoi, giữa dao - phôi. Vật liệu làm dụng cụ cắt có hệ số ma sát nhỏ thì lực cắt nhỏ và

ngược lại. Như vậy vật liệu làm dao ít ảnh hưởng đến hệ thống lực cắt.

Hình 2.3. Giá trị trung bình lực cắt khi thực nghiệm [45].

+ Ảnh hưởng của vật liệu gia công

Cơ tính của vật liệu gia công ảnh hưởng phức tạp đến lực cắt. Khi tăng độ bền

và độ cứng của vật liệu gia công làm cho hệ số co rút phoi giảm do góc trượt giảm,

làm giảm công biến dạng và công tạo phoi lực cắt giảm. Tuy nhiên khi tăng độ bền

và độ cứng thì tải trọng lên bề mặt trượt tương ứng cũng tăng làm tăng công biến

dạng và công tạo phoi lực cắt tăng. Như vậy độ bền, độ cứng của vật liệu gia công

đều có thể làm tăng hoặc giảm lực cắt. Khi tăng độ bền của vật liệu gia công mà hệ

số co rút phoi giảm tương đối ít thì lực cắt tăng, ngược lại khi tăng độ bền và độ cứng

của vật liệu gia công mà hệ số co rút phoi giảm nhiều thì lực cắt giảm.

+ Ảnh hưởng của các thông số hình học của dao

Khi cố định chiều sâu cắt và lượng chạy dao, nếu tăng góc nghiêng chính thì

chiều dày cắt tăng và hệ số co rút phoi giảm. Góc trước càng nhỏ và góc cắt càng lớn

thì hệ số co rút phoi càng lớn, công tạo phoi càng lớn làm tăng hoàn toàn hệ thống

lực cắt. Góc sau ảnh hưởng đến độ lớn bề mặt tiếp xúc của chi tiết gia công với bề

mặt sau. Tăng góc sau thì diện tích tiếp xúc giảm, do đó làm giảm lực pháp tuyến N

và lực pháp tuyến F1 làm cho lực cắt tổng hợp giảm.

Khi tăng góc nâng thì hệ số co rút phoi tăng, góc trước của lưỡi cắt phụ giảm, đồng

thời làm tăng áp lực của phoi trên bề mặt gia công nên làm tăng hệ số ma sát cho lực

cắt.

+ Ảnh hưởng của mài mòn dụng cụ.

Khi dao bị mòn làm tăng bề mặt tiếp xúc của dao trên các mặt làm việc làm

tăng bán kính mũi dao và giảm góc cắt ở bộ phận cắt do đó dao mòn làm cho lực cắt

tăng lên rõ rệt.

+ Ảnh hưởng của dung dịch trơn nguội

Điều kiện bôi trơn cao của dung dịch trơn nguội làm cho điều kiện tạo phoi

thuận lợi, hệ số co rút phoi giảm khi đó làm giảm hệ số ma sát trên mặt trước. Điều

đó cải thiện điều kiện tạo phoi, hệ thống lực cắt khi sử dụng dung dịch trơn nguội

giảm.

2.2 Rung động và ổn định trong quá trình phay hợp kim nhôm A7075

2.2.1 Hiện tượng rung động khi cắt

a Định nghĩa rung động của máy

Rung động thực chất là một dạng dao động, do đó ta có thể dùng những khái

niệm và những đại lượng tổng quát trong dao động để nghiên cứu rung động. Dao

động được mô tả là một sự chuyển động của một phần tử hoặc một vật thể quanh vị

trí cân bằng, hay còn gọi là vị trí quy chiếu. Đối với máy quay vị trí cân bằng này ứng

với vị trí máy lúc chưa vận hành. Nếu chuyển động tương tự lặp lại giống hệt mỗi

chu kỳ ta có hiện tượng chuyển động tuần hoàn.

b. Các nguyên nhân gây ra rung động

Rung động là nguyên nhân gây ra mất ổn định của quá trình cắt. Rung động

làm cho vị trí giữa dao cắt và chi tiết gia công thay đổi theo chu kỳ. Khi tần số thấp,

biên độ lớn sẽ sinh ra độ sóng bề mặt, khi tần số cao, biên độ nhỏ sẽ sinh ra độ nhấp

nhô bề mặt. Rung động làm cho dao cụ nhanh mòn. Ngoài ra do rung động mà chiều

sâu cắt, lực cắt, tiết diện phoi biến động làm tăng sai số gia công. Rung động của hệ

thống công nghệ gồm hai loại: rung động cưỡng bức và tự rung.

Rung động cưỡng bức là do các lực kích thích từ bên ngoài truyền đến. Tuỳ

theo nguồn lực kích thích rung động cưỡng bức có thể có chu kỳ hoặc không chu kỳ.

Nguồn gốc sinh ra lực kích thích là do sai số cá biệt của chi tiết trong máy, các mặt

tiếp xúc có khe hở, các khâu quay không cân bằng, lượng dư gia công không đều, bề

mặt gia công không liên tục hoặc rung động do các máy xung quanh truyền sang ….

Để giảm thiểu rung động cưỡng bức cần: Tăng độ cứng vững của hệ thống

công nghệ. Yêu cầu độ chính xác chế tạo - lắp ráp máy, đồ gá cao. Phải cân bằng các

khâu quay cao tốc. Tránh cắt không liên tục. Phôi cần được chọn lọc và gia công sơ

bộ. Trang bị thêm cơ cấu giảm rung động. Móng máy đủ khả năng dập tắt dao động

và được cách chấn với xung quanh.

Tự rung là loại dao động không giảm được, nó được duy trì bởi một nguồn

năng lượng không đổi do bản thân chuyển động cắt gây ra - có nghĩa là khi nào ngừng

cắt thì tự rung cũng chấm dứt. Tự rung làm ảnh hưởng đến chất lượng gia công, việc

khắc phục nó rất khó khăn. Cho đến nay vẫn chưa có giả thiết nào giải thích thoả

đáng bản chất của hiện tượng này. Để hạn chế tự rung động cần giảm năng lượng

truyền đến và tăng năng lượng tiêu hao.

Biện pháp giảm năng lượng truyền đến: Thay đổi hình dạng hình học dao cắt

và chế độ cắt để giảm lực cắt ở phương có rung động. Sử dụng dung dịch trơn nguội

hợp lý để giảm bớt mòn dao.

Để tăng năng lượng tiêu hao cần: Nâng cao độ cứng vững của hệ thống công

nghệ, nâng cao tần số tự rung để làm tăng sức cản của ma sát và giảm biên độ dao

động xuống. Sử dụng các trang bị giảm rung để thu bớt năng lượng dao động.

2.2.2 Mô hình rung động khi phay

Khi cắt gọt kim loại, để đạt được độ chính xác và độ bóng bề mặt cao, đồng

thời nâng cao được tuối bền của dụng cụ cắt thì hệ thống máy - chi tiết gia công –

dụng cụ không được rung động hoặc rung động ở mức cho phép. Hiện tượng rung

động thực chất là một dạng dao động, như vậy có thể dùng những khái niệm và những

đại lượng tổng quát trong dao động để nghiên cứu rung động. Dao động được mô tả

là một sự chuyển động của một phần tử hoặc một vật thể quanh vị trí cân bằng, hay

còn gọi là vị trí quy chiếu. Rung động ảnh hưởng đến sự mất ổn định của quá trình

cắt và làm cho vị trí giữa dao - chi tiết gia công thay đổi theo chu kỳ. Biên độ rung

động lớn sẽ sinh ra độ sóng bề mặt khi tần số thấp và khi tần số cao thì biên độ nhỏ

và sinh ra độ nhấp nhô bề mặt. Rung động làm cho dụng cụ cắt nhanh mòn và chiều

sâu cắt, lực cắt, tiết diện phoi biến động, làm tăng sai số gia công.

Khi phay mặt rung động được mô hình hóa động học với hai bậc tự do theo

phương trục X và trục Y.

Xét mô hình lực cắt khi phay như hình 2.4, dao cắt với đường kính D và chu

kỳ quay N của răng tại vận tốc góc là không đổi . Và góc j thay đổi theo thời gian

theo phương trình:

(2.8)

Hình 2.4. Mô hình động học khi phay[46]–[48]

Các thành phần lực cắt khi phay ở đầu dao lần lượt theo phương tiếp tuyến Ft

và theo hướng kính Fr, sẽ quyết định phương trình động học của cơ cấy máy – dao

và cho bởi công thức sau:

(2.9)

Trong đó: X(t) là biểu bị vectơ khoảng cách và F(t) là biểu thị về lực. M, C, K

là các ma trận biểu thị về khối lượng, giảm xóc và độ cứng. Lực cắt được phân tích

theo hai hướng Fx và Fy ứng với hai hướng x và y tương ứng.

(2.10)

(2) (2.11)

Chuyển vị động học này được thực hiện cho số răng thứ j theo hướng kính hoặc chiều

dày phoi theo hướng phối hợp các chuyển động.

(2.12)

Trong đó: j là góc tức thời của răng thứ j đo theo chiều kim đồng hồ theo hướng trục

Y. Khi trục chính quay với vận tốc góc  (rad/s), góc quay thay đổi theo thời gian:

(2.13)

Chiều dày phoi đo được theo hướng kính và tổng phoi cho bởi công thức:

(2.14)

là độ dịch chuyển của dao cắt tương ứng với Trong đó: St là bước tiến dao,

tại thời điểm trước và thời điểm hiện tại của răng. là bước mà tại đó xác định

răng ở phía trong hay phía ngoài.

(2.15)

Trong đó là góc bắt đầu và góc khi dao ăn vào phôi.

Thay và (2.9) ta có

(2.16)

Trong đó , với và là khoảng dịch

chuyển của cơ cấu cắt tương ứng với thời điểm hiện tại và thời điểm trước của dao.

Lực tiếp tuyến (Ftj) và lực hướng kính (Frj) tác dụng lên răng j là tỷ lệ thuận với chiều

sâu cắt (a) và chiều dày phoi (h):

, (4) (2.17)

Các hệ số Kt và Kr là hằng số.

(2.18)

(2.19)

Tổng lực cắt của các răng.

; (2.20)

Trong đó: và góc cắt Thay thế (2.16), (2.17) vào (2.18) và (2.19)

kết quả sẽ cho ra ở dạng ma trận:

(2.21)

Trong đó các hệ số động học quá trình phay lại cho bởi các công thức sau:

(2.22)

(2.23)

(2.24)

(2.25)

Xem xét rằng các vị trí góc và các thông số thay đổi theo thời gian và vận tốc góc nên

phương trình 2.21 cũng viết theo phương trình sau:

(2.26)

[A(t)] là chu kỳ của răng với số vòng quay hoặc theo phép biến đổi

Fourier ta có:

(2.27)

(2.28)

Hàm (r) là hàm tuần hoàn theo răng thông qua tần số  tới việc xem xét cho [A(t)]

phụ thuộc vào điều kiện cắt (immersion condition) và số răng cắt. Như vậy giá trị

trung bình của chuỗi Fouries được coi là r = 0 .

(2.29)

Khi [A0] chỉ có giá trị ở giữa (st) và (ex) góc cắt gj(j) = 1, nó trở lên bằng giá trị

trung bình của [A(t)] tại góc cắt

(2.30)

Với

(2.31)

(2.32)

(2.33)

(2.34)

Động học quá trình phay theo (2.26) được thay theo công thức sau:

(2.35)

2.2.3 Sự ổn định trong quá trình gia công

Những khái niệm về sự ổn định được tác giả David A. Stephenson [64] đã khái

quát như sau: Quá trình cắt được cho là mất ổn định khi xuất hiện rung động ngày

càng tăng, khi đó dụng cụ cắt rung động với biên độ ngày càng tăng hoặc dần dần xa

vị trí cân bằng cho đến giới hạn xác định. Mặt khác quá trình được coi là ổn định khi

dụng cụ cắt bị kích thích sẽ tiến đến một vị trí cân bằng dưới dạng một dao động tắt

dần hoặc tiến đến một mức dao động nào đó ít hơn. Hệ thống kim loại được gọi là

mất ổn định tĩnh học nếu nguyên nhân gây ra rung động là những lực kích thích phụ

thuộc vào vị trí. Một hệ thống gọi là mất ổn định động lực học nếu nguyên nhân gây

rung động phụ thuộc vào vận tốc. Biểu đồ hình 2.5 là hình dáng của biểu đồ ổn định

mẫu, trong đó  là hệ số giảm chấn tương đối. Biểu đồ này xác định quá trình cắt có

ổn định hay không dựa vào tốc độ cắt và chiều sâu cắt.

Hình 2.5. Hình dạng cơ bản của một biểu đồ ổn định của quá trình phay [64]

Nhờ biều đồ ổn định này mà ta xác định chế độ cắt cho năng suất lớn nhất mà

vẫn đảm bảo tính ổn định của quá trình cắt. Có thể nhận thấy biểu đồ ổn định phụ

thuộc vào độ cứng vững và khả năng giảm chấn của hệ thống máy – dụng cụ - phôi

(gồm cả đồ gá). Đối với mỗi máy công cụ cụ thể, khi chọn vận tốc cắt, chiều sâu cắt

khác nhau thì sẽ cho các biểu đồ ổn định khác nhau.

+ Nguyên nhân gây mất ổn định

Rung động là nguyên nhân gây mất ổn định của quá trình cắt. Rung động trong

quá trình cắt thường bao gồm rung động cưỡng bức và rung động riêng, rung động tự

rung. Các yếu tố ảnh hưởng đến rung động cũng như độ ổn định quá trình cắt:

-Ảnh hưởng của máy: Ảnh hưởng của máy đến ổn định quy về độ mềm dẻo

của động lực học. Độ mềm dẻo động lực học không phải là một hằng số mà là đại

lượng phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác. Như các ảnh hưởng của móng máy và điều

kiện lắp đặt, các vị trí, chi tiết cấu thành máy, nhiệt độ làm việc của máy, vị trí tương

đối của dụng cụ cắt và phôi. Vị trí tương đối giữa dụng cụ cắt và phôi quyết định

hướng của lực cắt nên tùy thuộc vào từng vị trí tương đối cụ thể mà ảnh hưởng của

nó đến tự rung và ổn định có thể lớn hay nhỏ.

-Ảnh hưởng của phôi và dụng cụ cắt: Ảnh hưởng độ mềm dẻo của phôi và kẹp

chặt phôi. Độ mềm dẻo của phôi có ảnh hưởng lớn đến tự rung và ổn định cắt bởi vì

biến dạng của phôi gây chuyển vị tương đối giữa dụng cụ và phôi và đó là một nguyên

nhân dẫn đến rung động. Ảnh hưởng của sự mềm dẻo của dụng cụ và kẹp chặt dụng

cụ. Độ mềm dẻo của dao có ảnh hưởng lớn đến đặc trưng động lực học quá trình cắt.

-Ảnh hưởng của vật liệu gia công: Ảnh hưởng của vật liệu đến tự rung và ổn

định chính là do không đồng đều của vật liệu. Tính này là yếu tố ngẫu nhiên nên rất

khó xác định. Do tổ chức của kim loại không đồng đều nên tính chất của kim loại

cũng không đồng đều. Sự không đồng đều về độ cứng sẽ làm tăng lực biến động, tạo

điều kiện cho tự rung phát triển, dẫn đến mất ổn định cho quá trình gia công.

Như vậy khi gia công hợp kim nhôm A7075, cùng với đặc tính công nghệ của

nhôm, độ cứng vững hệ thống công nghệ, máy dao, đồ gá, đồng thời kết vật liệu dao

có phun phủ thì ảnh hưởng của sự mất ổng định và rung động là không đáng kể.

2.3 Hiện tượng mài mòn dụng cụ cắt[9] khi phay hợp kim nhôm A7075.

Trong quá trình gia công hợp kim nhôm A7075 nói riêng và gia công kim loại

nói chung, phoi trượt lên mặt trước và chi tiết chuyển động tiếp xúc với mặt sau của

dụng cụ cắt gây nên hiện tượng mài mòn của dụng cụ cắt. Mài mòn dụng cụ cắt được

coi là một quá trình phức tạp, xảy ra theo các hiện tượng lý hóa ở các bề mặt tiếp xúc

của phoi và chi tiết với dụng cụ gia công.

Khi bị mài mòn, hình dáng và thông số hình học phần cắt dụng cụ thay đổi,

xuất hiện các hiện tượng vật lý sinh ra trong quá trình cắt (nhiệt cắt, lực cắt…) ảnh

hưởng xấu đến chất lượng bề mặt chi tiết gia công. Trong quá gia công áp lực trên

các bề mặt tiếp xúc lớn hơn rất nhiều so với áp lực làm việc trên các chi tiết máy từ

15 đến 20 lần, dụng cụ bị mài mòn theo nhiều dạng khác nhau. Các dạng mài mòn và

cơ chế mài mòn dụng cụ cắt được thể hiện trên Hình 2.6

Hình 2.6. Cơ chế mài mòn và các dạng mài mòn dụng cụ cắt[9], [12] .

Hình 2.7. Các trạng thái mài mòn dụng cụ cắt [9], [49]

Quá trình mài mòn dụng cụ cắt được chia thành 3 giai đoạn như trong Hình

2.7. Giai đoạn đầu mòn nhanh, độ mòn của dụng cụ tăng nhanh, các dụng cụ thường

bị mòn nhanh. Tốc độ mòn xảy ra nhỏ hơn trong giai đoạn mòn bình thường. Sau giai

đoạn mòn ban đầu, tốc độ mòn của dụng cụ là nhỏ cho đến khi kết thúc tuổi thọ của

dụng cụ cắt.

2.3.1 Các dạng mài mòn dụng cụ cắt [9]

a. Mòn mặt sau

Một lớp vật liệu dụng cụ bị tách khỏi mặt sau trong quá trình gia công và được

đánh giá bằng chiều cao mòn hs. Trị số mòn hs được đo trong mặt cắt theo phương

vuông góc với lưỡi cắt từ lưỡi cắt thực tế đến điểm mòn tương ứng. Mòn mặt sau xảy

ra khi gia công chiều dày cắt nhỏ hơn 0,1 (mm), hoặc đối với vật liệu giòn (gang…).

b. Mài mòn mặt trước

Trong quá trình cắt, do phoi trượt, trên mặt trước hình thành một trung tâm áp

lực cách lưỡi liềm một khoảng cách nào đó nên mặt trước bị mòn dạng lưỡi liềm. Vết

lõm lưỡi liềm trên trước đo dụng cụ bị bóc cùng phoi trong quá trình chuyển động.

Vết lõm lưỡi liềm này xảy ra dọc theo lưỡi cắt và được đánh giá bởi chiều rộng lưỡi

liềm, chiều sâu lưỡi liềm và khoảng cách từ lưỡi dao đến rãnh đo theo mặt trước. Mài

mòn mặt trước xảy ra khi cắt vật liệu dẻo, chiều dày cắt lớn.

Hình 2.8. Mài mòn dụng cụ cắt khi thí nghiệm AISI H13 ở tốc độ V = 389

m/phút[50]

c. Mòn đồng thời cả mặt trước và mặt sau

Dụng cụ bị mòn ở mặt trước và mặt sau tạo thành lưỡi cắt mới, chiều rộng trên

mặt trước giảm dần từ hai phía và do đó độ bền lưỡi cắt giảm. Trường hợp này thường

gặp khi gia công vật liệu dẻo với chiều dày cắt từ 0,1 (mm) đến 0,5 (mm).

d. Mòn tù lưỡi cắt

Ở dạng này dụng cụ bị mòn dọc theo lưỡi cắt, tạo thành cung hình trụ. Bán

kính  của cung đó được đo trong bề mặt vuông góc với lưỡi cắt. Dạng mòn này

thường gặp khi gia công vật liệu có tính dẫn nhiệt kém, đặc biệt khi gia công các chất

dẻo. Do nhiệt tập trung nhiều ở mũi dao làm cho mũi dao bị tù nhanh.

2.3.2 Cơ chế mài mòn của dụng cụ cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 [44], [45]

Cơ chế mài mòn của dụng cụ cắt, bản chất của quá trình mòn, đã được chú ý

nhiều khi nghiên cứu mòn của dụng cụ cắt [51], [52]. Cơ chế mòn bao gồm các dạng

a. Mòn chảy dính

Diện tích tiếp xúc giữa dao và phôi tạo thành các vết lồi lõm, vết lồi lõm này

lại được nung nóng dưới nhiệt độ và ứng suất cao. Do sự chuyển động tương đối giữa

dụng cụ cắt và phôi, có thể xảy ra một trong hai giao diện tại vị trí tiếp xúc đầu tiên

hoặc dọc theo đường bên dưới hoặc bên trên của nó có thể bị mòn dính

b. Mòn khuếch tán

Mòn khuếch tán bao gồm các phần tử hóa học phản ứng giữa phôi và dao, quá

trình này hình thành bởi nhiệt độ cao chủ yếu xảy ra tại vùng tiếp xúc giữa dao và phôi.

Ở tốc độ cắt cao nhiệt độ tại vùng tiếp xúc giữa dao và phôi tăng lên đồng thời xảy ra

sự thay đổi nhiệt độ giữa vật liệu phôi - dao [53].

Hình 2.9. Tóm tắt ảnh hưởng của mài mòn đến quá trình cắt [54]

c. Mài mòn hạt mài (cào xước)

Mài dụng cụ cắt là mòn cào xước bản chất là do các hạt cứng của vật liệu gia

công và phoi cào xước (mài mòn) vào các bề mặt tiếp xúc của dụng cụ. Quá trình này

như tác dụng của hạt nhỏ mài cắt vào bề mặt dụng cụ trong quá trình làm việc. Lượng

mòn dụng cụ cắt bằng tổng lượng mòn do cào xước, lượng mòn do dính, lượng mòn

do khuếch tán. Tuy nhiên lượng mòn do cào xước được cho là rất nhỏ vì độ cứng của

vật liệu làm dao lớn hơn độ cứng của vật liệu gia công rất nhiều. Tổng mòn dụng cụ

cắt bằng tổng của mòn do dính và mòn do khuếch tán. Ngoài ra lượng mòn tổng này

cũng được xác định bằng các thông số mòn của dụng cụ cắt trong suốt quá trình gia

công.

2.3.3 Các yếu tố ảnh hưởng đến mài mòn dụng cụ cắt[9].

Mài mòn dụng cụ cắt ảnh hưởng nhiều tới quá trình cắt. Quá trình cắt thể hiện

chức năng của các thông số hình học của dụng cụ cắt. Ví dụ việc thay đổi góc cắt có

thể làm giảm nhiệt độ cắt. Mài mòn dụng cụ cắt được tạo bởi quá trình cắt, do nhiệt

độ, do ma sát tại các vùng tiếp xúc dao và phôi. Hình 2.9 thể hiện quy luật ảnh hưởng

của mài mòn dụng cụ cắt đến quá trình cắt .

Hình 2.10. Ảnh hưởng của các thông số đến mài mòn khi cố định ae và fz [49]

a) V= 400 m/phút; b) V=800 m/phút c) V= 1200 m/phút; d) V = 1600 m/phút

Nghiên cứu của Cui [49] đã đưa ra ảnh hưởng của chiều sâu cắt và lượng tiến dao đến

tốc độ mài mòn của dụng cụ cắt khi gia công thép AISIH13 bằng dụng cụ cắt CBN

(cubic boron nitride). Nghiên cứu cho thấy tốc độ mòn tăng khi tăng thể tích bóc tách

của vật liệu hay nói cách khác tăng chiều sâu cắt và bước tiến dao (Hình 2.10).

Hình 2.11. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến mài mòn khi phay thuận và nghịch .[55]

Tốc độ cắt là yếu tố ảnh hưởng đến mài mòn dụng cụ cắt khi gia công Inconel

718 cho phay thuận và phay nghịch (Hình 2.11). Quá trình phay nghịch mòn nhiều

hơn phay thuận, lượng mòn cũng thay đổi theo tốc độ cắt, tốc độ cắt thấp mòn tăng

nhanh, tăng tốc độ cắt lượng mòn giảm và mòn lại tăng khi tốc độ cắt tiếp tục tăng.

Hình 2.12 cho thấy lượng mòn dao thay đổi khác nhau ở các tốc cắt khác nhau và

thực nghiệm cũng cho thấy lượng mòn giảm đi khi tăng tốc độ cắt.

Hình 2.12. Lượng mòn (w) thay đổi với thời gian khác nhau [11]

Như vậy mài mòn là yếu tố ảnh hưởng đến tuổi thọ của dụng cụ cắt, ảnh hưởng

đến chất lượng bề mặt sau gia công và hơn nữa làm giảm năng suất và thời gian gia

công. Do vậy khi gia công hợp kim nhôm A7075 cũng cần chú ý lựa chọn dụng cụ

cắt phù hợp, chế độ cắt hợp lý, điều kiện cắt hợp lý nhất để có thể giảm thiểu ảnh

hưởng của mài mòn dụng cụ cắt.

2.4 Hiện tượng nhiệt sinh ra trong quá trình gia công hợp kim nhôm A7075 [9], [11]

Khi gia công kim loại có hai nguồn sinh nhiệt chính xảy ra trong quá trình cắt đó

là nhiệt sinh ra vùng tiếp của mũi dao với phôi (1) và vùng tiếp của dao và phoi (2)

như Hình 2.13. Người ta đưa ra các giả định về nguồn nhiệt sinh ra như sau:

- Tất cả các năng lượng ở vùng (1) và (2) đều chuyển thành nhiệt lượng

- Năng lượng tại (1) và (2) tập trung trên một mặt phẳng.

- Năng lượng (1) và (2) được phân bố đồng đều.

Ngay cả với những giả định này việc xác định nhiệt cắt trên mặt phẳng cắt Fs và mặt là rất phức tạp. Điều này là do một phần năng lượng tại (1) sẽ chuyển phẳng dao FT

đổi vào phoi và một phần chuyển vào phôi. Ngoài ra một phần năng lượng tại vùng

(2) thường sẽ đi đến phoi và một phần của dụng dụ cắt. Do vậy năng lượng phân chia

thành 2 phần R1 là năng lượng (1) tới phoi, R2 là năng lượng ở (2) đi đến phoi. Giả

thiết thứ tư là không có nhiệt năng nào đi ra môi trường trong quá trình hình thành

phoi. Điều đó có nghĩa là năng lượng trên một đơn vị diện tích truyền đến phoi tại

mặt cắt (1) và uC1 =R1uS trong khi năng lượng trên một đơn vị diện tích tới phoi tại

vùng (2) là uC2 = R2uF. trong đó uS và uF tương ứng với năng lượng riêng khi trượt và

ma sát.

Hình 2.13. Nguồn nhiệt sinh ra trong quá trình cắt [11]

Năng lượng được sử dụng trong mặt phẳng cắt là:

US = FS.VS (2.36)

Trong đó: FS là thành phần của lực dọc theo mặt phẳng cắt và VS là vận tốc độ dịch

chuyển của phôi và hướng dọc theo mặt phẳng cắt. Mức độ năng lượng sử dụng trên

một diện tích trên mặt phẳng cắt:

(2.37)

Trong đó: t là chiều sâu cắt, b là chiều rộng phoi,  là góc cắt.

Hình 2.14. Sơ đồ lý tưởng của nguồn nhiệt chuyển động trên mặt cắt [11].

Để gần đúng có thể giả định rằng tất cả năng lượng liên quan đến quá trình cắt được

chuyển thành nhiệt năng và nhiệt truyền ra từ vùng cắt trên một đơn vị thời gian là:

(2.38)

Trong đó: J là nhiệt lượng tương đương, US là năng lượng cắ trên một đơn vị diện

tích kim loại, V là tốc độ cắt.

Nếu R1q1là nhiệt trên một đơn vị thời gian trên một đơn vị diện tích thoát ra khỏi vùng

cắt với phoi. Sau đó (1-R1)q1 là nhiệt lượng trên một đơn vị thời gian trên một đơn vị

diện tích truyền vào phôi. Nhiệt độ trung bình kim loại trong phoi, vùng lân cận mặt

phẳng cắt là:

(2.39)

Trong đó: 0 là nhiệt độ môi trường xung quanh, C11 là thể tích nhiệt dung riêng ở

giá trị trung bình nhiệt độ giữa và 0.

Tổng nhiệt tỏa ra từ mặt phẳng phân cách là (1-R1)q1. Vận tốc trượt được coi là VS chúng ta coi chứ không phải V. Nhiệt được tạo ra khi sự trượt xảy ra theo hướng VS

rằng một điểm trên lưỡi cắt luôn có chuyển động như Hình 2.14 .

Hình 2.15. Ảnh hưởng của nhiệt độ khi cắt với chiều sâu cắt khác nhau [11].

Nhiệt cắt làm giảm độ cứng, độ bền cơ học, tăng độ mòn, ảnh hưởng xấu đến

khả năng cắt. Khi có nhiệt làm nóng chi tiết gia công, gây biến dạng nhiệt độ chính

xác gia công giảm. Đồng thời nhiệt cắt gây biến đổi cấu trúc kim loại lớp bề mặt, tạo

ra ứng suất dư kéo, tác động xấu đến chất lượng lớp vật liệu bề mặt chi tiết. Nhiệt

cũng tác động vào hệ thống công nghệ (máy-dao- chi tiết). Nhiệt cắt làm hệ thống

công nghệ bị biến dạng, ảnh hưởng xấu đến năng suất và chất lượng khi cắt gọt. Nhiệt

lượng phát sinh khi cắt lớn, công cơ học tiêu hao cho quá trình cắt sẽ lớn. Lượng nhiệt

tăng lên ứng với chiều sâu cắt khác nhau cho trên hình 2.15. Hợp kim nhôm A7075

có tính dẫn điện, dẫn nhiệt cao do vậy nhiệt cắt sinh ra nhanh chóng tản nhanh vào

phôi, phoi. Mặt khác dụng cụ cắt lại được trang bị lớp phủ nên hạn chế khả năng hập

thụ nhiệt khi cắt. Do vậy hạn chế tối đa của nhiệt ảnh hưởng đến quá trình phay hợp

kim nhôm A7075 cần chọn chế độ cắt phù hợp.

2.5 Chất lượng bề mặt chi tiết gia công khi gia công hợp kim nhôm A7075 Mục tiêu đảm bảo chất lượng bề mặt gia công lên trên, giúp giảm thời gian và

chi phí và duy trì khả năng cạnh tranh luôn được các nhà máy xí nghiệp quan tâm.

Chất lượng bề mặt gia công phụ thuộc vào các yếu tố trong quá trình cắt như thông

số hình học của dụng cụ cắt (bán kính mũi dao, góc cắt, lưỡi cắt…) và các điều kiện

cắt (lượng chạy dao, tốc độ cắt, chiều sâu cắt..)

Trong các chi tiết máy hình dáng tế vi của lớp bề mặt gia công ảnh hưởng rất

nhiều đến tính chất làm việc của chi tiết máy. Chất lượng bề mặt chi tiết gia công lại

quyết định đến các chỉ tiêu làm việc của chi tiết máy như độ bền, độ cứng, độ bền

mòn, độ bền nhiệt…chế độ cắt chính là yếu tố ảnh hưởng đến hình dáng hình học và

gây ra biến dạng của chi tiết máy.

2.5.1 Sự biến cứng lớp bề mặt khi gia công

Khi gia công kim loại nói chung và họp kim nhôm A7075 nói riêng thì bề mặt

chi tiết gia công bị ảnh hưởng bởi tính chất cơ lý của lớp vật liệu nằm ngay dưới bề

mặt gia công, điều này ảnh hưởng lớn đến khả năng làm việc của chi tiết. Biến cứng

lớp bề mặt bao gồm ứng suất dư và trạng thái cứng nguội là các hiện tượng thường

gặp trên lớp bề mặt sau gia công. Các hiện tượng này xảy ra là do: lực biến dạng,

nhiệt cắt và sự thay đổi cấu trúc kim loại của chi tiết gia công.

Hình 2.16. Sự thay đổi ứng suất dư theo chiều sâu lớp bề mặt kim loại [9]

+ Ứng suất dư: Xuất hiện chủ yếu là do lực cắt và nhiệt cắt. Ứng xuất dư khi

gia công vật liệu dẻo là ứng suất dư kéo, gia công vật liệu giòn ứng suât dư là nén,

khi gia công bằng phương pháp mài do nhiệt cắt cao ứng suất dư lớp bề mặt luôn là

ứng suất kéo. Ứng suất dư trên bề mặt là kéo sẽ làm giảm sức bền mỏi của chi tiết

máy, còn khi ứng suất dư kéo vượt quá giới hạn bền của vật liệu chi tiết có thể bị nứt

lớp bề mặt.

Sự thay đổi chiều sâu  từ bề mặt chi tiết tới lớp kim loại phía trong sau khi gia công

các vật liệu dẻo, vùng I là lớp rất mỏng từ 14 µm ở đây ứng suất dư là nén. Vùng II

ứng suất dư là kéo và phụ thuốc vào góc trước () của dao, chiều sâu cắt (t), vận tốc

cắt (V), lượng chạy dao (S). Vùng này độ sâu có thể lớn hơn 10 lần so với vùng I và

tại đây quyết định ứng suất dư của bề mặt. Vùng III là vùng xuất hiện ứng suất dư

nén (Hình 2.16).

Hình 2.17. Ảnh hưởng của V,S, đến ứng suất tiếp T và [9]

Chiều sâu và độ lớn của lớp vật liệu có ứng suất dư phụ thuộc vào góc trước của dụng

cụ cắt, tốc độ cắt và độ mòn của lưỡi cắt. Độ mòn của dụng cụ cắt càng lớn thì ứng

suất dư kéo càng tăng, vận tốc cắt và lượng chạy dao cũng ảnh hướng đến ứng suất

dư thể hiện trên hình 2.17.

+ Hiện tượng cứng nguội

Khi gia công duới tác dụng của lực cắt, trên lớp bề mặt chi tiết gia công xảy

ra hiện tượng dẻo dẫn đến các hạt tinh thể bị kéo lệch mạng và giữa chúng sinh ra

ứng suất. Tác dụng này làm tăng thể tích riêng và làm giảm mật độ kim loại làm cho”

độ cứng, độ giãn, giới hạn bền tăng lên còn tính dẻo – dai bị giảm, tính dẫn từ thay

đổi, … bề mặt kim loại được làm chắc” gọi là hiện tượng cứng nguội.

Hiện tượng cứng nguội được đặc trưng bởi cứng độ tế vi. Mức độ biến dạng cứng,

chiều sâu lớp biến cứng tỷ lệ với mức độ biến dạng dẻo của lớp bề mặt kim loại.

Hiện tượng cứng nguội cũng được hiểu mà độ cứng của bề mặt gia công lớn hơn độ

cứng cứng của chi tiết. Điều này có được là do khi cắt ngoại lực làm các pha ferit bị

biến dạng và hóa bền gây ra hiện tượng cứng nguội. Mức độ cứng nguội của lớp biến

cứng được biểu diễn bởi công thức:

(2.40)

Trong đó: KM là độ cứng của lớp biến cứng, KMC là mức độ tế vi của lớp kim loại

thường, KMH là độ cứng tế vi lớn nhất của lớp biến cứng.

Hình 2.18. Độ cứng nguội K và chiều sâu lớp cứng nguội [9]

Vật liệu gia công và thông số cắt khác nhau thì chiều dày lớp cứng nguội khác nhau.

Khi gia công do mũi dao không nhọn lí tưởng mà có bán kính R nên khi cắt mặt sau

của dao trượt trên bề mặt gia công càng làm tăng mức độ biến dạng dẻo trên bề mặt

chi tiết. Cùng sự biến dạng của khối kim loại ở vùng phía trước mặt dao sẽ làm tăng

chiều sâu cứng nguội. Tất cả các thông số về chế độ cắt, hình dáng hình học của dao

làm tăng sự biến dạng. Khi dao bị cùn góc sau giảm, không dùng dung dịch trơn

nguội,…sẽ làm tăng mức độ cứng nguội. Hiện tượng cứng nguội có ảnh hưởng xấu

đến chi tiết và lớp cứng nguội dòn dễ bị rạn nứt đồng thời gây khó khăn cho lần gia

công sau.

2.5.2 Độ nhám bề mặt và các yếu tố ảnh hưởng khi phay hợp kim nhôm A7075 Đối với bề mặt chi tiết sau gia công độ nhám là thông số phản ánh sự ổn định

của quá trình gia công quá trình cắt. Sự biến dạng của vật liệu gia công, lực cắt, rung

động và mài mòn dụng cụ cắt đều ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt chi tiết sau gia

công. Chế độ cắt và điều kiện cắt ảnh hưởng trực tiếp đến độ nhám bề mặt chi tiết gia

công [56]:

Bề mặt gia công không mịn và có nhiều đặc điểm khác nhau như: có các vết

nứt siêu nhỏ, tạp chất, các vết lõm, biến đổi cấu trúc bề mặt…Độ nhám bề mặt là một

trong những phương pháp được sử dụng rộng rãi để đánh giá hình thái bề mặt gia

công [65]. Độ nhám đóng vai trò quan trọng đối với độ chính xác và tuổi thọ của các

chi tiết máy[66]. Trong công nghiệp độ nhám bề mặt được ký hiệu theo các cách khác

nhau như: Sai lệch tổng cộng của profin (Ra), sai lệch quân phương của profin (Rq),

chiều cao lớn nhất của profin (Ry), Chiều cao nhấp nhô trung bình (RZ). Trong đó độ

nhám (Ra) là diện tích giữa biên dạng nhám và đường trung bình của nó, hoặc tích

phân của giá trị tuyệt đối của chiều cao biên dạng nhám trên chiều dài chuẩn (Hình

2.19). Giá trị Ra được xác định bằng phương trình sau:

( 2.41)

Trong đó: Ra là độ lệnh trung bình so với đường trung bình, L là chiều dài mẫu, Y là

trục của đường cong biên dạng.

Hình 2.19. Profile độ nhám bề mặt[67]

Hình 2.20. Biểu đồ thể hiện các tham số cắt ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt [67]

Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt gia công, chẳng hạn như thông

số cắt (tốc độ cắt, lượng tiến dao và chiều sâu cắt), các thông số hình học của dụng

cụ cắt (góc trước góc sau, góc nâng, hình dạng dụng cụ cắt và lớp phun phủ) và các

thông số cắt ( phương pháp gia công, bôn trơn…). Hình 2.20 là sơ đồ các yếu tố ảnh

hưởng đến độ nhám bề mặt.

+Ảnh hưởng của vận tốc cắt: Vận tốc cắt tăng độ nhám bề mặt giảm, nghiên cứu của

Du Jin [68] cho thấy độ nhám bề mặt giảm tới 39,18% với tốc độ cắt từ 40 đến 200

(m/phút) khi gia công FGH95 (Hình 2.21).

Hình 2.21. Ảnh hưởng của tốc độ cắt đến độ nhám bề mặt [68]

+ Ảnh hưởng của bước tiến dao

Bước tiến dao có ảnh hưởng lớn đến độ nhám bề mặt. Độ nhám bề mặt có tỷ lệ thuận

với bước tiến dao, có nghĩa là khi tăng bước tiến dao thì chất lượng bề mặt gia công

giảm. Ngoài ra bước tiến dao có ảnh hưởng đến mức độ biến dạng đàn hồi ở bề mặt

gia công.

+ Ảnh hưởng của chiều sâu cắt

Chiều sâu cắt là yếu tố ảnh hưởng ít nhất đến độ nhấp nhô tế vi lớp mặt khi gia công.

Thực nghiệm cho thấy khi thay đổi chiều sâu cắt thì lực cắt đơn vị thay đổi. Lực cắt

thay đổi cũng làm ảnh hưởng đến độ cứng vững của hệ thống công nghệ, làm giảm

chất lượng của bề mặt gia công tức là ảnh hưởng đến chiều cao và bước sóng bề mặt.

+ Vật liệu gia công

Vật liệu gia công ảnh hưởng đến độ nhám của bề mặt chi tiết máy chủ yếu do khả

năng biến dạng dẻo. Vật liệu dễ biến dạng sẽ cho độ nhám bề mặt lớn hơn vật liệu

cứng và giòn.

+ Ảnh hưởng của rung động

Rung động sẽ tạo ra những chuyển động tương đối có chu kỳ giữa dụng cụ cắt và bề

mặt chi tiết gia công, gây nên độ sóng và độ nhám bề mặt gia công. Sai lệch của các

bộ phận máy làm cho chuyển động không ổn định, gây ra các dao động cưỡng bức

của hệ thống công nghệ làm cho độ sóng và độ nhấp nhô tế vi tăng.

2.6 Kết luận chương 2 1. Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về lực cắt, rung động, ổn định trong quá trình cắt, hiện

tượng nhiệt cắt, mài mòn, các yếu tố ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt gia công và

lượng mòn dao trong quá trình gia công.

2. Nghiên cứu cho thấy rằng các thông số về công nghệ ảnh hưởng rất lớn đến các

yếu tố đầu ra như: lực cắt, độ nhám bề mặt chi tiết gia công, rung động, mài mòn

dụng cụ cắt.

3. Việc phân tích cơ sở lý thuyết của quá trình phay là cơ sở cho việc xây dựng các

phương án và quy trình thực nghiệm.

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC YẾU TỐ CÔNG NGHỆ ĐẾN LỰC CẮT, ĐỘ NHÁM VÀ MÒN DỤNG CỤ KHI PHAY HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG DAO PHAY PHỦ NITRIDE TITAN

3.1 Mục tiêu của nghiên cứu thực nghiệm

Trong quá trình phay hợp kim nhôm A7075 có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến

các thông số đầu ra như: lực cắt, độ nhám bề mặt gia công và lượng mòn dụng cụ cắt.

Thông số đầu ra này phản ánh thực chất quá trình hình thành phoi và có tính quyết

định đến năng suất, hiệu quả kinh tế trong quá trình gia công. Nghiên cứu này xét ảnh

hưởng của các thông số công nghệ đến quá trình phay hợp kim nhôm A7075 (yếu tố

kiểm soát được và ảnh hưởng chính đến quá trình gia công), còn các thông số khác

coi là điều kiện biên hay tín hiệu nhiễu. Nghiên cứu phân tích ảnh hưởng của các

thông số công nghệ khi phay đến lực cắt F(N), độ nhám bề mặt Ra (m), mòn dụng

cụ cắt HS (m) ở các khoảng thời gian gia công khác nhau sau 90 phút, 180 phút,

270 phút và các điều kiện gia công khác nhau (phay khô, phay ướt) khi sử dụng dao

phay ngón phủ Nitride Titan. Xây dựng các hàm hồi quy thực nghiệm và các biểu đồ

thể hiện sự ảnh hưởng của các thông số đầu ra (F, Ra, ΔHs) với thông số công nghệ:

(vận tốc cắt V(m/phút), lượng tiến dao S (mm/phút), chiều sâu cắt t (mm). Biên độ

lực cắt trong quá trình gia công có dạng: F(x,y,z)=f1(t,S,V), độ nhám bề mặt có dạng:

Ra=f2(t,S,V), lượng mòn mặt sau của dao có dạng: ΔHs =f3(t,S,V).

3.2 Nội dung của nghiên cứu thực nghiệm

Nghiên cứu thực nghiệm thực hiện 3 nội dung chính sau đây:

- Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công nghệ và thời gian gia công (90

phút, 180 phút, 270 phút) đến lực cắt khi phay khô và phay ướt hợp kim nhôm A7075.

- Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công nghệ và thời gian gia công (90

phút, 180 phút, 270 phút) đến độ nhám bề mặt gia công khi phay khô và phay ướt

hợp kim nhôm A7075.

- Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số công nghệ và thời gian gia công (90

phút, 180 phút, 270 phút) đến lượng mòn mặt sau của dao khi phay khô và phay ướt

hợp kim nhôm A7075.

3.3 Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm khi phay hợp kim nhôm A7075

3.3.1 Tiến trình nghiên cứu thực nghiệm

 Tiến trình nghiên cứu

Tiến trình nghiên cứu thực nghiệm được mô tả như hình 3.1. Việc nghiên cứu

thực nghiệm bắt đầu từ nội dung xây dựng mục tiêu và nội dung của nghiên cứu thực

nghiệm.

Hình 3.1. Tiến trình nghiên cứu thực nghiệm

Từ mục tiêu và nội dung của nghiên cứu thực nghiệm, các thông số đầu vào,

đầu ra và ma trận thực nghiệm của nghiên cứu được xác định. Máy thực nghiệm, thiết

bị đo, phôi, dụng cụ cắt, … được chuẩn bị cho quá trình thực hiện.

Các thực nghiệm được tiến hành theo ma trận thực nghiệm. Dữ liệu đo sẽ được

lưu trữ và phân tích phương sai, xây dựng các mô hình hồi quy. Kết quả dự đoán từ

các mô hình hồi quy sẽ được so sánh với kết quả thực nghiệm để đánh giá khả năng

sử dụng của mô hình hồi quy. Cuối cùng là kết luận được đưa ra, các ứng dụng có thể

được thực hiện hoặc được xây dựng thành khuyến cáo.

3.3.2 Thiết kế các thông số và ma trận thực nghiệm khi phay hợp kim nhôm

A7075.

a.Thiết kế các thông số đầu vào

Nghiên cứu ứng dụng phương pháp quy hoạch thực nghiệm phân tích phương

sai (ANOVA) để xây dựng và đánh giá hàm quy hoạch thực nghiệm. Qua nghiên cứu

lý thuyết về quá trình cắt và các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình cắt, đồng thời dựa

trên khả năng cắt gọt dụng cụ cắt được khuyến cáo từ nhà sản xuất và công suất của

máy cho phép đảm bảo không bị ảnh hưởng của rung động trong quá trình gia công.

Mặt khác dựa trên giá trị giới hạn miền tốc độ nghiên cứu đối với gia công vật liệu

hợp kim nhôm A7075 của dụng cụ cắt là dao phay ngón phủ Nitride Titan, đường

kính dao D = 6 (mm) với số răng Z= 2. Ba thông số chế độ cắt (t,S,V) có thể điều khiển

trong quá trình gia công được chọn làm thông số đầu vào trong các nghiên cứu thực

nghiệm. Giá trị các mức được lựa chọn để tiến phay hợp kim nhôm A7075 bằng dao

phay phủ Nitride TiTan được lựa chọn cho thực nghiệm như sau:

- Vận tốc cắt lớn nhất: Vmax = 376 (m/phút).

- Lượng chạy dao lớn nhất: Smax= 1600 (mm/phút) = 0.04mm/răng.

- Chiều sâu cắt dọc trục lớn nhất: tmax = 1,5 (mm).

- Vận tốc cắt nhỏ nhất: Vmin= 188 (m/phút).

- Lượng chạy dao nhỏ nhất: Smin= 800 (mm/phút) = 0.02mm/răng.

- Chiều sâu cắt dọc trục nhỏ nhất: tmin = 0,5 (mm).

Thực nghiệm xác định các thông số đầu ra: lực cắt, độ nhám, mài mòn khi

phay hợp kim nhôm A7075 với hai điều kiện phay khô và phay ướt được cho trên

Bảng 3.1. Các thông số này gồm ba mức khác nhau ứng các biến mã hóa.

Bảng 3.1 Thông số chế độ cắt dùng cho thực nghiệm

TT Tham số Đơn vị -1 0 1

V(Vận tốc cắt) m/phút 188 282 376 1

S(Bước tiến) mm/phút 800 1200 1600 2

t(chiều sâu cắt) mm 0,5 1,0 1,5 3

Bảng 3.2 Ma trận thực nghiệm

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Thông số mã hóa X3 X2 X1 -1 -1 -1 -1 -1 1 -1 1 -1 -1 1 1 1 -1 -1 1 -1 1 1 1 -1 1 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 t (mm) 0,5 1,5 0,5 1,5 0,5 1,5 0,5 1,5 1,0 1,0 1,0 Thông số chế độ cắt S (mm/phút) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200 V (m/phút) 188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282

Trong luận án này, các thông số đầu ra của nghiên cứu bao gồm:

Lực cắt: Tổng thành phần lực cắt theo 3 phương X, Y, Z là F (N)

Độ nhám bề mặt gia công: Ra (m)

Lượng mòn mặt sau của dao: Hs (m)

Chuyển các biến từ biến tự nhiên sang biến mã hóa không thứ nguyên. Với thí nghiệm

đầu vào là ba thông số gồm: tốc độ cắt V(m/phút), lượng chạy dao S (mm/phút), chiều

sâu cắt t (mm), theo quy hoạch thực nghiệm ta sẽ thực nghiệm với 11 thí nghiệm trong

đó có 8 thí nghiệm ở 8 đỉnh đơn hình và 3 thí nghiệm ở trung tâm (cơ sở) ta có thông số

quy hoạch thực nghiệm với dao phay ngón đường kính D = 6 mm với số răng cắt Z=2.

Ma trận thực nghiệm được cho trên bảng 3.2.

3.4 Lựa chọn trang bị thí nghiệm

3.4.1 Dụng cụ cắt

Nghiên cứu thực nghiệm dùng dao phay ngón HSSCo8 có phủ Nitride Titan,

kích thước dao 6x6x15x60 mm, có 2 me cắt (Hình 3.2). Độ cứng của dao đạt đến 60

HRC và khi phủ TiN cho độ bền cao, chống mài mòn và có thể làm việc ở nhiệt độ

cao.

Hình 3.2. Dụng cụ cắt trong nghiên cứu thực nghiệm

3.4.2 Vật liệu gia công và máy dùng cho thí nghiệm

+ Vật liệu thí nghiệm

Nghiên cứu sử dụng hợp kim nhôm A7075 là dòng hợp kim biến dạng hóa bền

và là hợp kim nhôm có độ bề cao nhất. Nó thường được sử dụng chủ yếu trong ngành

công nghiệp hàng không vũ trụ và thổi đúc, cơ khí chính xác..vv. Thành phần hóa học

và đặc tính của nhôm A7075 trong Bảng 1.1 và Bảng 1.2.

Phôi mẫu thí nghiệm gồm có 2 loại:

+ Phôi mẫu loại 1: (Phục vụ gia công theo khoảng thời gian-Đo mòn dao):

Phôi dùng để gia công theo thời gian có kích thước dài, rộng, cao là 300 x 150

x 20 mm (Hình 3.3). Quá trình gia công sẽ kéo dài trong các khoảng thời gian 90

phút, 180 phút và 270 phút. Qua các nghiên cứu thăm dò, với các khoảng thời gian

gia công này, lượng mòn mặt sau của dao đã hình thành rõ dệt hơn. Khi đó, sự xuất

hiện của mòn dao đã ảnh hưởng đến quá trình gia công như lực cắt, độ nhám bề mặt.

Chính vì vậy, sau các khoảng thời gian gia công kể trên, dao cắt sẽ được sử dụng để

gia công các phôi mẫu loại 2.

Hình 3.3. Mẫu phôi 1

+ Phôi mẫu loại 2 (Phục vụ cho quá trình đo lực và độ nhám bề mặt):

Mẫu phôi này có kích thước dài, rộng, cao là 90 x 60 x 20 mm như hình 3.4.

Sau khi dao đã thực hiện việc gia công theo các khoảng thời gian sau 90 phút, sau

180 phút, sau 270 phút, dao (chứa lượng mòn) được sử dụng để gia công các mẫu

phôi loại 2. Lực cắt và độ nhám bề mặt gia công hợp kim nhôm A7075 được đo khi

gia công trên các mẫu phôi này.

Hình 3.4. Mẫu phôi 2

+ Máy thí nghiệm và điều kiện gia công

Hình 3.5. Máy phay CNC HS Super MC500

Nghiên cứu sử dụng máy phay CNC HS Super MC500 như trên Hình 3.5 với

các thông số chính: Tốc độ quay trục chính: 100 ÷ 30000 (vòng/phút); công suất trục

chính 15 KW, tốc độ dịch chuyển của bàn máy cắt gọt: 1÷30000 (mm/phút), tốc độ

chạy không lớn nhất: 48000 (mm/phút). Hành trình dịch chuyển của bàn máy:

XxYxZ=500x400x300 (mm).

Các thí nghiệm được thực hiện trong hai điều kiện gia công khô và gia công

sử dụng dung dịch trơn nguội SHL SAMSOL K7E.

3.4.3 Các thiết bị đo dùng khi phay hợp kim nhôm A7075

a. Thiết bị đo lực

Cảm biến đo lực Kistler Type 9139AA của hãng Kisler của Thụy Sỹ được sử

dụng để đo lực cắt ba thành phần Fx, Fy, Fz. Khoảng đo lực từ -3KN đến 3KN. Hệ

thống thu và xử lý dữ liệu loại 3160-B-042 cùng với máy tính và phần mềm

DynoWare được sử dụng để thu thập và phân tích dữ liệu về lực. Hệ thống đo lực cắt

được thể hiện trên hình 3.6.

a.Đồ gá, b. dao, c. cảm biến đo lực, d. đọc kết quả đo

Hình 3.6. Thiết lập hệ thống đo lực cắt

b. Thiết bị độ nhám

Độ nhám bề mặt gia công được đo bằng máy đo nhám MITUTOYO-Surftest

SJ-210 Portable Surface Roughness Tester (Nhật Bản), sơ đồ gá đặt được thể hiện

như trên hình 3.7. Phần mềm SurfTest SJ USB Communication Tool Ver5.007 cho

phép hiển thị và lưu trữ các thông số đo được Ra, Rz, Rq theo tiêu chuẩn ISO 1997.

Khoảng đo tiêu chuẩn là 4 (mm), độ nhám bề mặt gia công được đo song song với bề

mặt gia công. Mỗi thí nghiệm được đo 3 lần, giá trị trung bình của 3 lần đo được sử

dụng để phân tích và đánh giá kết quả thực nghiệm.

a. Phôi gia công b. Đầu đo độ nhám c. Hộp xử lý dữ liệu

d. Máy tính và phần mềm xử lý

Hình 3.7. Thiết lập hệ thống đo độ nhám bề mặt gia công

c.Thiết bị đo độ mòn dao

Lượng mòn mặt sau của dụng cụ cắt được đo bằng hệ thống đo laser màu 3D

Microscope Color 3D Laser Microscope VK-X100K/X200 (Mỹ), quá trình đo được

mô tả ở Hình 3.8. Lượng mòn mặt sau của dụng cụ cắt được đo sau các khoảng thời

gian gia công là: Sau 90 phút gia công, sau 180 phút gia công và sau 270 phút gia

công. Lượng mòn mặt sau của dụng cụ cắt được đo ba lần với mỗi thực nghiệm, giá

trị trung bình của ba lần đo được lưu trữ để phân tích đánh giá các kết quả liên quan

đến lượng mòn dao cắt.

a. Thiết bị đo b. Phần mềm và thiết lập đo c. Xử lý kết quả đo

Hình 3.8. Thiết lập hệ thống đo mòn mặt sau dụng cụ cắt

3.5 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến lực cắt khi phay

hợp kim nhôm A7075.

3.5.1 Ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến lực cắt FU (N) khi phay ướt hợp

kim nhôm A705.

Nghiên cứu thực nghiệm lực cắt FU ở các khoảng thời gian sau 90 phút, 180 phút,

270 phút khi gia công hợp kim nhôm A7075 ở điều kiện phay có sử dụng dung dịch

trơn nguội. Các thông số công nghệ (t, S, V) ảnh hưởng đến FU được xây dựng bằng

hàm toán học FU = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã

được thực hiện và kết quả lực cắt cho trên Bảng 3.3.

Bảng 3.3. Kết quả đo lực cắt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời

gian 90 phút, 180 phút, 270 phút

STT t (mm) S(mm/phút) V(m/phút) FU (N) – Phay ướt

90 phút 180 phút 270 phút

1 0.5 800 188 113.36 113.92 117.40

2 1.5 800 188 143.83 143.99 152.59

3 0.5 1600 188 174.07 181.72 178.13

4 1.5 1600 188 205.33 205.83 217.12

5 0.5 800 376 100.10 107.99 102.37

6 1.5 800 376 131.73 140.66 135.80

7 0.5 1600 376 163.76 164.35 163.46

8 1.5 1600 376 193.34 196.69 197.37

9 1 1200 282 160.95 164.48 164.87

10 1 1200 282 163.03 163.59 166.90

11 1 1200 282 162.09 166.51 166.16

Mô hình toán học FU phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay ướt

hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.1) 𝐹𝑈 = 𝑎1𝑡𝑎2𝑆𝑎3𝑉𝑎4

Trong đó: FU là lực cắt khi phay ướt và được tính bằng tổng 3 thành phần lực Fx, Fy,

Fz như sau: (N), t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng chạy

dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và a1, a2, a3, a4 là các hệ số được xác định

trong quá trình thực nghiệm.

Các hệ số mũ của phương trình (3.1) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm

logarit và được viết lại như sau:

(3.2)

Đặt lnFU = y; lna1 = q0; a2 = q1; a3 = q2, a4 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3.

Bảng 3.4. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,992

R2 0,985

Sai số chuẩn 0,032

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,978 Phân tích ANOVA MS SS

F lý thuyết

F 149.539

1.04E-06

0.154 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.461 0.007 0.468

Sại lệch chuẩn

Hệ số 1.454 0.196 0.603 -0.117

t Stat 4.972 0.292 0.020 9.560 0.033 18.492 -3.580 0.033

P- value 0.002 0.000 0.000 0.009

Lower 95% 0.762 0.147 0.526 -0.194

Upper 95% 2.145 0.244 0.680 -0.040

Lower 95.0% 0.762 0.147 0.526 -0.194

Upper 95.0% 2.145 0.244 0.680 -0.040

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

Hệ số điều chỉnh R Square

R 0,991

R2 0,983

0,975

Sai số chuẩn 0,0032

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 132.226

1.59E-06

0.137 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.410 0.007 0.417

Hệ số

1.474 0.185 0.572 -0.078

Sại lệch t Stat chuẩn 5.029 0.293 0.021 9.029 0.033 17.515 -2.383 0.033

P-value 0.002 0.000 0.000 0.049

Lower 95% 0.781 0.137 0.495 -0.155

Upper 95% 2.167 0.234 0.649 -0.001

Lower 95.0% 0.781 0.137 0.495 -0.155

Upper 95.0% 2.167 0.234 0.649 -0.001

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,995

R2 0,989

Sai số chuẩn 0,027

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,985 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 219.593

2.7633E-07

0.156 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.469 0.005 0.474

Hệ số

1.825 0.215 0.584 -0.154

Sại lệch t Stat chuẩn 0.243 7.503 0.017 12.617 0.027 21.547 -5.684 0.027

P-value 0.000 0.000 0.000 0.001

Lower 95% 1.250 0.174 0.520 -0.218

Upper 95% 2.400 0.255 0.648 -0.090

Lower 95.0% 1.250 0.174 0.520 -0.218

Upper 95.0% 2.400 0.255 0.648 -0.090

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180 phút, 270 phút.

Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.3)

Theo Bảng 3.4 tương ứng với các khoảng thời gian gia công khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 là 90 phút, 180 phút, 270 phút ta có lần lượt các phương trình sau:

(3.4)

(3.5)

(3.6)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm

ở lân cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho

trên Bảng 3.4

Các biến số của phương trình (3.3) được tìm bằng công cụ Regression trong

(3.7)

(3.8)

(3.9) phần mềm EXCEL phương trình (3.4), (3.5), (3.6) được viết lần lượt như sau: 𝐹𝑈1 = 4,279. 𝑡0,196. 𝑆0,603. 𝑉−0,117 𝐹𝑈2 = 4,368. 𝑡0,185. 𝑆0,572. 𝑉−0,078 𝐹𝑈3 = 6,202. 𝑡0,215. 𝑆0,584. 𝑉−0,154

Phân tích hồi quy của FU với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.4 và cho ta

thấy phương sai R Square lần lượt ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút,

270 phút lần lượt là: 0,985; 0,983; 0,989. Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực

nghiệm cao. Mặt khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của

phân bố F có 3 và 7 bậc tự do, giá trị của tính toán cho là 149,54; 132,23; 219,59 (tương

ứng với 90 phút, 180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy cho thấy

mức ý nghĩa của thống kê cao.

Từ phương trình (3.7); (3.8); (3.9) và căn cứ vào đồ thị trên hình 3.9, 3.10 và

3.11 cho thấy mối quan hệ của các thông số công nghệ đến lực cắt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan. Khi gia công hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan, các thông số công nghệ là: chiều sâu cắt, lượng tiến dao, vận tốc cắt đều có ảnh hưởng đến biên độ của lực cắt và ở các thời gian gia công khác nhau. Tuy nhiên, mức độ ảnh hưởng của từng thông số tới biên độ lực cắt là khác nhau. Lực cắt ở ba khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút đều cho thấy

lượng chạy dao có ảnh hưởng lớn nhất đến lực cắt (thể hiện trên hình 3.9 b, hình 3.10

b, hình 3.11b). Ở thời gian gia công là 90 phút cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và chiều sâu cắt 0,5(mm) khi lượng chạy dao là 800 mm/phút, lực cắt là 113,36 (N), lượng chạy dao là 1600 (mm/phút) lực cắt là 174,07 (N) như vậy tăng 34,8% . Ở khoảng thời gian

gia công là 180 phút lực cắt tăng 37,3% và tăng 34,1% khi gia công ở khoảng thời gian

270 phút. Khi chiều sâu cắt 1,5 mm, vận tốc cắt 376 m/phút, lượng chạy dao 800

(mm/phút) lực cắt là 131,73 (N), lượng chạy dao là 1600 (mm/phút) lực cắt là 193,69

(N) tăng là 31,86% ở thời gian gia công 90 phút, tăng 28,48% ở thời gian gia công 180 phút và 31,19% ở thời gian 270 phút. Điều này có thể lý giải dựa vào quá trình hình

thành phoi khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan, khi

thay đổi lượng tiến dao, thì chiều dầy lớn nhất của phoi cũng thay đổi. Mặc khác lực

cắt, biên độ lực cắt là một hàm số của chiều dầy của phoi, khi chiều dầy lớn nhất của phoi thay đổi sẽ làm thay đổi lực cắt và biên độ lực cắt.

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.9. Lực cắt (FU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

b) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.10. Lực cắt (FU2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

c) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.11. Lực cắt (FU2) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

Từ phương trình hàm số mũ và các đồ thị biểu diễn trên các hình 3.9-a, hình

3.10-a, hình 3.11-a cho thấy lực cắt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 cũng tăng khi

tăng chiều sâu cắt, tuy nhiên mức độ tăng của lực cắt không nhiều bằng khi tăng lượng

chạy dao. Cụ thể cùng vận tốc cắt 188 m/phút và lượng chạy dao 800 m/phút, khi chiều sâu cắt là 0,5 mm lực cắt là 113,36 (N), chiều sâu cắt 1,5 (mm) lực cắt là 143,83 (N),

như vậy chiều sâu cắt tăng thì lực tăng là 21,18% ở thời gian 90 phút, tương tự thời

gian 180 phút tăng là 20,88%, thời gian 270 phút tăng là 31,19%. Ở vận tốc cắt 376

m/phút, lượng chạy dao 1600 (mm/phút) thì chiều sâu cắt 0,5(mm) lực cắt 164,35 (N), chiều sâu cắt 1,5 (mm) lực cắt là 196,69 (N) như vậy t tăng lực cắt tăng 15,29% ở thời gian gia công 90 phút, 16,44% ở thời gian gia công 180 phút, 17,18% ở thời gian 270

phút.

Vận tốc cắt ảnh hưởng không nhiều đến lực cắt khi phay ướt hợp kim nhôm

A7075. Trong hầu hết các trường hợp vận tốc cắt có ảnh hưởng rất ít, một số hầu như

không ảnh hưởng đến biên độ lực cắt. Ở cùng điều kiện cắt S = 1600 (mm/phút), t =

1,5 (mm), lực cắt khi V = 188 (m/phút) là 205,33 (N), lực cắt V = 376 (m/phút) là

196,69 (N), như vậy lực cắt giảm xuống 5,8% ở thời gian gia công 90 phút, 4,4% ở

thời gian gia công 180 phút và 270 phút giảm 9,01%. Như vậy sự thay đổi lực cắt

không đáng kể khi thay đổi vận tốc cắt (thể hiện trên hình 3.9 c, hình 3.10 c, hình

3.11c). Điều này có thể giải thích rằng, trong quá trình cắt bằng dao phay ngón, vận

tốc cắt không phải là thông số hình thành nên kích thước của phoi. Mà kích thước của

phôi hình thành sẽ là nhân tố quyết định đến lực cắt tạo ra trong quá trình cắt, chính

vì vậy, vận tốc cắt có ảnh hưởng khá ít đến lực cắt cũng như biên độ lực cắt.

3.5.2. Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến lực cắt (FK) khi phay khô hợp

kim nhôm A7075 Nghiên cứu thực nghiệm lực cắt FK ở các khoảng thời gian sau 90 phút, 180 phút,

270 phút khi gia công hợp kim nhôm A7075 ở điều kiện phay khô.

Các thông số công nghệ (t, S, V) ảnh hưởng đến FK được xây dựng bằng hàm toán học FK = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã được thực

hiện và kết quả đo lực cho trên Bảng 3.5

Mô hình toán học FK phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay khô

hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.10) 𝐹𝐾 = 𝑏1𝑡𝑏2𝑆𝑏3𝑉𝑏4

Trong đó: FK là lực cắt khi phay khô và được tính bằng tổng 3 thành phần lực Fx,

Fy, Fz như sau: (N), t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng

chạy dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và b1, b2, b3, b4 là các hệ số được xác định trong quá trình thực nghiệm.

STT

Bảng 3.5. Kết quả đo lực cắt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút

t (mm)

S(mm/phút)

V(m/phút)

188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282

FK (N) – Phay khô 180 phút 115.63 150.60 175.11 214.10 101.86 132.88 161.02 189.68 159.62 160.60 161.28

270 phút 118.25 153.53 177.81 216.21 102.67 143.01 163.37 197.36 165.37 166.98 166.38

90 phút 114.95 150.14 174.46 216.81 101.20 135.40 160.33 189.11 162.14 163.79 162.93

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1 1 1

800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Các hệ số mũ của phương trình (3.10) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm logarit

và được viết lại như sau:

(3.11)

Đặt lnFK = y; lnb1 = q0; b2 = q1; b3 = q2, b4 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3. Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.12)

Theo Bảng 3.6 Tương ứng với các khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180 phút,

270 phút ta có các phương trình tương ứng lần lượt như sau:

(3.13)

(3.14)

(3.15)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm ở lân

cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho trên Bảng 3.6. Các biến số của phương trình (3.10) được tìm bằng công cụ Regression trong phần mềm EXCEL phương trình (3.16), (3.17), (3.18) được viết lần lượt như sau:

(3.16)

(3.17)

(3.18)

Bảng 3.6. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,994

R2 0,988

Sai số chuẩn 0,028

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,983 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 188.7926

4.66E-07

0.1531 0.0008

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.4593 0.0057 0.4649

Hệ số

1.926 0.217 0.572 -0.160

Sại lệch t Stat chuẩn 0.260 7.418 0.018 11.931 0.029 19.771 -5.538 0.029

P-value 0.000 0.000 0.000 0.001

Lower 95% 1.312 0.174 0.504 -0.229

Upper 95% 2.540 0.260 0.641 -0.092

Lower 95.0% 1.312 0.174 0.504 -0.229

Upper 95.0% 2.540 0.260 0.641 -0.092

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

R 0,995

R2 0,991

Sai số chuẩn 0,025

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,987 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 246.771

1.85E-07

0.149 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.447 0.004 0.451

Hệ số

1.947 0.205 0.571 -0.164

Sại lệch t Stat chuẩn 8.695 0.224 0.016 13.064 0.025 22.884 -6.562 0.025

P-value 0.000 0.000 0.000 0.000

Lower 95% 1.418 0.168 0.512 -0.223

Upper 95% 2.477 0.242 0.630 -0.105

Lower 95.0% 1.418 0.168 0.512 -0.223

Upper 95.0% 2.477 0.242 0.630 -0.105

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,992

R2 0,984

Sai số chuẩn 0,032

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,977 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 141.530

1.2571E-06

0.148 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.444 0.007 0.451

Coefficients 1.939 0.224 0.556 -0.138

Standar t Stat d Error 0.295 6.576 0.021 10.870 0.033 16.925 -4.204 0.033

P-value 0.000 0.000 0.000 0.004

Lower 95% 1.242 0.175 0.478 -0.216

Upper 95% 2.636 0.273 0.634 -0.060

Lower 95.0% 1.242 0.175 0.478 -0.216

Upper 95.0% 2.636 0.273 0.634 -0.060

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Hệ số tự do

khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút.

Phân tích hồi quy của FK với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.6 và cho thấy

phương sai R Square ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút lần

lượt là: 0,988; 0,991; 0,984 . Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực nghiệm

cao. Mặt khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của phân bố

F có 3 và 7 bậc tự do, giá trị của tính toán lần lượt cho là: 188,79; 246,77; 141,530

(tương ứng với 90 phút, 180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy

cho thấy mức ý nghĩa của thống kê cao.

d) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.12. Lực cắt (FK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075

e) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.13. Lực cắt (FK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075

f) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.14. Lực cắt (FK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075

Từ phương trình (3.16); (3.17); (3.18) và căn cứ vào đồ thị trên hình 3.12, 3.13

và 3.14 cho thấy mối quan hệ của các thông số công nghệ đến lực cắt khi phay khô hợp

kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan. Khi phay khô hợp kim nhôm

A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan, các thông số công nghệ là: chiều sâu cắt,

lượng tiến dao, vận tốc cắt đều có ảnh hưởng đến biên độ của lực cắt và ở các thời gian

gia công khác nhau.

Lực cắt ở ba khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút đều cho

thấy S có ảnh hưởng lớn nhất đến lực cắt (thể hiện trên hình 3.12 a, hình 3.13 a, hình

3.14 a). Cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và chiều sâu cắt 0,5 (mm) khi S = 800

(mm/phút), lực cắt là 114,95 (N), S = 1600 (mm/phút) lực cắt là 174,46 (N) như vậy

tăng 34,11% ở thời gian gia công là 90 phút. Ở khoảng thời gian gia công là 180 phút

lực cắt tăng 33,9% và tăng 33,49% khi gia công ở khoảng thời gian 270 phút. Khi chiều

sâu cắt 1,5 (mm), vận tốc cắt 376 (m/phút), S = 800 (mm/phút) lực cắt là 135,4 (N),

lượng chạy dao là 1600 (mm/phút) lực cắt là 189,11(N) tăng là 28,40% ở thời gian gia

công 90 phút, tăng 29,94% ở thời gian gia công 180 phút và 27,54% ở thời gian 270

phút. Như vậy quá trình hình thành phoi khi phay khô hợp kim nhôm A7075 bằng dao

phay phủ Nitride Titan thay đổi lượng tiến dao, thì chiều dầy lớn nhất của phoi cũng

thay đổi làm thay đổi sẽ làm thay đổi lực cắt và biên độ lực cắt.

Từ phương trình hàm số mũ (3.16); (3.17); (3.18) và các đồ thị biểu diễn trên

các hình 3.12-b, hình 3.13-b, hình 3.14-b cho thấy lực cắt khi phay khô hợp kim nhôm

A7075 cũng tăng khi tăng chiều sâu cắt. Cụ thể cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và lượng

chạy dao 800 (m/phút), khi chiều sâu cắt là 0,5 (mm) lực cắt là 114,95 (N), chiều sâu

cắt 1,5 (mm) lực cắt là 150,14 (N), như vậy chiều sâu cắt tăng thì lực tăng khoảng 23%

ở cả 90 phút, 180 phút và 270 phút. Ở vận tốc cắt 376 (m/phút), lượng chạy dao 1600

(mm/phút) thì chiều sâu cắt 0,5 (mm) lực cắt 160,33 (N), chiều sâu cắt 1,5 (mm) lực

cắt là 189,11 (N) như vậy t tăng lực cắt tăng 15,21% ở thời gian gia công 90 phút,

15,11% ở thời gian gia công 180 phút, 17,22% ở thời gian 270 phút.

Vận tốc cắt ảnh hưởng không nhiều đến lực cắt khi phay khô hợp kim nhôm

A7075. Ở cùng điều kiện cắt S = 1600 (mm/phút), t = 1,5 (mm), lực cắt khi V = 188

(m/phút) là 216,81 (N), lực cắt V = 376 (m/phút) là 189,11 (N), như vậy lực cắt giảm

xuống 12,77% ở thời gian gia công 90 phút, 11.41% ở thời gian gia công 180 phút và

270 phút giảm 8,72%. Như vậy sự thay đổi lực cắt giảm đi không nhiều khi thay đổi

vận tốc cắt (thể hiện trên hình 3.12 c, hình 3.13 c, hình 3.14 c).

3.6 Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám khi phay hợp kim nhôm A7075. 3.6.1 Ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám (RaU) khi phay ướt

hợp kim nhôm A7075.

Nghiên cứu thực nghiệm độ nhám bề mặt RaU ở các khoảng thời gian sau 90 phút, 180 phút, 270 phút khi gia công hợp kim nhôm ở điều kiện phay có sử dụng

dung dịch trơn nguội (phay ướt).

Các thông số công nghệ (t, S, V) ảnh hưởng đến RaU được xây dựng bằng hàm toán

học RaU = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã được thực hiện và kết quả đo độ nhám bề mặt cho trên Bảng 3.7.

Bảng 3.7. Kết quả đo độ nhám bề mặt khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các

STT

khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút

t (mm)

S(mm/phút)

V(m/phút)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1 1 1

800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

RaU (m) – Phay ướt 180 phút 0.194 0.259 0.290 0.348 0.177 0.205 0.243 0.257 0.239 0.237 0.244

270 phút 0.933 0.999 1.029 1.088 0.916 0.944 0.983 1.000 0.978 0.977 0.981

90 phút 0.2771 0.3030 0.3333 0.3918 0.2702 0.2882 0.3170 0.3709 0.3122 0.3108 0.3118

188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282

Mô hình toán học RaU phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay ướt

hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.19) 𝑅𝑎𝑈 = 𝑐1𝑡𝑐2𝑆𝑐3𝑉𝑐4

Trong đó: RaU là độ nhám bề mặt khi phay ướt, t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng chạy dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và c1, c2, c3, c4 là các hệ số được xác định trong quá trình thực nghiệm.

Các hệ số mũ của phương trình (3.19) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm

logarit và được viết lại như sau:

(3.20)

Đặt lnRaU = y; lnc1 = q0; c2 = q1; c3 = q2, c4 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3. Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.21)

Bảng 3.8. Phân tích phương sai ANOVA ảnh hưởng của (t,S,V) đến RaU ở các

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,968

R2 0,9372

Hệ số điều chỉnh R Square 0,910

Sai số chuẩn 0,034

Tổng 11

F lý thuyết

F 34.86393

0.00014

Phân tích ANOVA MS 0.03979 0.00114

0.11938 0.00799 0.12737

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

Hệ số

t Stat -9.339 4.729 8.802 -2.064

P-value 0.000 0.002 0.000 0.078

Lower 95% -3.606 0.051 0.221 -0.152

Upper 95% -2.149 0.153 0.383 0.010

Lower 95.0% -3.606 0.051 0.221 -0.152

Upper 95.0% -2.149 0.153 0.383 0.010

-2.877 0.102 0.302 -0.071

Sại lệch chuẩn 0.308 0.022 0.034 0.034

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

R 0,9703

R2 0,9416

Hệ số điều chỉnh R Square 0,9166

Sai số chuẩn 0,0054

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 37.6165

0.0001

0.1102 0.0029

0.3306 0.0205 0.3511

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

Hệ số

t Stat -5.861 4.345 8.096 -5.366

P-value 0.001 0.003 0.000 0.001

Lower 95% -4.060 0.068 0.315 -0.425

Upper 95% -1.726 0.232 0.575 -0.165

Lower 95.0% -4.060 0.068 0.315 -0.425

Upper 95.0% -1.726 0.232 0.575 -0.165

-2.893 0.150 0.445 -0.295

Sại lệch chuẩn 0.494 0.035 0.055 0.055

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,9262

R2 0,9258

Hệ số điều chỉnh R Square 0,8939

Sai số chuẩn 0,0154

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 29.0934

0.0003

0.0069 0.0002

0.0206 0.0017 0.0223

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

Hệ số

-0.366 0.037 0.110 -0.076

Sại lệch chuẩn 0.140 0.010 0.016 0.016

t Stat -2.608 3.773 7.058 -4.852

P-value 0.035 0.007 0.000 0.002

Lower 95% -0.697 0.014 0.073 -0.113

Upper 95% -0.034 0.060 0.147 -0.039

Lower 95.0% -0.697 0.014 0.073 -0.113

Upper 95.0% -0.034 0.060 0.147 -0.039

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút.

Theo Bảng 3.8 tương ứng với các khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180

phút, 270 phút ta có các phương trình sau:

(3.22)

(3.23)

(3.24)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm ở lân cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho

trên Bảng 3.8

Các biến số của phương trình (3.19) được tìm bằng công cụ Regression trong

phần mềm EXCEL phương trình (3.25), (3.26), (3.27) được viết lần lượt như sau:

(3.25)

(3.26)

(3.27) 𝑅𝑎𝑈1 = 0,634. 𝑡0,0375. 𝑆0,102. 𝑉−0,059 𝑅𝑎𝑈2 = 0,055. 𝑡0,150. 𝑆0,445. 𝑉−0,295 𝑅𝑎𝑈3 = 0,694. 𝑡0,037. 𝑆0,110. 𝑉−0,076

Phân tích hồi quy của RaU với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.8 và cho ta

thấy phương sai R Square lần lượt ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút

là: 0,937; 0,942 ; 0,926. Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực nghiệm cao. Mặt khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của phân bố F có

3 và 7 bậc tự do, giá trị của tính toán cho là 34,864; 37,617; 29,093 (tương ứng với 90

phút, 180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy cho thấy mức ý

nghĩa của thống kê cao.

Từ phương trình (3.25); (3.26); (3.27) và căn cứ vào đồ thị trên hình 3.15, 3.16

và 3.17 cho thấy mối quan hệ của các thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt khi phay

ướt hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan. Khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan, các thông số công nghệ là: chiều sâu

cắt, lượng tiến dao, vận tốc cắt đều ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt khi phay ướt ở các

mức độ khác nhau tương ứng với thời gian gia công khác nhau.

Chiều sâu cắt tăng làm cho độ nhám bề mặt sau gia công cũng tăng. Cụ thể cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và lượng chạy dao 800 (mm/phút), khi chiều sâu cắt là 0,5

(mm) độ nhám là 0,277 (m); chiều sâu cắt 1,5 (mm) độ nhám là 0,303 (m), như vậy

chiều sâu cắt tăng thì độ nhám tăng khoảng 8,54 % ở khoảng thời gian 180 phút và tăng 25,01% . Ở vận tốc cắt 376 (m/phút), lượng chạy dao 1600 (mm/phút) thì chiều

sâu cắt 0,5 (mm) độ nhám bề mặt là 0,317(m); chiều sâu cắt 1,5 (mm) độ nhám bề

mặt là 0,371(m) như vậy độ nhám tăng 14,55% ở thời gian gia công 90 phút. Mức độ

tăng độ nhám khi thay đổi chiều sâu cắt là khác nhau ở từng khoảng thời gian gia công khác nhau.

Độ nhám đo được ở ba thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút cho thấy

S có ảnh hưởng lớn đến độ nhám bề mặt (thể hiện trên hình 3.12 a, hình 3.13 a, hình 3.14a). Cùng vận tốc cắt V=188 (m/phút) và chiều sâu cắt t=0,5(mm) khi S = 800

(mm/phút), độ nhám là 0,277 (m), S = 1600 (mm/phút) độ nhám là 0,333(m) như

vậy tăng 16,86% ở thời gian gia công là 90 phút. Ở khoảng thời gian gia công là 180 phút độ nhám tăng 33,1% và tăng 9,3% khi gia công ở khoảng thời gian 270 phút. Khi

chiều sâu cắt t=1,5 (mm), vận tốc cắt V=376 (m/phút), S = 800 (mm/phút) độ nhám

tăng 22,31% ở thời gian gia công 90 phút và tăng 20,23% ở thời gian 180 phút, tăng

5,6% ở thời gian 270 phút. Lượng chạy dao ảnh hưởng nhiều nhất đến độ nhám bề mặt

ở hai khoảng thời gian 90 phút và 180 phút. Đối với khoảng thời gian gia công 270 phút khi đó mài mòn dụng cụ cắt xuất hiện làm chất lượng bề mặt gia công giảm nhanh

dẫn đến giá trị biến thiên của độ nhám ít khi thay đổi lượng chạy dao ở các khoảng thời

gian này.

a)t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.15. Độ nhám (RaU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.16. Độ nhám (RaU2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

a)t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.17. Độ nhám (RaU3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp kim nhôm A7075

Vận tốc cắt tăng làm cho độ nhám bề mặt giảm khi phay ướt hợp kim nhôm A7075,

tuy nhiên tốc độ cắt trong vùng khảo sát làm cho độ nhám bề mặt không thay đổi nhiều

như khi tăng S hoặc t. Ở cùng điều kiện cắt S = 1600 (mm/phút), t = 1,5 (mm), độ

nhám khi V = 188 (m/phút) là 0,333 (m) , độ nhám khi V = 376 (m/phút) là 0,317

(m), như vậy lực cắt giảm xuống 4,09% ở thời gian gia công 90 phút, 16,21% ở thời

gian gia công 180 phút và 270 phút giảm 4,47% (thể hiện trên hình 3.15 c, hình 3.16

c, hình 3.17 c).

3.6.2 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến độ nhám (RaK) khi

phay khô hợp kim nhôm A7075.

Bảng 3.9. Kết quả đo độ nhám bề mặt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các

STT

khoảng thời gian khác nhau

t (mm)

S(mm/phút)

V(m/phút)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1 1 1

800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

RaK (m) – Phay khô 180 phút 0.193 0.253 0.280 0.333 0.178 0.195 0.239 0.282 0.226 0.227 0.242

90 phút 0.254 0.334 0.361 0.415 0.270 0.297 0.321 0.373 0.308 0.308 0.313

270 phút 0.932 0.992 1.019 1.063 0.908 0.935 0.979 0.999 0.966 0.966 0.981

188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282

Nghiên cứu thực nghiệm độ nhám bề mặt RaK ở các khoảng thời gian sau 90

phút, 180 phút, 270 phút khi gia công hợp kim nhôm ở điều kiện phay khô.

Các thông số công nghệ (t,S,V) ảnh hưởng đến RaK được xây dựng bằng hàm toán

học RaK = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã được

thực hiện và kết quả đo độ nhám bề mặt cho trên Bảng 3.9

Mô hình toán học RaK phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay khô

hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.28) 𝑅𝑎𝐾 = 𝑑1𝑡𝑑2𝑆𝑑3𝑉𝑑4

Trong đó: RaK là độ nhám bề mặt khi phay khô, t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng

chạy dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và d1, d2, d3, d4 là các hệ số được xác định trong quá trình thực nghiệm.

Các hệ số mũ của phương trình (3.26) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm

logarit và được viết lại như sau:

(3.29)

Đặt lnRaK = y; lnd1 = q0; d2 = q1; d3 = q2, d3 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3. Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.30)

Theo Bảng 3.10 tương ứng với các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180

phút, 270 phút ta có các phương trình sau:

(3.31)

(3.32)

(3.33)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm

ở lân cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho trên Bảng 3.10

Các biến số của phương trình (3.26) được tìm bằng công cụ Regression trong

phần mềm EXCEL phương trình (3.32), (3.33), (3.34) được viết lần lượt như sau:

(3.34)

(3.35)

(3.36) 𝑅𝑎𝐾1 = 0,0557. 𝑡0,140. 𝑆0,339. 𝑉−0,112 𝑅𝑎𝐾2 = 0,036. 𝑡0,151. 𝑆0,465. 𝑉−0,248 𝑅𝑎𝐾3 = 0,683. 𝑡0,033. 𝑆0,1067. 𝑉−0,069

Phân tích hồi quy của RaK với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.10 và cho

ta thấy phương sai R Square lần lượt ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút là: 0,865; 0,9385; 0,944. Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực nghiệm

cao. Mặt khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của phân bố

F có 3 và 7 bậc tự do, giá trị của tính toán cho là 15,179; 35,594; 39,291 (tương ứng

với 90 phút, 180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy cho thấy mức

ý nghĩa của thống kê cao.

Kết quả phân tích phương sai cho độ nhám bề mặt trong trường hợp gia công

khô hợp kim nhôm A7075 cũng tương tự như với trường hợp gia công ướt và được thống kê trong bảng 3.12. Chiều sâu cắt tăng làm cho độ nhám bề mặt sau gia công cũng tăng trên hình 3.18 a, hình 3.19 a, hình 3.120a. Cụ thể cùng vận tốc cắt 188 m/phút và lượng chạy dao 800 m/phút, khi chiều sâu cắt là 0,5 mm độ nhám là 0,277

(m); chiều sâu cắt 1,5 (mm) độ nhám là 0,303 (m), như vậy chiều sâu cắt tăng thì

lực tăng khoảng 8,54 % ở khoảng thời gian 180 phút và tăng 25,01%. Ở vận tốc cắt 376 m/phút, lượng chạy dao 1600 mm/phút thì chiều sâu cắt 0,5 mm độ nhám bề mặt

là 0,317(m); chiều sâu cắt 1,5 mm độ nhám bề mặt là 0,371(m) như vậy độ nhám

tăng 14,55% ở thời gian gia công 90 phút.

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,9304

R2 0,865

Hệ số điều chỉnh R Square 0,808

Sai số chuẩn 0,0617

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 15.1796

0.0019

0.0576 0.0038

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.1728 0.0266 0.1993

Hệ số

-2.884 0.139 0.340 -0.114

Sại lệch chuẩn 0.562 0.039 0.063 0.063

t Stat -5.135 3.549 5.431 -1.814

P-value 0.001 0.009 0.001 0.113

Lower 95% -4.212 0.047 0.192 -0.262

Upper 95% -1.556 0.232 0.488 0.034

Lower 95.0% -4.212 0.047 0.192 -0.262

Upper 95.0% -1.556 0.232 0.488 0.034

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

R 0,9688

R2 0,9385

Hệ số điều chỉnh R Square 0,9121

Sai số chuẩn 0,0551

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 35.5942

0.0001

0.1080 0.0030

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.3239 0.0212 0.3451

Hệ số

-3.312 0.151 0.465 -0.248

Sại lệch chuẩn 0.502 0.035 0.056 0.056

t Stat -6.594 4.285 8.304 -4.430

P-value 0.000 0.004 0.000 0.003

Lower 95% -4.500 0.067 0.332 -0.380

Upper 95% -2.124 0.234 0.597 -0.116

Lower 95.0% -4.500 0.067 0.332 -0.380

Upper 95.0% -2.124 0.234 0.597 -0.116

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,972

R2 0,944

Sai số chuẩn 0,012

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,920 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 39.2907

0.0001

0.0061 0.0002

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.0184 0.0011 0.0195

Hệ số

-0.381 0.033 0.107 -0.070

Sại lệch chuẩn 0.114 0.008 0.013 0.013

t Stat -3.347 4.176 8.398 -5.507

P-value 0.012 0.004 0.000 0.001

Lower 95% -0.651 0.014 0.077 -0.100

Upper 95% -0.112 0.052 0.137 -0.040

Lower 95.0% -0.651 0.014 0.077 -0.100

Upper 95.0% -0.112 0.052 0.137 -0.040

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Bảng 3.10. Kết quả phân tích phương sai độ nhám bề mặt khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công khác nhau.

a)t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.18. Độ nhám (RaK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay khô hợp

kim nhôm A7075

a)t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.19. Độ nhám (RaK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay khô hợp

kim nhôm A7075

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.20. Độ nhám (RaK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay khô hợp

kim nhôm A7075

Độ nhám đo được ở ba thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút cho thấy S có ảnh hưởng lớn đến độ nhám bề mặt (thể hiện trên hình 3.18 b, hình 3.19 b, hình 3.120b). Cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và chiều sâu cắt 0,5(mm) khi S = 800

(mm/phút), độ nhám là 0,277 (m), S = 1600 (mm/phút) độ nhám là 0,333(m) như

chiều sâu cắt 1,5(mm), vận tốc cắt 376(m/phút), S = 800 (mm/phút) độ nhám tăng

22,31% ở thời gian gia công 90 phút và tăng 20,23% ở thời gian 180 phút, tăng 5,6%

ở thời gian 270 phút. Lượng chạy dao ảnh hưởng nhiều nhất đến độ nhám bề mặt ở hai

khoảng thời gian 90 phút và 180 phút. Đối với khoảng thời gian gia công 270 phút khi đó mài mòn dụng cụ cắt xuất hiện làm chất lượng bề mặt gia công giảm nhanh dẫn đến

giá trị biến thiên của độ nhám không nhiều khi thay đổi lượng chạy dao ở thời gian

này.

Vận tốc cắt tăng làm cho độ nhám bề mặt giảm khi phay khô hợp kim nhôm A7075, tuy nhiên tốc độ cắt trong vùng khảo sát làm cho độ nhám bề mặt không thay đổi nhiều như khi tăng S hoặc t. Ở cùng điều kiện cắt S = 1600 (mm/phút), t = 1,5

(mm), độ nhám khi V = 188 (m/phút) là 0,333 (m) , độ nhám khi V = 376 (m/phút)

là 0,317 (m), như vậy độ nhám giảm xuống 4,09% ở thời gian gia công 90 phút,

16,21% ở thời gian gia công 180 phút và 270 phút giảm 4,47% (thể hiện trên hình

3.18 c, hình 3.19 c, hình 3.20 c).

So sánh trong cả hai trường hợp gia công ướt và gia công khô hợp kim nhôm

A7075 có thể thấy rằng, trong tất cả các khoảng thời gian gia công, lượng tiến dao có

mức độ ảnh hưởng lớn nhất đến độ nhám bề mặt gia công. Trong khi đó, nếu thời gian

gia công càng lâu thì mức độ ảnh hưởng của chiều sâu cắt đến độ nhám bề mặt gia công

càng giảm, còn mức độ ảnh hưởng của vận tốc cắt đến độ nhám bề mặt càng tăng.

3.7 Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ đến độ mòn dao HS

khi phay hợp kim nhôm A7075

3.7.1 Ảnh hưởng của các yếu tố công nghệ độ mòn dao (HsU) khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075.

Bảng 3.11. Kết quả đo lượng mòn dao khi phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các

khoảng thời gian khác nhau

STT t (mm) S(mm/phút) V(m/phút) HsU (m) – Phay ướt

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1 1 1 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200 188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282 90 phút 12.523 14.220 16.767 17.867 11.510 13.360 14.060 15.327 14.470 14.597 14.397 180 phút 270 phút 33.225 38.648 44.621 47.921 33.518 38.268 41.368 47.435 38.398 38.445 38.845 20.701 24.428 27.521 30.055 18.341 22.308 24.375 26.508 23.261 22.998 23.448

Nghiên cứu thực nghiệm lượng mòn dao HsU ở các khoảng thời gian sau 90

phút, 180 phút, 270 phút khi gia công hợp kim nhôm ở điều kiện phay ướt.

Các thông số công nghệ (t, S, V) ảnh hưởng đến HsU được xây dựng bằng hàm toán

học HsU = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã được

thực hiện và kết quả đo độ mòn dao được cho trên Bảng 3.11

Mô hình toán học HsU phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay

ướt hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.37) 𝛥HsU= 𝑒1𝑡𝑒2𝑆𝑒3𝑉𝑒4

Trong đó: HsU là lượng mòn dao khi phay ướt, t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng

chạy dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và e1, e2, e3, e4 là các hệ số được xác

định trong quá trình thực nghiệm.

Các hệ số mũ của phương trình (3.35) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm

logarit và được viết lại như sau:

(3.38)

Đặt lnHsU = y; lne1 = q0; e2 = q1; e3 = q2, e3 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3.

Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.39)

Theo Bảng 3.12 tương ứng với các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180

phút, 270 phút ta có các phương trình sau:

(3.40)

(3.41)

(3.42)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm

ở lân cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho

trên Bảng 3.12.

Các biến số của phương trình (3.35) được tìm bằng công cụ Regression trong

phần mềm EXCEL phương trình (3.38), (3.39), (3.40) được viết lần lượt như sau:

(3.43)

(3.44)

(3.45) 𝛥𝐻𝑠𝑈1 = 4,365. 𝑡0,0956. 𝑆0,308. 𝑉−0,173 𝛥𝐻𝑠𝑈2 = 6,023. 𝑡0,114. 𝑆0,334. 𝑉−0,173 𝛥𝐻𝑠𝑈3 = 5,051. 𝑡0,102. 𝑆0,327. 𝑉−0,0414

Phân tích hồi quy của HsU với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.12 cho thấy

phương sai R Square lần lượt ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút là:

0,955; 0,9293 ; 0,8950 . Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực nghiệm cao.

Mặt khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của phân bố F có

3 và 7 bậc tự do, giá trị của tính toán cho là 49,523; 30,652; 19,895 (tương ứng với 90

phút, 180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy cho thấy mức ý

nghĩa của thống kê cao.

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.21. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075

b) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.22. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075

c) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.23. Độ mòn (HsU1) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075

Bảng 3.12. Kết quả phân tích phương sai độ mòn dụng cụ cắt khi phay ướt hợp

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,977

R2 0,955

Hệ số điều chỉnh R Square 0,936

Sai số chuẩn 0,031

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 49.523

0.00004

0.048 0.001

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.143 0.007 0.150

Hệ số

1.474 0.096 0.308 -0.173

Sại lệch chuẩn 0.283 0.020 0.032 0.032

t Stat 5.209 4.832 9.767 -5.489

P-value 0.001 0.002 0.000 0.001

Lower 95% 0.805 0.049 0.233 -0.248

Upper 95% 2.143 0.142 0.383 -0.099

Lower 95.0% 0.805 0.049 0.233 -0.248

Upper 95.0% 2.143 0.142 0.383 -0.099

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

R 0,9640

R2 0,9293

Hệ số điều chỉnh R Square 0,8989

Sai số chuẩn 0,0429

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 30.6521

0.0002

0.0563 0.0018

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.1690 0.0129 0.1819

Hệ số

1.796 0.114 0.334 -0.173

Sại lệch chuẩn 0.391 0.027 0.044 0.044

t Stat 4.593 4.159 7.676 -3.979

P-value 0.003 0.004 0.000 0.005

Lower 95% 0.871 0.049 0.231 -0.276

Upper 95% 2.720 0.178 0.437 -0.070

Lower 95.0% 0.871 0.049 0.231 -0.276

Upper 95.0% 2.720 0.178 0.437 -0.070

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,9461

R2 0,8950

Sai số chuẩn 0,0470

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,850 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 19.8945

0.0008

0.0440 0.0022

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.1320 0.0155 0.1474

Hệ số

1.620 0.102 0.327 -0.041

Sại lệch chuẩn 0.429 0.030 0.048 0.048

t Stat 3.777 3.408 6.849 -0.866

P-value 0.007 0.011 0.000 0.415

Lower 95% 0.606 0.031 0.214 -0.154

Upper 95% 2.634 0.173 0.440 0.072

Lower 95.0% 0.606 0.031 0.214 -0.154

Upper 95.0% 2.634 0.173 0.440 0.072

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công khác nhau.

Kết quả phân tích phương sai cho độ mòn dụng cụ cắt trong trường hợp gia công

ướt hợp kim nhôm A7075 được thống kê trong bảng 3.12. Độ mòn đo được ở ba khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút đều cho thấy S có ảnh hưởng lớn đến độ

mòn dụng cụ cắt (thể hiện trên phương trình (3.41); (3.42); (3.43) và trên các hình

3.21 b, hình 3.21 b, hình 3.21 b). Cùng vận tốc cắt 188 (m/phút) và chiều sâu cắt 0,5

(mm) khi S = 800 (mm/phút), độ mòn là 12,523 (m), S = 1600 (mm/phút) độ mòn là

16,767 (m) như vậy tăng 25,31 % ở thời gian gia công là 90 phút. Ở khoảng thời gian

gia công là 180 phút độ mòn tăng 24,78% và tăng 25,54% khi gia công ở khoảng thời

gian 270 phút. Khi chiều sâu cắt 1,5 (mm), vận tốc cắt 376 (m/phút), S = 800 (mm/phút)

độ mòn tăng 20,41% ở thời gian gia công 90 phút và tăng 18,72% ở thời gian 180 phút, tăng 19,35% ở thời gian 270 phút.

Vận tốc cắt tăng làm cho độ mòn dụng cụ cắt giảm khi phay ướt hợp kim nhôm

A7075, thể hiện trên các phương trình hàm số mũ (3.41); (3.42); (3.43) và thể hiện

trực quan trên hình hình 3.21 c, hình 3.21 c, hình 3.21 c. Ở cùng điều kiện cắt S =

1600 (mm/phút), t = 1,5 (mm), độ mòn khi V = 188 (m/phút) là 17,867 (m), độ mòn

dụng cụ cắt khi V = 376 (m/phút) là 15,327 (m), như vậy độ mòn giảm xuống

14,216% ở thời gian gia công 90 phút, 11,80% ở thời gian gia công 180 phút và 270

phút giảm 1,01%.

Chiều sâu cắt tăng làm cho độ mòn dụng cụ cắt cũng tăng. Cụ thể cùng vận tốc

cắt 188 (m/phút) và lượng chạy dao 800 (m/phút), khi chiều sâu cắt là 0,5 (mm) độ

mòn là 12,523 (m); chiều sâu cắt 1,5 (mm) độ nhám là 14,22 (m), như vậy chiều sâu

cắt tăng thì độ mòn tăng khoảng 11,94%; ở khoảng thời gian 180 phút là 15,25% và

tăng 14,03%. Ở vận tốc cắt 376 (m/phút), lượng chạy dao 1600 (mm/phút), khi chiều

sâu cắt 0,5 (mm) độ mòn dụng cụ là 14,06 (m); chiều sâu cắt 1,5 (mm) độ mòn bề

mặt là 15,327(m) như vậy độ mòn 8,27% ở khoảng thời gian gia công 90 phút, tăng

8,04% ở thời gian gia công 180 phút và tăng 12,79% ở khoảng thời gian là 270 phút.

Như vậy có thể lý giải dựa vào quá trình tạo ra nhiệt và mài mòn trong quá trình gia công, trong quá trình phay bằng dao phay ngón, lượng tiến dao là thông số ảnh hưởng lớn nhất đến độ mòn dụng cụ cắt khi gia công là do khi S tăng lực cắt cũng tăng, ma sát tăng, nhiệt cắt cũng tăng nhanh, điều này dẫn tới lượng mòn dao cũng tăng

nhanh. Đối với các khoảng thời gian gia công khác nhau, mức độ ảnh hưởng của chiều

sâu cắt và vận tốc cắt đến lượng mòn dao cũng khác nhau.

3.7.2 Kết quả phân tích ảnh hưởng của một số yếu tố công nghệ đến độ mòn dao

HsK khi phay khô hợp kim nhôm A7075.

Nghiên cứu thực nghiệm lượng mòn dao HsK ở các khoảng thời gian sau 90 phút,

180 phút, 270 phút khi gia công hợp kim nhôm ở điều kiện phay khô.

Các thông số công nghệ (t, S, V) ảnh hưởng đến HsK được xây dựng bằng hàm toán

học HsK = f(t,S,V). Để thiết lập được phương trình này, các thực nghiệm đã được

thực hiện và kết quả đo độ mòn dụng cụ cắt cho trên Bảng 3.13.

Mô hình toán học HsK phụ thuộc vào thông số công nghệ (t,S,V) khi phay

khô hợp kim nhôm A7075 được mô tả bằng phương trình phi tuyến sau:

(3.46) 𝛥HsK = 𝑘1𝑡𝑘2𝑆𝑘3𝑉𝑘4

Trong đó: HsK là lượng mòn dao khi phay khô, t là chiều sâu cắt (mm), S là lượng

chạy dao (mm/phút), V là vận tốc cắt (m/phút) và k1, k2, k3, k4 là các hệ số được xác định trong quá trình thực nghiệm.

Bảng 3.13. Kết quả đo lượng mòn dao khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian khác nhau

STT t (mm) S(mm/phút) V(m/phút) HsK (m) – Phay khô

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 90 phút 12.523 14.353 16.433 17.867 11.510 14.027 15.327 15.993 14.235 14.597 14.530 20.122 23.445 28.401 30.514 18.210 22.188 25.020 27.386 23.395 23.334 22.927 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200 188 188 188 188 376 376 376 376 282 282 282 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1 1 1

180 phút 270 phút 50.577 63.640 87.873 91.813 53.523 61.550 77.533 84.287 73.087 72.177 72.680 Các hệ số mũ của phương trình (3.44) được tìm bằng cách tuyến tính hóa hàm

logarit và được viết lại như sau:

(3.47)

Đặt lnHsK = y; lnk1 = q0; k2 = q1; k3 = q2, k3 = q3; lnt = x1; lnS=x2; lnV = x3.

Tương ứng hàm tuyến tính có dạng như sau:

(3.48)

Theo Bảng 3.14 tương ứng với các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180

phút, 270 phút ta có các phương trình sau:

(3.49)

(3.50)

(3.51)

Phương trình hồi quy được xác định bằng 11 thí nghiệm trong đó có 8 thí nghiệm

ở lân cận hai bên và 3 thí nghiệm tại tâm, kết quả logarit các biến và đầu ra được cho

trên Bảng 3.14.

Các biến số của phương trình (3.44) được tìm bằng công cụ Regression trong

phần mềm EXCEL phương trình (3.47), (3.48), (3.49) được viết lần lượt như sau:

(3.52)

(3.53)

(3.54) 𝛥𝐻𝑠𝐾1 = 2,794. 𝑡0,0997. 𝑆0,322. 𝑉−0,109 𝛥𝐻𝑠𝐾2 = 3,204. 𝑡0,108. 𝑆0,400. 𝑉−0,1496 𝛥𝐻𝑠𝐾3 = 1,783. 𝑡0,112. 𝑆0,578. 𝑉−0,068

Phân tích hồi quy của HsU với các thông số (t,S,V) cho trên Bảng 3.14 và cho ta thấy

phương sai R Square lần lượt ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút là: 0,9248; 0,927; 0,956. Kết quả này cho thấy mức độ tin cậy của thực nghiệm cao. Mặt

khác kiểm định theo chuẩn Fisher với ý nghĩa α = 0,05 với 95% của phân bố F có 3 và

7 bậc tự do, giá trị của tính toán cho là 28,687; 29,715; 50,271 (tương ứng với 90 phút,

180 phút, 270 phút) lớn hơn giá trị lý thuyết 4,35 [69] vì vậy cho thấy mức ý nghĩa của

thống kê cao.

Kết quả phân tích phương sai cho độ mòn dụng cụ cắt trong trường hợp gia công

khô hợp kim nhôm A7075 được thống kê trong bảng 3.14. Độ mòn đo được ở ba

khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút đều cho thấy S có ảnh hưởng

lớn đến độ mòn dụng cụ cắt thể hiện trên phương trình (3.50); (3.51); (3.52) và trên

các hình 3.24 b, hình 3.25 b, hình 3.26 b. Cùng vận tốc cắt 188 m/phút và chiều sâu

cắt 0,5 mm khi S = 800 mm/phút, độ mòn là 12,523 (m), S = 1600 (mm/phút) độ mòn

là 16,433 (m) như vậy tăng 23,79 % ở thời gian gia công là 90 phút. Ở khoảng thời

gian gia công là 180 phút độ mòn tăng 29,15% và tăng 42,43% khi gia công ở khoảng thời gian 270 phút. Khi chiều sâu cắt 1,5 (mm), vận tốc cắt 376 (m/phút), thay đổi từ S = 800 (mm/phút) lên S =1600 (mm/phút) độ mòn tăng 12,29% ở thời gian gia công 90 phút và tăng 18,98% ở thời gian 180 phút, tăng 26,97% ở thời gian 270 phút.

Vận tốc cắt tăng làm cho độ mòn dụng cụ cắt giảm khi phay khô hợp kim nhôm A7075, thể hiện trên các phương trình hàm số mũ (3.50); (3.51); (3.52) và thể hiện trực quan trên hình hình 3.24 c, hình 3.25 c, hình 3.26 c. Ở cùng điều kiện cắt S = 1600 mm/phút, t = 1,5 mm, độ mòn khi V = 188 m/phút là 17,867 (m), độ mòn dụng cụ cắt khi V = 376 m/phút là 15,993 (m), như vậy độ mòn giảm xuống 10,49% ở thời gian gia công 90 phút, 10,25% ở thời gian gia công 180 phút và 270 phút giảm là 8,19%.

Sau thời gian 90 phút Thống kê hồi quy

R 0,9617

R2 0,9248

Hệ số điều chỉnh R Square 0,8925

Sai số chuẩn 0,0399

Tổng 11

Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 28.6865

0.0003

0.0456 0.0016

0.1369 0.0111 0.1481

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

Hệ số

1.028 0.100 0.322 -0.109

Sại lệch chuẩn 0.364 0.025 0.041 0.041

t Stat 2.825 3.921 7.955 -2.689

P-value 0.026 0.006 0.000 0.031

Lower 95% 0.168 0.040 0.227 -0.205

Upper 95% 1.888 0.160 0.418 -0.013

Lower 95.0% 0.168 0.040 0.227 -0.205

Upper 95.0% 1.888 0.160 0.418 -0.013

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 180 phút Thống kê hồi quy

R 0,963

R2 0,927

Sai số chuẩn 0,048

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,896 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 29.7152

0.0002

0.0687 0.0023

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.2060 0.0162 0.2222

Hệ số

1.195 0.108 0.401 -0.150

Sại lệch chuẩn 0.438 0.031 0.049 0.049

t Stat 2.726 3.519 8.205 -3.061

P-value 0.029 0.010 0.000 0.018

Lower 95% 0.159 0.035 0.285 -0.265

Upper 95% 2.232 0.180 0.516 -0.034

Lower 95.0% 0.159 0.035 0.285 -0.265

Upper 95.0% 2.232 0.180 0.516 -0.034

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Sau thời gian 270 phút Thống kế hồi quy

R 0,978

R2 0,956

Sai số chuẩn 0,049

Tổng 11

Hệ số điều chỉnh R Square 0,937 Phân tích ANOVA MS

F lý thuyết

F 50.271

0.00004

0.120 0.002

Do hồi quy Do ngẫu nhiên Tổng

df 3 7 10

0.360 0.017 0.377

Hệ số

0.578 0.112 0.578 -0.068

Sại lệch t Stat chuẩn 1.297 0.446 0.031 3.605 0.050 11.630 -1.375 0.050

P-value 0.236 0.009 0.000 0.211

Lower 95% -0.476 0.039 0.460 -0.186

Upper 95% 1.632 0.186 0.695 0.049

Lower 95.0% -0.476 0.039 0.460 -0.186

Upper 95.0% 1.632 0.186 0.695 0.049

Hệ số tự do Biến X 1 Biến X 2 Biến X 3

Bảng 3.14. Kết quả phân tích phương sai cho độ mòn dụng cụ cắt HsK khi phay khô hợp kim nhôm A7075

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.24. Độ mòn (HsK1) ứng với t,S,V ở thời gian 90 phút khi phay ướt hợp kim

nhôm A7075

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.25. Độ mòn (HsK2) ứng với t,S,V ở thời gian 180 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075

a) t cố định b) S cố định c) V cố định

Hình 3.26. Độ mòn (HsK3) ứng với t,S,V ở thời gian 270 phút khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075

Chiều sâu cắt tăng làm cho độ mòn dụng cụ cắt cũng tăng. Cụ thể cùng vận tốc

cắt 188 m/phút và lượng chạy dao 800 m/phút, khi chiều sâu cắt là 0,5 mm độ mòn

tăng khoảng 12,75%; ở khoảng thời gian 180 phút là 14,17% và tăng 20,53%. Ở vận

tốc cắt 376 m/phút, lượng chạy dao 1600 mm/phút, khi chiều sâu cắt 0,5 mm độ mòn

dụng cụ độ mòn tăng 4,16% ở khoảng thời gian gia công 90 phút, tăng 8,64% ở thời

gian gia công 180 phút và tăng 8,01% ở khoảng thời gian là 270 phút.

Đối với các khoảng thời gian gia công khác nhau, mức độ ảnh hưởng của chiều

sâu cắt và vận tốc cắt đến lượng mòn dao khi gia công khô cũng khác nhau.

3.8 Kết luận chương 3

Từ các phân tích và đánh giá kết quả nghiên cứu thực nghiệm, một số kết luận

của chương 3 được tổng kết như sau:

Nghiên cứu đã xây dựng được các hàm toán học của các yếu tố đầu ra phụ thuộc vào

các thông số công nghệ khi phay ướt và phay khô hợp kim nhôm A7075 như sau:

Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến lực cắt khi phay ướt hợp

kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút lần

lượt như sau:

𝐹𝑈1 = 4,279. 𝑡0,196. 𝑆0,603. 𝑉−0,117

𝐹𝑈2 = 4,368. 𝑡0,185. 𝑆0,572. 𝑉−0,078

𝐹𝑈3 = 6,202. 𝑡0,215. 𝑆0,584. 𝑉−0,154 (N) (N) (N)

Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến lực cắt khi phay khô hợp

kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút lần

lượt như sau:

𝐹𝐾1 = 6,865. 𝑡0,217. 𝑆0,572. 𝑉−0,160

𝐹𝐾2 = 7,009. 𝑡0,205. 𝑆0,571. 𝑉−0,164

𝐹𝐾3 = 6,952. 𝑡0,224. 𝑆0,556. 𝑉−0,138 (N) (N) (N)

Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt khi phay

ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270

phút lần lượt như sau:

𝑅𝑎𝑈1 = 0,634. 𝑡0,0375. 𝑆0,102. 𝑉−0,059 (m) 𝑅𝑎𝑈2 = 0,055. 𝑡0,150. 𝑆0,445. 𝑉−0,295(m) 𝑅𝑎𝑈3 = 0,694. 𝑡0,037. 𝑆0,110. 𝑉−0,076(m)

Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt khi phay

khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270

phút lần lượt như sau:

𝑅𝑎𝐾1 = 0,0557. 𝑡0,140. 𝑆0,339. 𝑉−0,112(m)

𝑅𝑎𝐾2 = 0,036. 𝑡0,151. 𝑆0,465. 𝑉−0,248(m) 𝑅𝑎𝐾3 = 0,683. 𝑡0,033. 𝑆0,1067. 𝑉−0,069(m)

Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ mòn dụng cụ cắt khi

phay ướt hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và

270 phút lần lượt như sau:

𝛥𝐻𝑠𝑈1 = 4,365. 𝑡0,0956. 𝑆0,308. 𝑉−0,173(m) 𝛥𝐻𝑠𝑈2 = 6,023. 𝑡0,114. 𝑆0,334. 𝑉−0,173(m) 𝛥𝐻𝑠𝑈3 = 5,051. 𝑡0,102. 𝑆0,327. 𝑉−0,0414(m) Hàm toán học ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ mòn dụng cụ cắt

khi phay khô hợp kim nhôm A7075 ở các khoảng thời gian gia công 90 phút,

180 phút và 270 phút lần lượt như sau:

𝛥𝐻𝑠𝐾2 = 3,204. 𝑡0,108. 𝑆0,400. 𝑉−0,1496(m) 𝛥𝐻𝑠𝐾3 = 1,783. 𝑡0,112. 𝑆0,578. 𝑉−0,068(m)

Các hàm toán học giúp xây dựng các điều kiện biên, miền giới hạn cho việc giải bài

toán tối ưu hóa quá trình phay hợp kim nhôm A7075 ở điều kiện phay khô và phay

ướt. Chất lượng, độ chính xác và an toàn trong quá trình phay hợp kim nhôm A7075

đều phụ thuộc vào miền giới hạn này.

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ VÀ TỐI ƯU HÓA QUÁ TRÌNH PHAY KHÔ HỢP KIM NHÔM A7075 BẰNG DAO PHAY PHỦ NITRIDE TITAN

4.1 Nghiên cứu đánh giá các thông số đầu ra của quá trình phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075 4.1.1 Đánh giá lực cắt khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075

Lực cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 trong điều kiện phay khô và phay ướt

ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút được cho trong bảng 4.1.

Bảng 4.1. Bảng lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong thời gian gia công

STT FU-90

90 phút, 180 phút, 270 phút

%F-

%F180 FU-270

%F-

(N)

FK-90 (N)

FU-180 (N)

FK-180 (N)

FK-270 (N)

(N)

90

270

113.36

114.95

1.383

113.92

115.63

1.479

117.4

118.25

0.719

143.83

150.14

4.203

143.99

150.6

4.389

152.59

153.53

0.612

174.07

174.46

0.224

181.72

175.11

-3.775

178.13

177.81

-0.180

205.33

216.81

5.295

205.83

214.1

3.863

217.12

216.21

-0.421

100.1

101.2

1.087

107.99

101.86

-6.018

102.37

102.67

0.292

131.73

135.4

2.710

140.66

132.88

-5.855

135.8

143.01

5.042

163.76

160.33

-2.139 164.35

161.02

-2.068

163.46

163.37

-0.055

193.34

189.11

-2.237 196.69

189.68

-3.696

197.37

197.36

-0.005

160.95

162.14

0.734

164.48

159.62

-3.045

164.87

165.37

0.302

163.79

163.59

160.6

0.464

10 11

163.03 -1.862 162.09 162.93 0.516 166.51 161.28 -3.243

166.9 166.98 0.048 166.16 166.38 0.132

Hình 4.1. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 90 phút.

Sự thay đổi của lực cắt khi phay khô và phay ướt được đánh giá thông qua chỉ số

%F

(4.1)

Tương ứng với khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180 phút và 20 phút là các giá

trị F90, F180, F270 cho trên bảng 4.1. Đồng thời giá trị lực cắt khi phay khô và

phay ướt cũng được cho trên các Hình 4.1, Hình 4.2, Hình 4.3.

Hình 4.2. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 180 phút.

Hình 4.3. Biểu đồ lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong 270 phút.

Kết quả cho thấy, sự thay đổi về lực cắt khi gia công ướt và gia công khô trong các khoảng thời gian gia công khác nhau là không đáng kể, sự chêch lệch lực cắt là

không quá 10%. Ở khoảng thời gian là 90 phút lực thay đổi nhiều nhất 5,3% ở thí

nghiệm 4 và thí nghiệm 2 là 4,2%, hầu hết các thí nghiệm lực thay đổi trong khoảng 0,5 đến 2,7%. Khi thời gian gia công là 180 phút lực cắt khi phay ướt lại lớn hơn khi

phay khô là 6% ở thí nghiệm 5 và 5% ở thí nghiệm 6, các thí nghiệm khác lực cắt

thay đổi không quá 4,5%. Tăng thời gian gia công lên 270 phút lực cắt thay đổi rất

nhỏ hầu hết không quá 1%. Như vậy, dung dịch trơn nguội không có tác dụng làm giảm lực cắt trong quá trình gia công. Hay nói cách khác, phương án gia công khô không làm tăng lực cắt mà còn giúp giảm chi phí cho việc sử dụng dung dịch trơn

nguội, góp phần giảm ô nhiễm môi trường.

Hình 4.4. Lực cắt khi gia công khô trong các khoảng thời gian khác nhau

Đánh sự thay đổi lực cắt khi gia công khô ở các khoảng thời gian 90 phút, 180 phút, 270 phút, giá trị lực cắt của các thí nghiệm cho trên hình 4.4. Mỗi bộ thí nghiệm

với chế độ cắt cố định và khoảng thời gian gia công thay đổi. Với 9 thí nghiệm tương

ứng với 9 chế độ cắt khác nhau và 2 thí nghiệm kiểm chứng đều cho kết quả lực cắt hầu như không thay đổi khi thay đổi thời gian gia công.

4.1.2. Đánh giá độ nhám bề mặt khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075

Độ nhám bề mặt khi phay hợp kim nhôm A7075 trong điều kiện phay khô và phay ướt ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút được cho trong bảng 4.2. Sự thay đổi của lực cắt khi phay khô và phay ướt được đánh giá thông

qua chỉ số %Ra

(4.2) Bảng 4.2. Bảng so sánh độ nhám bề mặt khi phay ướt và phay khô trong thời gian

STT RaU-90

gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút

%Ra270

RaK-90 (m)

(m)

%Ra- 90

0.2771 0.303 0.3333 0.3918 0.2702 0.2882 0.317 0.3709 0.3122 0.3108 0.3118

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

0.254 0.334 0.361 0.415 0.27 0.297 0.321 0.373 0.308 0.308 0.313

-9.094 9.281 7.673 5.590 -0.074 2.963 1.246 0.563 -1.364 -0.909 0.383

RaU- 180 (m) 0.194 0.259 0.29 0.348 0.177 0.205 0.243 0.257 0.239 0.237 0.244

RaK- 180 (m) 0.193 0.253 0.28 0.333 0.178 0.195 0.239 0.282 0.226 0.227 0.242

%Ra180 RaU- 270 (m) 0.933 0.999 1.029 1.088 0.916 0.944 0.983 1.00 0.978 0.977 0.981

-0.518 -2.372 -3.571 -4.505 0.562 -5.128 -1.674 8.865 -5.752 -4.405 -0.826

RaK- 270 (m) 0.932 0.992 1.019 1.063 0.908 0.935 0.979 0.999 0.966 0.966 0.981

-0.107 -0.706 -0.981 -2.352 -0.881 -0.963 -0.409 -0.100 -1.242 -1.139 0.000

Hình 4.5. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt ở 90 phút

Đồ thị so sánh độ nhám bề mặt khi phay khô và phay ướt sau 90 phút gia công ở Hình 4.5 cho thấy độ nhám bề mặt khi phay khô so với độ nhám bề mặt khi phay

ướt chênh lệch không quá 10% ở tất cả các thí nghiệm, thí nghiệm 1 và thí nghiệm 2 có độ chênh lệch nhiều nhất là khoảng 9%, thí nghiệm 3 sự chênh lệch là 7,6%. Tuy nhiên mức thay đổi này là rất nhỏ và không làm thay đổi cấp độ nhám của bề mặt chi

tiết gia công.

Hình 4.6. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt ở 180 phút

Sau thời gian gia công 180 phút (Hình 4.6) kết quả cho thấy độ nhám bề mặt

khi gia công khô hầu như thấp hơn so với khi gia công ướt, chênh lệch độ nhám nhiều nhất ở thí nghiệm 8 là 8,86%, ở thí nghiệm số 6 là 5,13%. Khoảng thời gian gia công

là 270 phút (Hình 4.7) độ nhám của phay khô thấp hơn khi phay ướt, trong hầu hết

các thí nghiệm sự thay đổi độ nhám không vượt quá 2,5%. Như vậy khi so sánh các

điều kiện phay khô và phay ướt hợp kim nhôm A7075 trong các khoảng thời gian

khác nhau, độ nhám bề mặt chênh lệch không quá lớn, do đó chất lượng chi tiết sau

gia công không bị ảnh hưởng.

Hình 4.7. Độ nhám bề mặt khi gia công khô và gia công ướt sau 180 phút

100

1,2

RaK90-Thực nghiệm

RaK180-Thực nghiệm

RaK270-Thực nghiệm

)

0,8

0,6

m µ ( a R m á h n

0,4

ộ Đ

0,2

9 10 11 Thí nghiệm số

Hình 4.8. Độ nhám bề mặt sau khoảng thời gian gia công 90, 180, 270 phút

Hình 4.9. Độ nhám bề mặt chi tiết sau thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270

phút với chế độ cắt S = 800 (mm/phút), V = 188 (m/phút), t = 1,5 (mm)

Trên Hình 4.8 trình bày giá trị độ nhám bề mặt sau các khoảng thời gian gia công khác nhau tại các thí nghiệm khác nhau. Độ nhám khi gia công với chế độ cắt S = 800 (mm/phút), V = 188 (m/phút), t = 1,5 (mm) sau các thời gian gia công khác

nhau được mô tả như Hình 4.9. Kết quả cho thấy, trong khoảng thời gian gia công từ 90 phút đến 180 phút thì độ nhám giảm. Nhưng từ phút thứ 180 đến 270 thì độ nhám

lại có xu hướng tăng mạnh rõ rệt. Nguyên nhân là do trong khoảng thời gian gia công

từ 90 – 180 phút, quá trình cắt đi vào trạng thái ổn định nên độ nhám bề mặt giảm.

101

Tuy nhiên sau 180 phút đến 270 phút gia công thì độ mòn dao tăng lên. Sau 270 phút

gia công, dao có độ mòn lớn dẫn đến độ nhám bề mặt tăng mạnh.

4.1.3 Đánh giá độ mòn dao khi phay khô so với phay ướt hợp kim nhôm A7075

Lượng mòn dụng cụ cắt khi phay hợp kim nhôm A7075 trong điều kiện phay

khô và phay ướt ở các khoảng thời gian gia công 90 phút, 180 phút và 270 phút được

cho trong bảng 4.3. Sự thay đổi của lực cắt khi phay khô và phay ướt được đánh giá

thông qua chỉ số %Hs

(4.3)

Bảng 4.3. Bảng so sánh lượng mòn dụng cụ cắt khi phay ướt và phay khô trong

thời gian gia công 90 phút, 180 phút, 270 phút

HsK ở

STT HsU ở

%Hs ở

HsU ở

HsK ở

%Hs-

HsU ở

HsK ở

%Hs ở

90

180

270 90 (m)

90 m)

180(m)

180 (m)

270 (m)

270(m)

12.523

0.000

20.701

20.122

-2.877

33.225

50.577

34.308

14.22

14.353

0.927

24.428

23.445

-4.193

38.648

63.64

39.271

16.767

16.433

-2.032

27.521

28.401

3.098

44.621

87.873

49.221

17.867

0.000

30.055

30.514

1.504

47.921

91.813

47.806

11.51

0.000

18.341

18.21

-0.719

33.518

53.523

37.376

13.36

14.027

4.755

22.308

22.188

-0.541

38.268

61.55

37.826

14.06

15.327

8.266

24.375

25.02

2.578

41.368

77.533

46.645

15.327

15.993

4.164

26.508

27.386

3.206

47.435

84.287

43.722

0.573

38.398

73.087

14.47

14.235

-1.651

23.261

23.395

47.463

22.998

23.334

1.440

38.445

72.177

14.597

0.000

46.735

23.448

22.927

-2.272

38.845

72.68

14.397

14.53

0.915

46.553

Độ mòn dao ảnh hưởng trực tiếp đến chất lượng bề mặt gia công. Như trong

nội dung nghiên cứu trên, độ nhám bề mặt tăng mạnh sau khoảng thời gian gia công 180 phút đến 270 phút. Độ nhám thay đổi như vậy nguyên nhân chính là do mòn dụng cụ cắt gây ra. Trên các Hình 4.10, Hình 4.11 trình bày lượng mòn mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau tương ứng với thời gian gia công 90 phút, 180 phút trong điều kiện gia công khô và gia công ướt. Kết quả cho thấy, sau 90 phút và 180 phút gia công, lượng mòn dao mặt sau khi gia công khô và gia công ướt thay đổi không đáng kể tại

tất cả các thí nghiệm, trong đó quy luật mòn không xác định cụ thể. Sau 90 phút gia

công lượng mòn thay đổi nhiều nhất tại 6 và 8 lần lượt là 4,76% và 4,16%, các thí

nghiệm còn lại không vượt quá 2%. Sau khoảng thời gian gia công 180 phút lượng mòn thay đổi nhiều nhất là 4,2% ở thí nghiệm 2, khoảng 3% ở các thí nghiệm 3 và 8.

102

Hình 4.10. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 90 phút gia công

Hình 4.11. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 180 phút

gia công

Hình 4.12. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 270 phút

gia công

103

Hình 4.13. Lượng mòn dao mặt sau tại các thí nghiệm khác nhau sau 90 phút, 180

phút và 270 phút gia công

Lượng mòn dao khi gia công khô và gia công ướt sau 270 phút gia công tại

các thí nghiệm khác nhau được cho là có sự khác biệt đáng kể. Kết quả cho thấy,

lượng mòn dao khi gia công khô tăng mạnh tại tất cả các thí nghiệm. Trong đó, lượng

mòn tăng mạnh nhất là 49,221% tại thí nghiệm số 3, các thí nghiệm số 4 và số 9 tăng

khoảng 48%, mức tăng thấp nhất là 34,3% ở thí nghiệm 1.

Hình 4.14. Lượng mòn dao mặt sau khi gia công với chế độ cắt V = 188 (m/phút), S

= 1600 (mm/phút), t = 0,5 (mm) sau các thời gian gia công khác nhau.

Trên Hình 4.13 thể hiện lượng mòn dao của các thí nghiệm tại các thời gian

gia công khác nhau sau 90 phút, 180 phút và 270 phút và Hình 4.14 miêu tả sự thay

đổi lượng mòn dao với chế độ cắt cụ thể V = 188 (m/phút), S = 1600 (mm/phút), t =

104

0,5 (mm). Kết quả cho thấy, lượng mòn dao tăng khi thời gian gia công tăng. Trong

khoảng thời gian gia công từ 0 phút đến 180 phút, lượng mòn dao tăng và thống nhất giữa gia công khô và gia công ướt. Tuy nhiên, sau 180 phút gia công, lượng mòn dao

khi gia công ướt tiếp tục tăng với đồ thị có độ dốc ổn định nhưng với trường hợp gia

công khô thì đồ thị lượng mòn được xác định với độ dốc lớn đột biến. Trong quá trình

gia công khô, nhiệt cắt sinh ra lớn hơn, đây là nguyên nhân chính dẫn đến lượng mòn dao tăng mạnh.

Trên hình 4.14 thể hiện với cùng lượng mòn với gia công ướt tại thời điểm

270−205

270 phút thì trong gia công khô là 205 phút điều này cho chúng ta thấy rằng với cùng lượng mòn thì thời gian làm việc của dụng cụ cắt giảm đi như sau:

270

𝜏𝑢−𝜏𝑘 𝜏𝑢

( 4.4) %𝜏 = ∗ 100 = ∗ 100 = 24%

Như vậy, phương pháp gia công khô cho thấy ưu điểm mạnh mẽ trong việc

bảo vệ sức khỏe người trực tiếp vận hành máy cũng như toàn bộ công nhân viên trong

nhà máy, xưởng sản xuất nói riêng và bảo vệ môi trường nói chung. Gia công khô

cũng giúp nhà sản xuất tiết kiệm khoản chi phí lớn cho dung dịch làm mát, chi phí

cho thời gian lắp đặt và bảo dưỡng hệ thống cung cấp dung dịch làm mát. Nghiên cứu

đã so sánh và chứng minh được tính ổn định của lực cắt, độ nhám bề mặt khi gia công

khô so với gia công ướt. Sự chênh lệch về lực cắt và độ nhám bề mặt khi gia công tại

các thí nghiệm khác nhau, đo lường sau các khoảng thời gian gia công khác nhau khi

gia công khô so với gia công ướt là không đáng kể. Luận án cũng đã so sánh lượng

mòn dao khi gia công khô và gia công ướt. Trong 180 phút gia công thì lượng mòn

dao trong hai trường hợp gia công là như nhau. Sau 180 phút gia công, lượng mòn

dao khi gia công khô tăng mạnh hơn rất nhiều so với khi gia công ướt. Như vậy, bài

toán đặt ra cho các nhà sản xuất là cân nhắc giữa việc lựa chọn phương pháp gia khô

giảm chi phí làm mát và đặc biệt là bảo vệ môi trường, bảo vệ sức khỏe con người

hay lựa chọn phương pháp gia công ướt giảm được chi phí cho dụng cụ cắt nhưng sức khỏe người lao động bị ảnh hưởng và là một trong những nguyên nhân gây ô nhiễm môi trường. tuy nhiên chi phí cho dụng cụng cắt tang lên 24%

4.2 Phân tích mối quan hệ của các thông số đầu ra trong khi phay hợp kim nhôm A7075.

Để phân tích mối quan hệ giữa các thông số đầu ra gồm lực cắt, độ nhám bề mặt, lượng mòn dao mặt sau khi phay khô hợp kim nhôm A7075, tác giả lựa chọn kết quả thực nghiệm sau 180 phút gia công làm đại diện để phân tích. Mối quan hệ của

các thông số công nghệ đến lực cắt, độ nhám bề mặt, lượng mòn dao sau 180 phút

105

gia công được miêu tả như công thức (3.17), công thức (3.33) và công thức (3.51).

Các giá trị chế độ cắt được lựa chọn để phân tích gồm có: tốc độ cắt (V = 188; 235; 282; 329; 376 m/phút), tốc độ chạy dao (S = 800; 1000; 1200; 1400; 1600 mm/phút),

chiều sâu cắt (t = 0,5; 0,75; 1; 1,25; 1,5 mm).

4.2.1 Phân tích mối quan hệ giữa lực cắt và độ nhám khi phay khô hợp kim nhôm

A7075

Hình 4.15 trình bày mối quan hệ giữa lực cắt (FK ở 180) và độ nhám bề mặt (RaK ơ 180) khi phay khô hợp kim nhôm A7075 sau 180 phút gia công. Trong đó,

Hình 4.15a, 4.15b, 4.15c theo thứ tự miêu tả mối quan hệ giữa lực cắt và độ nhám bề mặt khi cố định tốc độ cắt và bước tiến dao, cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, cố

định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt.

a) b)

c) Hình 4. 15. Mối quan hệ giữa lực cắt và độ nhám bề mặt

a)Khi cố định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu

cắt, c) khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt

Kết quả cho thấy, khi cố định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, chiều sâu cắt tăng từ 0,5 (mm) đến 1,5 (mm) thì lực cắt tăng và độ nhám bề mặt cũng tăng. Khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, tốc độ chạy dao tăng từ 800 (mm/phút) đến 1600

(mm/phút), lực cắt và độ nhám bề mặt đều tăng. Trong đó, sự biến đổi của lực cắt lớn hơn sự biến đổi của độ nhám bề mặt. Khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt, tốc độ cắt tăng từ 188(m/phút) đến 376 (m/phút), lực cắt và độ nhám bề mặt cùng giảm. Mức độ giảm của hai thông số đầu ra trong trường hợp này là tương đương

106

nhau. Như vậy, xu hướng thay đổi lực cắt và độ nhám bề mặt khi phay khô hợp kim

nhôm A7075 là giống nhau.

4.2.2. Phân tích mối quan hệ giữa lực cắt và lượng mòn dao mặt sau khi phay

khô hợp kim nhôm A7075

Trên Hình 4.16 trình bày mối quan hệ giữa lực cắt (FK ở 180) và độ mòn dụng

cụ cắt (HsK ở 180) khi phay khô hợp kim nhôm A7075 sau 180 phút gia công. Trong

đó, Hình 4.16a, 4.16b, 4.16c theo thứ tự miêu tả mối quan hệ giữa lực cắt và độ độ mòn

dụng cụ cắt khi cố định tốc độ cắt và bước tiến dao, cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt,

cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt. Kết quả cho thấy, khi cố định tốc độ cắt và

tốc độ chạy dao, chiều sâu cắt tăng từ 0,5 đến 1,5 mm thì lực cắt tăng và độ mòn dụng cụ cắt cũng tăng. Khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, tốc độ chạy dao tăng từ 800

(mm/phut) đến 1600 (mm/phút), lực cắt và độ mòn dụng cụ cắt mặt đều tăng. Trong đó,

sự biến đổi của lực cắt nhỏ hơn sự biến đổi của độ mòn dụng cụ cắt. Khi cố định tốc

độ chạy dao và chiều sâu cắt, tốc độ cắt tăng từ 188 đến 376 (m/phút), lực cắt và độ

mòn dụng cụ cắt cùng giảm. Mức độ giảm của hai thông số đầu ra trong trường hợp

này là gần như nhau. Như vậy, xu hướng thay đổi lực cắt và độ mòn dụng cụ cắt khi

phay khô hợp kim nhôm A7075 là giống nhau.

a) b)

(c) Hình 4.16. Mối quan hệ giữa lực cắt và lượng mòn dao mặt sau

a)Khi cố định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu

cắt, c) khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt

107

4.2.3. Phân tích mối quan hệ giữa độ nhám và lượng mòn dao mặt sau khi phay

khô hợp kim nhôm A7075

Trên Hình 4.17 trình bày mối quan hệ độ nhám bề mặt (RaK ở 180) và lượng

mòn dao (HsK ở 180) khi phay khô hợp kim nhôm A7075 sau 180 phút gia công.

Trong đó, Hình 4.17a, 4.17b, 4.17c theo thứ tự miêu tả mối quan hệ giữa độ nhám bề mặt và lượng mòn dao khi cố định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, cố định tốc độ cắt

và chiều sâu cắt, cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt. Kết quả cho thấy, khi cố

định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, chiều sâu cắt tăng từ 0,5 đến 1,5 (mm) thì độ nhám

bề mặt và lượng mòn dao cùng tăng. Khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu cắt, tốc độ

chạy dao tăng từ 800 đến 1600 (mm/phút), độ nhám bề mặt và lượng mòn dao đều tăng. Trong cả hai trường hợp này, sự biến đổi của độ nhám bề mặt lớn hơn sự biến

đổi của lượng mòn dao. Khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt, tốc độ cắt tăng

từ 188 đến 376 (m/phút), độ nhám bề mặt và độ nhám bề mặt cùng giảm. Trong đó,

mức độ giảm của độ nhám bề mặt cũng lớn hơn mức độ giảm của lượng mòn dao.

a) b)

(c) Hình 4.17. Mối quan hệ giữa độ nhám bề mặt và lượng mòn dao mặt sau

a)Khi cố định tốc độ cắt và tốc độ chạy dao, b) khi cố định tốc độ cắt và chiều sâu

cắt, c) khi cố định tốc độ chạy dao và chiều sâu cắt

Như vậy, trong vùng thực nghiệm nghiên cứu cho thấy lực cắt, độ nhám bề mặt và lượng mòn dao có cùng xu hướng tăng hoặc giảm. Dựa vào những đặc điểm

108

này, trong quá trình gia công cần lựa chọn chế độ công nghệ phù hợp để thỏa mãn

đồng thời các đặc điểm xảy ra trong quá trình cắt, đảm bảo phù hợp với yêu càu kỹ thuật, thời gian và chi phí gia công.

4.3 Nghiên cứu tối ưu một số thông số khi phay hợp kim nhôm A7075 bằng dao phay phủ Nitride Titan 4.3.1 Đặt vấn đề

Chất lượng bề mặt sau gia công cắt gọt được đánh giá bằng nhiều yếu tố khác

nhau trong đó có các chỉ tiêu về các yếu tố hình học và tính chất cơ lý của bề mặt.

Các yếu tố này ảnh hưởng trực tiếp tới độ bền cũng như khả năng làm việc của chi tiết, điều này đòi hỏi một chế độ gia công hợp lý.

Tối ưu hóa quá trình gia công cắt gọt là phương pháp nghiên cứu xác định chế

độ cắt tối ưu thông qua mốt liên hệ toán học giữa hàm mục tiêu với các thông số của

chế độ gia công ứng với điều kiện nghiên cứu cụ thể

Các bước cơ bản của việc nghiên cứu tối ưu hóa quá trình cắt gọt bao gồm:

Xây dựng hàm mục tiêu gia công

Xây dựng các giới hạn từ đó xác định miền giới hạn của bài toán

Khảo sát, biện luận đẻ xác định chế độ công nghệ hợp lý

Có hai phương pháp tối ưu được sử dụng rộng rãi trong quá trình cắt gọt kim

loại đó là tối ưu hóa tĩnh và tối ưu hóa động.

Tối ưu hóa tĩnh

Tối ưu hóa tĩnh hay còn gọi là quá trình nghiên cứu và giải quyết bài toán tối

ưu hóa dựa trên mô hình tĩnh của quá trình căt gọt. Nhược điểm của rối ưu hóa tĩnh

là không xem xét tới động lực học trong quá trình cắt gọt, nghĩa là không chú ý đến các đặc điểm mang tính chắt ngẫu nhiên và thay đổi theo thời gian như: sự không đồng nhất trong vật liệu gia công, lượng dư gia công không đồng đều, thay đổi của dụng cụ theo thời gian do mòn dao hay lẹo dao, sau khi xác định được chế độ cắt gia công hợp lý người ta tiến hành điều chỉnh máy làm việc theo các thông số chế độ đó. Trong quá trình làm việc các thông số này được điều chỉnh lại.

Do các đặc điểm đã trình bày ở trên nên tối ưu hóa tĩnh không thực sự giải quyết được vấn đề trong tối ưu hóa gia công. Tuy nhiên bởi sự đơn giản nên tối ưu hóa tĩnh vẫn được nghiên cứu phát triển, vẫn đảm bảo độ chính xác nhất định trong nhiều trường hợp và mang lại tính hiệu quả cao.

109

Tối ưu hóa động

Tối ưu hóa động quá trình cắt gọt là quá trình tối ưu hóa dựa trên mô hình động của quá trình cắt do đó trong quá trình nghiên cứu có chú ý tới các đặc điểm

mang tính ngẫu nhiên và thay đổi theo thời gian như lượng dư không đều, độ cứng

vật liệu không đồng nhất, lượng mòn dao theo thời gian.

Trong quá trình gia công các đại lượng xuất hiện như độ chính xác gia công, chất lượng bề mặt, lực cắt, rung động, ... Sau đó các bộ phận tính toán xử lý dữ liệu nhanh xác định chế độ cắt tối ưu và chuyển tín hiệu phản hồi đén các thiết bị điều

khiển đẻ tiến hành điều chỉnh máy làm việc theo chế độ công nghệ tối ưu theo thuật toán đã tính toán tại thời điểm đó.

Tuy vậy, đối với hệ thống máy gia công CNC đang sử dụng đòi hỏi phải kết

nối dữ liệu điều khiển máy tính và tự động điều khiển trong quá trình gia công. Với

cấu trúc của máy CNC kết hợp với phần mềm truy cập kết nối tín hiệu phần điều

khiển máy1 CNC. Với khuôn khổ đề tài chỉ dừng lại ở nghiên cứu và đưa ra thông số

chế độ cắt tối ưu và tự tối ưu theo thời gian trong quá trình gia công chưa thực hiện

nghiên cứu kết nối với máy CNC để điều khiển thích nghi.

4.3.2 Các phương pháp tối ưu hóa

4.3.2.1 Tối ưu hóa theo phương pháp sử dụng thuật toán di truyền GA

Giới thiệu về thuật toán di truyền GA

GA là một kỹ thuật của khoa học máy tính nhằm tìm kiếm giải pháp thích hợp

cho các bài toán tối ưu tổ hợp (combinatorial optimization), là một phân ngành của

giải thuật tiến hóa, vận dụng các nguyên lý của tiến hóa như: di truyền, đột biến, chọn

lọc tự nhiên, và trao đổi chéo. Nó sử dụng ngôn ngữ máy tính để mô phỏng quá trình

tiến hoá của một tập hợp những đại diện trừu tượng (gọi là những nhiễm sắc thể), của

các giải pháp có thể (gọi là những cá thể) cho bài toán tối ưu hóa vấn đề. Tập hợp này sẽ tiến triển theo hướng chọn lọc những giải pháp tốt hơn. GA cũng như các thuật toán tiến hoá, đều được hình thành dựa trên một quan niệm được coi là một tiên đề phù hợp với thực tế khách quan. Đó là quan niệm "Quá trình tiến hoá tự nhiên là quá trình hoàn hảo nhất, hợp lý nhất và tự nó đã mang tính tối ưu". Quá trình tiến hoá thể hiện tính tối ưu ở chỗ thế hệ sau bao giờ cũng tốt hơn thế hệ trước.

Ngày nay, GA càng trở nên quan trọng, đặc biệt là trong lĩnh vực tối ưu hoá, một lĩnh vực có nhiều bài toán thú vị, được ứng dụng nhiều trong thực tiễn nhưng thường khó và chưa có phương pháp hiệu quả để giải quyết. GA là kỹ thuật chung,

giúp giải quyết vấn đề bằng cách mô phỏng sự tiến hóa của con người hay của sinh

110

vật nói chung (dựa trên thuyết tiến hóa muôn loài của Darwin), trong điều kiện qui

định sẵn của môi trường. Mục tiêu của GA không nhằm đưa ra lời giải chính xác tối ưu mà là đưa ra lời giải tương đối tối ưu. Một cá thể trong GA sẽ biểu diễn một giải

pháp của bài toán. Tuy nhiên, không giống với trong tự nhiên là một cá thể có nhiều

nhiễm sắc thể (NST) mà để giới hạn trong GA, ta quan niệm một cá thể có một NST.

Do đó, khái niệm cá thể và NST trong GA coi như là tương đương. Một NST được tạo thành từ nhiều gen, mỗi gen có thể có các giá trị khác nhau để quy định một tình trạng nào đó. Trong GA, một gen được coi như một phần tử trong chuỗi NST.

Hình 4.18. Sơ đồ thực hiện giải thuật di truyền

Một tập hợp các cá thể có cùng một số đặc điểm nào đấy được gọi là quần

thể. Trong thuật giải di truyền, ta quan niệm quần thể là một tập các lời giải của một bài toán. Như sơ đồ trên ta có thể thấy được để giải quyết một bài toán theo giải thuật di truyền

đơn giản được thực hiện qua các bước sau:

111

Bước 1: Bắt đầu - Nhận các tham số cho thuật toán.

Bước 2: Khởi tạo - Sinh ngẫu nhiên một quần thể gồm n cá thể. Bước 3: Quần thể mới - Tạo quần thể mới bằng cách lặp lại các bước sau cho đến khi

quần thể mới hoàn thành.

Thích nghi – Ước lượng mức độ thích nghi của mỗi quần thể.

Kiểm tra – Kiểm tra điều kiện kết thúc giải thuật. Chọn lọc – Chọn hai cá thể bố mẹ từ quần thể cũ theo độ thích nghi của chúng (cá thể có độ thích nghi càng cao thì càng có nhiều khả năng được chọn) Lai ghép – Với

một xác suất lai ghép được lựa chọn, lai ghép hai cá thể bố mẹ để tạo ra một cá thể mới.

Đột biến – Với một xác suất lai ghép được chọn, biến đổi cá thể mới.

Bước 4: Chọn kết quả - Nếu điều kiện dừng được thỏa mãn thì thuật toán kết thúc và

trả về lời giải tốt nhất trong quần thể hiện tại.

GA có hai loại điều kiện dừng cơ bản dựa trên cấu trúc nhiễm sắc thể, kiểm soát số

gen được hội tụ, nếu số gen hội tụ vượt quá số phần trăm nào đó của tổng số gen, việc

tìm kiếm sẽ kết thúc; dựa trên ý nghĩa đặc biệt của một nhiễm sắc thể, đo tiến bộ của

giải thuật trong một số thế hệ cho trước, nếu tiến bộ này nhỏ hơn một hằng số ε xác

định, kết thúc tìm kiếm.

Nguyên lý của thuật toán

Nền tảng lý thuyết của GA dựa trên biểu diễn chuỗi nhị phân và lý thuyết sơ

đồ. Một sơ đồ là một chuỗi, dài bằng chuỗi nhiễm sắc thể, các thành phần của nó có

thể nhận một trong các giá trị của tập ký tự biểu diễn gen hoặc một ký tự đại diện “*”.

Sơ đồ biểu diễn một không gian con của không gian tìm kiếm. Không gian con này

là tập tất cả các chuỗi trong không gian lời giải mà với mọi vị trí trong chuỗi giá trị

của gen trùng với giá trị của sơ đồ.

Ưu điểm của thuật toán GA so với kỹ thuật tối ưu khác.

Hoạt động của GA đơn giản là việc mô phỏng sự tiến hóa và chọn lọc tự nhiên bằng máy tính bắt đầu từ một quần thể ngẫu nhiên. Bên cạnh đó để tối ưu ta cần hàm lượng giá hoặc hàm thích nghi để chọn cá thể tốt và loại bỏ cá thể xấu. Thuật toán di truyền (GA) khác với kĩ thuật tối ưu khác ở chỗ:

-GA làm việc với bộ mã của biến chứ không phải làm việc trực tiếp trên biến.

-Hầu hết các kĩ thuật tối ưu thông thường tìm kiếm từ một đỉnh, trong khi đó GA luôn hoạt động trên tập hợp đỉnh (điểm tối ưu), điều này là một ưu điểm của GA

giúp tăng cơ hội tiếp cận tối ưu toàn cục và tránh hội tụ sớm tại điểm cục bộ địa

phương.

112

-GA đánh giá hàm mục tiêu để phục vụ quá trình tìm kiếm, vì vậy có thể ứng

dụng cho bất kì bài toán tối ưu nào (liên tục hay rời rạc).

-GA thuộc lớp các thuật toán xác suất, các thao tác cơ bản của GA dựa trên

khả năng tích hợp ngẫu nhiên trong quá trình xử lý.

Cơ sở ứng dụng thuật toán di truyền vào tối ưu hóa quá trình cắt gọt.

Quá trình cắt gọt với nhiều yếu tố đặc trưng bởi các đại lượng tác động qua lại lẫn nhau và có độ phức tạp nhất định, việc dùng thuật toán di truyền với việc mô tả mỗi tác nhân trong quá trình là một cá thể sẽ cho phép khảo sát được sự thay đổi trong

các cá thể này theo thời gian. Thông qua cách thức như vậy thuật toán di truyền giúp chỉ ra được sự thay đổi của từng yếu tố riêng biệt theo thời gian nhưng cũng đồng

thời có thể đánh giá được những sự thay đồi và tác động lẫn nhau của các tác nhân.

Điều kiện biên sẽ được giới hạn bởi không gian xác định trong mô tả thuật

toán, có thể hiểu là tất các các sự thay đổi và tác động lẫn nhau của các tác nhân sẽ

được diễn ra không một vùng mà người lập trình có thể thiết lập. Một đặc điểm ưu

việt của thuật toán này là khả năng “tự học” trong quá trình giải bài toán, ta có thể

xem như việc tìm một giá trị mong muốn bất kỳ trên một miền giá trị trả về từ hàm

số. Các phép thử được tiến hành liên tục, nhưng các phép thử sau sẽ được lựa chọn

trên căn cứ từ kết quả từ những phép thử trước đó. Như vậy các phép thử sau sẽ được

định hướng tập chung vào miền giá trị chứa giá trị mong muốn dựa vào các giá trị

gần với nó. Như vậy bài toán sẽ được giải quyết với thời gian tính toán là ngắn nhất,

trên thực tế các quá trình này được thực hiện trong một khoảng thời gian rất ngắn, tần

số lên tời hàng chục, hàng trăm phép thử mỗi giây. Đây chính là cơ sở cho việc điều

khiển thích nghi cho hệ thống máy tạo ra năng suất và chất lượng tốt nhất trong quá

trình phay cao tốc.

4.3.2.2 Tối ưu hóa theo phương pháp qui hoạch tuyến tính

Quy hoạch tuyến tính là một ngành toán học ứng dụng nghiên cứu mô hình

toán của một lớp bài toán tối ưu (đánh giá giá trị lớn nhất hay nhỏ nhất) mà trong đó các đại lượng đều nhận giá trị thực và mối quan hệ giữa các đại lượng đều được biểu diễn qua các phương trình, hệ phương trình hoặc các bất phương trình tuyến tính. Bài toán dạng tổng quát

Tìm các biến số x1,x2,…,xn sao cho:

(4.5)

Thỏa mãn điều kiện

113

(4.6)

Trong bài toán trên, f gọi là hàm mục tiêu, mỗi hệ thức ở trên sẽ được coi là

một ràng buộc mỗi ràng buộc trên được coi là một ràng buộc chính còn ràng buộc

hay được gọi là ràng buộc về dấu.

Tại điểm thỏa mãn mọi ràng buộc được coi là một điểm

chấp nhận được hay một phương án. Tập hợp tất cả các điểm đó sẽ tạo thành miền

chấp nhận được hay miền ràng buộc. với mỗi phương án thỏa mãn ta coi đó là một

phương án tối ưu hay có thể coi là một lời giải cho bài toán ban đầu. Như vậy bài

toán có ít nhất một phương án tối ưu được coi là có lời giải. Bài toán có miền ràng

buộc là tạp rỗng tức không có điểm chấp nhận đáp ứng sẽ xảy ra khi phương trình

hoặc bất phương trình vô nghiệm hoặc có nghiệm nhưng không có phương án tối ưu

do tăng vô hạn hoặc sự giảm vô hạn của hàm tối ưu dẫn tới việc không tìm được các

giá trị min và max, một trường hợp nữa sẽ xảy ra khi mà giá trị tối ưu (hay giá trị

hướng tới của hàm mục tiêu) nằm ngoài các điều kiện biên.

Phương pháp tối ưu này chỉ đáp ứng giải các bài toán đơn giản và tuyến tính.

Với khả năng của phương pháp không thực hiện giải được các bài toán đa mục tiêu.

Trong gia công tối ưu hóa chế độ cắt chính là bài toán tối ưu hóa các ràng buộc

với nhau không tuyến tính. Vậy nên việc sử dụng các phương pháp toán học với các

tính toán mang tính chất tuyến tính là vô cùng khó khăn trong việc giải quyết vấn đề.

Như vậy việc áp dụng thuật toán tiến hóa sẽ mang lại hiệu quả cao nhờ vào độ chính xác cao.

Phương pháp tiếp cận mới đảm bảo hiệu quả và tốc độ lựa chọn điều kiện tối ưu hóa nhanh và xử lý dữ liệu công nghệ thay đổi nhanh là thuật toán tiến hóa (EA). Mục đích của nghiên cứu này chứng minh khả năng của thuật toán tiến hóa (EA) cho việc tối ưu hóa quá trình gia công. Nhiều kết quả thực nghiệp và mô phỏng đã chứng minh

ứng dụng thuật toán này cho thấy hiệu suất được cải thiện đáng kể. Phương pháp tiếp cận này nhằm tối ưu hóa mục tiêu sản xuất, giảm chi phí sản xuất và cải thiện chất

lượng sản phẩm. Trong nghiên cứu này ứng dụng thuật toán di truyền (GA).

114

Do quá trình xử lý và hiệu chỉnh nên thuật toán này là công cụ rất phổ biến.

Phương pháp này đã được kiểm chứng rộng rãi trong việc giải quyết các vấn đề tối ưu hóa và quá trình điều khiển thích nghi trong gia công. Đặc biệt đối với điều khiển

đòi hỏi mức độ đáp ứng nhanh như tốc độ gia công.

4.3.3 Tối ưu hóa quá trình phay

4.3.3.1. Hàm mục tiêu.

a.Thời gian gia công cơ bản của máy.

Hình 4.19. Mô hình đường cắt thực nghiệm khi phay thuận

Dựa vào sơ đồ cắt khi gia công (hình 4.19)

(4.7)

Trong đó:

n: Số vòng quay trục chính (vòng/phút) Sz: Lượng chạy dao răng (mm/răng) N: Số răng của dao L: Đoạn đường phôi phải di chuyển Như vậy trong quá trình phay thuận dao phay ngón bắt đầu cắt được xác định như

(4.8)

Tương tự như vậy theo hình vẽ nhận thấy giá trị L1= L2.

Với chiều rộng của phôi (W) bán kính của dụng cụ cắt r và chiều sâu cắt theo

phương hướng kính (ar) chiều dài cắt trong một lần là:

115

(4.9)

a. Chi phí gia công khi phay

Hàm chi phí gia công khi phay được xác định như sau :

𝒎 𝒊=𝟏

𝒎 ∑ Ʈ𝒄𝒊 𝒊=𝟏

𝑲′𝑫 𝑻

(4.10) 𝑲 = 𝑲𝑴𝑳. ∑ (Ʈ𝒐𝒎𝒊 + Ʈ𝒑𝒎𝒊) +

Trong đó:

𝒎 𝒊=𝟏

là chi phí liên quan đến chỗ làm việc. Với KML là - 𝑲𝑴𝑳. ∑ (Ʈ𝒐𝒎𝒊 + Ʈ𝒑𝒎𝒊)

chi phí khấu hao máy và lương công nhân đứng máy trong một đơn vị thời

gian (đồng/phút).

𝒎 ∑ Ʈ𝒄𝒊 𝒊=𝟏

𝟏

Chi phí liên quan đến dụng cụ. Với K’D là chi phí liên quan đến - 𝑲′𝑫 𝑻

𝒎 ∑ Ʈ𝒄𝒊 𝒊=𝟏

𝑻

1 lần thay dao. là số lần thay dao, T là tuổi bền của dao. Khi phay

các lưỡi cắt tham gia cắt không liên tục. Để đặc trưng cho quá trình cắt

không liên tục người ta đưa ra hệ số ảnh hưởng 2π/φ trong đó φ là góc tiếp

xúc dao và phôi gia công. - m là số lần thay đổi dụng cụ.

𝟐𝝅

𝑨𝟐

Phương trình tuổi bền dụng cụ cắt có dạng:

𝝋

(4.11) 𝑻 = 𝑨𝟎. . 𝑽𝑨𝟏. 𝒇𝒁

Trong đó A0, A1, A2: là hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào điều kiện gia công

cụ thể.

Để xây dựng hàm mục tiêu chi phí gia công và lợi nhuận trong quá trình gia

công tương đối phức tạp. Liên quan đến lính vực kinh tế, vì vậy trong khuôn khổ đề

tài chưa giải quyết bài toán tối ưu về chi phí gia công.

b. Độ nhám bề mặt

Trong quá trình gia công có nhiều thông số công nghệ ảnh hưởng tới các thông

số đầu ra đã được miêu tả và phân tích. Trong trường hợp này ứng dụng kỹ thuật phân

tích phương sai (ANOVA) để đưa ra kết quả dự đoán đầu ra. Độ nhám bề mặt đã

được thực nghiệm và quan sát trong quá trình gia công, phân tích và đưa ra hàm mối quan hệ đầu vào và đầu ra trên cơ sở phân tích lý thuyết và thực nghiệm. Đầu vào là thông số chế độ cắt (t,S,V) đầu ra là độ nhám bề mặt (Ra).

(4.12) 𝑹𝒂 = 𝒅𝟏𝑽𝒅𝟐𝑺𝒅𝟑𝒕𝒅𝟒

Hàm mục tiêu về chất lượng bề mặt chi tiết gia công đã được nhiều nhà nghiên cứu trên thế giới nghiên cứu. Tuy vậy, trong công nghệ chế tạo máy chất lượng bề

mặt chi tiết gia công phụ thuộc vào hệ thống công nghệ cụ thể. Đây là bài toán cần

thiết và thiết yếu với sự phát triển đòi hỏi về chất lượng của sản phẩm và tuổi thọ của

116

bề mặt chi tiết máy trong quá trình làm việc. Trong sản xuất và chế tạo yếu tố độ

nhám bề mặt là một trong những yếu tố quan trọng ảnh hưởng lớn đến khả năng làm việc của chi tiết máy vì vậy vấn đền này vẫn được các nhà nghiên cứu và sản xuất rất

quan tâm.

4.3.3.2 Điều kiện biên và miền giới hàn

Điều kiện biên của bài toán công nghệ tạo ra quan hệ giải tích điều kiện gia công và thông số công nghệ cần tối ưu. Các điều kiện biên trong bài toán cực trị còn gọi là miền xác định của bài toán. Đây là điều kiện giới hạn của từng bài toán cụ thể

với hệ thống công nghệ cụ thể và điều kiện nghiên cứu cụ thể. Đối với quá trình gia công trên máy phay CNC nói chung thì miền giới hạn về vận tốc cắt và lượng chạy

dao rất lớn vì động cơ trong hệ thống được điều khiển vô cấp tấc độ.

Trong nghiên cứu này bỏ qua sự ảnh hưởng của nhiệt cắt trong quá trình gia công (do

điều kiện nghiên cứu chưa đáp ứng để phân tích và đánh giá nhiệt trong quá trình gia

công phay cao tốc).

Khi gia công trên máy phay CNC điều kiện biên được giới hạn của bài toán như sau

để giải bài toàn đạt kết quả tốt.

Hệ thống công nghệ được lựa chọn cố định trong suốt quá trình nghiên cứu (Công

suất cắt cho phép, tốc độ cắt lớn nhất và nhỏ nhất của máy, lực cắt cho phép, chiều

sâu cắt cho phép….).

a) Công suất khi phay Lực này được giới hạn do công suất tối đa của động cơ trục chính của máy

phay. Giới hạn biên được hiểu là các giới hạn để xác định vùng không gian của các

𝐹.𝑉

tham số đầu vào trong bài toán tối ưu bao gồm:

(4.13) ≤ [𝑃] 𝑃đ𝑐 =

60.1000 𝑉. 𝐹 ≤ 𝑃đ𝑐. 𝜂. 60.1000 = [𝐹𝑜]

(4.14)

Giới hạn về mòn dụng cụ cắt

Quá trình mòn của dao diễn ra rất phức tạp, chế độ cắt và thời gian cắt ảnh hưởng rất lớn đến độ mòn của dao. Việc xác định qui luật mòn đòi hỏi rất nhiều thí nghiệm và chi phí rất lớn. Vì nếu nghiên cứu sâu về độ mòn dao thì điều này chủ yếu cung cấp các thông tin cho các công ty sản xuất chế tạo dao nhiều hơn là người làm

công nghệ. Vì vậy trong khuôn khổ nghiên cứu chỉ nghiên cứu độ mòn dao vật liệu

gia công hợp kim nhôm A7075 với dụng cụ cắt lớp phủ Nitride Titanium. Trong quá trình gia công với những vật liệu cứng hay khó gia công lượng mòn dụng cụ thường

là mòn theo mặt sau. Do vậy, trong luận án này tác giả sử dụng tiêu chuẩn mòn mặt

sau được đo bằng chiều cao mòn dao ∆Hs.

(4.15) ∆𝐻𝑠 ≤ 𝑓(𝑡, 𝑆, 𝑉) ≤ [∆𝐻𝑠]

117

c )Điều kiện giới hạn về khả năng gia công của thiết bị

Tốc độ nằm trong phạm vi cho phép đối với gia công cao tốc tương ứng với

cặp vật liệu dao phôi

(4.16) 𝑉𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑉 ≤ 𝑉𝑚𝑎𝑥

Lượng chạy dao (S) và chiều sâu cắt theo phương hướng kính (t) nằm trong

1000𝑣

phạm phi cho phép

𝜋𝐷

(4.17) 𝑆𝑚𝑖𝑛 ≤ . 𝑁. 𝑆𝑧 ≤ 𝑆𝑚𝑎𝑥

(4.18) 𝑡𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑡 ≤ 𝑎𝑡𝑚𝑎𝑥

Giải bài toán tối ưu hóa chế độ cắt khi phay hơp kim nhôm A7075

Hàm mục tiêu lựa chọn thực hiện tối ưu hóa quá trình gia công phay cao tốc

bằng dao phay ngón liền khối là hàm về độ nhám bề mặt. Bài toán đặt ra lựa chọn chế

độ cắt tối ưu để giá trị Ra nhỏ nhất với điều kiện miền giới hạn của bài toán. Theo nghiên cứu về xây dựng mô hình hóa quan hệ hàm độ nhám với chế độ cắt. Hàm mục

tiêu tối ưu hóa chế độ cắt là:

Y=Ra nhận giá trị nhỏ nhất (4.19)

Bài toán xác định bộ thông số chế độ cắt tối ưu (t,S, V) để độ nhám bề mặt nhỏ nhất.

Tuy vậy, giá trị chế độ cắt không phải là giá trị bất kỳ mà không có yêu cầu ràng

buộc mà nó phải phụ thuộc vào từng điều kiện hệ thống công nghệ trong quá trình

gia công. Với mỗi hệ thống công nghệ gia công lại có giá trị giới hạn cho các điều

kiện biên và miền giới hạn khác nhau.

(4.20) 𝑉. 𝐹𝑐 ≤ 𝑃đ𝑐. 𝜂. 60.1000 = 𝐺1

Miền giới hạn của phạm vi điều chỉnh tốc độ cắt:

(4.21) G2=Vmin ≤ V ≤ Vmax=G3

1000.𝑉

Miền giới hạn của phạm vi điều chỉnh lượng chạy dao

𝜋.𝐷

(4.22) 𝐺4 = 𝑆 ≤ 𝑆 = . 𝑁. 𝑓𝑧 ≤ 𝑆𝑚𝑎𝑥 = 𝐺5

Miền giới hạn của phạm vi điều chỉnh chiều sâu cắt (4.23) G6 = tmin ≤ t ≤ tmax= G7

4.3.3.3 Tối ưu hóa đơn mục tiêu.

Giải các bài toán tối ưu trong công nghệ gia công cơ khí là lớp các bài toán thực nghiệm ứng với từng điều kiện gia công cụ thể. Vì vậy, giải quyết vấn đề triệt

để nên các hàm mục tiêu và giới hạn biên phải tiếp cận đến các hàm thực nghiệm. Cách tiếp cận như vậy mới đáp ứng được yêu cầu công nghệ ngày càng chính xác và khắt khe hiện tại và trong thời gian tới. Trên thực tế với sự phát triển nhanh của khoa học công nghệ vấn đề các hệ thống mới ra đời đòi hỏi chi phí máy móc, trang thiết bị

dụng cụ ngày càng lớn. Vấn đề tối ưu hóa trong công nghệ đem lại chất lượng và hiệu

118

quả kinh tế là vấn đề quan trọng và cần thiết. Tối ưu hóa đơn mục tiêu tập trung chủ

yếu vào chỉ tiêu độ nhám bề mặt chi tiết sau khi gia công tại từng thời điểm gia công khác nhau. Công nghệ thông tin ngày càng phát triển, đặc biệt là các thuật toán hiện

đại và đã được rất nhiều hang phần mềm khác nhau xây dựng những công cụ để giải

các bài toán cụ thể. Trong khuôn khổ đề tài tác giả ứng dụng các công cụ có sẵn trong

phần mềm matlab 2019. Ứng dụng giải thuật di truyền (GA) có sẵn trong Optimization tool của phần mềm Matlab để tối ưu hóa hàm mục tiêu độ nhám bề mặt (Ra) nhỏ nhất.

Hình 4.20. Giao diện giải thuật di truyền (GA) tối ưu hóa chế độ cắt trong matlab

Hình 4.21. Giao diện kết quả chế độ cắt tối ưu và Ramin

119

Giá trị kết quả trong 3 lần tính toán bằng công cụ có sẵn của matlab

Optimization tool với thuật toán di truyền (GA) như sau: Bảng 4.4. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 90 phút phay không có dung dịch trơn nguội

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình V (m/phút) 376 376 376 376 S (mm/phú t) 831.871 800 800 811 t (mm) 0.502 0.5 0.5 0.501 Ra (µm) 0.256 0.252 0.253 0.254

Bảng 4.5. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 90 phút có dung dịch trơn nguội.

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình V (m/phút) 364.243 376 369.083 370 S (mm/phú t) 800 800 800 800 t (mm) 0.5 0.5 0.5 0.5 Ra (µm) 0.256 0.255 0.256 0.256

Với các thông số thuật toán di truyền (GA) phần chương trình lập trình ở phần

phụ lục, điều kiện biên và điều kiện rằng buộc nhập vào như trong giao diện, phần

mềm trả kết quả giá trị chế độ cắt tối ưu trung bình với độ nhám bề mặt nhỏ nhất khi

phay không có dung dịch trơn nguội là: Vop = 376 (m/phut); Sop =811(mm/phut); top=0,501(mm) và giá trị Ramin=0,254 (µm), khi có dung dịch trơn nguội Vop= 370 (m/phút); Sop=800 (mm/phút); top=0,5 (mm) và giá trị Ramin=0,256 (µm). Qua kết quả tối ưu hóa cho thấy độ nhám bề mặt gần như nhau khi phay không sử dụng dung

dịch trơn nguội nhỏ hơn một chút dưới 0,5%.

Tương tự tính toán như trên đối với trường hợp gia công sau 180 phút và 270 phút khi phay không sử dụng dung dịch trơn nguội và khi phay có sử dụng dung dịch

trơn nguội có kết quả như 4.6; 4.7; 4.8; 4.9: Bảng 4.6. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 180 phút phay không có dung dịch trơn nguội

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình V (m/phút) 375.998 376 376 376 t (mm) 0.503 0.5 0.5 0.501 Ra (µm) 0.162 0.162 0.162 0.162 S (mm/phú t) 800.063 800 800 800

120

Bảng 4.7. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 180 phút có dung dịch trơn nguội.

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình V (m/phút) 369.266 376 376 370 S (mm/phú t) 800 800.001 800 800 t (mm) 0.5 0.5 0.5 0.5 Ra (µm) 0.162 0.160 0.160 0.161

Bảng 4.8. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 270 phút phay không có dung dịch trơn nguội

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình V (m/phút) 376 373.092 376 375 S (mm/phú t) 800.002 800.062 800 800 t (mm) 0.501 0.5 0.5 0.500 Ra (µm) 1,057 1,057 1,056 1,057

Bảng 4.9. Kết quả tối ưu hóa chế độ cắt sử dụng thuật toán di truyền (GA) sau khi

gia công 270 phút có dung dịch trơn nguội.

V(m/phut) 376 376 376 376 S(mm/phut) 824,627 815,104 804,663 815 t(mm) 0,502 0,5 0,5 0,501 Ra(µm) 0,901 0,900 0,899 0,900

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình

Qua kết quả tính toán tối ưu tại thời điểm gia công khác nhau cho thấy độ

nhám bề mặt gia công khi không sử dụng dung dịch trơn nguội có xu hướng tang

nhanh hơn so với khi gia công có sử dụng dung dịch trơn nguội. Đối với vật liệu

nhôm A7075 sử dụng dụng cụ cắt dao phay ngón HSSCo8 có phủ TiN, kích thước doa 6x6x15x60 (mm), có 2 me cắt có thể trong khoảng thời gian ban đầu nhất định có thể dao mòn ít ở 2 trường hợp phay khô và vay ướt có độ nhám tương đương, càng gia công lâu thì lượng mòn dao trong phay khô có thể tang lên dẫn đến độ nhám có xu hướng tăng lên.

4.3.3.4 Tối ưu hóa đa mục tiêu

Trong chương 3 đã xây dựng được mô hình toán học quan hệ lượng mòn mặt sau của dao (∆Hs) với chế độ cắt và thời gian gia công khác nhau khi phay khô và

phay ướt. Và mô hình toán học quan hệ độ nhám bề mặt và chế độ cắt. Hàm mục tiêu

mô hình tối ưu hóa chế độ cắt tại các thời điểm khác nhau trong quá trình gia công

121

đảm bảo hàm thích nghi nhỏ nhất với hai mục tiêu là độ nhám (Ra) và lượng mòn

mặt sau của dao (∆Hs).

Vấn đề tối ưu hóa đã được giải quyết bằng nhiều phương pháp khác nhau. Tuy

vậy, trong công nghệ chế tạo máy đặt ra khi gia công mức độ yêu cầu đối với từng

mục tiêu khác nhau tùy theo điều kiện công nghệ và chi tiết yêu cầu. Đối với gia công

cao tốc vấn đề mòn dụng cụ cắt và chất lượng độ nhám bề mặt chi tiết gia công là hai trong nhiều mục tiêu được quan tâm. Trên cơ sở sự cần thiết giải bài toán đa mục tiêu hàm thích nghi nhỏ nhất với hai mục tiêu là độ nhám và lượng mòn dao.

Theo tác giả Abimbola M. Jubril [70] phương pháp tối ưu hóa đa mục tiêu

bằng phương pháp trọng số.

(4.24) Minx∈X f(x) = [f1(x), f2(x), . . , fp(x)]

S.t. X = {x ∈ Rn: g(x) ≤0, h(x) = 0} Trong đó: X: điều kiện ràng buộc và miền giới hạn

-x: Miền giới hạn bài toán

- g(x) hàm ràng buộc bất phương trình

- h(x) hàm ràng buộc phương trình

𝑝

Hàm thích nghi cho các mục tiêu tối ưu với phương pháp trọng số như sau:

(4.25)

∅(𝑥, 𝑤) = ∑ 𝑤𝑖. 𝑓𝑖(𝑥) 𝑖=1

Trong đó:

𝑝

- p là số mục tiêu của hàm thích nghi - wi là trọng số đánh giá mức độ ảnh hưởng của hàm fi(x) trong hàm thích nghi

(4.26) ∑ 𝑤𝑖  1 𝑣à 𝑤𝑖 > 0 𝑖 = 1 … 𝑝. 𝑤𝑖 = [0,1] 𝑖=1

Đặt ra bài toán trong gia công hợp kim nhôm luôn mong muốn chất lượng độ

𝑅𝑎

∆𝐻𝑠

nhám bề mặt tốt nhất (Ra nhỏ nhất) và lượng mòn nhỏ nhất (∆Hs nhỏ nhất). Hàm thích nghi cho bài toán tối ưu hóa là:

𝑅𝑎0

∆𝐻𝑠0

Nhỏ nhất (4.27) 𝐴 = 𝑊1. + 𝑊2.

Trong đó: W1 + W2=1 với Ra0, ∆Hs0 là giá trị giới hạn trên độ nhám và lượng mòn dao.

Điều kiện rằng buộc và miền giới hạn của bài toán tối ưu đa mục tiêu thêm

vào điều kiện giới hạn độ nhám và lượng mòn mặt sau của dao

122

{ (4.28)

𝑅𝑎 ≤ [𝑅𝑎] = 𝐺8 ∆𝐻𝑠 ≤ [∆𝐻𝑠] = 𝐺9 Nếu mức độ ưu tiên của các biến không giống nhau, trọng số của biến nào lớn

hơn sẽ cho thấy biến đó quan trọng hơn. Tùy vào mục đích của bài toán, có thể yêu cầu đạt mức độ khác nhau tùy theo từng yêu cầu của bài toán công nghệ trọng số w1 và w2 có thể được chọn khác nhau.

Trong trường hợp cần ưu tiên độ nhám bề mặt cao thì chọn trọng số độ nhám

lớn hơn trọng số lượng mòn (∆Hs). Theo phương trình thích nghi chúng ta biết rằng

nếu trọng số w1 tăng thì giá trị của Ra giảm và giá trị của ∆Hs tăng. Giá trị của Ra giảm một đơn vị và ∆Hs sẽ tăng bao nhiêu vấn đề này cần phải phân tích trọng số của

hàm thích nghi để tìm ra mức độ ảnh hưởng của từng mục tiêu đơn.

Theo tác giải Hua Zuo và Guoli Zhang [71] đưa ra phương pháp phân tích và

đánh giá trọng số bằng giải pháp tối ưu hóa Pareto.

Giả sử w1 có giá trị w* và x* là nghiệm tối ưu cho hàm thích nghi ứng với giá

trị trọng số w*. Rồi sau đó tăng w1 đến w** (w* < w**) khi đó giải bài toán tối ưu

hóa hàm thích nghi với trọng số w** có nghiệm là x**. Khi đó x* và x** là các giá

∆𝑅𝑎

trị cho giải pháp tối ưu hóa Pareto

∆𝐻𝑠

𝑅𝑎(𝑥∗∗)−𝑅𝑎(𝑥∗) ∆𝐻𝑠(𝑥∗∗)− ∆𝐻𝑠(𝑥∗)

(4.29) =

Được gọi là phương pháp cân bằng trọng số từ w* đến w**. Với sự thay đổi

trọng số cho ra kết quả của độ nhám bề mặt RaU, RaK và lượng mòn dao HsU,

∆HsK khi đó có thể xây dựng được đồ thị quan hệ giữa trọng số W1 và kết quả độ

nhám bề mặt RaU, RaK và lượng mòn dao HsU, ∆HsK. Khi đó đánh giá mức độ

một hàm mục tiêu đơn tăng thì hàm mục tiêu khác giảm tương ứng với từng giá trị

trọng số. Từ đồ thị giúp cho người kỹ thuật nhìn nhận, đánh giá và lựa chọn sự cải

tiến mức độ ảnh hưởng của hàm mục tiêu đơn tương ứng với trọng số của từng mục

tiêu đơn. Thường thì giá trị trọng số w1 thay đổi từ 0,05 ÷ 0,95.

Trong trường hợp này giả sử xét bài toán mức độ trọng số cần thiết của độ

nhám và lượng mòn như nhau khi đó bài toán tự tối ưu có trọng số w1=w2.

Khi đó ta có phương trình hàm thích nghi nhỏ nhất để tự tối ưu hóa chế độ cắt

𝑅𝑎

∆𝐻𝑠

theo sự thay thời gian trong quá trình gia công là:

𝑅𝑎0

∆𝐻𝑠0

(4.30) 𝐴 = 0,5. + 0,5.

Ứng dụng giải thuật di truyền (GA) có sẵn trong Optimzation tool của phần mềm Matlab để tối ưu hóa hàm mục tiêu thích nghi (A) nhỏ nhất.

Theo (Hình 4.20) trong mục Solver chọn phương pháp giải là: gamultiobj-

Multiobjective Optimization using Genetic Algorithm (tối ưu hóa đa mục tiêu sử

123

dụng giải thuật di truyển). Fitness function (hàm thích nghi): chọn tên chương trình

đã lập trình. Ví dụ: @objmul (chương trình lập trình phần phụ lục)

Kết quả độ nhám bề mặt và lượng mòn dao tương ứng với mỗi lần chạy dao

ra kết quả chế độ cắt tối ưu như sau:

Sau thời gian gia công 90 phút.

Trong trường hợp xét bài toán mức độ trọng số cần thiết của độ nhám và lượng mòn như nhau khi đó bài toán tự tối ưu có trọng số w1=w2 cho thấy lượng mòn dao khi không sử dụng dung dịch trơn nguội có xu hướng tăng nhanh, độ nhám bề mặt chi tiết gia công tăng nhanh.

Bảng 4.10. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 90 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 188 S(mm/phút) 800 800.003 800.002 t(mm) 1.5 1.5 1.5

Trung Bình Ra(µm) 0.33181 0.33181 0.33181 0.33181 ∆Hs(µm) 14.3671 14.3672 14.3672 14.367

Bảng 4.11. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 90 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 188.005 S(mm/phút) 800 800.003 799.98 t(mm) 1.5 1.5 1.5

Trung Bình Ra(µm) 0.3095 0.3095 0.30949 0.3095 ∆Hs(µm) 14.5417 14.5417 14.5415 14.542

Bảng 4.12. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 180 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 187.85 S(mm/phút) 800 800 800.002 t(mm) 1.5 1.5 1.5 Ra(µm) 0.2422 0.2422 0.2422 ∆Hs(µm) 22.3348 22.3348 22.3350

Trung Bình 0.2422 22.334

Bảng 4.13. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 180 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 188.005 S(mm/phút) 800 800 800.002 t(mm) 1.5 1.5 1.5 Ra(µm) 0.2537 0.2537 0.2537 ∆Hs(µm) 24.1015 24.1015 24.1016

Trung Bình 0.254 24.102

124

Bảng 4.14. Giá trị Ra và ∆Hs phay không có dung dịch trơn nguội sau 270 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 188 S(mm/phút) 800 800.052 800 t(mm) 1.5 1.499 1.5 Ra(µm) 1.4513 1.4510 1.4513 ∆Hs(µm) 63.7759 63.7698 63.7759

Trung Bình 1.451 63.774

Bảng 4.15. Giá trị Ra và ∆Hs phay có dung dịch trơn nguội sau 270 phút

TT Lần 1 Lần 2 Lần 3 V(m/phút) 188 188 188 S(mm/phút) 800 800 800.032 t(mm) 1.5 1.5 1.5 Ra(µm) 0.9929 0.9929 0.9929 ∆Hs(µm) 38.2729 38.2729 38.2733

Trung Bình 0.993 38.273

4.4 Kết luận chương 4

Chương 4 đã phân tích các thông số đầu ra của quá trình phay khô hợp kim

nhôm A7075 và so sánh với các thông số đầu ra khi phay ướt. Từ đó đánh giá những

ưu điểm, cơ sở để lựa chọn chế độ cắt hợp lý khi gia công khô và gia công ướt. Mối

quan hệ của các thông số đầu ra cũng được phân tích, là cơ sở để xác định điều kiện

cắt phục vụ tối ưu hóa quá trình phay. Cuối cùng, các bài toán tối ưu hóa đơn mục tiêu

và đa mục tiêu cũng được giải quyết. Các kết quả đạt được cụ thể như sau:

1. Sự thay đổi về lực cắt khi gia công ướt và gia công khô với các chế độ công

nghệ khác nhau trong các khoảng thời gian gia công khác nhau là không đáng kể.

Như vậy, dung dịch trơn nguội không có tác dụng làm giảm lực cắt trong quá trình

phay hợp kim nhôm A7075; Lực cắt ổn định và thay đổi không đáng kể trong khoảng

thời gian 90 phút, 180 phút và 270 phút;

2. Độ nhám bề mặt khi phay khô có cao hơn một chút so với khi phay ướt sau

90 phút gia công, độ tăng cao nhất là 5,8% ở thí nghiệm số 1. Tuy nhiên mức tăng

này là rất nhỏ và không làm thay đổi cấp độ nhám của bề mặt chi tiết gia công. Sau

thời gian gia công 180 phút và 270 phút, độ nhám bề mặt khi gia công khô thấp hơn

so với khi gia công ướt, độ giảm cao nhất là 9% ở thí nghiệm số 5. Kết quả so sanh

sự thay đổi độ nhám theo thời gian gia công cho thấy, trong khoảng thời gian gia công

từ 90 phút đến 180 phút thì độ nhám giảm. Nhưng từ phút thứ 180 đến 270 thì độ

nhám lại có xu hướng tăng mạnh;

125

3. Lượng mòn dao mặt sau khi gia công khô và gia công ướt thay đổi không

đáng kể tại tất cả các thí nghiệm sau 90 phút và 180 phút gia công. Trong đó, tại thí

nghiệm số 7, lượng mòn khi gia công khô tăng nhiều nhất là 9% so với khi gia công

ướt. Tuy nhiên mức chênh lệch này giảm chỉ còn 2,6% sau 270 phút gia công. Khi

gia công khô, lượng mòn dao tăng mạnh sau 180 phút gia công;

4. Nếu nhà sản xuất lựa chọn tiêu chí bảo vệ môi trường và sức khỏe của người

lao động thì nên chỉ sử dụng phương pháp gia công khô. Nếu nhà sản xuất lựa chọn

tiêu chí giảm chi phí cho dụng cụ cắt thì nên sử dụng dung dịch trơn nguội sau 180

phút gia công;

126

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

KẾT LUẬN

Luận án nghiên cứu anh hưởng của dung dich trơn nguội và các thông số công

nghệ ảnh hưởng đến các thông số đầu ra như lực cắt, độ nhám bề mặt và lượng mòn

dao khi phay nhôm hợp kim A7075 đã đạt được một số kết quả mới như sau:

1. Đã phân tích, tổng hợp và làm rõ được cơ sở lý thuyết động lực học gia công nhôm

hợp kim A7075 khi phay có dung dich trơn nguội và không có dung dịch trơn

nguội

2. Từ các điều kiên trang thiết bị trong nước nghiên cứu cũng xây dựng sơ đồ thực

nghiệmvà hệ thống thiết bị đo khoa học. Xây dựng các công thức hồi quy thực

nghiệm biểu diễn mối quan hệ các thông số công nghệ đến: lực cắt, độ nhám bề

mặt và lượng mòn dụng dao trong quá trình phay khô và phay ướt hợp kim nhôm

A7075 ở ba khoảng thời gian gia công là 90 phút, 180 phút và 270 phút:

𝐹𝑈1 = 4,279. 𝑡0,196. 𝑆0,603. 𝑉−0,117

Gia công ướt

𝐹𝑈2 = 4,368. 𝑡0,185. 𝑆0,572. 𝑉−0,078

𝐹𝐾2 = 7,009. 𝑡0,205. 𝑆0,571. 𝑉−0,164(N)

(N) (N)

𝐹𝑈3 = 6,202. 𝑡0,215. 𝑆0,584. 𝑉−0,154

𝐹𝐾3 = 6,952. 𝑡0,224. 𝑆0,556. 𝑉−0,138(N)

(N)

𝑅𝑎𝑈1 = 0,634. 𝑡0,0375. 𝑆0,102. 𝑉−0,059 (m) 𝑅𝑎𝐾1 = 0,0557. 𝑡0,140. 𝑆0,339. 𝑉−0,112(m) 𝑅𝑎𝑈2 = 0,055. 𝑡0,150. 𝑆0,445. 𝑉−0,295(m) 𝑅𝑎𝐾2 = 0,036. 𝑡0,151. 𝑆0,465. 𝑉−0,248(m) 𝑅𝑎𝐾3 = 0,683. 𝑡0,033. 𝑆0,1067. 𝑉−0,069(m) 𝑅𝑎𝑈3 = 0,694. 𝑡0,037. 𝑆0,110. 𝑉−0,076(m) 𝛥𝐻𝑠𝑈1 = 4,365. 𝑡0,0956. 𝑆0,308. 𝑉−0,173(m) 𝛥𝐻𝑠𝐾1 = 2,794. 𝑡0,0997. 𝑆0,322. 𝑉−0,109(m) 𝛥𝐻𝑠𝑈2 = 6,023. 𝑡0,114. 𝑆0,334. 𝑉−0,173(m) 𝛥𝐻𝑠𝐾2 = 3,204. 𝑡0,108. 𝑆0,400. 𝑉−0,1496(m) 𝛥𝐻𝑠𝐾3 = 1,783. 𝑡0,112. 𝑆0,578. 𝑉−0,068(m) 𝛥𝐻𝑠𝑈3 = 5,051. 𝑡0,102. 𝑆0,327. 𝑉−0,0414(m)

Gia công khô 𝐹𝐾1 = 6,865. 𝑡0,217. 𝑆0,572. 𝑉−0,160(N)

3. Trong quá trình gia công hợp kim nhôm A7075 nghiên cứu đa phân tích ưu nhực

điểm của quá trình phay khô và phay ướt để giúp cho nhà sản xuất có thể lựa chọn

một trong 2 quá trình phay khô hoặc phay có dung dịch trơn nguộn

- Nếu lựa chọn quá trình phay ướt thì giảm được chi phí về dụng cụ cắt do tuổi thọ

của dụng cụ cắt cao hơn 24% so với gia công khô, dẫn đến giảm được 24% chi

phí của dụng cụ cắt. Tuy nhiên tốn về chi phí cho việc sử dụng dung dịch trơn

nguội, làm anh hưởng đến sức khỏe người vận hành máy và đặc biệt là chi phí

cho sử lý môi trường do dung dich trơn nguội đã qua sử dụng thải ra.

- Nếu lựa chọn quá trình phay khô thì chi phí dụng cụ cắt tăng lên 24% do tuổi thọ

dụng cụ cắt giảm tuy nhiêm phương pháp này lại giảm được chi phí sự dụng dung

dịch trơn nguội hơn nữa bảo đảm an toàn cho người vận hành máy và bảo vệ môi

127

trường đây là xu thế của sự phát triển hiện nay cũng như mong muốn của các quốc

gia hiện nay.

4. Đã xây dựng được mô hình bài toán tối ưu hóa chế độ cắt khi phay khô và phay

ướt hợp kim nhôm A7075 với dụng cụ cắt dao phay ngón HSSCo8 có phủ TiN.

Đã ứng dụng giải thuật di truyền (GA) đề giải bài toán tối ưu đơn mục tiêu và đa

mục tiêu qua đó giúp nhà công nghệ tham khảo áp dụng trong sản xuất như sau:

 Chế độ cắt tối ưu độ nhám bề mặt t=0,5mm, S= 800mm/phút=0.02mm/rang,

V=376m/phút. tại thời gian 90 phút Ra=0.256µm, tại thời gian 180 phút

Ra=0,162µm, tại thời gian gia công 270 phút Ra=0,9µm

 Chế độ cắt tối ưu đa mục tiêu là độ nhám bề mặt và lượng mòn dao là t=1,5mm,

S=800mm/phút=0.04mm/rang, V=188m/phút, tại thời gian 90 phút

Ra=0.33µm, ∆H=14.10µm tại thời gian 180 phút Ra=0,254µm, ∆H=24.10µm

tại thời gian gia công 270 phút Ra=0,993µm ∆H=33,27µm

HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

1. Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt cắt trong quá trình phay khô và ướt hợp kim

nhôm.

2. Nghiên cứu ứng dụng giải thuật mới để giải bài toán tối ưu đơn và đa mục tiêu

với số lượng nhiều biến đầu vào và đầu ra trong quá trình phay khô và phay

ướt hợp kim nhôm.

3. Nghiên cứu sự thay đổi tổ chức vật liệu khi phay khô và phay ướt.

4. Nghiên cứu đánh giá mức độ ảnh hưởng đến môi trường và kinh tế khi phay

khô và phay ướt.

128

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN

1. Le Nhu Trang, Xuan Thai - Tran, Nguyen Trong Hai & Nhu-Tung Nguyen

(2020), “An investigation and analysis of surface roughness and tool wear in

dry pocket milling of aluminum alloy AA7075”, International Journal of

Mechanical and Production Engineering Research and Development

(IJMPERD) ISSN(P): ISSN(P): 2249–6890; ISSN(E): 2249–8001, IMPACT

FACTOR(JCC) (2019): 8.8746; INDEX COPERNICUS VALUE (ICV) -

(2016): 60.6; NAAS RATING: 3.11; Vol. 10, Issue 2, Apr 2020, 1307–1320.

2. Nhu–Trang Le , Thai - Xuan Tran1, Hai – Trong Nguyen (2020), “An

Investigation and Analysis of Cutting Force and Tool Wear in Dry Pocket

Milling of Aluminum Alloy Al7075”, International Journal of cientific

Engineering and Science, ISSN (online): 2456-736, Volume 4, Issue 4, pp. 18-

23.

3. Lê Như Trang1, Trần Xuân Thái2, Nguyễn Trọng Hải2, Hoàng Tiến Dũng3

(2020), “Khảo sát lực cắt khi phay khô và phay ướt vật liệu hợp kim nhôm

AA7075”, Tạp chí khoa học và công nghệ - Trường đại học công nghiệp Hà

Nội, P-ISSN 1859-3585 E-ISSN 2615-9619.

4. Lê Như Trang, Trần Xuân Thái, Nguyễn Trọng Hải (2020), “Nghiên cứu ảnh

hưởng của các thông số đến mài mòn dụng cụ cắt khi phay hợp kim nhôm

A7075”, Tạp chí cơ khí Việt Nam, Số 6 năm 2020, P 166 – 170, ISSN 2615-

9910.

129

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] M. S. Swan (2012), “Incorporation of a general strain-to-falure fracture criteron into a stress-based plasticity model through a tiem - to - failure”, Thesis Mech. Eng. - Univ. Utah, USA., no. [2] S. Finish (2014), “Surface Finish and Residual Stresses Induced by Orthogonal Dry Machining of AA7075-T651”, pp. 1603–1624.

[3] W. Jomaa, O. Mechri, J. Lévesque, V. Songmene, P. Bocher, and A. Gakwaya (2017), “Finite element simulation and analysis of serrated chip formation during high – speed machining of AA7075 – T651 alloy”, J. Manuf. Process., vol. 26, pp. 446–458.

[4] Z. Zhong, X. Ai, Z. Liu, and J. Liu (2015), “Surface morphology and microcrack formation for 7050-T7451 aluminum alloy in high speed milling”, pp. 281–296. [5] B. Rao and Y. C. Shin (2010), “Analysis on high-speed face-milling of 7075- T6 aluminum using carbide and diamond cutters”, vol. 41, pp. 1763–1781.

[6] N. Tosun and M. Huseyinoglu (2010), “Effect of MQL on Surface Roughness in Milling of Effect of MQL on Surface Roughness in Milling of AA7075-T6”, vol. 6914.

[7] L. Tan, C. Yao, W. Zuo, and D. Wu (2013), “Simulation on Cutting Temperature During High-speed Milling Aluminum Alloy 7055”, vol. 328, pp. 486–490.

[8] R. K. Bhushan, S. Kumar, and S. Das (2010), “Effect of machining parameters on surface roughness and tool wear for 7075 Al alloy SiC composite”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 50, no. 5–8, pp. 459–469. [9] Bành Tiến Long, Trần Thế Lục, Trần Sỹ Túy (2013), "Nguyên lý gia công vật liệu". NXB Khoa học kỹ thuật, Hà Nội. [10] A. Vyas and M. C. Shaw (2008), “Mechanics of Saw-Tooth Chip Formation in Metal Cutting”, J. Manuf. Sci. Eng., vol. 121, no. 2, p. 163. [11] M. C. Shaw and J. O. Cookson (2005), "Metal cutting principles" (Vol. 2), no. June. [12] H. K. Toenshoff and B. Denkena (2013), "Basics of Cutting and Abrasive Processes". Berlin, Heidelberg: Springer Berlin Heidelberg.

[13] C. Wang, Y. Xie, L. Zheng, Z. Qin, D. Tang, and Y. Song (2014), “Research on the Chip Formation Mechanism during the high-speed milling of hardened steel”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 79, pp. 31–48.

[14] Nguyễn Chí Công (2017), "Nghiên cứu đặc tính cắt của mảnh dao thay thế nhiều cảnh hợp kim cứng chế tạo tại việt nam khi gia công thép không gỉ SUS304 trên máy tiện CNC". Luận án tiễn sỹ.

[15] E. T. & P. Wright (2013), "Metal cutting", vol. 53, no. 9. [16] G. Byrne and E. Scholta (1993), “Environmentally Clean Machining Processes - A Strategic Approach”, CIRP Ann. - Manuf. Technol., vol. 42, no. 1, pp. 471– 474, 1993.

[17] T. D. Howes, H. K. Tönshoff, W. Heuer, and T. Howes (1991), “Environmental Aspects of Grinding Fluids”, CIRP Ann. - Manuf. Technol., vol. 40, no. 2, pp. 623–630.

130

[18] B. K. A. N. P.S. Sreejith* (2000), “Dry machining: Machining of the future”, J. Mater. Process. Technol., vol. 101, pp. 287–291.

[19] N. Narutaki, Y. Yamane, S. Tashima, and H. Kuroki (1997), “A new advanced ceramic for dry machining”, CIRP Ann. - Manuf. Technol., vol. 46, no. 1, pp. 43–48. [20] Phạm Thị Hoa (2017), "Nghiên cứu quá trình phay cao tốc hợp kim nhôm A6061". Luận án tiến sĩ. [21] Nguyễn Trọng Hiếu (2012), "Mô hình hóa phay cao tốc với dao phay chỏm cầu". Luận án tiến sỹ.

[22] Phan Văn Hiếu (2012), "Xác định miền ổn định khi gia công trên máy CNC ba trục tốc độ cao". Luận án tiến sỹ - Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội. [23] Hoàng Tiến Dũng (2015), "Nghiên cứu tối ưu hóa một số công nghệ khi phay". Luận án tiến sỹ - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[24] Nguyễn Thanh Bình (2016), "Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt đến một số thông số đặc trưng khi gia công cao tốc bề mặt khuôn". Luận án tiến sỹ - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội. [25] Nguyễn Thành Huân (2018), "Nghiên cứu tiện thép hợp kim 9XC sau khi tôi có gia nhiệt bằng laser". Luận án tiến sỹ - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[26] Mạc Thị Bích (2019), "Nghiên cứu tính gia công vật liệu thép SDK11 trong môi trường gia nhiệt bằng cảm ứng từ và định hướng ứng dụng trong công nghiệp". Luận án tiến sỹ - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[27] D. Dudzinski, A. Devillez, A. Moufki, D. Larrouquère, V. Zerrouki, and J. Vigneau (2004), “A review of developments towards dry and high speed machining of Inconel 718 alloy”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 44, no. 4, pp. 439–456, 2004.

[28] A. Li, J. Zhao, H. Luo, and W. Zheng (2011), “Machined surface analysis in high-speed dry milling of Ti-6Al-4V alloy with coated carbide inserts”, Adv. Mater. Res., vol. 325, pp. 412–417.

[29] Z. Vagnorius and K. Sørby (2011), “Effect of high-pressure cooling on life of SiAlON tools in machining of Inconel 718”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 54, no. 1–4, pp. 83–92.

[30] O. S. Joshua, M. O. David, and I. O. Sikiru (2015), “Experimental Investigation of Cutting Parameters on Surface Roughness Prediction during End Milling of Aluminium 6061 under MQL ( Minimum Quantity Lubrication )”, J. Mech. Eng. Autom., vol. 5, no. 1, pp. 1–13, 2015.

[31] B. Sidda Reddy, J. Suresh Kumar, and K. Vijaya Kumar Reddy (2012), “Optimization of surface roughness in CNC end milling using response surface methodology and genetic algorithm”, Int. J. Eng. Sci. Technol., vol. 3, no. 8, pp. 102–109, Aug. 2012.

[32] X. Cui, J. Zhao, and X. Tian (2013), “Cutting forces, chip formation, and tool wear in high-speed face milling of AISI H13 steel with CBN tools”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 64, no. 9–12, pp. 1737–1749.

[33] K. Tug (2005), “Predictive modeling of surface roughness and tool wear in hard turning using regression and neural networks”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 45, pp. 467–479. [34] T. Ding, S. Zhang, Y. Wang, and X. Zhu (2010), “Empirical models and

131

optimal cutting parameters for cutting forces and surface roughness in hard milling of AISI H13 steel”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 51, no. 1–4, pp. 45–55. [35] C. Felho, B. Karpuschewski, and J. Kundrák (2015), “Surface roughness modelling in face milling”, Procedia CIRP, vol. 31, pp. 136–141.

[36] M. Kuttolamadom, S. Hamzehlouia, and L. Mears (2010), “Effect of Machining Feed on Surface Roughness in Cutting 6061 Aluminum”, SAE Int. J. Mater. Manuf, vol. 3, no. 1, pp. 108–119, 2010.

[37] A. E. Diniz and R. Micaroni (2002), “Cutting conditions for finish turning process aiming : the use of dry cutting”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 42, pp. 899–904.

[38] B. Davoodi and A. H. Tazehkandi (2014), “Experimental investigation and optimization of cutting parameters in dry and wet machining of aluminum alloy 5083 in order to remove cutting fluid”, J. Clean. Prod., vol. 68, pp. 234–242.

[39] T. Leppert (2011), “International Journal of Machine Tools & Manufacture Effect of cooling and lubrication conditions on surface topography and turning process of C45 steel”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 51, no. 2, pp. 120–126, 2011.

[40] N. R. Dhar, M. Kamruzzaman, and M. Ahmed (2006), “Effect of minimum quantity lubrication ( MQL ) on tool wear and surface roughness in turning AISI-4340 steel”, vol. 172, pp. 299–304, 2006.

[41] A. S. Varadarajan, P. K. Philip, and B. Ramamoorthy (2002), “Investigations on hard turning with minimal cutting fluid application ( HTMF ) and its comparison with dry and wet turning”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 42, pp. 193–200.

[42] S. Masoudi, M. Javad, E. Farshid, J. Seyed, and A. Mirsoleimani (2019), “Comparison the Effect of MQL , Wet and Dry Turning on Surface Topography , Cylindricity Tolerance and Sustainability”, Int. J. Precis. Eng. Manuf. Technol., no. 0123456789.

[43] M. Wang, L. Gao, and Y. Zheng (2014), “An examination of the fundamental mechanics of cutting force coefficients”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 78, pp. 1–7, 2014, doi: 10.1016/j.ijmachtools.2013.10.008.

[44] R. Ekanayake and P. Mathew (2007), “An Experimental Investigation of High Speed End Milling”, Proc. 5th Australas. Congr. Appl. Mech., no. December, p. 696.

[45] M. J. Bermingham, J. Kirsch, S. Sun, S. Palanisamy, and M. S. Dargusch (2011), “New observations on tool life, cutting forces and chip morphology in cryogenic machining Ti-6Al-4V”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 51, no. 6, pp. 500–511, 2011, doi: 10.1016/j.ijmachtools.2011.02.009.

[46] J. Gradišek et al (2005)., “On stability prediction for milling”, Int. J. Mach. doi: 769–781, 2005, 7–8, vol. pp. 45, no. Tools Manuf., 10.1016/j.ijmachtools.2004.11.015.

132

[47] D. Montgomery and Y. Altintas, “Mechanism of cutting force and surface generation in dynamic milling”, J. Manuf. Sci. Eng. Trans. ASME, vol. 113, no. 2, pp. 160–168, 1991, doi: 10.1115/1.2899673.

[48] B. R. Patel, B. P. Mann, and K. A. Young (2008), “Uncharted islands of chatter instability in milling”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 48, no. 1, pp. 124–134, 2008, doi: 10.1016/j.ijmachtools.2007.06.009.

[49] X. Cui, J. Zhao, and Y. Dong (2013), “The effects of cutting parameters on tool life and wear mechanisms of CBN tool in high-speed face milling of hardened steel”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 66, no. 5–8, pp. 955–964, doi: 10.1007/s00170-012-4380-0.

[50] X. Bin Cui and J. Zhao (2012), “Cutting Force and Tool Wear in Face Milling of Hardened Steel”, Mater. Sci. Forum, vol. 723, pp. 77–81, 2012, doi: 10.4028/www.scientific.net/msf.723.77.

[51] S. Zhang, J. F. Li, J. X. Deng, and Y. S. Li (2009), “Investigation on diffusion wear during high-speed machining Ti-6Al-4V alloy with straight tungsten carbide tools”, Int J Adv Manuf Technol, pp. 17–25, 2009, doi: 10.1007/s00170-008-1803-z.

[52] Chetan, A. Narasimhulu, S. Ghosh, and P. V. Rao (2015), “Study of Tool Wear Mechanisms and Mathematical Modeling of Flank Wear During Machining of Ti Alloy (Ti6Al4V)”, J. Inst. Eng. Ser. C, vol. 96, no. 3, pp. 279–285, Jul. 2015, doi: 10.1007/s40032-014-0162-9.

2200–2204, 652–654, Jan. vol. [53] B. L. Wang, X. Ai, Z. Q. Liu, and J. G. Liu (2013), “Wear Mechanism of PVD TiAlN Coated Cemented Carbide Tool in Dry Turning Titanium Alloy TC4”, doi: pp. Adv. Mater. Res., 10.4028/www.scientific.net/AMR.652-654.2200.

[54] V. Wagner, M. Baili, and G. Dessein (2014), “The relationship between the cutting speed, tool wear, and chip formation during Ti-5553 dry cutting”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 76, no. 5–8, pp. 893–912, doi: 10.1007/s00170- 014-6326-1.

[55] X. Tian, J. Zhao, J. Zhao, Z. Gong, and Y. Dong (2013), “Effect of cutting speed on cutting forces and wear mechanisms in high-speed face milling of Inconel 718 with Sialon ceramic tools”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 69, no. 9–12, pp. 2669–2678, doi: 10.1007/s00170-013-5206-4.

[56] M. Wang, B. Xu, J. Zhang, S. Dong, and S. Wei (2013), “Experimental observations on surface roughness, chip morphology, and tool wear behavior in machining Fe-based amorphous alloy overlay for remanufacture”, Int. J. Adv. Manuf. Technol., vol. 67, no. 5–8, pp. 1537–1548, doi: 10.1007/s00170- 012-4588-z.

[57] A. G. J. M. Manjaiah (2020), “Experimental Investigation on Tool Wear in AISI H13 Die Steel Turning Using RSM and ANN Methods”, Arab. J. Sci. Eng, doi: 10.1007/s13369-020-05038-9.

[58] X. Liang, Z. Liu, G. Yao, B. Wang, and X. Ren (2019), “Tribology International Investigation of surface topography and its deterioration resulting from tool wear evolution when dry turning of titanium alloy Ti-6Al- 4V”, Tribiology Int., vol. 135, no. February, pp. 130–142, doi: 10.1016/j.triboint.2019.02.049.

133

[59] A. Awale and K. Inamdar (2020), “Multi ‑ objective optimization of high ‑ speed turning parameters for hardened AISI S7 tool steel using grey relational analysis”, J. Brazilian Soc. Mech. Sci. Eng., doi: 10.1007/s40430-020-02433- z.

[60] U. Maheshwera, R. Paturi, A. Yash, S. Teja, and N. S. Reddy (2021), “Materials Today : Proceedings Modeling and optimization of machining parameters for minimizing surface roughness and tool wear during AISI 52100 turning”, Mater. Today Proc., no. xxxx, 2021, doi: steel dry 10.1016/j.matpr.2021.08.047.

[61] Trần Mạnh Hà (2015), "Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến chất lượng tạo hình bề mặt tự do elip lõm khi gia công trên máy phay CNC". Luận án tiến sỹ. [62] C. Adolfsson and J. E. Ståhl (1995), “Cutting force model for multi-toothed cutting processes and force measuring equipment for face milling,” Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 35, no. 12, pp. 1715–1728, doi: 10.1016/0890- 6955(95)00004-H.

[63] Z. C. Yang, D. H. Zhang, X. C. Huang, C. F. Yao, Y. S. Liang, and Y. Mao (2010), “The Simulation of Cutting Force and Temperature Field in Turning of Inconel 718”, Key Eng. Mater., vol. 458, no. 50975237, pp.149- 154, doi: 10.4028/www.scientific.net /KEM.458.149.

[64] M. A. Davies, B. Dutterer, J. R. Pratt, A. J. Schaut, and J. B. Bryan (1998), “On the Dynamics of High-Speed Milling with Long, Slender Endmills”, CIRP Ann. - Manuf. Technol., vol. 47, no. 1, pp. 55–60, doi: 10.1016/S0007- 8506(07)62784-X.

[65] D. Ulutan and T. Ozel (2011), “International Journal of Machine Tools & Manufacture Machining induced surface integrity in titanium and nickel alloys : A review”, Int. J. Mach. Tools Manuf., vol. 51, no. 3, pp. 250–280, doi:10.1016/j.ijmachtools.2010.11.003.

[66] S. C. Veldhuis, G. K. Dosbaeva, A. Elfizy, G. S. Fox-Rabinovich, and T. Wagg (2010), “Investigations of white layer formation during machining of powder metallurgical Ni-based ME 16 superalloy”, J. Mater. Eng. Perform., vol. 19, no. 7, pp. 1031–1036, doi: 10.1007/s11665-009-9567-7.

[67] O. Çolak, C. Kurbanoǧlu, and M. C. Kayacan (2007), “Milling surface roughness prediction using evolutionary programming methods,” Mater. Des., vol. 28, no. 2, pp. 657–666, doi: 10.1016/j.matdes.2005.07.004.

[68] D. Jin and Z. Liu (2013), “Damage of the machined surface and subsurface in orthogonal milling of FGH95 superalloy”, doi: 10.1007/s00170-013-4944-7. [69] Nguyễn Doãn Ý (2003), "Quy hoạch thực nghiệm". NXB Khoa học kỹ thuật, Hà Nội.

[70] Abimbola M Jubril (2012), “A nonlinear weights selection in weighted sum for convex multiobjective optimization”, Facta Universitatis ser. Math. Inform. Vol. 27 No 3, 357-372 [71] Hua Zuo and Guoli Zhang (2013), “Weights Analysis of Multi-objective

Programming Problem, Information Processing and Control Institute”, North

China Electric Power University, Baoding 071003, China.

134

PHỤ LỤC BẢN PHỤ LỤC 1. KẾT QUẢ ĐO GIA CÔNG ƯỚT

Biến mã hóa

X1 X2 X3

Fx1 (N)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Biến Thực nghiệm S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 54.35 188.0 68.31 188.0 87.43 188.0 99.30 376.0 51.33 376.0 71.44 376.0 75.23 376.0 85.43 282.0 69.47 282.0 72.56 282.0 70.44

Kết quả đo lực Fx Fx2 (N) 55.31 7.65 87.45 96.65 53.21 73.22 76.10 86.10 72.30 73.41 74.25

Fx3 (N) 53.42 69.22 89.78 97.38 50.18 71.87 74.88 84.32 71.21 70.39 72.04

Fxtb (N) 54.36 68.39 88.22 97.78 51.57 72.18 75.40 85.28 70.99 72.12 72.24

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 90 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X1 X2 X3

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Kết quả đo lực Fy Fy1 V (N) (m) 188.0 86.74 188.0 109.20 188.0 111.32 188.0 150.25 73.12 376.0 376.0 95.78 376.0 126.17 376.0 130.22 282.0 180.66 282.0 183.57 282.0 179.78

Fy2 (N) 84.51 110.21 113.82 152.55 70.26 93.51 122.15 129.89 183.23 187.72 182.18

Fy3 (N) 85.72 108.67 109.78 147.89 72.23 96.14 127.30 133.22 185.70 186.12 188.23

Fytb (N) 85.66 109.36 111.64 150.23 71.87 95.14 125.21 131.11 183.20 185.80 183.40

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 90 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Kết quả đo lực Fz Fz2 Fz1 V (N) (N) (m) 49.27 50.29 188.0 65.11 64.73 188.0 86.20 188.0 88.28 118.58 188.0 119.56 47.12 45.38 376.0 61.18 63.42 376.0 54.27 54.17 376.0 80.16 79.00 376.0 74.22 76.26 282.0 77.20 74.15 282.0 73.69 77.23 282.0

Fz3 (N) 52.17 61.08 89.14 122.30 48.07 60.05 53.16 81.70 75.78 72.18 78.12

Fztb (N) 50.58 63.64 87.87 120.15 46.86 61.55 53.87 80.29 75.42 74.51 76.35

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 90 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

V (m) 188.0 188.0 188.0 188.0 376.0 376.0 376.0 376.0 282.0 282.0 282.0

Kết quả đo lực Fx Fx1 (N) 54.87 68.73 87.95 99.22 51.65 1.96 75.75 85.45 69.99 73.08 70.96

Fx2 (N) 55.83 68.17 87.57 97.17 53.23 73.74 76.62 86.62 72.32 73.93 74.77

Fx3 (N) 53.94 69.34 90.30 97.90 50.70 72.49 75.40 84.64 71.33 70.61 72.56

Fxtb (N) 54.88 68.75 88.61 98.10 51.86 72.73 75.92 85.57 71.21 72.54 72.76

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 180 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fy

-1

T (mm) 0.5

S (mm) 800

-1

V (m) 188.0

Fy1 (N) 87.29

Fy2 (N) 84.66

Fy3 (N) 86.27

Fytb (N) 86.07

-1

1.5

800

-1

188.0 109.65

110.36

108.02

109.34

-1

0.5

1600

-1

188.0 111.67

114.37

110.23

112.09

1.5

1600

-1

188.0 150.70

153.20

148.24

150.71

-1

0.5

800

376.0

73.57

70.71

72.68

72.32

-1

1.5

800

376.0

96.23

93.76

96.59

95.53

-1

0.5

1600

376.0 126.62

122.60

127.75

125.66

1.5

1600

376.0 130.67

130.24

133.67

131.53

1.0

1200

282.0 181.21

183.58

186.15

183.65

1.0

1200

282.0 184.02

188.17

186.67

186.29

1.0

1200

282.0 180.23

182.63

188.68

183.85

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 180 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fz

-1

T (mm) 0.5

S (mm) 800

-1

Fz2 (N) 49.89

Fz3 (N) 52.79

Fztb (N) 51.16

V (m) 188.0

Fz1 (N) 50.81

-1

1.5

800

-1

65.73

61.70

64.26

188.0

65.35

-1

0.5

1600

-1

86.72

89.86

88.49

188.0

88.90

1.5

1600

-1

188.0 120.18

119.25

122.52

120.65

-1

0.5

800

47.74

48.69

47.59

376.0

46.34

-1

1.5

800

61.81

60.67

62.17

376.0

64.04

-1

0.5

1600

54.89

53.78

54.49

376.0

54.79

1.5

1600

80.78

82.32

80.91

376.0

79.62

1.0

1200

74.84

76.44

76.05

282.0

76.88

1.0

1200

77.62

72.83

75.01

282.0

74.57

1.0

1200

74.31

78.74

76.97

282.0

77.85

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 180 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

V (m) 188.0 188.0 188.0 188.0 376.0 376.0 376.0 376.0 282.0 282.0 282.0

Kết quả đo lực Fx Fx1 (N) 56.86 70.82 89.94 101.81 53.84 73.65 77.74 87.94 71.48 75.07 72.95

Fx2 (N) 57.82 70.16 89.76 99.16 55.72 75.73 78.61 88.71 74.61 75.92 76.76

Fx3 (N) 55.93 71.83 92.29 99.49 52.69 74.38 77.39 86.63 73.72 72.90 74.75

Fxtb (N) 56.87 70.94 90.66 100.15 54.08 74.59 77.91 87.76 73.27 74.63 74.82

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 270 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fy

T (mm) 0.5

S (mm) 800

-1

V (m) 188.0

Fy1 (N) 88.87

Fy2 (N) 86.64

Fy3 (N) 87.85

Fytb (N) 87.79

1.5

800

-1

188.0 111.33

112.34

110.80

111.49

0.5

1600

-1

188.0 113.45

115.95

111.91

113.77

1.5

1600

-1

188.0 152.38

154.68

150.02

152.36

0.5

800

-1

376.0

75.25

72.39

74.36

74.00

1.5

800

-1

376.0

97.91

95.64

98.27

97.27

0.5

1600

-1

376.0 128.30

124.28

129.43

127.34

1.5

1600

376.0 132.35

132.02

135.35

133.24

1.0

1200

282.0 182.79

185.36

187.83

185.33

10 11

1.0 1.0

1200 1200

0 0

282.0 185.70 282.0 181.91

189.85 184.31

188.25 190.36

187.93 185.53

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 270 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fz

T (mm) 0.5

S (mm) 800

-1

V (m) 188.0

Fz1 (N) 53.02

Fz2 (N) 52.00

Fz3 (N) 54.90

Fztb (N) 53.31

1.5

800

-1

188.0

67.26

67.84

63.81

66.30

0.5

1600

-1

188.0

91.01

88.63

91.87

90.50

1.5

1600

-1

188.0 122.21

121.31

125.13

122.88

0.5

800

-1

376.0

48.11

49.85

50.80

49.59

1.5

800

-1

376.0

66.15

63.91

62.88

64.31

0.5

1600

-1

376.0

56.90

57.00

55.89

56.60

1.5

1600

376.0

81.73

82.89

84.83

83.15

1.0

1200

282.0

78.99

76.95

78.51

78.15

1.0

1200

282.0

76.38

79.53

74.91

76.94

1.0

1200

282.0

79.96

76.42

80.85

79.08

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 270 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám Ra1 (µm)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

V (m) 188.0 0.1770 0.3198 188.0 188.0 0.3256 188.0 0.3670 376.0 0.2285 376.0 0.2445 376.0 0.2777 376.0 0.2775 282.0 0.2775 282.0 0.2665 282.0 0.2763

Ra2 (µm) 0.2117 0.2913 0.3436 0.3998 0.2755 0.2355 0.2867 0.3197 0.2775 0.2856 0.2995

Ra3 (µm) 0.2326 0.2978 0.3307 0.4087 0.2466 0.2645 0.2965 0.3056 0.2915 0.2902 0.3175

Ratb (µm) 0.207 0.303 0.333 0.392 0.250 0.248 0.287 0.301 0.282 0.281 0.298

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 180 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám Ra1 (µm)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 0.1335 188.0 0.2763 188.0 0.2821 188.0 0.3235 376.0 0.1850 376.0 0.2010 376.0 0.2342 376.0 0.2340 282.0 0.2340 282.0 0.2230 282.0 0.2328

Ra2 (µm) 0.1682 0.2478 0.3001 0.3563 0.2320 0.1920 0.2432 0.2762 0.2340 0.2421 0.2560

Ra3 (µm) 0.1891 0.2543 0.2872 0.3652 0.2031 0.2210 0.2530 0.2621 0.2480 0.2467 0.2740

Ratb (µm) 0.16 0.26 0.29 0.35 0.21 0.20 0.24 0.26 0.24 0.24 0.25

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 270 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám

Ra1 (µm)

-1

T (mm) 0.5

S (mm) 800

V (m) 188.0 0.8730

Ra2 (µm) 0.9077

Ra3 (µm) 0.9286

Ratb (µm) 0.90

-1

1.5

800

188.0 1.0158

0.9873

0.9938

1.00

-1

0.5

1600

188.0 1.0216

1.0396

1.0267

1.03

-1

1.5

1600

188.0 1.0630

1.0958

1.1047

1.09

-1

0.5

800

376.0 0.9245

0.9715

0.9426

0.95

-1

1.5

800

376.0 0.9405

0.9315

0.9605

0.94

-1

0.5

1600

376.0 0.9737

0.9827

0.9925

0.98

1.5

1600

376.0 0.9735

1.0157

1.0016

1.00

1.0

1200

282.0 0.9735

0.9735

0.9875

0.98

1.0

1200

282.0 0.9625

0.9816

0.9862

0.98

1.0

1200

282.0 0.9723

0.9955

1.0135

0.99

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 90 phút gia công ướt

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, ở thời gian gia công 90 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X1 X2 X3

∆Hs3 (µm)

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs2 ∆Hs1 (µm) (µm)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 12.01 13.80 11.76 188.0 14.32 14.34 14.00 188.0 17.21 16.87 16.22 188.0 18.24 17.49 17.87 376.0 11.32 11.67 11.54 376.0 14.67 14.32 14.89 376.0 14.01 14.04 14.13 376.0 15.34 14.89 14.55 282.0 14.78 14.29 14.34 282.0 14.89 14.67 14.23 282.0 14.11 14.87 14.21

∆Hstb (µm) 12.52 14.22 16.77 17.87 11.51 14.63 14.06 14.93 14.47 14.60 14.40

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, ở thời gian gia công 180 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X1 X2 X3

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs3 ∆Hs2 ∆Hs1 (µm) (µm) (µm) 8.66 8.09 10.20 10.33 10.73 10.55 12.35 12.20 6.87 6.53 10.18 9.22 10.40 10.46 11.75 11.88 7.67 7.15 7.56 8.53 7.54 7.73

V (m) 188.0 7.790 188.0 10.100 188.0 10.990 188.0 12.020 376.0 7.100 376.0 10.450 376.0 10.090 376.0 11.120 282.0 8.560 282.0 8.670 282.0 8.890

∆Hstb (µm) 8.18 10.21 10.75 12.19 6.83 9.95 10.31 11.58 7.79 8.25 8.05

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, ở thời gian gia công 270 phút gia công ướt

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X1 X2 X3

∆Hs3 (µm)

∆Hs2 (µm)

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs1 (µm)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 12.01 13.80 11.76 188.0 14.32 15.34 13.00 188.0 17.21 17.87 16.22 188.0 18.24 17.49 17.87 376.0 11.32 11.67 10.54 376.0 14.67 15.32 14.89 376.0 15.31 14.54 15.13 376.0 15.34 14.89 14.55 282.0 13.78 12.29 13.34 282.0 12.89 13.67 14.23 282.0 13.11 12.87 14.21

∆Hstb (µm) 12.52 14.22 17.10 17.87 11.18 14.96 14.99 14.93 13.14 13.60 13.40

Biến mã hóa

Kết quả đo lực Fx

V (m)

Fx1 (N)

Biến Thực nghiệm S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

188.0 56.41 188.0 69.32 188.0 88.22 188.0 99.39 376.0 52.12 376.0 71.78 376.0 77.21 376.0 86.49 282.0 70.45 282.0 72.89 282.0 71.47

Fx2 (N) 54.35 68.30 87.89 97.56 53.21 73.22 76.14 86.16 71.36 73.49 74.29

Fx3 (N) 56.45 70.11 89.72 98.38 51.22 72.11 75.82 85.37 72.28 71.32 72.07

Fxtb (N) 55.74 69.24 88.61 98.44 52.18 72.37 76.39 86.01 71.36 72.57 72.61

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

BẢN PHỤ LỤC 2. KẾT QUẢ ĐO GIA CÔNG KHÔ Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 90 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fy Fy1 (N)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 87.75 188.0 109.88 188.0 112.31 188.0 151.80 376.0 72.12 376.0 96.18 376.0 125.87 376.0 131.29 181.62 184.55 180.72

282.0 282.0 282.0

Fy2 (N) 85.11 110.25 113.62 151.54 72.26 94.52 123.35 130.81 183.33 186.77 184.16

Fy3 (N) 86.42 109.55 109.73 148.82 73.13 95.12 126.39 132.22 185.76 185.12 187.26

Fytb (N) 86.43 109.89 111.89 150.72 72.50 95.27 125.20 131.44 183.57 185.48 184.05

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 90 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fz Fz1 (N)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 51.23 188.0 65.48 188.0 88.28 188.0 121.52 376.0 46.38 376.0 64.42 376.0 54.87 376.0 80.15 282.0 76.57 282.0 76.38 282.0 76.38

Fz2 (N) 50.29 66.17 86.26 119.59 47.15 62.43 56.26 82.46 77.63 77.28 76.64

Fz3 (N) 52.57 64.28 89.18 121.35 49.17 63.31 53.13 81.72 76.74 75.14 77.16

Fztb (N) 51.36 65.31 87.91 120.82 47.57 63.39 54.75 81.44 76.98 76.27 76.73

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 90 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X2 X3

Kết quả đo lực Fx Fx1 (N)

V (m)

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

188.0 56.94 188.0 69.45 188.0 88.75 188.0 99.72 376.0 52.65 376.0 72.31 376.0 77.84 376.0 87.02 282.0 70.58 282.0 73.42 282.0 72.00

Fx2 (N) 54.88 68.33 88.42 98.19 53.74 73.65 76.67 86.69 71.59 74.12 74.82

Fx3 (N) 56.98 70.64 90.25 98.91 51.75 72.64 76.35 85.90 72.81 71.85 72.60

Fxtb (N) 56.27 69.47 89.14 98.94 52.71 72.87 76.95 86.54 71.66 73.13 73.14

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 180 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

X1 X2 X3

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Kết quả đo lực Fy Fy1 (N) 88.27 110.30 112.73 152.22 72.54 96.60 126.39 131.71 182.04 184.77 181.14

Fy2 (N) 85.53 110.47 114.04 151.66 72.68 94.54 123.77 131.23 183.65 187.19 184.58

V (m) 188.0 188.0 188.0 188.0 376.0 376.0 376.0 376.0 282.0 282.0 282.0

Fy3 (N) 86.84 109.97 110.15 149.34 73.55 95.74 126.81 132.34 186.18 185.54 187.58

Fytb (N) 86.88 110.25 112.31 151.07 72.92 95.63 125.66 131.76 183.96 185.83 184.43

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 180 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo lực Fz

Fz1

Fz2

Fz3

Fztb

X1 X2 X3

(mm)

(m)

(N)

0.5

800

188.0

51.41

50.47

52.75

51.54

-1

1.5

800

188.0

65.66

66.35

64.46

65.49

-1

0.5

1600

188.0

88.46

86.44

89.36

88.09

-1

1.5 0.5 1.5

1600 800 800

188.0 376.0 376.0

121.70 46.56 64.60

119.77 47.33 62.61

121.53 49.35 63.49

121.00 47.75 63.57

4 5 6

1 -1 1

1 -1 -1

-1 1 1

0.5

1600

376.0

55.05

56.44

53.31

54.93

-1

1.5

1600

376.0

80.33

82.64

81.90

81.62

1.0

1200

282.0

76.75

77.81

76.92

77.16

1.0 1.0

1200 1200

282.0 282.0

76.56 76.56

77.46 76.82

75.32 77.34

76.45 76.91

10 11

0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 180 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 188.0 188.0 188.0 376.0 376.0 376.0 376.0 282.0 282.0 282.0

Kết quả đo lực Fx Fx2 Fx1 (N) (N) 56.12 58.06 69.75 70.97 89.54 89.87 99.21 101.04 54.46 53.77 74.87 73.43 77.79 78.86 87.91 88.14 73.01 72.10 75.14 74.54 75.94 73.12

Fx3 (N) 58.20 71.76 91.37 99.03 52.87 73.76 77.47 87.02 73.63 72.57 73.92

Fxtb (N) 57.46 70.83 90.26 99.76 53.70 74.02 78.04 87.69 72.91 74.08 74.33

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương X ở thời gian 270 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 188.0 188.0 188.0 376.0 376.0 376.0 376.0 282.0 282.0 282.0

Kết quả đo lực Fy Fy1 (N) 89.52 111.85 114.28 153.77 74.09 98.15 127.84 133.36 183.59 186.12 182.69

Fy2 (N) 87.08 112.32 115.59 153.51 74.23 96.49 125.32 132.78 185.31 188.74 186.13

Fy3 (N) 88.39 111.52 111.43 150.59 75.10 97.19 127.36 134.19 187.43 187.09 189.23

Fytb (N) 88.33 111.90 113.77 152.62 74.47 97.28 126.84 133.44 185.44 187.32 186.02

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Y ở thời gian 270 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

T (mm)

S (mm)

V (m)

Kết quả đo lực Fz Fz1 (N)

Fz2 (N)

Fz3 (N)

Fztb (N)

0.5

800

188.0

53.60

52.66

54.74

53.67

-1

1.5

800

188.0

67.65

68.56

66.85

67.69

-1

0.5

1600

188.0

90.65

88.63

91.55

90.28

-1

188.0

123.89

121.96

123.72

123.19

1.5

1600

-1

0.5

800

376.0

48.75

49.52

51.54

49.94

-1

1.5

800

376.0

66.79

64.82

65.48

65.70

-1

0.5

1600

376.0

57.34

58.63

55.50

57.16

-1

1.5

1600

376.0

82.52

84.83

84.19

83.85

1.0

1200

282.0

78.94

80.00

79.11

79.35

1.0

1200

282.0

78.75

79.65

77.51

78.64

1.0

1200

282.0

78.65

79.11

79.93

79.23

Bảng kết quả thực nghiêm đo lực theo phương Z ở thời gian 270 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám Ra1 (µm)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

Ratb (µm) 0.854 0.934 0.961 1.015 0.870 0.877 0.921 0.933 0.908 0.908 0.923

V (m) 188.0 0.2250 188.0 0.3578 188.0 0.3590 188.0 0.4033 376.0 0.2465 376.0 0.2785 376.0 0.3265 376.0 0.3145 282.0 0.3075 282.0 0.2985 282.0 0.2995

Ra2 (µm) 0.2697 0.3193 0.3708 0.4155 0.2825 0.2665 0.3135 0.3565 0.2955 0.3045 0.3275

Ra3 (µm) 0.2676 0.3258 0.3546 0.4247 0.2795 0.2845 0.3225 0.3285 0.3195 0.3215 0.3425

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 90 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám

Ra1 (µm)

-1

T (mm) 0.5

S (mm) 800

V (m) 188.0 0.1435

Ra2 (µm) 0.1882

Ra3 (µm) 0.1861

Ratb (µm) 0.17

-1

1.5

800

188.0 0.2763

0.2378

0.2443

0.25

-1

0.5

1600

188.0 0.2775

0.2893

0.2731

0.28

-1

1.5

1600

188.0 0.3218

0.3340

0.3432

0.33

-1

0.5

800

376.0 0.1650

0.2010

0.1980

0.19

-1

1.5

800

376.0 0.1970

0.1850

0.2030

0.20

-1

0.5

1600

376.0 0.2450

0.2320

0.2410

0.24

1.5

1600

376.0 0.2330

0.2750

0.2470

0.25

1.0

1200

282.0 0.2260

0.2140

0.2380

0.23

1.0

1200

282.0 0.2170

0.2230

0.2400

0.23

1.0

1200

282.0 0.2180

0.2460

0.2610

0.24

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 270 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

Kết quả đo độ nhám

Ra1 (µm)

188.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

V (m) 188.0 0.8830 188.0 1.0158 1.0170 188.0 1.0613 376.0 0.9045 376.0 0.9365 376.0 0.9845 376.0 0.9725 282.0 0.9655 282.0 0.9565 282.0 0.9575

Ra2 (µm) 0.9277 0.9773 1.0288 1.0735 0.9405 0.9245 0.9715 1.0145 0.9535 0.9625 0.9855

Ra3 (µm) 0.9256 0.9838 1.0126 1.0827 0.9375 0.9425 0.9805 0.9865 0.9775 0.9795 1.0005

Ratb (µm) 0.91 0.99 1.02 1.07 0.93 0.93 0.98 0.99 0.97 0.97 0.98

Bảng kết quả thực nghiệm đo nhám ở thời gian gia công 180 phút gia công khô

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, sau thời gian gia công 90 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

V (m)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs3 ∆Hs2 ∆Hs1 (µm) (µm) (µm) 11.76 13.80 13.00 15.34 16.22 17.87 17.87 17.49 10.54 11.67 14.89 15.32 15.13 14.54 14.55 14.89 13.34 12.29 14.23 13.67 14.21 12.87

188.0 12.01 188.0 14.32 188.0 17.21 188.0 18.24 376.0 11.32 376.0 14.67 376.0 15.31 376.0 15.34 282.0 13.78 282.0 12.89 282.0 13.11

∆Hstb (µm) 12.52 14.22 17.10 17.87 11.18 14.96 14.99 14.93 13.14 13.60 13.40

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, ở thời gian gia công 180 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

V (m)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

T (mm) 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 0.5 1.5 1.0 1.0 1.0

S (mm) 800 800 1600 1600 800 800 1600 1600 1200 1200 1200

-1 1 -1 1 -1 1 -1 1 0 0 0

-1 -1 1 1 -1 -1 1 1 0 0 0

-1 -1 -1 -1 1 1 1 1 0 0 0

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs3 ∆Hs2 ∆Hs1 (µm) (µm) (µm) 8.05 6.63 188.0 8.12 9.75 7.87 188.0 9.66 12.63 11.09 188.0 12.19 13.40 12.74 188.0 11.81 6.71 6.41 376.0 6.99 10.49 9.76 376.0 9.64 10.46 9.42 376.0 9.21 11.52 12.00 376.0 11.86 8.67 8.21 282.0 7.61 9.13 9.10 282.0 7.99 8.93 9.08 282.0 7.19

∆Hstb (µm) 7.60 9.09 11.97 12.65 6.70 9.96 9.69 11.79 8.16 8.74 8.40

Bảng kết quả thực nghiệm đo mòn mặt sau, ở thời gian gia công 270 phút gia công khô

Biến mã hóa

Biến Thực nghiệm

-1

T (mm) 0.5

S (mm) 800

V (m) 188.0

Kết quả đo mòn mặt sau ∆Hs ∆Hs2 ∆Hs1 (µm) (µm) 49.27 50.29

∆Hs3 (µm) 52.17

∆Hstb (µm) 50.58

1.5

-1

800

188.0

64.73

65.11

61.08

63.64

0.5

1600

-1

188.0

88.28

86.20

89.14

87.87

1.5

1600

-1

188.0

119.56

118.58

122.30

120.15

0.5

800

-1

376.0

45.38

47.12

48.07

46.86

1.5

800

-1

376.0

63.42

61.18

60.05

61.55

0.5

1600

-1

376.0

54.17

54.27

53.16

53.87

1.5

1600

376.0

79.00

80.16

81.70

80.29

1.0

1200

282.0

76.26

74.22

75.78

75.42

1.0

1200

282.0

74.15

77.20

72.18

74.51

1.0

1200

282.0

77.23

73.69

78.12

76.35